CALM系統水下管匯整體結構有限元分析

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(中石化石油工程設計有限公司，山東 東營 257026)

懸鏈錨腿型系泊(catenary anchor leg mooring，CALM)型單點系泊卸油系統由帶旋轉機構的浮筒、水下軟管、錨鏈系統、漂浮軟管，以及水下管匯組成[1]。油船通過系泊纜系泊在浮筒旋轉機構的固定柱上，可圍繞浮筒系泊點漂移或360°轉動，使之總處于順風向最小的受力狀態。海上卸油時船艙的原油經漂浮軟管→單點浮筒→水下軟管→水下管匯→海底管線，最后到達岸上儲罐。單點系統的組成和工藝流程見圖1。

因CALM型單點系泊具有適應水深范圍大、可系泊超大型油船、抵抗海洋環境能力強、與固定碼頭相比經濟性良好等諸多優點，在世界范圍內得到了廣泛的應用。然而我國目前僅南海有一套CALM型單點系泊卸油系統，設計經驗少。

CALM系統中，海底水下管匯作為連接單點浮筒和海底管線的重要結構，長期受到來自水下軟管的動荷載作用，因此，在整個單點系統的設計過程中對水下管匯的各部件進行合理、可靠的強度分析顯得尤為重要。考慮以南海某單點卸油系統水下管匯為例，用ANSYS軟件建立包含管匯結構和管道部件的整體分析模型，對其進行有限元分析，得到水下管匯在操作工況和極端工況下各部件的應力分布，找到該水下管匯強度最薄弱位置，為水下管匯的設計提供借鑒和參考。

1 水下管匯的結構型式及材料參數

管匯基礎采用雙層底座結構，2層底座均由H型鋼H400×350焊接而成，上層底座中心線尺寸7.0 m×3.0 m，下層底座7.0 m×5.8 m。上層底座與管匯的管線、管件等通過不同厚度的肋板焊接為一體，其中主管規格為直徑1 219 mm，支管直徑610 mm彎管+直徑(610～500) mm錐形管。下層底座通過4根水下鋼樁固定在海床上，上層底座直接放置在下層底座上，兩者通過限位導向卡連接，上層底座相對下層底座沿管線軸向可以產生一定量的位移以釋放管線在運行時施加在管匯上的溫度應力，其他方向則不能產生相對位移。水下管匯結構形式見圖2。

管匯各部分材料的力學性能參數見表1。

表1 水下管匯材料力學性能參數

2 分析模型的建立

根據第2節所示的基本參數，用通用有限元軟件ANSYS建立水下管匯的分析模型，其中球閥及法蘭用與支管同等規格的鋼管等效簡化，模型的各個部分均利用殼單元SHELL93來模擬。SHELL93為8節點殼體結構單元，能很好地模擬具有曲線邊界的殼體，同時也可以模擬平面單元。單元在每一個節點處有6個自由度，具有塑性、應力鋼化、大變形、大應變等性能[2]，能很好地模擬本文要分析的結構。所建模型見圖3，模型網格劃分見圖4。

3 荷載及邊界條件

3.1 外力

3.1.1 外部荷載

從圖1可知，油船系泊在單點浮筒上，在不同海況下將發生飄移運動，系泊力通過水下軟管作用到水下管匯支管上，因此，水下管匯的外部環境荷載主要來自于水下軟管的作用力。這里采用OrcaFlex水動力分析軟件對目標單點浮筒進行了時域分析，得到不同計算工況、不同時刻水下軟管對管匯支管端部的作用力。為了使管匯有限元分析既簡化又能覆蓋不同時刻水下軟管對管匯的作用，選取了分析時段內軟管與支管連接處節點的6個自由度方向作用力分別最大時刻的工況，結果見表2及表3。將此作用力施加到分析模型。

施加外力時將支管端部所有節點耦合至一中心節點，形成剛性區域，外力只需加至此節點即可，中心節點由質量單元MASS21來模擬。在OrcaFlex分析結果中，水下軟管端部共有6個相對其局部坐標系的內力分量，因此，施加外力時需要將中心節點的坐標系轉化為與OrcaFlex局部坐標相對應。

3.1.2 自重

分析時水下球閥和法蘭以線荷載的形式施加，其余結構構件以重力加速度的形式施加。

3.1.3 內壓

在極端工況下管匯處于停輸狀態，不考慮內壓，操作工況下將設計壓力(1.5 MPa)以面壓的形式施加于工藝管件上。

表2 極端工況下軟管對管匯作用力匯總表(力：kN，彎矩：kN·m)

表3 操作工況下軟管對管匯作用力匯總表(力：kN，彎矩：kN·m)

3.2 約束

將基礎上下兩底座在導向限位卡處的節點自由度耦合，以此來模擬導向限位卡對基礎上下底座的約束作用。

將各套筒頂面的所有節點耦合至一中心節點，形成一個剛性區域，并將此中心節點的自由度全約束，以此來模擬樁對套筒的約束作用。

水下管匯有限元模型的約束見圖5。

4 計算結果分析

4.1 強度校核準則

4.1.1 管匯基礎

管匯基礎的強度按照規范《海上固定平臺規劃、設計和建造的推薦作法》(SY/T10030—2004)進行校核[3]。根據規范要求，管匯基礎的強度需滿足式(1)及式(2)的要求。

1)極端工況。

σe<0.8×σy=0.8×355=284 MPa

2)操作工況。

σe<0.6×σy=0.6×355=213 MPa

式中：σe為等效應力(不包括應力集中)；σy為最小屈服強度。

4.1.2 工藝管件

管匯工藝管件的強度按照規范《Pipeline Transportation Systems for Liquids and Slurries》(ASME B31.4—2012)進行校核[4]。根據規范要求，管匯上工藝管件的強度校核需滿足下式。

σe<0.9×σy=0.9×450=405 MPa

4.2 強度計算結果

4.2.1 極端工況下管匯強度校核

在上述邊界條件下對管匯進行有限元分析，計算得出極端工況下管匯各部分最大的von Mises應力見表4。

計算結果表明，在極端工況下管匯基礎最大的von Mises應力為275 MPa(應力云圖見圖6)，小于容許應力σe=284 MPa，滿足規范要求。

表4 端工況下管匯各部分最大的von Mises應力(MPa)

工藝管件最大的von Mises應力出現在支管上為275 MPa(應力云圖見圖7)，小于容許應力σe=405 MPa，滿足規范要求。

4.2.2 操作工況下管匯強度校核

在上述邊界條件下對管匯進行有限元分析，計算得出操作工況下管匯各部分最大的von Mises應力見表5。

表5 操作工況下管匯各部分最大的von Mises應力(MPa)

計算結果表明，在操作工況下管匯基礎最大的von Mises應力為137 MPa(應力云圖見圖8)，小于容許應力σe=284 MPa，滿足規范要求。

工藝管件最大的von Mises應力出現在主管上為310 MPa(應力云圖見圖9)，小于容許應力σe=405 MPa，滿足規范要求。

計算時可提取不同工況下球閥法蘭處的內力作為校核球閥密封性的外荷載，也可提取不同工況下套筒頂面耦合節點的支座反力作為樁基承載力和強度校核的外荷載。

5 結論

1)對水下管匯整體進行強度計算，結果表明，在極端工況下，海洋環境荷載為控制工況，最大有效應力275 MPa，出現在支管上；在操作工況下，內壓為控制工況，最大有效應力310 MPa，出現在主管上。水下管匯設計時需對這些位置結構特別關注，做適當加強處理。

2)水下管匯設計成雙層底座形式，上層底座可相對于下層底座沿主管方向滑動，以有效消除系統卸油時管內介質溫度變化對水下管匯的影響。

3)按文中計算方法設計的水下管匯在我國南海已投入使用，工程實踐表明，用有限元軟件ANSYS進行水下管匯整體強度校核的方法可行，計算結果可信。

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[3] 國家能源局.海上固定平臺規劃 設計和建造的推薦作法：SY/T10030—2004[S].北京:石油工業出版社，2004.

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