劉孔忠 劉統(tǒng)亮 何 恩 魏行超 戚 蒿 薛大智

*(中海石油（中國）有限公司海南分公司，海口 570300)

?(海洋石油工程股份有限公司，山東青島 266520)

水下生產(chǎn)系統(tǒng)是深水油氣田開發(fā)的重要模式之一，在深海環(huán)境中，水下生產(chǎn)系統(tǒng)中不同部件之間的連接主要通過水下連接器實(shí)現(xiàn)。采油樹鵝脖連接器作為水下生產(chǎn)系統(tǒng)的重要組成部分，其上部連接水下軟管，下部與水下結(jié)構(gòu)物，如采油樹、管匯和PLET等相連接，其結(jié)構(gòu)性能的好壞直接影響到整個(gè)水下生產(chǎn)系統(tǒng)的可靠性和安全性[1]。在實(shí)際工作過程中，鵝脖連接器在船上由吊車進(jìn)行提升吊裝，下放至深海構(gòu)建完整的水下生產(chǎn)系統(tǒng)[2-3]，復(fù)雜惡劣的海洋環(huán)境對(duì)深水采油樹鵝脖連接器的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度提出了更高的要求。

目前，許多學(xué)者針對(duì)水下采油樹連接器展開了相關(guān)研究，Shanthilal[4]提出了在高壓軟管接頭中使用金屬對(duì)金屬密封，并進(jìn)行了有限元模擬和現(xiàn)場(chǎng)壓力測(cè)試，以檢查密封件的性能。Sweeney等[5]對(duì)15 000 Psi（1 Psi=6.89 kPa）壓力條件下的金屬密封圈展開研究，分析了VX型金屬密封圈的密封性能和撓度，獲得了金屬密封圈的應(yīng)力應(yīng)變，計(jì)算了其最小屈服強(qiáng)度，并通過施加不同的載荷約束來評(píng)估連接器的密封能力。李志剛等[6]在卡爪式連接器標(biāo)準(zhǔn)透鏡式金屬密封的基礎(chǔ)上進(jìn)行改進(jìn)，研發(fā)了一種新型復(fù)合式密封圈，利用有限元軟件進(jìn)行不同密封角度優(yōu)化，并采用內(nèi)外壓樣機(jī)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了其密封性能。程子云等[7]以一種卡箍式水下采油樹節(jié)流閥連接器為例，分析了鎖緊工況下的卡箍連接器強(qiáng)度，得到了整體的應(yīng)力分布情況。曹博等[8]運(yùn)用ABAQUS有限元軟件，對(duì)深水連接器進(jìn)行三維模型動(dòng)態(tài)仿真分析，得到了內(nèi)壓與連接器抗彎能力和抗扭能力的趨勢(shì)變化。曾威等[9]以密封強(qiáng)度為評(píng)價(jià)指標(biāo)，分析水下采油樹井口連接器密封圈密封性能隨預(yù)緊力、工作壓力和結(jié)構(gòu)參數(shù)變化的規(guī)律。

相關(guān)研究主要集中在水下采油樹井口連接器密封性能和抗拉抗彎等方面，鮮有對(duì)軟管用鵝脖連接器結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行分析，尤其是對(duì)其深海復(fù)雜工況進(jìn)行深入研究。筆者在前人研究的基礎(chǔ)上，以南海某氣田現(xiàn)場(chǎng)使用水下采油樹鵝脖連接器為研究對(duì)象，對(duì)其深海載荷工況進(jìn)行計(jì)算分析，基于實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)（design of experiments，DOE) 優(yōu)化技術(shù)確定極限載荷的具體值，為最大程度地評(píng)估結(jié)構(gòu)安全強(qiáng)度提供基礎(chǔ)。在各工況最大載荷條件下建立有限元分析模型，對(duì)鵝脖連接器深海極限載荷工況進(jìn)行模擬仿真，在此基礎(chǔ)上根據(jù)美國機(jī)械工程師協(xié)會(huì) (American Society of Mechanical Engineers，ASME）標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行應(yīng)力校核分析，確保整體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足安全規(guī)范要求。本文相關(guān)研究以期為工程應(yīng)用中的風(fēng)險(xiǎn)預(yù)測(cè)提供參考。

1 概述

1.1 鵝脖連接器工作原理

鵝脖連接器屬于連接跨接軟管和水下結(jié)構(gòu)物的一種立式連接器，由普通的立式連接器、彎頭和提升框架組合而成，如圖1左圖所示。彎頭一端連接立式連接器，另一端連接跨接軟管，以降低軟管在立式連接器上的載荷。使用此連接器既能利用立式連接器易于連接的優(yōu)點(diǎn)，又能有效降低軟管在連接器上的載荷，因此被廣泛應(yīng)用于深海采油樹和結(jié)構(gòu)物之間的連接。鵝脖連接器在深海環(huán)境進(jìn)行安裝時(shí)，軟管首端先通過工程船上的張緊器，再和鵝脖連接器進(jìn)行連接，然后進(jìn)行垂直下放入水。之后通過水下機(jī)器人在海底先在軟管的一端與采油樹進(jìn)行對(duì)接，再將軟管進(jìn)行平鋪，軟管另一端的鵝脖連接器與其他水下結(jié)構(gòu)物相連。其具體安裝過程示意圖如圖1右圖所示。

圖1 鵝脖連接器及深海軟管安裝示意圖Fig.1 Schematic diagram of the gooseneck connector and its installation with the subsea christmas tree

1.2 實(shí)例分析

以南海某氣田實(shí)際使用的鵝脖連接器為例，其通過8寸生產(chǎn)用柔性軟管一端與水下采油樹相連，另一端通過軟管與水下管匯連接，為生產(chǎn)油氣的輸送提供安全有力的保障。工作水深1500 m，整體自重5.1噸，連接器的母頭轂座和法蘭采用F65（65 K）合金鋼，楊氏模量為200.35 GPa，泊松比為0.31，屈服強(qiáng)度為450 MPa，抗拉強(qiáng)度為535 MPa；彎管和90°彎頭采用X65鋼，楊氏模量為200.35 GPa，泊松比為0.31，屈服強(qiáng)度為450 MPa，抗拉強(qiáng)度為535 MPa。圖2為現(xiàn)場(chǎng)準(zhǔn)備安裝的鵝脖連接器。

圖2 南海某氣田現(xiàn)場(chǎng)準(zhǔn)備安裝的鵝脖連接器Fig.2 Gooseneck connector prepared for installation at a gas field in the South China Sea

鵝脖連接器安裝就位過程，主要分為三個(gè)階段：軟管平鋪階段、海底測(cè)漏階段和靜水壓力測(cè)試。在此過程中，鵝脖連接器的母頭與采油樹上的公頭進(jìn)行對(duì)接并通過卡箍進(jìn)行鎖緊，此時(shí)在軟管接頭處的極限載荷將會(huì)通過鵝脖連接器上的彎管傳輸?shù)侥割^上，然后傳輸?shù)轿挥诓捎蜆渖系倪B接器公頭上，載荷經(jīng)過傳輸，公頭承受的載荷最小，因此，分析鵝脖連接器上母頭連接處的載荷即可確定該工況下鵝脖連接器的安全性能。對(duì)鵝脖連接器的母頭和法蘭兩處連接進(jìn)行受力分析，如圖3所示。

圖3 鵝脖連接器承載示意圖Fig.3 Bearing diagram of goose neck connector

1.3 強(qiáng)度評(píng)價(jià)指標(biāo)

根據(jù)ASME B31.8第8章A842.22對(duì)鵝頸管進(jìn)行計(jì)算分析[10-11]。

由內(nèi)外壓差引起的管道內(nèi)環(huán)向應(yīng)力Sh計(jì)算公式為

式中，D為管道公稱外徑，mm；Pe為外壓，MPa；Pi為管內(nèi)壓力，MPa；t為公稱壁厚，mm。

復(fù)合應(yīng)力表示為von Mises應(yīng)力，其計(jì)算公式為

式中，Sl為最大縱向應(yīng)力，MPa（正值為拉應(yīng)力，負(fù)值為壓應(yīng)力）；τ為扭曲應(yīng)力，MPa。

許用環(huán)向應(yīng)力Sah計(jì)算公式為

式中，f1為環(huán)向應(yīng)力設(shè)計(jì)系數(shù)，ASME查表取值0.72；S為最低屈服強(qiáng)度，MPa；T為溫度系數(shù)，ASME查表取值1。

許用縱向應(yīng)力Sal計(jì)算公式為

式中，f2為縱向應(yīng)力設(shè)計(jì)系數(shù)，ASME查表取值0.80。

許用復(fù)合應(yīng)力計(jì)算公式為

式中，f3為復(fù)合應(yīng)力設(shè)計(jì)系數(shù)，ASME查表取值0.90。

強(qiáng)度評(píng)價(jià)指標(biāo)為：若各應(yīng)力的最大值小于相對(duì)應(yīng)的許用應(yīng)力，則認(rèn)為強(qiáng)度滿足要求。

2 深海載荷工況計(jì)算

DOE技術(shù)是指基于試驗(yàn)設(shè)計(jì)的優(yōu)化技術(shù)。它根據(jù)設(shè)計(jì)點(diǎn)的維數(shù)以及設(shè)計(jì)變量的上下限，利用蒙特卡羅抽樣技術(shù)，采集設(shè)計(jì)參數(shù)樣本點(diǎn)，計(jì)算每個(gè)樣本點(diǎn)的響應(yīng)結(jié)果，并利用二次插值函數(shù)來擬合該多維解空間，然后根據(jù)目標(biāo)函數(shù)求取該函數(shù)面的極值。作為一門工程化的科學(xué)設(shè)計(jì)方法，被廣泛應(yīng)用于工程實(shí)際當(dāng)中[12-15]，可有效預(yù)測(cè)極值出現(xiàn)的位置。以最大極限載荷為目標(biāo)，利用DOE技術(shù)進(jìn)行系統(tǒng)性的載荷工況檢查，并確定極限載荷的具體值，為最大程度地評(píng)估結(jié)構(gòu)安全強(qiáng)度提供基礎(chǔ)。

2.1 軟管平鋪階段工況

在平鋪過程中，首端鵝脖連接器已下放至水下采油樹上，如圖4所示的step 3～step 6。柔性軟管在鵝脖連接器母頭轂座連接處的最大載荷為：剪切力Fz= 125 kN，軸向力Fy= 150 kN，彎矩Mx= 275 kN·m。

圖4 深海采油樹鵝脖連接器安裝過程示意圖Fig.4 Schematic diagram of installation process of gooseneck connector of deepwater christmas tree

對(duì)法蘭在不同承載情況進(jìn)行分析，確保法蘭轂面上的反作用力不會(huì)超過連接器的承載能力，同時(shí)確保鵝頸管應(yīng)力處于ASME標(biāo)準(zhǔn)的應(yīng)力范圍內(nèi)。柔性軟管對(duì)鵝脖連接器法蘭處施加的載荷范圍為：剪切力Fs= 0～10 kN，張緊力Ft= 0～36 kN，彎矩Mb= 0～18 kN·m。采用DOE優(yōu)化技術(shù)確定在該載荷范圍內(nèi)的最大載荷工況的具體值，建立三因素、兩水平的正交試驗(yàn)表如表1所示，DOE試驗(yàn)采用全因子設(shè)計(jì)，詳見表2。

表1 軟管平鋪階段正交試驗(yàn)表Table 1 Orthogonal test table for flexible flowline laying stage

該載荷工況下各因子的正交試驗(yàn)表DOE矩陣如表2所示。

表2 軟管平鋪階段DOE矩陣Table 2 DOE matrix for flexible flowline laying stage

DOE載荷矩陣計(jì)算結(jié)果如圖5所示，外部連接載荷施加在法蘭上，在法蘭轂面上測(cè)量反作用力RF和反作用力矩RM，對(duì)于每個(gè)載荷組合，基于ASME B31.8的環(huán)向應(yīng)力、縱向應(yīng)力或組合應(yīng)力的最大應(yīng)力利用率為最大管道應(yīng)力利用率。

圖5 軟管鋪設(shè)階段法蘭和轂面載荷矩陣計(jì)算和管道彎曲應(yīng)力利用率Fig.5 Summary of load case check for loads at flange and hub face, pipe bend stress utilization at flexible flowline laying stage

根據(jù)DOE計(jì)算結(jié)果，對(duì)于所有載荷組合，軟管平鋪工況下在法蘭上施加的載荷不會(huì)在法蘭轂面上產(chǎn)生超過反作用力極限的載荷（見連接器母頭承載能力），并且鵝頸管中的最高應(yīng)力利用率在試驗(yàn)8的彎頭處，低于ASME B31.8的應(yīng)力極限。試驗(yàn)8載荷組合為張緊力Ft= 36 kN，剪切力Fs= 10 kN，彎矩Mb= 18 kN·m，軟管平鋪階段在此載荷組合情況下為極限載荷工況，應(yīng)力利用率最高。從完整載荷工況檢查的結(jié)果可以看出，在各種不同載荷組合下，在軟管平鋪工況下法蘭上施加的所有載荷均滿足要求。下文將對(duì)試驗(yàn)8進(jìn)行有限元分析。

2.2 海底測(cè)漏工況

在海底測(cè)漏階段，此工況除了載荷大小與軟管平鋪階段不同外，其余相似。當(dāng)柔性軟管首末兩端鵝脖連接器均與水下結(jié)構(gòu)物連接，并安裝就位后，開始水下泄漏測(cè)試。根據(jù)南海某氣田實(shí)際應(yīng)用水深1500 m，鵝脖連接器承受水深的外部壓力為12 MPa，內(nèi)部壓力為設(shè)計(jì)壓力DP×1.1×1.05 = 43.9 MPa，內(nèi)外壓差為31.9 MPa。測(cè)漏過程中，鵝脖連接器在與軟管連接處的法蘭承受的最大載荷為：張緊力Ft= -8～40 kN，剪切力Fs= 0～25 kN，彎矩Mb= -14～61 kN·m；在連接器母頭轂座連接處的最大載荷同軟管平鋪階段：剪切力Fz= 125 kN，軸向力Fy= 150 kN彎矩Mx= 275 kN·m。

同理，利用DOE優(yōu)化技術(shù)對(duì)海底測(cè)漏階段進(jìn)行系統(tǒng)性的載荷工況檢查，對(duì)法蘭在不同承載情況進(jìn)行分析，確保法蘭轂面上的反作用力不會(huì)超過連接器的承載能力，同時(shí)確保鵝頸管處于ASME標(biāo)準(zhǔn)的應(yīng)力范圍內(nèi)。此時(shí)柔性軟管對(duì)鵝脖連接器法蘭處施加的載荷范圍為：張緊力Ft=-8～40 kN，剪切力Fs= 0～25 kN，彎矩Mb=-14～61 kN·m。根據(jù)南海某氣田實(shí)際應(yīng)用水深1500 m，鵝脖連接器承受水深的外部壓力為12 MPa，內(nèi)部壓力為設(shè)計(jì)壓力DP×1.1×1.05 =43.9 MPa，內(nèi)外壓差為31.9 MPa，因此載荷施加等同于內(nèi)壓31.9 MPa和外壓0 MPa。建立四因素、兩水平的正交試驗(yàn)表如表3所示，同樣采用全因子設(shè)計(jì)進(jìn)行DOE試驗(yàn)，該載荷工況下各因子的正交試驗(yàn)表DOE矩陣如表4所示。

表3 海底測(cè)漏工況正交試驗(yàn)表Table 3 Orthogonal test table for subsea leak test

根據(jù)DOE計(jì)算結(jié)果，對(duì)于所有載荷組合，海底測(cè)漏工況下在法蘭上施加的載荷不會(huì)在法蘭轂面上產(chǎn)生超過反作用力極限的載荷，并且鵝頸管中的最高應(yīng)力利用率在試驗(yàn)16的彎頭處，低于ASME B31.8的應(yīng)力極限。試驗(yàn)16載荷組合為張緊力Ft= 40 kN，剪切力Fs= 25 kN，彎矩Mb= 61 kN·m，軟管平鋪階段在此載荷組合情況下為極限載荷工況，應(yīng)力利用率最高。從完整載荷工況檢查的結(jié)果圖6可以看出，在各種不同載荷組合下，在軟管平鋪工況下法蘭上施加的所有載荷均滿足要求。下文將對(duì)試驗(yàn)16進(jìn)行有限元分析。

圖6 海底測(cè)漏工況下法蘭和轂面載荷矩陣計(jì)算和管道彎曲應(yīng)力利用率Fig.6 Summary of load case check for loads at flange and hub face, and also pipe bend stress utilization at subsea leak test

2.3 靜水壓力測(cè)試

在靜水壓力測(cè)試階段，鵝脖連接器在海底正式投入使用之前，將對(duì)鵝頸管施加設(shè)計(jì)壓力DP×1.5×1.05 = 59.85 MPa的實(shí)際靜水壓力進(jìn)行測(cè)試。其中1.05系數(shù)是在典型FAT測(cè)試壓力=設(shè)計(jì)壓力DP×1.5的基礎(chǔ)上預(yù)留額外的5%緩沖區(qū)，以考慮深海環(huán)境中可能出現(xiàn)的任何不確定性。

3 數(shù)值模擬結(jié)果分析及校核

3.1 有限元模型

基于上述工況和載荷條件，在ABAQUS有限元分析中，考慮到計(jì)算的收斂性，應(yīng)忽略影響較小的因素。在建模時(shí)，對(duì)鵝脖的立式連接器母頭和提升框架進(jìn)行簡(jiǎn)化，將連接器5.1 t自重等效為在其重心位置，方便對(duì)載荷和邊界條件的施加。對(duì)簡(jiǎn)化后的鵝脖連接器各部件進(jìn)行建模，由于模型整體上是軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，所以采用平面軸對(duì)稱方式進(jìn)行建模，其有限元模型如圖7所示，模型主要由灰色彎管段、紅色90°彎頭段、藍(lán)色母頭轂座和綠色法蘭連接口四個(gè)部件組成。其各部件壁厚如下。彎管段：25.925 mm；90°彎頭段：27.562 5 mm；母頭轂座：31.5 mm；法蘭連接處：31.5 mm。

圖7 有限元模型Fig.7 Finite element analysis model

對(duì)連接器進(jìn)行網(wǎng)格劃分，整體使用C3D8I單元，該8節(jié)點(diǎn)六面體線性非協(xié)調(diào)模式單元，能克服剪切自鎖問題，具有較高的計(jì)算精度，整體和局部加密網(wǎng)格如圖8所示。

圖8 有限元網(wǎng)格模型Fig.8 Mesh used in finite element analysis model

3.2 載荷和邊界條件

基于ASME B31.8第8章對(duì)鵝脖連接器鵝頸管的載荷工況進(jìn)行分析，如下。

（1）軟管平鋪階段。有限元模型初始條件為：在鵝脖連接器母頭轂座參考點(diǎn)設(shè)置1到6自由度的固定邊界條件，模型整體關(guān)于X軸對(duì)稱約束。根據(jù)上文工況載荷計(jì)算數(shù)據(jù)，其載荷施加步驟為：首先在鵝脖連接器重心位置施加5.1 t的重力載荷，再將柔性軟管對(duì)首端鵝脖連接器的最大載荷施加在兩者連接處的法蘭上：張緊力Ft= 36 kN，剪切力Fs= 10 kN，彎矩Mb= 18 kN·m。該工況下鵝脖連接器鵝頸管整體載荷施加如圖9所示。

圖9 軟管平鋪階段載荷和邊界條件Fig.9 Loading and boundary conditions applied in flexible flowline laying stage in finite element analysis

（2）海底測(cè)漏工況。由上文載荷工況分析可知，除軟管和鵝脖連接器法蘭處所受的載荷外，鵝脖連接器還承受1 500 m水深的31.9 MPa內(nèi)外壓差，在載荷施加時(shí)，可等同于內(nèi)壓31.9 MPa和外壓0 MPa。對(duì)于法蘭連接端部壓力的施加，考慮法蘭連接處內(nèi)徑為210 mm，接觸面積為34 636 mm2，作用在內(nèi)壁上的力為內(nèi)壓×面積等于1140.9 kN，力的正方向與張緊力Ft的方向一致。同樣有限元模型初始條件為：在鵝脖連接器母頭轂座參考點(diǎn)設(shè)置1到6自由度的固定邊界條件，模型整體關(guān)于X軸對(duì)稱約束。其載荷施加步驟為：首先在鵝脖連接器重心位置施加5.1 t的重力載荷并在鵝脖連接器與軟管連接處的法蘭施加相應(yīng)載荷：張緊力Ft= 40 kN，剪切力Fs=25 kN，彎矩Mb= -61 kNm；再對(duì)鵝頸管整體施加內(nèi)壓Pi= 31.9 MPa，外壓Pe= 0 MPa的載荷，最后將1140.9 kN的力施加到法蘭連接端部。該工況下鵝脖連接器鵝頸管整體載荷施加如圖10所示。

圖10 海底測(cè)漏階段載荷和邊界條件Fig.10 Loading and boundary conditions applied in subsea leak test in finite element analysis

（3）靜水壓力測(cè)試。由2.3節(jié)分析可知，F(xiàn)AT測(cè)試壓力=設(shè)計(jì)壓力×1.5×1.05 = 59.85 MPa，計(jì)算方法同上文，法蘭連接端部施加的力F=59.85 MPa×34 636 mm2=2073 kN。有限元模型初始條件為：在鵝脖連接器母頭轂座參考點(diǎn)設(shè)置1到6自由度的固定邊界條件，模型整體關(guān)于X軸對(duì)稱約束。其載荷施加步驟為：首先在鵝脖連接器重心位置施加5.1 t的重力載荷，再對(duì)鵝頸管整體施加內(nèi)壓Pi= 59.85 MPa的載荷，最后對(duì)法蘭連接端部施加2073 kN的力。該工況下鵝脖連接器鵝頸管整體載荷施加如圖11所示。

圖11 靜水壓力測(cè)試載荷和邊界條件Fig.11 Loading and boundary conditions applied in hydrostatic pressure test in finite element analysis

3.3 數(shù)值模擬結(jié)果分析及校核

根據(jù)ASME B31.8第8章對(duì)上述工況載荷進(jìn)行有限元計(jì)算，其應(yīng)力分布云圖和有限元強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果如下所示。

（1）由1.3節(jié)強(qiáng)度計(jì)算可知，環(huán)向應(yīng)力Sh是僅由壓力載荷引起的周向應(yīng)力，對(duì)于軟管鋪設(shè)階段，無壓力載荷，因此環(huán)向應(yīng)力Sh=0 。

從圖12和表5可知，在軟管平鋪階段，連接器轂面載荷能力在反作用載荷范圍內(nèi)，鵝頸管整體應(yīng)力均小于ASME B31.8應(yīng)力極限值，表明在此工況下鵝脖連接器結(jié)構(gòu)綜合強(qiáng)度足夠，整體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足ASME規(guī)范要求。

表5 軟管平鋪階段ASME B31.8應(yīng)力使用率Table 5 ASME B31.8 stress utilization at flexible flowline laying stage

圖12 軟管平鋪階段鵝頸管應(yīng)力分布Fig.12 Stresses on the gooseneck pipe at flexible flowline laying stage

（2）對(duì)海底測(cè)漏工況下內(nèi)外壓差以及承受載荷條件下的鵝脖連接器鵝頸管模型進(jìn)行計(jì)算，應(yīng)力分布云圖如圖13所示，該工況下有限元強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果見表6。

表6 海底測(cè)漏階段ASME B31.8應(yīng)力使用率Table 6 ASME B31.8 stress utilization at subsea leak test

圖13 海底測(cè)漏工況鵝頸管應(yīng)力分布Fig.13 Stresses on the gooseneck pipe at subsea leak test

根據(jù)上文分析，從ASME B31.8標(biāo)準(zhǔn)可知：Sh=(Pi-Pe)(D-t)/(2000t)= 152.0 MPa。為了在環(huán)向應(yīng)力計(jì)算中更為保守，上式中的“t”值使用的是壁厚減去公差，而非標(biāo)準(zhǔn)壁厚。

從圖13和表6可知，在海底測(cè)漏階段，連接器轂面載荷能力在反作用載荷范圍內(nèi)，鵝頸管整體應(yīng)力均小于ASME B31.8應(yīng)力極限值，表明在此工況下鵝脖連接器結(jié)構(gòu)綜合強(qiáng)度足夠，整體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足ASME規(guī)范要求。

（3）靜水壓力測(cè)試

對(duì)靜水壓力測(cè)試工況下施加內(nèi)壓以及承受載荷條件下的鵝脖連接器鵝頸管模型進(jìn)行計(jì)算，應(yīng)力分布云圖如圖14所示，該工況下有限元強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果見表7。

此時(shí)環(huán)向應(yīng)力Sh=(Pi-Pe)(D-t)/(2000t) =285.2 MPa，同樣，為了在環(huán)向應(yīng)力計(jì)算中更為保守，上式中的“t”值使用的是壁厚減去公差，而非標(biāo)準(zhǔn)壁厚。

從圖14和表7可知，在靜水壓力測(cè)試階段，出廠驗(yàn)收試驗(yàn)測(cè)試壓力FAT= 59.85 MPa載荷工況下，鵝頸管整體應(yīng)力均小于ASME B31.8應(yīng)力極限值，表明在此工況下鵝脖連接器結(jié)構(gòu)綜合強(qiáng)度足夠，整體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足ASME規(guī)范要求。

表7 靜水壓力測(cè)試階段ASME B31.8應(yīng)力使用率Table 7 ASME B31.8 stress utilization at hydrostatic pressure test

4 結(jié)論

（1）深海多工況載荷對(duì)軟管連接器的結(jié)構(gòu)安全性能提出了更高的要求，以南海某氣田軟管鵝脖連接器深海安裝工程為例，基于ASME相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)，利用DOE優(yōu)化技術(shù)開展多工況極限載荷計(jì)算，并利用有限元數(shù)值模擬對(duì)軟管連接器進(jìn)行安全強(qiáng)度校核。

（2）針對(duì)深海多工況載荷施加復(fù)雜問題，利用DOE優(yōu)化技術(shù)建立試驗(yàn)矩陣，在軟管平鋪階段、連接器測(cè)漏和靜水壓測(cè)試三種深海工況對(duì)鵝脖連接器進(jìn)行了極限載荷分析計(jì)算，得到各工況條件下最大載荷的具體值，最大程度上減少計(jì)算工作量。

（3）數(shù)值模擬結(jié)果表明：在各種不同載荷組合下對(duì)鵝脖連接器進(jìn)行完整載荷工況檢查，各工況條件下法蘭上施加的所有載荷均滿足要求；鵝脖連接器在各工況下整體應(yīng)力均小于許用應(yīng)力，整體結(jié)構(gòu)綜合強(qiáng)度足夠，滿足安全規(guī)范；各工況最大應(yīng)力均集中在90°彎頭處，對(duì)其進(jìn)行強(qiáng)度校核，滿足ASME標(biāo)準(zhǔn)使用要求。本文分析結(jié)果可為水下軟管連接器的結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)和深海安裝提供理論基礎(chǔ)和技術(shù)參考。