趙東油田老平臺T 型管節點極限承載力弱化規律研究

靳 嵩，胡楊俊，殷慶國，衛 憲

（1.中國石油大港油田分公司對外合作項目部（趙東作業分公司），天津 300280；2.中國石油大學（北京），北京 102249；3.中國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域，其中一期建設的ODA（趙東A 號井口平臺）和OPA（趙東A 號原油處理平臺）等固定式導管架平臺即將達到20年的設計使用壽命。隨著平臺服役年限增加，在長期服役過程中受海水腐蝕、環境荷載等作用下，導管架管節點附近將產生腐蝕和裂紋，從而嚴重影響海洋平臺結構的力學性能，增加平臺結構失效風險。在我國提倡能源保障安全的背景下，研究并掌握老平臺管節點承載力弱化機理，是老油田提質增效、延長平臺服役期的增效利器。

針對導管架管節點承載力預測，竇培林等[1]利用非線性分析的有限元方法對K 型和雙K 型圓管相貫節點進行了數值計算；嵇春艷等[2]通過實驗研究了裂紋腐蝕損傷對導管架平臺極限承載力的影響；雷婷[3]研究了有焊縫下的K 型及T 型管節點承載力與幾何參數之間關系。而針對裂紋、腐蝕因素對海洋結構物的極限承載力影響，PAIK J K 和王生楠等[4-6]學者對考慮結構裂紋影響下板的極限承載力做了大量的研究，對含裂紋板和加筋板結構剩余極限承載力進行了評估；張婧等[7]采用非線性有限元法開展含裂紋、點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鋼板及加強箱梁殘余極限承載力的影響。

本文以趙東油田ODA 老平臺的T 型管節點為研究對象，采用數值模擬方法研究了腐蝕坑及裂紋損傷對管節點極限承載力的弱化規律，重點分析了裂紋長度與深度、腐蝕坑位置與數量、材料腐蝕修正本構影響、裂紋與腐蝕聯合作用等因素對管節點的極限承載力變化規律。

1 管節點有限元模型建立

1.1 T 型管節點尺寸參數

趙東油田ODA 平臺結構的導管架如圖1 所示，作為淺水區域的導管架平臺其只有一層水平層[10]。從圖1 中可看出該導管架平臺的水平層主要由K型管節點和T 型管節點構成，以T 型管節點為主。因此，本文選擇如圖1（b）所示位置的T 型管節點為研究對象開展后續研究工作[11-14]。所選T 型管節點的具體結構如圖2 所示，其具體幾何尺寸見表1。

圖1 趙東油田ODA 平臺模型

圖2 T 型管節點示意圖

表1 模型尺寸數據

1.2 T 型管節點有限元模型

如圖3 所示，本文選用ABAQUS 中的八結點線性六面體單元（C3D8R）建立T 型管節點有限元模型，為模擬管節點焊縫位置應力集中情況進行了局部網格加密。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，將支管外端所有節點耦合到外端面的中心點處，使用耦合約束將上部端板與端板的中心點建立剛性連接，在耦合點施加軸向位移載荷。

圖3 T 型管節點有限元模型

荷載傳遞函數模型比較有代表性的有雙折線模型和三折線模型[15]。三折線鋼材應力—應變關系模型，如圖4 所示。從圖中可看出三折線模型包含彈性段、屈服段和強化段。陳明中等[16]分別對雙折線模型和三折線模型進行了理論分析，指出三折線較雙折線具有更高的模擬精度，能較為真實準確地反映鋼材各項拉伸力學性能。

圖4 三折線模型

本模型采用三折線模型，采用基于弧長控制的Newton-Raphson 方法求解。此次數值計算不考慮焊縫和殘余應力對節點極限承載力的影響。

1.2.1 裂紋損傷模擬

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

圖5 裂紋布置區域示意圖

1.2.2 腐蝕損傷模擬

本文針對導管架的主要腐蝕形式——局部點蝕開展模擬研究[18-20]，采用構造一個或若干個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

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

表2 修正后的三折線本構模型力學特征參數取值

管節點的腐蝕率計算公式如下。

式中，n 為腐蝕坑數量；r 為腐蝕坑半徑；h 為腐蝕坑深度；D 為管節點直徑；t 為管節點壁厚；L為管節點的長度。

將本文選取的管節點參數和腐蝕坑參數帶入到腐蝕率計算公式，再將得到的腐蝕率數據代入到表2 的參數關系式，即可得到ODA 平臺所選T 型管節點腐蝕修正后的鋼材力學參數。本次共計算了6 種腐蝕率下修正材料數據，如表3 所示。

表3 修正后的材料數據

1.3 有限元模型驗證

在開展數值模擬分析前，先通過與CHEN Y等[22]文中的實驗數據進行對比，以驗證本文采用的有限元模擬方法的正確性。實驗X 節點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驗臺上，另一端通過液壓機施加向下的位移載。實驗選用管節點的幾何尺寸和材料屬性見表4 所示。運用本文采用的模擬方法建立有限元模型后，為了貼合實驗結果，本文在進行有限元模擬時，X 型節點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。將支管上端所有節點耦合到外端面的中心點處，以模擬鐵片的受載效果，在耦合點處施加軸向位移載荷。X 型節點在極限狀態時實驗變形圖與模型變形圖對比見圖7，其極限承載力的結果對比見表5。

表4 X 型節點幾何尺寸

從圖7 可以看出，在主支管相貫區應力較大，并產生較大的塑性變形，與實驗模擬的破壞模式一致，均為主管塑性的破壞模式；從表5 中X 節點的極限承載力計算結果可以看出，有限元模擬結果與實驗結果的最大相對誤差為1.37%，由此驗證了本文采用的有限元模擬方法的準確性。

表5 極限承載力計算結果對比

圖7 X 型節實驗變形圖與有限元模型變形圖

2 各損傷參數對管節點極限承載力影響

下面針對不同裂紋及腐蝕損傷及其組合影響情況下，分別建立數值模型開展參數分析。不同損傷參數取值和所選T 型管節點的極限承載力計算結果如表6 所示。編號M 表示無裂紋無腐蝕的完好管節點模型；L0～L4 表示只含裂紋損傷，裂紋深度相同但長度不同的管節點模型；D0～D4 表示只含裂紋損傷，裂紋長度相同但深度不同的管節點模型；S0～S4 單腐蝕坑損傷管節點模型；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不考慮本構模型修正，P1～P5 考慮本構模型修正；R0～R3 表示裂紋腐蝕聯合模型，但裂紋與腐蝕的相對位置不同。

2.1 裂紋參數的影響

根據表6 中單裂紋模型L0～L4 的計算結果，在保持裂紋深度不變，改變裂紋長度的情況下，管節點極限承載力折減率比較小，通過不同裂紋長度與極限承載力關系圖8 可以看出，隨著裂紋的長度增加管節點的極限承載力逐漸減小，其變化比較均勻，其變化趨勢呈現類線性關系。

圖8 不同裂紋長度的承載力曲線

表6 T 型管節點損傷參數與極限承載計算

同樣在單裂紋模型D0～D4 下，保持裂紋長度不變，改變裂紋的深度。在裂紋深度達到t0前，管節點的極限承載力折減率變化較小，在裂紋深度達到t0時，極限承載力折減率達到-8.37%。從圖9 中也可以看到，在裂紋未發展成貫穿裂紋前，極限承載力均勻下降，貫穿裂紋的出現導致承載力驟降。在工程實際中，結構出現裂紋時，在裂紋發展前期結構還能保證可靠性，但要及時進行修補，避免發展成為貫穿裂紋。

圖9 不同裂紋深度的承載力曲線

將單裂紋模型的長度和深度損傷參數放在一起進行對照分析，通過圖10 可以看出，裂紋擴展的前中期，隨著裂紋深度的加深，極限承載力的弱化比較明顯，裂紋的深度對極限承載力影響比較大；裂紋發展的后期，當出現貫穿裂紋時，管節點結構出現嚴重破壞，極限承載力會大幅度下降。

圖10 不同裂紋參數的極限承載力曲線

2.2 腐蝕參數的影響

2.2.1 點蝕坑位置

根據表6 中單腐蝕模型S0～S4 的計算結果，管節點在只受腐蝕損傷下，單個腐蝕坑下管節點的極限承載力率很小。根據圖11 可以看出，單個腐蝕坑的位置越遠離焊縫相貫線，則對管節點極限承載力的影響越小，且總體上點蝕引起的單個腐蝕坑對管節點承載力的影響極小。因此，老平臺管節點附近出現輕度點蝕情況下，平臺結構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模型，來分析材料本構模型修正對管節點極限承載力的影響。根據表6 中單腐蝕模型P0～P1 的計算結果來看，在未使用本構修正模型前，其極限承載力折減率為-1.58%，使用修正本構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模型時，能更準確地預測管節點實際承載力變化情況。

圖12 采用修正三折線本構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管節點極限承載力的影響。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；根據表6 中單腐蝕模型P1～P5 的計算結果來看，隨著腐蝕率的增加，其極限承載力折減率逐漸減小，管節點的極限承載力也逐漸變小；當腐蝕率為6%時，折減率達到了-8.23%，與出現貫穿裂紋時的折減率相類似。工程實際中，貫穿裂紋的發生相比管節點的腐蝕需要的條件更為嚴苛，因此隨著平臺服役的后期，腐蝕率的上升，極限承載力的弱化對腐蝕更敏感。

圖13 不同腐蝕率下的極限承載力曲線

2.3 裂紋與腐蝕聯合作用的影響

實際工程中，老齡平臺上腐蝕與裂紋通常是同時存在。圖14 是裂紋腐蝕聯合作用下對管節點極限承載力的影響，從圖中可以看出R1 模型的極限承載力最小。根據表6 中裂紋腐蝕聯合模型R0～R3的計算結果表明，裂紋與腐蝕相對位置在0°和180°時具有相似的管節點極限承載力折減率，說明單裂紋與單腐蝕坑的耦合作用對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作用下的保守相加；而在裂紋布置在90°時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合作用下，裂紋損傷的影響占主導地位。

圖14 不同損傷狀態下的極限承載力曲線

3 結 論

本文選擇趙東ODA 平臺的典型T 型管節點，圍繞裂紋長度與深度、腐蝕坑相對位置分布、材料本構的模型修正及腐蝕與裂紋聯合作用對管節點極限承載力的影響，基于非線性有限元分析研究了腐蝕與裂紋損傷對管節點極限承載力的影響規律，獲得以下主要結論。

（1）管節點位置裂紋的出現，特別是貫穿裂紋的產生，將使得管節點的極限承載力大幅度下降；（2）管節點位置腐蝕坑的出現，隨點蝕坑與主支管相貫位置的遠近發生變化，但總體影響較小；（3）使用修正三折線模型能更準確地預測管節點腐蝕影響的極限承載力弱化規律；（4）綜合考慮裂紋與腐蝕聯合作用時，節點極限承載力的弱化中裂紋起主導作用。

本文的研究成果為我國老平臺延壽評估提供了技術支持，為實際工程中老平臺的延壽分析指明了方向。