劉新宇 劉統(tǒng)亮 魏行超 程寒生 張晨 戚蒿 薛大智

摘要：臍帶纜終端是水下臍帶纜關鍵的硬件設備，其在深海環(huán)境承受載荷復雜惡劣，對連接系統(tǒng)的可靠性要求很高。以南海某氣田使用深水臍帶纜終端為研究對象，針對現(xiàn)場測試發(fā)現(xiàn)的屈服強度不足問題，依據(jù)ASME相關標準，對臍帶纜終端關鍵連接部件按彈-塑性應力分析方法建立有限元模型并進行數(shù)值分析，得到其在極限工況下的彎矩能力、軸向能力和剪切能力。分析結果表明：深水臍帶纜終端連接系統(tǒng)在復雜環(huán)境載荷下整體結構安全可靠，滿足全局彈-塑性失效評估的標準；結合理論計算深水臍帶纜終端連接系統(tǒng)局部塑性變形大小均小于許用值，滿足局部彈-塑性失效的要求；材料屈服強度越高，承載能力越好，通過工程實踐選用較為保守的方案，海上施工作業(yè)和水下連接過程中表現(xiàn)優(yōu)異。研究成果可為臍帶纜終端設計和現(xiàn)場工程應用提供理論基礎和技術參考。

關鍵詞：水下控制系統(tǒng)；臍帶纜終端；承載能力；失效準則；屈服強度

0 引 言

水下生產系統(tǒng)是深水油氣田和海上邊際油氣田開發(fā)的重要模式之一［1-3］。在深海環(huán)境中，臍帶纜為水下生產系統(tǒng)提供液壓、電力和化學藥劑注入等，是水下控制系統(tǒng)的重要組成部分，被喻為連接海面設施和水下生產系統(tǒng)之間的“動脈”［4］。臍帶纜終端作為水下臍帶纜關鍵的硬件設備，除了將臍帶纜中輸送的電、液進行水下分配，還兼具水下設備的控制等功能。深水作業(yè)風險高、海洋環(huán)境復雜惡劣等一系列因素對臍帶纜終端（Umbilical Termination Head，UTH）連接系統(tǒng)承載能力提出了很高的要求［5］。

目前，國內外眾多學者針對臍帶纜終端展開了相關研究。C.DIEUMEGARD等［6］對深水臍帶纜及其終端的安裝技術展開了探討，分析了關鍵限制因素對深水臍帶纜及其終端的影響。K.M.CLAUSING等［7］以減少深水臍帶纜終端著泥點為出發(fā)點，對臍帶纜終端和臍帶纜連接后的海上施工進行了新的分析。劉書勝等［8］對深水臍帶纜終端設備進行了介紹，分析了臍帶纜終端在舷側立鋪技術（TLS）方面的應用。侯靜等［9］以荔灣3-1氣田深水臍帶纜及其終端為研究對象，運用OrcaFlex軟件對關鍵部件進行建模，結合豎直鋪設技術開展靜力和動力學分析。郭宏等［10］基于ISO相關標準要求，對臍帶纜測試技術進行了詳細的介紹，并將其成功應用于文昌氣田。魏會東等［11］依據(jù)荔灣項目對水下臍帶纜終端設施進行研制，并對臍帶纜終端關鍵技術進行了分析和總結。

相關研究主要集中在深水臍帶纜及其終端安裝等方面，對臍帶纜終端單獨進行分析較少，尤其是深水臍帶纜終端承載能力方面，未見相關研究報道。深水臍帶纜終端是臍帶纜與水下結構物連接的重要樞紐，承受深海惡劣的環(huán)境載荷，其承載能力直接影響到整個水下生產系統(tǒng)的可靠性和安全性。筆者在前人研究的基礎上，以南海某氣田現(xiàn)場使用深水臍帶纜終端為研究對象，針對現(xiàn)場測試發(fā)現(xiàn)的F65材料熱處理冷卻后屈服強度降低這一問題，依據(jù)ASME相關標準，對臍帶纜終端關鍵連接部件按彈-塑性應力分析方法建立有限元模型并進行數(shù)值分析，得到其在極限工況下的彎矩能力、軸向能力和剪切能力，分析了F65材料不同屈服強度對深水臍帶纜終端承載能力的影響。同時，通過彈塑性失效評估，驗證了深水臍帶纜終端連接系統(tǒng)承載能力的安全可靠性。研究結果可為工程應用提供支持。

1 計算模型

1.1 結構概述

南海某氣田從海面設施平臺到水下分配單元（SDU）、水下臍帶纜終端單元（SUTU）和管匯間均通過304.8 mm（12 in）的臍帶纜終端UTH進行連接。臍帶纜終端UTH主要由外框架、母頭、連接部分（連接轂座、密封盤、卡箍連接器）公頭等部件組成，其結構如圖1所示。

在海上施工作業(yè)時，帶有首端臍帶纜終端UTH的臍帶纜初始化吊裝經(jīng)過TLS（Tilt Lay System），進行入水下放纜和安裝就位等工作，然后開始起始鋪設和正常鋪設階段，直至末端臍帶纜終端UTH安裝就位和水下結構實現(xiàn)水平連接，整個安裝過程結束［12-13］。在整個施工作業(yè)以及后續(xù)正常生產過程中，臍帶纜終端UTH的連接性能直接影響整個水下生產系統(tǒng)的可靠性和安全性。其關鍵連接部件如圖2所示，主要由公頭轂座、母頭轂座、密封盤和卡箍連接器組成。

轂座是連接部件的核心部件之一，考慮其與管道的易焊性、與流體接觸面和金屬密封面等耐蝕層的易堆焊性以及連接器的成本控制等，通常選用ASTM A694 F65低碳高強度合金鋼使鍛造成形［14］。在現(xiàn)場測試時，材料測得的實際屈服強度為402 MPa，低于材料數(shù)據(jù)表MDS中的屈服強度448 MPa，分析其主要原因為轂座的鍛件厚度較大（＞150 mm），在冷卻過程中散熱效果不好，從而導致材料屈服強度降低（見圖3）。

為評估材料不同屈服強度對深水臍帶纜終端承載能力的影響，依據(jù)ASME BPVC Ⅷ-2標準，對臍帶纜終端連接部件按彈-塑性應力分析方法建立有限元模型并進行數(shù)值分析，得到其在極限工況下的彎矩能力、軸向能力和剪切能力?；谌趾途植繌?塑性失效準則，分析各能力載荷下詳細的應力應變分布狀況，對于每種載荷情況和每種材料模型，給出了載荷響應圖，其中最后一個收斂增量代表全局準則，即破壞。當現(xiàn)場輸出滿足ASME BPVC Ⅷ-1判據(jù)時，提供局部判據(jù)圖，并結合理論計算結果完成失效評定，從而為工程應用提供支持。

1.2 有限元模型建立

基于公、母頭轂座間最小尺寸運用ABAQUS軟件對其進行建模，如圖4a所示，主要由公頭轂座、母頭轂座、密封盤和卡箍連接器組成。對有限元模型進行網(wǎng)格劃分，整體使用C3D8R單元，該8節(jié)點六面體線性非協(xié)調模式單元能克服剪切自鎖問題，具有較高的計算精度；各部件面對面接觸使用10節(jié)點四面體單元的C3D10網(wǎng)格單元，并對各接觸部位進行局部網(wǎng)格加密；該有限元模型全局尺寸8 mm，包含526 313個C3D8R類型的元素（66.75%）和262 173個C3D10類型的元素（33.25%）。元素總數(shù)為788 486，節(jié)點總數(shù)為998 365。其整體和局部加密網(wǎng)格模型如圖4b所示。

在公頭轂座和密封盤之間、母頭轂座和密封盤之間以及公母頭轂座之間均為面對面接觸，對于所有接觸點，考慮帶有懲罰摩擦的切向行為，摩擦因數(shù)為0.1，同時考慮帶有“硬接觸”的正常行為。各接觸面設置細節(jié)如圖5所示。同時，在公母頭轂座的中心設置參考點，并在參考點和相應的轂面之間建立連續(xù)分布耦合，外部載荷作用在母頭轂座中心的參考點上。

基于美國機械工程師協(xié)會（ASME）相關標準，采用彈塑性有限元模型，根據(jù)ASME第八章第2部分的附件3-D的MDS（Material Data Sheet），得到如圖6所示的材料應力-應變曲線，其中彈性模量為200.35 GPa，泊松比為0.31，屈服強度分別為402和448 MPa，極限抗拉強度為531 MPa，材料密度為7 750 kg/m3。

1.3 載荷及邊界條件

基于上述有限元模型，載荷加載步驟如下：首先施加卡箍的預緊力，然后將設計溫度、內壓和端部的力加載在模型中，最后施加彎矩、軸向力和剪切載荷。根據(jù)美國機械工程師協(xié)會（ASME）第八章第2部分的相關標準，內壓最大施加載荷為69 MPa，設計溫度范圍-18～40 ℃。同時，在模型界面中，參考點RP1與公頭轂面之間建立了運動耦合，參考點處采用固定邊界條件，整體載荷施加和邊界條件如圖7所示?；谏鲜鲚d荷和邊界條件，對臍帶纜終端連接能力進行評估。

2 評判指標

2.1 全局彈-塑性失效評估

由ASME BPVC Ⅷ-2標準［15］第5.2節(jié)可知，使用數(shù)值模擬對結構進行全局塑性失效分析，需建立準確的幾何數(shù)值模型，包括各部件的幾何特性、邊界條件和作用載荷，確定相關載荷以及適用的載荷工況，并采用彈-塑性材料模型以保證應力和應變的計算精度，此處考慮載荷系數(shù)為2.4，同時，應使用大變形理論。

滿足上述條件下的有限元分析模型如果能夠取得收斂解，則表明該結構件在所施加的載荷工況下達到穩(wěn)定，結構能夠正常使用。

2.2 局部彈-塑性失效評估

除了對結構件進行全局彈-塑性失效評估外，還需要對局部彈-塑性變形進行評估。對于局部彈-塑性變形，考慮載荷系數(shù)為1.7，同時使用大變形理論。運用局部彈-塑性失效準則，基于彈塑性理論并考慮局部損傷的累積效應，結合ASME Ⅷ-2標準建立塑性應變極限預測模型。

3 承載能力分析

基于上述有限元模型和彈-塑性失效準則，對深水臍帶纜終端在彎矩、軸向力和剪切力方面進行載荷能力分析。對于每種載荷情況和每種材料模型給出了載荷響應圖，其中最后一個收斂增量代表全局準則，即破壞。當現(xiàn)場輸出滿足ASME BPVC Ⅷ-2判據(jù)時，提供局部判據(jù)圖，并結合理論計算結果完成失效評定。

3.1 彎矩能力

實際屈服強度402 MPa和MDS屈服強度448 MPa的載荷響應圖如圖8所示，用施加彎矩的函數(shù)來表示載荷施加點的轉動。

實際屈服強度402 MPs下彎矩能力為553 kN·m，而MDS屈服強度為448 MPa時得到的彎矩能力為572 kN·m。根據(jù)2.1節(jié)所述的ASME全局彈-塑性失效評估方法，按彈-塑性應力分析方法建立模型并進行有限元分析，如果取得的解收斂，則表明該結構件在所施加的載荷工況下達到穩(wěn)定，結構能夠正常使用。文中所述不同屈服強度下的模型在同一彎矩下所得的最大主應變仿真結果如圖9所示。

從計算結果可知，連接部件在設計溫度、內壓69 MPa、端部力、彎矩、軸向力和剪切載荷等共同作用下，計算模型正常收斂，雖然局部發(fā)生一點塑性變形，但整體結構對載荷承受能力較好，滿足全局彈-塑性失效要求。根據(jù)2.1節(jié)所述的ASME局部失效準則對其進行分析，有限元分析結果云圖如圖10所示。

根據(jù)ASME局部失效準則，以等效塑性應變值作為評判依據(jù)。圖示最大等效塑性應變分別為2.452%和2.249%，聯(lián)合公式（2）、公式（3）和公式（4），可計算該工況下三軸向應變極限εL分別為1.69和1.52。材料經(jīng)過熱處理，成形應變εcf=0，故εpeq-εcf分別為0.024 5和0.022 4，均小于相對應的三軸向應變極限εL（1.69和1.52），滿足εpeq-εcf≤εL，滿足局部彈-塑性失效要求，能夠正常工作。

3.2 軸向能力

實際屈服強度402 MPa和MDS屈服強度448 MPa的載荷響應圖如圖11所示，用施加軸向力的函數(shù)來表示軸向位移的加載。

實際屈服強度402 MPa下的軸向力為2 750 kN，而MDS屈服強度為448 MPa時得到的軸向力為2 863 kN。根據(jù)ASME局部失效準則對連接部件進行軸向力分析，有限元分析結果如圖12所示。

根據(jù)ASME局部失效準則，以等效塑性應變值作為評判依據(jù)。圖12中最大等效塑性應變分別為1.866%和1.416%，聯(lián)合公式（2）、公式（3）和公式（4），可計算該工況下三軸向應變極限εL分別為1.61和1.51，材料經(jīng)過熱處理，成形應變εcf=0，故εpeq-εcf分別為0.018 7和0.014 1，均小于相對應的三軸向應變極限εL（1.61和1.51），滿足εpeq-εcf≤εL，即滿足局部彈-塑性失效要求，能夠正常工作。

3.3 剪切能力

實際屈服強度402 MPa和MDS屈服強度448 MPa的載荷響應圖如圖13所示，用施加剪切力的函數(shù)來表示整體位移的加載。

實際屈服強度402 MPs下剪切能力為615 kN，而MDS屈服強度為448 MPa時得到的剪切能力為660 kN。根據(jù)ASME局部失效準則對連接部件進行剪切力分析，有限元分析結果云圖如圖14所示。

根據(jù)ASME局部失效準則，以等效塑性應變值作為評判依據(jù)。圖14所示最大等效塑性應變分別為0.842%和0.482%，聯(lián)合公式（2）、公式（3）和公式（4），可計算該工況下三軸向應變極限εL分別為1.41和1.04。材料經(jīng)過熱處理，成形應變εcf=0，故εpeq-εcf分別為0.008 4和0.004 8，均小于相對應的三軸向應變極限εL（1.41和1.04），滿足εpeq-εcf≤εL，即滿足局部彈-塑性失效要求，能夠正常工作。

4 應用實例

基于上述有限元分析結果，實際屈服強度為402 MPa的F65材料承載能力為：彎矩553 kN·m，軸向力2 750 kN，剪切力615 kN；MDS屈服強度為448 MPa的F65材料承載能力為：彎矩572 kN·m，軸向力2 863 kN，剪切力660 kN。

基于南海某深水氣田實際使用的工況，雖然兩者均可以滿足設計要求，但在工程施工中，通過改進工藝流程，使得F65材料熱處理加工后鍛件屈服強度可達448 MPa。選用承載能力更好的臍帶纜終端連接系統(tǒng)，方案更為保守，安全性能更為可靠，其海上施工作業(yè)和水下連接過程中表現(xiàn)將更優(yōu)異。圖15a為臍帶纜終端UTH和臍帶纜連接好準備下放至海底的吊裝作業(yè)；圖15b為水下機器人ROV輔助臍帶纜終端UTH和水下結構進行對接作業(yè)。整個現(xiàn)場過程驗證了該連接系統(tǒng)滿足設計要求，為整個項目的順利投產提供了有力的保障。

5 結 論

（1）基于現(xiàn)場實際，針對臍帶纜終端轂座鍛件經(jīng)過熱處理冷卻后屈服強度低于材料數(shù)據(jù)表屈服強度這一問題，依據(jù)《ASME BPVC Ⅷ-2》標準，對臍帶纜終端連接部件按彈-塑性應力分析方法建立有限元模型并進行數(shù)值模擬分析，評估了F65材料不同屈服強度對深水臍帶纜終端承載能力的影響。

（2）通過數(shù)值模擬仿真得到了深水臍帶纜終端連接系統(tǒng)各零部件詳細的應力-應變分布狀況，并結合理論計算結果對局部發(fā)生塑性變形的區(qū)域進行校核，結果表明，這些區(qū)域塑性變形的大小均小于許用值，滿足ASME全局彈-塑性失效和局部塑性失效的標準，說明整體結構能夠承受所施加的載荷，局部結構不會失效。

（3）不同屈服強度會對深水臍帶纜終端連接系統(tǒng)的承載能力產生影響。通過仿真對比，分析得知F65材料在不同屈服強度下的承載性能，其他條件相同的情況下，屈服強度越大，深水臍帶纜終端連接系統(tǒng)的承載能力越好。

（4）現(xiàn)場實踐選用高屈服強度方案，應用表明其承載能力更好，安全性能可靠，海上施工作業(yè)和水下連接過程中表現(xiàn)優(yōu)異，從而為工程應用提供支持。

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