非黏结海洋柔性软管接头密封性能的分析*

□ 吴翔实 □ 余荣华 □ 高连新 □ 袁鹏斌

1.华东理工大学机械与动力工程学院 上海200237

2.上海海隆石油管材研究所 上海 200949

3.海隆石油工业集团有限公司 上海 200949

1 研究背景

随着海上油气开发技术的不断成熟，用于输送油气的非黏结海洋柔性软管需求量越来越大。软管是由钢和塑料组成的复合管，与钢管相比，具有对海底地形适应性好、连续长度长、安装接头少、抗腐蚀、可回收等优点，在海洋石油开发中有逐渐取代钢管的趋势，并已经形成了一系列标准和规范［1-2］。

软管应用首先面临的问题是如何将软管与平台或其它管线连接，这涉及到海洋软管接头的设计［3］，连接强度和密封性是软管接头设计的核心。传统的海洋软管接头多采用扣压的方法进行连接，这种接头不能提供足够的气密性，特别是当软管外径较大时，缺陷更为明显［4］。目前，最新型的连接方式是将软管各功能层单独固定，将软管各承载层的轴向载荷和弯曲载荷传递到终端连接器上，使接头具有较高的连接强度。同时，设置专门的密封结构，解决管道内流体介质的密封问题［5-6］。这种新型连接方式成为海洋柔性软管接头的主流，其密封效果取决于密封结构的材料性能、几何形状和尺寸。由于密封结构形状不规则，受力又较复杂，因此设计密封结构时很难用弹性力学方法求得解析解。笔者针对非黏结海洋柔性软管接头，利用有限元分析方法，研究了密封结构的外形参数对接头密封性能的影响，分析了主要影响因素，可以为软管接头的密封设计提供参考。

2 接头密封结构

非黏结海洋柔性软管接头典型结构如图1所示。通过焊接方法将接头直接与复合软管金属承拉层连接在一起，同时向接头空腔内注入大量环氧树脂，环氧树脂固化使接头与复合软管成为一体，为接头提供足够的连接强度。在接头前端设计有密封结构，即在接头内套与内保护套之间置入密封件，通过拧紧高强度螺栓，使内套法兰挤压密封件，产生初始变形，具有初始密封效果。当复合软管内部充满高压输送介质时，高压介质会进一步压缩密封件，使密封效果得到进一步提高，且输送介质压力越高，密封件的密封效果就越好。可见这一密封结构为自紧式密封，具有自密封效果。

▲图1 非黏结海洋柔性软管接头典型结构

图2是图1中密封结构部分的局部放大图。对这一密封结构而言，其内部流体泄漏有两个途径：①通过密封件材料本体毛细管的渗透泄漏，这与密封件的结构及材料性质有关；②沿密封件与压紧面之间的界面泄漏，即图2中空腔内锥和密封件外锥相接触的路径1及密封件与内护套层之间的接触路径2。由于密封件采用金属材料，渗透泄漏可以避免，因此这一密封结构的泄漏主要是沿路径1和路径2的界面泄漏。

▲图2 密封结构放大图

接头内套为金属材料，内部含有带锥度的空腔用于放置密封件。密封件材料为合金钢，安装接头时，通过控制密封件的轴向位移使密封件压紧接头内套，两者接触面之间产生径向过盈，防止内部流体沿路径1泄漏。与密封件直接接触的内保护套由高分子材料制成，安装时密封件与内保护套之间有初始过盈量，形成初始密封，防止内部流体沿路径2泄漏。支撑套由金属材料制成，在内部流体介质的作用下，支撑套受到径向压力而胀大，使内保护套进一步压紧密封件。密封件与内保护套及密封件与接头内套之间的接触应力均会增大，进一步防止流体沿路径1和路径2泄漏，从而加强密封性能，且需密封的内部流体压力越高，加强效果就越好。

3 有限元模型

针对图2所示密封结构，建立有限元分析模型。这一结构的部件和载荷都为轴对称，因此有限元分析时建立二维轴对称模型。支撑套、密封件和接头内套选用金属材料，内保护套选用高分子材料，在小变形时高分子材料可以用线弹性材料进行模拟。海洋软管接头在海洋中容易受到交变载荷影响，受力情况复杂，为了保证密封件在载荷变化的情况下仍能保持密封性，在进行有限元模拟时接头结构要保持线弹性［7-8］，因此在有限元分析时建立线弹性模型。各部件材料性能见表1，海洋软管参数见表2。

表1 部件材料参数

表2 海洋软管参数

密封件受力情况复杂，在有限元分析时应综合考虑模型的接触非线性和几何非线性问题。进行网格划分时采用三节点三角形单元对接头模型进行离散，对接触密封部位应进行局部细化。接头密封结构有限元模型的网格划分如图3所示。

▲图3 有限元模型网格划分

海洋软管接头的工作温度为50℃，为了分析结构在特定温度下的密封性，通过三个步骤进行模拟。

（1）模拟装配过程。限制接头内套左端和内保护套右端的轴向自由度，对支撑套和密封件施加轴向位移，如图4所示。

▲图4 模拟装配示意图

（2）模拟管道内高压状况。在管道内均匀施加30 MPa的均布径向压力载荷。

▲图5 接头应力分布云图

（3）模拟工作温度。在整个模型上施加温度场，加载完成后的应力分布云图如图5所示，由图5可知，密封件的等效应力较大，因此材料的要求较高。密封件与接头内套之间为金属-金属锥面密封，实现路径1的密封。支撑套主要起到支撑作用，控制内保护套的径向位移，封堵密封件与内保护套之间的间隙，实现路径2的密封。

4 参数分析

非黏结海洋柔性软管接头密封结构的设计中，密封件的轴向位移、接头内套内锥、密封件外锥、密封件与内保护套过盈量对结构的密封性能有重要影响。如图6所示，R为密封件圆弧半径，δ为密封件与内保护套的径向过盈量，θ为锥面与轴向的夹角。在进行参数选择时，要保证接头工作时部件不超过屈服应力。密封件的屈服应力为758 MPa，内保护套的屈服应力为35 MPa。

图6 密封结构参数

4.1 密封件锥度

密封效果优劣与接触面上的接触应力大小及接触面长度密切相关，要实现良好的密封，需要满足以下两个条件［9］：①接触应力尽量大，应至少大于所密封的流体压力，接触应力越大，泄漏通道越窄；②密封面接触长度尽量长，增加泄漏路径长度，也就是增大泄漏阻力。为了评价密封件的密封性能，引入积分强度的概念［10］。

式中：Pz为积分强度；σc为接触应力；L为接触长度。

当接头内套的内锥和密封件的外锥锥度不同时，密封件很容易产生应力集中，且路径1的局部接触应力较大，有效接触长度较短，积分强度较小，因此接头内套的内锥和密封件的外锥选用同锥度为宜。

表3为在不同锥度下路径2的积分强度和最大接触应力，可以看出，密封件的θ对路径2的密封性能影响较小，因此主要依据路径1的密封性能选择锥度。设计时希望在密封件等效应力较小的情况下得到较大的积分强度，因此使用有效比值η来评估结构的合理性，η越大则密封件越合理。

式中：Pz′为路径1积分强度；σmax为密封件的最大等效应力。

由表4可以看出，当密封件θ为12°时，有效比值最大，结构最合理。

4.2 密封件轴向位移

当θ为12°时，对密封件施加0～2.8 mm的轴向位移，规定密封件和内套接触时的位置为位移加载初始位置。不同轴向位移下路径1和路径2的接触应力如图7所示，积分强度如图8所示。

表3 不同锥度下路径2密封性能

表4 不同锥度下路径1有效比值

图7 不同轴向位移下接触应力

图8 不同轴向位移下积分强度

由图7、图8可以看出，随着轴向位移的增大，路径1和路径2的最大接触应力和积分强度不断增大。随着轴向位移的增大，密封件的等效应力也在不断增大，见表5。

表5 不同轴向位移下等效应力

综合图7、图8和表5，密封件轴向位移为1.6～2.0 mm时，密封性能最佳。此时计算得到路径1的平均接触应力为 63～74 MPa，安全因数为 3.15～3.7，该接头的设计压力为20 MPa，满足使用要求。

4.3 密封件圆弧半径

路径1的密封性能主要和密封件锥度和轴向位移有关，而密封件的圆弧半径及密封件与内保护套的初始过盈量主要影响路径2的密封性能。

表6 不同圆弧半径下密封性能

表6为在不同圆弧半径情况下的路径2积分强度和密封件等效应力，可以看出，当圆弧半径为35 mm时，路径2的积分强度最大，密封件等效应力最小，因此圆弧半径应选用35 mm。

4.4 密封件初始过盈量

在密封件与内保护套材料已经确定的前提下，两者接触面之间的初始过盈量就决定了路径2的密封性能。图9给出了不同过盈量下路径2的接触应力分布计算结果。

图9 不同过盈量下路径2接触应力分析

由图9可以看出，随着过盈量的增大，路径2的接触长度和最大接触应力都随之增大，对密封效果有利。当然，过盈量增大到一定程度后，高分子材料会发生屈服，且容易老化。当过盈量为0.7 mm时，内保护套开始屈服，因此过盈量不宜大于0.7 mm。

表7列出了不同过盈量下路径2的性能参数，结合图9和表7，密封件与内保护套的初始过盈量应在0.3～0.5 mm之间，计算得到此时路径2的安全因数为2.1～2.8。

表7 不同过盈量下路径2密封性能

5 结论

对工作压力下的非黏结海洋柔性软管接头密封结构进行分析，模拟密封件在不同锥度、轴向加载位移、圆弧半径及密封件与内保护套初始过盈量时的密封性能和变化规律。

密封件锥度、轴向加载位移、圆弧半径及密封件与内保护套初始过盈量对密封件的密封性能有重要影响。当接头内套内锥和密封件外锥不匹配时，密封件接触表面应力集中明显，很容易发生屈服变形，损坏密封件。设计和加工时应保证两者同锥度，经计算得到θ为12°时最为适宜。

路径1的密封性能主要和密封件锥度和轴向加载位移有关，轴向加载位移合理范围为1.6～2.0 mm。

密封件圆弧半径及初始过盈量主要影响路径2的密封性能，圆弧半径最佳为35 mm，密封件与内保护套的初始过盈量合理范围为0.3～0.5 mm。

［1］Recommended Practice for Flexible Pipe 17B：API RP 17B［S］.

［2］SpecificationforUnbondedFlexiblePipe17J：APISPEC17J［S］.

［3］李翔云，毕祥军，王刚，等.海洋非黏结柔性管道接头密封结构分析［J］.计算机辅助工程，2014，23（6）：56-60.

［4］庞树民，唐建华，王琳，等.海底复合软管新型接头［J］.石油工程建设，2012，38（4）：14-17，8.

［5］FERNANDO U S，NOTT P，GRAHAM G，et al.Experimental Evaluation of the Metal-to-Metal Seal Design for High-Pressure Flexible Pipes［C］.Offshore Technology Conference，Houston，2012.

［6］FERNANDO U S，DODDS N，LEYLAND J，et al.Prevention of Fretting/Wear Damage in Pressure Armour Layers of Flexible Pipes Designed for High Pressure Applications［C］.Offshore Technology Conference， Rio de Janeiro， 2011.

［7］蔡仁良，顾伯勤，宋鹏云.过程装备密封技术［M］.2版.北京：化学工业出版社，2006：28-30.

［8］余同希，薛璞.工程塑性力学［M］.2版.北京：高等教育出版社，2010：1-3.

［9］TAKANO J，YAMAGUCHI M，KUNISHIGE H.Development of Premium Connection “KSBEAR” for Withstanding High Compression，High External Pressure， and Severe Bending ［J］.Kawasaki Steel Technical Report， 2002（47）：14-22.

［10］吴稀勇，闫龙，陈涛，等.弯曲载荷下特殊螺纹接头密封性能的有限元分析［J］.钢管，2010，39（6）：70-73.