基于ABAQUS的深水連接器連接性能分析

曹 博，蔡志杰，石中玉，張玉龍，段夢蘭

(1.中國石油大學(北京)安全與海洋工程學院，北京 102249; 2.甘肅省地震局 國家陸地搜尋與救護基地(蘭州)，甘肅 蘭州 730000)

深水連接器承擔著連接油氣管線和跨接管的重任[1]，國內外學者已針對連接器進行了各項研究。其中，彭飛等[2-4]設計了適用于深水連接器的鎖緊裝置以及配套的密封部件，同時對鎖緊機構的各部件進行詳細的力學分析，并且對其鎖緊機構的密封性能、可靠性進行驗證；李志剛等[5]對現有密封圈進行了結構優化，并通過有限元模擬仿真和試驗進行驗證，證明密封結構的優越性；唐文獻等[6]對井口連接器的密封圈軸向預緊力、接觸應力和徑向壓縮量之間的關系進行了研究，得出三者之間的相互作用規律，為其實際應用提供了參考；陳曉芳等[7]對VX密封鋼圈進行了力學特性研究，推導出VX密封鋼圈在不同工況下的接觸應力公式，并進行驗證及分析；陳偉等[8]構建了套筒式連接器的三維模型，分析其在內外壓載荷下的力學性能；姜興宇[9]通過單卡爪建模，分別加載軸向力、拉壓載荷，進行了透鏡墊的密封、承壓抗拉能力分析；蔡志杰等[10]僅針對水下連接器試壓帽結構進行了安裝和試壓工況下密封性能的分析，未對實際生產用深水連接器結構進行研究。而國外學者中，Hsu[11]構建了DWHC型連接器的二維有限元模型，分析并校核了各部件的強度；Fassina等[12]構建了套筒式連接器的三維模型，分析卡爪損壞對連接器性能的影響，但是未考慮內部流體以及密封環的影響；Krishna等[13]用三維有限元法，分析了法蘭墊片在不同工況下的接觸壓力和螺栓預緊力的變化，討論了影響墊片接觸應力和密封寬度的不同因素；Nelson等[14]基于有限元法，對單雙墊片的密封性能進行研究，提出了保持雙墊片防泄漏的經驗關系式。

然而，目前關于深水連接器的研究分析，還存在一些不足，具體表現在：1)力學模型不準確。由于實際用三維模型的有限元仿真難以收斂且工作量大，因此此前的研究主要采用簡化軸對稱模型或單卡爪建模，未考慮連接器整體各部件之間的實際受力傳遞，易使其結果產生偏差；2)對實際生產用深水連接器結構尚缺少抗彎、抗扭性能的研究。

針對以上研究不足，通過SolidWorks三維實體建模，解決了力學模型不準確問題；基于ABAQUS有限元分析軟件，進行了深水連接器三維模型的動態仿真以及抗彎、抗扭性能分析，探究了深水連接器在安裝及生產這兩種工況下的力學性能以及密封環的密封性能，并研究了不同內壓下，內壓與極限彎矩、扭矩的關系。仿真計算結果可以對實際操作提供過程參考，并為合理的結構優化提供依據。

1 深水連接器工作原理

深水連接器主要由上轂座、下轂座、卡爪、驅動環以及密封環等部件組成，具體結構如圖1所示，其中，密封環密封接觸部位由24°斜面的錐面1和20°斜面的錐面2組成。

深水連接器的主要作用是將管匯組端口與跨接管連接在一起，并具有很高的密封要求，以保證在外部荷載作用下能夠安全穩定輸送流體，此外，在安裝過程中還要能承受安裝工具的安裝荷載，在實際使用過程中要能抵抗海流荷載、內部流體的壓力、所受彎矩及扭矩等荷載，并在這些荷載作用下保證其密封性。具體工作原理為：在安裝時，驅動環下移，從而推動卡爪向內旋轉，進而將上、下轂座連接在一起，同時壓緊密封環，使其產生適當的塑性變形，實現深水連接器的密封；解鎖時，驅動環在外力作用下上升，之后卡爪在驅動環的作用下張開，實現解鎖。

圖1 深水連接器結構示意

2 密封性能及極限力矩判定依據

在安裝工況下，接觸面應力應大于密封比壓才能實現有效密封，關于密封比壓的推導及計算可參考文獻[3]。雖然此處密封環有兩個角度不同的錐面，與文獻[3]中的單一錐面密封面不同，但是由于上、下轂座在初始狀態下與錐面1是相互貼合狀態，在密封過程中，錐面2對于密封的貢獻較小，因此在密封比壓的計算過程中，可近似等效為單一錐面。

安裝工況下密封環的受力分析如圖2所示，Fn為垂直于密封面方向的壓緊力：

(1)

此外，轂座與密封面接觸部位還存在介質膜推力Fm：

(2)

結合公式(1)、(2)化簡得出密封比壓Pc計算公式如下：

(3)

圖2 密封環受力分析(半截面)

式中：Z為密封環接觸平均直徑，mm；α為密封面與豎直方向間的夾角，為24°；P為管道內壓，取最大52 MPa；c為有效密封寬度，mm，由有限元計算所得；r為密封環接觸半徑，mm；S為密封面面積，mm2。

在生產工況下，密封環接觸面接觸應力大于工作壓強即可保證密封，但是在實際工程應用中，需要乘以一定安全系數。由GB 150—2010規范[15]相關規定可知，墊片系數為6.5，即生產工況下接觸應力須是介質壓力的6.5倍。

極限彎矩、扭矩的定量判定依據有兩種，一種是以轂座屈服作為判定依據，一種是以密封失效作為判定依據，詳細依據選取見4.3。

3 有限元建模

在SolidWorks中以1∶1的比例建立深水連接器的三維模型，然后導入ABAQUS有限元軟件中。其中，各部件具體材料參數見表1，Inconel625的塑性形變和應力關系如圖3所示[2]。

表1 模型材料參數

圖3 Inconel 625應力應變曲線

分析涉及復雜的非線性接觸問題，因此，需要在分析步中將幾何非線性開關打開[16]，同時，采用ABAQUS/Dynamic，Implicit求解器，確保計算收斂。在設置接觸面之間的相互作用時，對于法向作用，選取 “硬接觸”(Hard Contact)；對于切向作用，由于涉及到摩擦，因此使用罰摩擦公式(Penalty)，設置轂座與密封環之間的摩擦因數為0.15[17]。為保證計算的準確度，使用C3D8R(八節點六面體線性縮減積分單元)單元[18]進行網格劃分。

3.1 安裝工況及生產工況有限元模型邊界條件設置

安裝工況下，模型邊界條件設定為：下轂座底部固定，上轂座僅釋放豎直方向的自由度，卡爪及驅動環自由度全部釋放，驅動環僅在外側邊緣施加1.2 MPa的壓強以模擬最大驅動力。網格劃分、載荷及邊界條件模型如圖4所示。

生產工況下，模型邊界條件同安裝工況，與安裝工況不同之處在于，驅動環由原來的在外側邊緣施加壓強改為施加位移，具體位移數值由安裝工況模擬計算得到；內部分別施加0 MPa、14 MPa、35 MPa、52 MPa壓強模擬不同內壓，外部施加15 MPa壓強模擬海水外壓。

在兩種工況的分析中，設置的相應接觸對有6對，分別為上轂座內側與密封環外部上錐面，下轂座內側與密封環外部下錐面，上、下轂座之間，卡爪與上轂座，卡爪與下轂座，卡爪與驅動環。此外，為保證計算的收斂，關鍵接觸對均設置一定的接觸允許誤差值(Specify tolerance for adjustment zone)。

3.2 極限力矩分析工況有限元模型邊界條件設置

抗彎、抗扭性能的分析是基于生產工況下進行的，其有限元模型邊界條件繼承生產工況；對應不同的內壓，分別施加不同的彎矩、扭矩，并以集中力的形式加載，其中，彎矩的加載點選取焊縫處耦合，扭矩的加載點考慮實際受力，與上轂座壁厚較大的一平面耦合，具體加載部位如圖5所示。

分析中，設置的相應接觸對有14對，除安裝及生產工況下的6對接觸對外，考慮可能產生接觸的其他部位，新增8對接觸對，由于篇幅所限，在此不一一贅述。

圖4 安裝工況條件設置

圖5 彎矩、扭矩加載示意

4 結果分析

4.1 深水連接器強度校核

通過ABAQUS仿真分析，在驅動環位移為121.70 mm的情況下，得到深水連接器安裝工況及生產工況下(工作內壓為34.5 MPa，此處取施加1.5倍工作內壓即52 MPa內壓)的各部件受力情況，具體分析結果如表2、表3所示。

表2 各部件安裝工況分析結果

表3 各部件生產工況分析結果

通過對比兩種工況下連接器各部件應力可以看出，連接器各部件除密封環外所受應力均滿足其強度要求，而密封環個別部位發生屈服，產生塑性變形，其具體性能分析見4.2節。

4.2 密封環密封性能分析

密封環在安裝工況、生產工況的接觸應力云圖如圖6所示。密封面上接觸應力的規律，如圖7所示，通過輸出接觸部位節點的接觸應力值進行分析。

圖6 密封環接觸應力云圖

圖7 上、下錐面節點標號

圖8分別是安裝工況、生產工況下密封環上、下錐面的接觸應力變化圖，結合密封判定依據，由公式(3)計算得到密封比壓為170 MPa，6.5倍工作壓強為225 MPa。由圖8可知：安裝工況和生產工況下，密封環上、下錐面的有效密封寬度均為4.5 mm，密封均滿足要求。此外，在安裝工況下，接觸應力呈現出8號節點最大，并自8號節點往兩側漸小的特點，產生這種現象的原因在于，8號節點為密封環錐面上24°斜面與20°斜面的交點部位，因此受到擠壓程度最大，產生最大接觸應力；在生產工況下，由于受到內壓的作用，密封環上、下錐面的接觸應力均有略微增加，但整體趨勢較安裝工況仍是變化不大。

圖8 接觸應力曲線

4.3 抗彎及抗扭性能分析

圖9 彎矩、扭矩變化曲線

深水連接器在生產工況下，不但要承受內部流體的壓力，還會受到彎矩、扭矩的作用。為探究深水連接器在實際工程需求中不同內壓(0 MPa、14 MPa、35 MPa、52 MPa)下的抗彎、抗扭能力，通過ABAQUS進行仿真模擬，其極限彎矩、扭矩變化曲線如圖9所示。

通過圖9分析可得，隨著內壓的增加，彎矩呈現下降的變化趨勢，這是因為內壓的增加導致密封環所受徑向力變大，密封環與轂座之間的作用力變大，致使所需的極限彎矩隨之減小；扭矩隨著內壓的增加而增大，這是因為內壓的增加導致密封環所受徑向力變大，轂座與密封環之間的摩擦力變大，使得上、下轂座之間的相對滑動更加困難，從而導致極限扭矩增大。

下面將以施加52 MPa內壓為例，進行深水連接器極限彎矩及扭矩的具體分析。

4.3.1 極限彎矩分析

在進行抗彎性能分析時，施加所得52 MPa內壓時的極限彎矩3.65×107N·mm，此時，各部件所受最大應力如表4所示。為得到此時密封環上、下錐面接觸應力值最小區域的接觸應力規律，如圖7所示，輸出密封環上、下錐面上的接觸應力，得到圖10所示的接觸應力曲線圖。通過表4及圖10可知，施加3.65×107N·mm彎矩時，上轂座、卡爪、驅動環受力均滿足強度要求，只有下轂座應力達到屈服狀態，超過其屈服應力310.00 MPa，而密封環上、下錐面接觸應力值最小區域的最大接觸應力仍然大于6.5倍工作壓強，密封依舊有效。結合第二部分所述依據，此時以下轂座失效作為極限彎矩的判定依據。

表4 各部件受力分析結果

4.3.2 極限扭矩分析

在進行抗扭性能分析時，施加所得52 MPa內壓時的極限扭矩5.20×107N·mm，此時，各部件所受最大應力如表5所示。同理4.3.1，得到此時密封環上、下錐面接觸應力值最小區域的接觸應力曲線圖，如圖11所示。

表5 各部件受力分析結果

圖10 施加3.65×107 N·mm彎矩時接觸應力曲線

圖11 施加5.20×107 N·mm扭矩時接觸應力曲線

通過表5及圖11可知，施加5.20×107N·mm扭矩時，各部件均滿足強度要球，而密封環上、下錐面接觸應力值最小區域的接觸應力均小于6.5倍工作壓強，密封失效。結合第二部分所述依據，此時以密封失效作為極限扭矩的判定依據。

類比上述分析，得出其他內壓下的極限彎、扭矩，并對相應內壓下極限彎、扭矩的判定依據作了合理選擇，具體如表6所示。

表6 極限彎矩、扭矩判定依據表

5 結 語

1)通過對深水連接器進行實際工況下的仿真模擬，分析了其在安裝及生產工況下各部件的應力值，結果表明除密封環發生合理塑性變形外，其余部件均符合強度設計要求。

2)密封環與轂座接觸表面產生屈服，發生塑性變形，達到密封要求，其密封面接觸應力的變化特點為：密封環錐面上24°斜面與20°斜面交匯處接觸應力最大，自交匯處接觸應力逐漸向兩端減小；內壓會使密封環錐面上的接觸應力增大，但增加幅度較小。

3)隨著內壓的增加，深水連接器的抗彎能力逐漸減小，抗扭能力則呈現增加的趨勢，進而得到內壓與彎矩、扭矩的線性關聯。

4)合理選擇了實際工程需求中不同內壓(0 MPa、14 MPa、35 MPa、52 MPa)下的極限彎矩及扭矩判定依據。其中，極限彎矩在0 MPa與35 MPa內壓下的判定依據為密封失效，在14 MPa與52 MPa內壓下的判定依據為下轂座屈服，而極限扭矩在不同內壓下的判定依據均為密封失效。