趙東油田老平臺(tái)T 型管節(jié)點(diǎn)極限承載力弱化規(guī)律研究

靳 嵩，胡楊俊，殷慶國(guó)，衛(wèi) 憲

（1.中國(guó)石油大港油田分公司對(duì)外合作項(xiàng)目部（趙東作業(yè)分公司），天津 300280；2.中國(guó)石油大學(xué)（北京），北京 102249；3.中國(guó)石油大港油田分公司石油工程研究院，天津 300280）

趙東油田位于渤海灣淺海區(qū)域，其中一期建設(shè)的ODA（趙東A 號(hào)井口平臺(tái)）和OPA（趙東A 號(hào)原油處理平臺(tái)）等固定式導(dǎo)管架平臺(tái)即將達(dá)到20年的設(shè)計(jì)使用壽命。隨著平臺(tái)服役年限增加，在長(zhǎng)期服役過程中受海水腐蝕、環(huán)境荷載等作用下，導(dǎo)管架管節(jié)點(diǎn)附近將產(chǎn)生腐蝕和裂紋，從而嚴(yán)重影響海洋平臺(tái)結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能，增加平臺(tái)結(jié)構(gòu)失效風(fēng)險(xiǎn)。在我國(guó)提倡能源保障安全的背景下，研究并掌握老平臺(tái)管節(jié)點(diǎn)承載力弱化機(jī)理，是老油田提質(zhì)增效、延長(zhǎng)平臺(tái)服役期的增效利器。

針對(duì)導(dǎo)管架管節(jié)點(diǎn)承載力預(yù)測(cè)，竇培林等[1]利用非線性分析的有限元方法對(duì)K 型和雙K 型圓管相貫節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算；嵇春艷等[2]通過實(shí)驗(yàn)研究了裂紋腐蝕損傷對(duì)導(dǎo)管架平臺(tái)極限承載力的影響；雷婷[3]研究了有焊縫下的K 型及T 型管節(jié)點(diǎn)承載力與幾何參數(shù)之間關(guān)系。而針對(duì)裂紋、腐蝕因素對(duì)海洋結(jié)構(gòu)物的極限承載力影響，PAIK J K 和王生楠等[4-6]學(xué)者對(duì)考慮結(jié)構(gòu)裂紋影響下板的極限承載力做了大量的研究，對(duì)含裂紋板和加筋板結(jié)構(gòu)剩余極限承載力進(jìn)行了評(píng)估；張婧等[7]采用非線性有限元法開展含裂紋、點(diǎn)蝕損傷的加筋板在軸向壓載作用下的極限承載力研究；FARZANEH A 等[8]采用非線性有限元法研究了均勻平面壓縮條件下點(diǎn)蝕和縱向裂紋板的極限承載力；FENG L 等[9]采用非線性有限元研究，研究了耦合腐蝕和裂紋損傷對(duì)鋼板及加強(qiáng)箱梁殘余極限承載力的影響。

本文以趙東油田ODA 老平臺(tái)的T 型管節(jié)點(diǎn)為研究對(duì)象，采用數(shù)值模擬方法研究了腐蝕坑及裂紋損傷對(duì)管節(jié)點(diǎn)極限承載力的弱化規(guī)律，重點(diǎn)分析了裂紋長(zhǎng)度與深度、腐蝕坑位置與數(shù)量、材料腐蝕修正本構(gòu)影響、裂紋與腐蝕聯(lián)合作用等因素對(duì)管節(jié)點(diǎn)的極限承載力變化規(guī)律。

1 管節(jié)點(diǎn)有限元模型建立

1.1 T 型管節(jié)點(diǎn)尺寸參數(shù)

趙東油田ODA 平臺(tái)結(jié)構(gòu)的導(dǎo)管架如圖1 所示，作為淺水區(qū)域的導(dǎo)管架平臺(tái)其只有一層水平層[10]。從圖1 中可看出該導(dǎo)管架平臺(tái)的水平層主要由K型管節(jié)點(diǎn)和T 型管節(jié)點(diǎn)構(gòu)成，以T 型管節(jié)點(diǎn)為主。因此，本文選擇如圖1（b）所示位置的T 型管節(jié)點(diǎn)為研究對(duì)象開展后續(xù)研究工作[11-14]。所選T 型管節(jié)點(diǎn)的具體結(jié)構(gòu)如圖2 所示，其具體幾何尺寸見表1。

圖1 趙東油田ODA 平臺(tái)模型

圖2 T 型管節(jié)點(diǎn)示意圖

表1 模型尺寸數(shù)據(jù)

1.2 T 型管節(jié)點(diǎn)有限元模型

如圖3 所示，本文選用ABAQUS 中的八結(jié)點(diǎn)線性六面體單元（C3D8R）建立T 型管節(jié)點(diǎn)有限元模型，為模擬管節(jié)點(diǎn)焊縫位置應(yīng)力集中情況進(jìn)行了局部網(wǎng)格加密。主管兩端采取鉸接固定（U1，2，3= 0），支管的外端除加載方向y 方向線位移不約束外，其他方向自由度均約束（U1，3= 0，ROT1，2，3= 0）。在加載過程中荷載是以面荷載的形式作用在腹桿上部的端板，將支管外端所有節(jié)點(diǎn)耦合到外端面的中心點(diǎn)處，使用耦合約束將上部端板與端板的中心點(diǎn)建立剛性連接，在耦合點(diǎn)施加軸向位移載荷。

圖3 T 型管節(jié)點(diǎn)有限元模型

荷載傳遞函數(shù)模型比較有代表性的有雙折線模型和三折線模型[15]。三折線鋼材應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系模型，如圖4 所示。從圖中可看出三折線模型包含彈性段、屈服段和強(qiáng)化段。陳明中等[16]分別對(duì)雙折線模型和三折線模型進(jìn)行了理論分析，指出三折線較雙折線具有更高的模擬精度，能較為真實(shí)準(zhǔn)確地反映鋼材各項(xiàng)拉伸力學(xué)性能。

圖4 三折線模型

本模型采用三折線模型，采用基于弧長(zhǎng)控制的Newton-Raphson 方法求解。此次數(shù)值計(jì)算不考慮焊縫和殘余應(yīng)力對(duì)節(jié)點(diǎn)極限承載力的影響。

1.2.1 裂紋損傷模擬

趙東油田老平臺(tái)在風(fēng)浪流等往復(fù)荷載作用下，管節(jié)點(diǎn)構(gòu)件焊縫位置萌生的疲勞裂紋通常沿焊趾擴(kuò)展穿透圓管構(gòu)件的管壁[17]。因此，本文將裂紋布置在模型的焊趾處，并采用內(nèi)聚力粘結(jié)方法模擬裂紋損傷（cohesive 單元）。為考慮裂紋在管節(jié)點(diǎn)焊縫不同位置對(duì)管節(jié)點(diǎn)極限承載力影響，將裂紋模擬單元分別設(shè)置在如圖5 所示的不同位置。

圖5 裂紋布置區(qū)域示意圖

1.2.2 腐蝕損傷模擬

本文針對(duì)導(dǎo)管架的主要腐蝕形式——局部點(diǎn)蝕開展模擬研究[18-20]，采用構(gòu)造一個(gè)或若干個(gè)圓柱坑來模擬腐蝕坑形狀，腐蝕坑距離焊縫的距離如圖6所示。

圖6 腐蝕坑布置位置示意圖

由于管節(jié)點(diǎn)腐蝕損傷不僅會(huì)減少構(gòu)件的截面尺寸，還會(huì)在微觀層面上影響材料的本構(gòu)特性。為考慮此類腐蝕特性對(duì)管節(jié)點(diǎn)極限承載力影響，本研究在采用若干腐蝕坑模擬大面積腐蝕條件時(shí)，將使用考慮三折線本構(gòu)模型的修正參數(shù)[21]，如表2 所示。

表2 修正后的三折線本構(gòu)模型力學(xué)特征參數(shù)取值

管節(jié)點(diǎn)的腐蝕率計(jì)算公式如下。

式中，n 為腐蝕坑數(shù)量；r 為腐蝕坑半徑；h 為腐蝕坑深度；D 為管節(jié)點(diǎn)直徑；t 為管節(jié)點(diǎn)壁厚；L為管節(jié)點(diǎn)的長(zhǎng)度。

將本文選取的管節(jié)點(diǎn)參數(shù)和腐蝕坑參數(shù)帶入到腐蝕率計(jì)算公式，再將得到的腐蝕率數(shù)據(jù)代入到表2 的參數(shù)關(guān)系式，即可得到ODA 平臺(tái)所選T 型管節(jié)點(diǎn)腐蝕修正后的鋼材力學(xué)參數(shù)。本次共計(jì)算了6 種腐蝕率下修正材料數(shù)據(jù)，如表3 所示。

表3 修正后的材料數(shù)據(jù)

1.3 有限元模型驗(yàn)證

在開展數(shù)值模擬分析前，先通過與CHEN Y等[22]文中的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，以驗(yàn)證本文采用的有限元模擬方法的正確性。實(shí)驗(yàn)X 節(jié)點(diǎn)的主管兩端不做任何約束，支管兩端焊接上鐵片，方便固定與施加載荷，支管的一端固定在實(shí)驗(yàn)臺(tái)上，另一端通過液壓機(jī)施加向下的位移載。實(shí)驗(yàn)選用管節(jié)點(diǎn)的幾何尺寸和材料屬性見表4 所示。運(yùn)用本文采用的模擬方法建立有限元模型后，為了貼合實(shí)驗(yàn)結(jié)果，本文在進(jìn)行有限元模擬時(shí)，X 型節(jié)點(diǎn)模型的主管不施加任何約束，支管下端面按固定端約束，上端除加載方向y 方向線位移不約束外，其他方向自由度均約束。將支管上端所有節(jié)點(diǎn)耦合到外端面的中心點(diǎn)處，以模擬鐵片的受載效果，在耦合點(diǎn)處施加軸向位移載荷。X 型節(jié)點(diǎn)在極限狀態(tài)時(shí)實(shí)驗(yàn)變形圖與模型變形圖對(duì)比見圖7，其極限承載力的結(jié)果對(duì)比見表5。

表4 X 型節(jié)點(diǎn)幾何尺寸

從圖7 可以看出，在主支管相貫區(qū)應(yīng)力較大，并產(chǎn)生較大的塑性變形，與實(shí)驗(yàn)?zāi)M的破壞模式一致，均為主管塑性的破壞模式；從表5 中X 節(jié)點(diǎn)的極限承載力計(jì)算結(jié)果可以看出，有限元模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的最大相對(duì)誤差為1.37%，由此驗(yàn)證了本文采用的有限元模擬方法的準(zhǔn)確性。

表5 極限承載力計(jì)算結(jié)果對(duì)比

圖7 X 型節(jié)實(shí)驗(yàn)變形圖與有限元模型變形圖

2 各損傷參數(shù)對(duì)管節(jié)點(diǎn)極限承載力影響

下面針對(duì)不同裂紋及腐蝕損傷及其組合影響情況下，分別建立數(shù)值模型開展參數(shù)分析。不同損傷參數(shù)取值和所選T 型管節(jié)點(diǎn)的極限承載力計(jì)算結(jié)果如表6 所示。編號(hào)M 表示無(wú)裂紋無(wú)腐蝕的完好管節(jié)點(diǎn)模型；L0～L4 表示只含裂紋損傷，裂紋深度相同但長(zhǎng)度不同的管節(jié)點(diǎn)模型；D0～D4 表示只含裂紋損傷，裂紋長(zhǎng)度相同但深度不同的管節(jié)點(diǎn)模型；S0～S4 單腐蝕坑損傷管節(jié)點(diǎn)模型；P0～P5 表示含有若干腐蝕坑下的不同腐蝕率模型，P0 與P1 腐蝕率相同，P0不考慮本構(gòu)模型修正，P1～P5 考慮本構(gòu)模型修正；R0～R3 表示裂紋腐蝕聯(lián)合模型，但裂紋與腐蝕的相對(duì)位置不同。

2.1 裂紋參數(shù)的影響

根據(jù)表6 中單裂紋模型L0～L4 的計(jì)算結(jié)果，在保持裂紋深度不變，改變裂紋長(zhǎng)度的情況下，管節(jié)點(diǎn)極限承載力折減率比較小，通過不同裂紋長(zhǎng)度與極限承載力關(guān)系圖8 可以看出，隨著裂紋的長(zhǎng)度增加管節(jié)點(diǎn)的極限承載力逐漸減小，其變化比較均勻，其變化趨勢(shì)呈現(xiàn)類線性關(guān)系。

圖8 不同裂紋長(zhǎng)度的承載力曲線

表6 T 型管節(jié)點(diǎn)損傷參數(shù)與極限承載計(jì)算

同樣在單裂紋模型D0～D4 下，保持裂紋長(zhǎng)度不變，改變裂紋的深度。在裂紋深度達(dá)到t0前，管節(jié)點(diǎn)的極限承載力折減率變化較小，在裂紋深度達(dá)到t0時(shí)，極限承載力折減率達(dá)到-8.37%。從圖9 中也可以看到，在裂紋未發(fā)展成貫穿裂紋前，極限承載力均勻下降，貫穿裂紋的出現(xiàn)導(dǎo)致承載力驟降。在工程實(shí)際中，結(jié)構(gòu)出現(xiàn)裂紋時(shí)，在裂紋發(fā)展前期結(jié)構(gòu)還能保證可靠性，但要及時(shí)進(jìn)行修補(bǔ)，避免發(fā)展成為貫穿裂紋。

圖9 不同裂紋深度的承載力曲線

將單裂紋模型的長(zhǎng)度和深度損傷參數(shù)放在一起進(jìn)行對(duì)照分析，通過圖10 可以看出，裂紋擴(kuò)展的前中期，隨著裂紋深度的加深，極限承載力的弱化比較明顯，裂紋的深度對(duì)極限承載力影響比較大；裂紋發(fā)展的后期，當(dāng)出現(xiàn)貫穿裂紋時(shí)，管節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)出現(xiàn)嚴(yán)重破壞，極限承載力會(huì)大幅度下降。

圖10 不同裂紋參數(shù)的極限承載力曲線

2.2 腐蝕參數(shù)的影響

2.2.1 點(diǎn)蝕坑位置

根據(jù)表6 中單腐蝕模型S0～S4 的計(jì)算結(jié)果，管節(jié)點(diǎn)在只受腐蝕損傷下，單個(gè)腐蝕坑下管節(jié)點(diǎn)的極限承載力率很小。根據(jù)圖11 可以看出，單個(gè)腐蝕坑的位置越遠(yuǎn)離焊縫相貫線，則對(duì)管節(jié)點(diǎn)極限承載力的影響越小，且總體上點(diǎn)蝕引起的單個(gè)腐蝕坑對(duì)管節(jié)點(diǎn)承載力的影響極小。因此，老平臺(tái)管節(jié)點(diǎn)附近出現(xiàn)輕度點(diǎn)蝕情況下，平臺(tái)結(jié)構(gòu)安全性不受較大影響。

圖11 腐蝕坑在不同位置下承載力曲線

2.2.2 材料腐蝕修正模型

圖12 是通過是否采用修正三折線本構(gòu)模型，來分析材料本構(gòu)模型修正對(duì)管節(jié)點(diǎn)極限承載力的影響。根據(jù)表6 中單腐蝕模型P0～P1 的計(jì)算結(jié)果來看，在未使用本構(gòu)修正模型前，其極限承載力折減率為-1.58%，使用修正本構(gòu)模型后極限承載力折減率為-3.34%。從而可以看出，采用修正三折線本構(gòu)模型時(shí)，能更準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)管節(jié)點(diǎn)實(shí)際承載力變化情況。

圖12 采用修正三折線本構(gòu)模型前后極限承載力曲線

圖13 是通過采用修正三折線模型，來分析不同腐蝕率對(duì)管節(jié)點(diǎn)極限承載力的影響。從圖上來看，腐蝕率的增加與極限承載力的減弱呈類線性變化；根據(jù)表6 中單腐蝕模型P1～P5 的計(jì)算結(jié)果來看，隨著腐蝕率的增加，其極限承載力折減率逐漸減小，管節(jié)點(diǎn)的極限承載力也逐漸變小；當(dāng)腐蝕率為6%時(shí)，折減率達(dá)到了-8.23%，與出現(xiàn)貫穿裂紋時(shí)的折減率相類似。工程實(shí)際中，貫穿裂紋的發(fā)生相比管節(jié)點(diǎn)的腐蝕需要的條件更為嚴(yán)苛，因此隨著平臺(tái)服役的后期，腐蝕率的上升，極限承載力的弱化對(duì)腐蝕更敏感。

圖13 不同腐蝕率下的極限承載力曲線

2.3 裂紋與腐蝕聯(lián)合作用的影響

實(shí)際工程中，老齡平臺(tái)上腐蝕與裂紋通常是同時(shí)存在。圖14 是裂紋腐蝕聯(lián)合作用下對(duì)管節(jié)點(diǎn)極限承載力的影響，從圖中可以看出R1 模型的極限承載力最小。根據(jù)表6 中裂紋腐蝕聯(lián)合模型R0～R3的計(jì)算結(jié)果表明，裂紋與腐蝕相對(duì)位置在0°和180°時(shí)具有相似的管節(jié)點(diǎn)極限承載力折減率，說明單裂紋與單腐蝕坑的耦合作用對(duì)極限承載力的影響較小，而其折減率大約為兩種損傷的單獨(dú)作用下的保守相加；而在裂紋布置在90°時(shí)極限承載力折減率下降較大，說明在輕度腐蝕損傷和裂紋損傷聯(lián)合作用下，裂紋損傷的影響占主導(dǎo)地位。

圖14 不同損傷狀態(tài)下的極限承載力曲線

3 結(jié) 論

本文選擇趙東ODA 平臺(tái)的典型T 型管節(jié)點(diǎn)，圍繞裂紋長(zhǎng)度與深度、腐蝕坑相對(duì)位置分布、材料本構(gòu)的模型修正及腐蝕與裂紋聯(lián)合作用對(duì)管節(jié)點(diǎn)極限承載力的影響，基于非線性有限元分析研究了腐蝕與裂紋損傷對(duì)管節(jié)點(diǎn)極限承載力的影響規(guī)律，獲得以下主要結(jié)論。

（1）管節(jié)點(diǎn)位置裂紋的出現(xiàn)，特別是貫穿裂紋的產(chǎn)生，將使得管節(jié)點(diǎn)的極限承載力大幅度下降；（2）管節(jié)點(diǎn)位置腐蝕坑的出現(xiàn)，隨點(diǎn)蝕坑與主支管相貫位置的遠(yuǎn)近發(fā)生變化，但總體影響較小；（3）使用修正三折線模型能更準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)管節(jié)點(diǎn)腐蝕影響的極限承載力弱化規(guī)律；（4）綜合考慮裂紋與腐蝕聯(lián)合作用時(shí)，節(jié)點(diǎn)極限承載力的弱化中裂紋起主導(dǎo)作用。

本文的研究成果為我國(guó)老平臺(tái)延壽評(píng)估提供了技術(shù)支持，為實(shí)際工程中老平臺(tái)的延壽分析指明了方向。