CAESARⅡ在天然氣外輸管線改造分析中的應用

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(1.上?？她埢ぜ夹g有限公司， 上海 201112；2.上海市特種設備監(jiān)督檢驗技術研究院， 上海 200062)

某海洋平臺終端于2006年投產(chǎn)，南北總長約1 024 m，東西寬約340 m，呈不規(guī)則矩形。2017-01現(xiàn)場調(diào)研發(fā)現(xiàn)，該終端的管線支架設計不合理且存在地質(zhì)沉降，造成天然氣外輸管線出現(xiàn)較大的位移，影響安全運行，需要進行適當?shù)母脑臁?/p>

CAESARⅡ是以材料力學、結(jié)構力學、彈塑性力學及有限元等學科為基礎建立的管線系統(tǒng)設計與應力分析專業(yè)軟件，廣泛應用于石油、化工、電力及鋼鐵等行業(yè)，具有在線幫助、圖形顯示以及糾錯等功能，不僅可分析大型管系、鋼結(jié)構或者兩者相結(jié)合的模型(動力、靜力分析)，而且也能用于架空管線的分析以及埋地管線的計算，并可以根據(jù)國際標準進行應力校核，是一種高效的管線有限元分析軟件[1-3]。

王軍平[4]以遼河油田錦州采油廠錦19#、錦20#計量接轉(zhuǎn)站站間管線設計為例，介紹了CAESARⅡ在遼河油田工藝設計中的應用。毛悠仁等人[5]運用CAESARⅡ?qū)﹄x心壓縮機出口管線進行了受力分析，通過調(diào)整管線支吊架型式和管線布置，改善了設備管口的受力，以保證設備的正常運行。李廣鑫等人[6]應用CAESARⅡ，以液化天然氣超低溫管線為例，講解了快速設計脫空管線彈簧支架的方法，并對管線進行應力分析校核。

文中采用CAESARⅡ進行天然氣外輸管線應力分析，并結(jié)合現(xiàn)場調(diào)研結(jié)果，分析沉降對管線位移的影響，重新設計支架類型[7-8]。

1 天然氣外輸管線現(xiàn)場調(diào)研

1.1 管線基本參數(shù)

天然氣外輸管線設計壓力7.7 MPa、設計溫度70 ℃、操作溫度45 ℃、壓力等級CL600、管線材質(zhì)20鋼(等同于A106B)、管線規(guī)格(外徑×名義厚度)?406.4 mm×16.66 mm。

1.2 地質(zhì)沉降情況

天然氣外輸管線大尺寸位移主要發(fā)生在管廊拐彎處及埋地前，該終端已做過多次地質(zhì)沉降監(jiān)測，2016-12監(jiān)測管廊最大累計沉降量為84.4 mm，最小累計沉降量為-34.1 mm(負數(shù)表示該處地平抬高)；天然氣外輸管線埋地區(qū)地坪最大累計沉降167.4 mm，最小累計沉降82.0 mm。

1.3 管線位移情況

(1)起點位移 現(xiàn)場調(diào)研發(fā)現(xiàn)，該天然氣外輸管線的起點冷卻器出口位移不嚴重。因此，管線由于地基沉降產(chǎn)生的荷載可以不考慮。

(2)管廊上位移 管廊上管線位移較大，已與相鄰管線相碰。

(3)埋地前位移 管線原設計是從管廊上拐彎下來后直接埋地安裝，后來由于地質(zhì)沉降，管線產(chǎn)生較大位移。2010年，在埋地之前的管線處增加了一個脹彎，用于吸收地質(zhì)沉降引起的管線位移。由于地質(zhì)沉降仍在繼續(xù)，2017年發(fā)現(xiàn)該管線在進入管溝前近200 mm長的水平管部分發(fā)生傾斜。

2 管線應力分析

CAESARⅡ管線應力分析主要包括建模、確定邊界條件并執(zhí)行計算及分析計算結(jié)果3個步驟。

建模是按照應力分析軟件的計算方式把各個支撐點以及轉(zhuǎn)彎點作為各個節(jié)點，按照規(guī)定的三維方向順序輸入各節(jié)點間的參數(shù)，然后在有支撐和其他輔助連接的節(jié)點上作相關的連接。計算時，如有輸入錯誤，系統(tǒng)會自動提示并要求修改，直到修改合理后再開始進行計算。計算完畢給出結(jié)果，可以用動畫形象地說明系統(tǒng)受力情況，便于設計人員對管線進行適當調(diào)整，以確保管線的安全合理性[2]。管線應力分析應保證管線在設計條件下具有足夠的柔性，防止管線因熱脹冷縮、管線支承或端點附加位移產(chǎn)生應力問題。

為了確定現(xiàn)場產(chǎn)生較大位移的原因是單一的管廊支架設計不合理、沉降還是共同作用，應用CAESARⅡ軟件進行管線應力計算，并對比分析無沉降(假定)、當前沉降、5 a后沉降(假定)這3種工作狀態(tài)下管線的位移和應力。

2.1 建模

管線建模是將與所分析的管線相連的設備以及管線上各種管件、約束的信息通過一定的方法建立數(shù)學模型。首先需要對要分析的管線進行節(jié)點的選擇和編號，以便從輸出結(jié)果中得到所希望的節(jié)點數(shù)據(jù)。其次是數(shù)據(jù)輸入，輸入的數(shù)據(jù)按其特性的不同分為基本參數(shù)、管線元件結(jié)構特征參數(shù)和邊界條件3種類型?；緟?shù)主要包括管線安裝溫度、操作溫度、材料牌號、許用應力、彈性模量、泊松比、管線材質(zhì)密度、介質(zhì)密度、絕熱層厚度和密度等。管線元件結(jié)構特征參數(shù)主要包括管線中各管線元件的形狀、結(jié)構特征等，此類參數(shù)決定了管線的空間走向和相應管線元件的規(guī)格尺寸及特性等。邊界條件主要包括管線中各管線元件的約束條件、附加位移、管線端點類型及冷緊等。

文中計算的天然氣外輸管線管材密度ρ=7 800 kg/m3、許用應力ReL=137.9 MPa、彈性模量E=2.034×105MPa、泊松比μ=0.29、介質(zhì)密度ρ1=0.717 kg/m3。

管線建模起點為冷卻器出口，終點到埋地?？紤]到計算方便，將途經(jīng)管廊分成4段，第1段管線包括節(jié)點號1230#～1340#；第2段管線包括節(jié)點號1370#～1480#；第3段管線包括節(jié)點號1500#～1600#；第4段管線包括節(jié)點號1620#～1810#，具體標示見圖1。

圖1 改造前管線分析結(jié)構

2.2 邊界條件

根據(jù)現(xiàn)場調(diào)研，整個管線在管廊上的支架較少，僅通過4只U形卡進行限位，管線在管廊上的約束條件見表1。

表1 天然氣外輸管線邊界條件

2.3 3種狀態(tài)分析

鑒于管線管廊上位移較大，埋地區(qū)域管線出現(xiàn)嚴重傾斜。對狀態(tài)一(假定無沉降)、狀態(tài)二(當前沉降)、狀態(tài)三(假定5 a后沉降)3種工作狀態(tài)進行管線應力分析。該管線已運行10 a，因而假定5 a后的沉降位移數(shù)值為當前沉降實測值的1.5倍。

在確認輸入數(shù)據(jù)無誤后，可進入計算階段，3種工況選擇如下：①操作工況(OPE)?？紤]自重載荷W、溫度載荷T、壓力載荷P、彈簧載荷H和初始位移(即沉降量)D，用于獲得管線位移。②持續(xù)工況(SUS)?？紤]W、P、H和D，用于獲得管線中節(jié)點的一次應力值。③熱膨脹工況(EXP)。僅考慮溫度載荷T，用于獲得管線中的二次應力值。

3 管線靜力計算結(jié)果

管線的靜力計算結(jié)果一般包括管線應力、管線上各約束受力、管線各點位移等，計算結(jié)果主要用于對管線進行應力校核。本文采用ASME B31.3進行管線應力校核[9]，其管線應力校核準則為：①管線上各節(jié)點的一、二次應力值應小于許用應力。②管線對設備管口的推力和力矩應在允許的范圍內(nèi)。③管線的最大位移量應能滿足管線布置的要求[1]。

3.1 整體管廊位移

選擇操作工況(OPE)，對3種工作狀態(tài)下的整體管廊位移進行對比分析，結(jié)果見圖2。

圖2 操作工況下3種工作狀態(tài)下整體管廊位移

由圖2a可知：①第1段管段與第2段管段的連接彎頭處的x向(南向)位移達到了85 mm，與相鄰管線相碰。②3種工作狀態(tài)下，沉降對第4段管線在x方向位移影響不明顯，但對其它管廊區(qū)和埋地前脹彎處的x向位移有一定影響。

由圖2b可知：①第1段管段與第2段管段連接彎頭處的z向(西向)位移達到了80 mm，與相鄰管線相碰。②3種工作狀態(tài)下，沉降對第1段到第3段的彎管處的z向位移影響不明顯，但對埋地前脹彎處的z向位移有顯著影響。

3.2 管廊應力

3種工作狀態(tài)下，得到的持續(xù)工況一次應力σ1、熱膨脹工況的二次應力σ2模擬計算結(jié)果見圖3，其中σ1≤ReL、σ2≤[σ2], [σ2]=294.9 MPa，由CAESARⅡ計算得到。

圖3 3種工作狀態(tài)下管廊應力分布

由圖3a可知，持續(xù)工況下，狀態(tài)二和狀態(tài)三的一次應力最大值出現(xiàn)在第4段管段及埋地前脹彎處，其數(shù)值接近于ReL。

由圖3b可知，熱膨脹工況下，3種工作狀態(tài)的二次應力值均低于二次許用應力，但隨著沉降的增大，二次應力的數(shù)值越來越大。

4 管線支架改造

4.1 改造思路

根據(jù)此次應力分析結(jié)果，可得出以下結(jié)論：①整體管廊的后續(xù)沉降對管線的二次應力有一定影響，而且應力呈增大趨勢。②在管線埋地前，沉降對管線位移和一次應力影響較大。③埋地前的脹彎管段位移偏大，且一次應力接近許用應力。④在操作工況下，3種工作狀態(tài)產(chǎn)生的位移差值不大。因此，管廊上的管線產(chǎn)生較大的位移主要是由于支架設計不合理造成的。

為了保證該管線的正常運行，需要對管線進行改造，重新設計支架以減小管線的位移和應力[10]。

4.2 邊界條件

在模型中不斷調(diào)整節(jié)點的約束條件(即選擇支架類型)，使管線產(chǎn)生的位移和應力最小化，得到的改造后整個管廊的約束條件見表2，約束及節(jié)點標示見圖4。

表2 改造后天然氣外輸管線約束條件

圖4 改造后管廊支架示圖

4.3 計算結(jié)果

4.3.1管廊位移

狀態(tài)二下，對支架調(diào)整前后的管線位移計算結(jié)果進行比較。

操作工況下，整體管廊在x向和z向的位移結(jié)果見圖5。

圖5 操作工況下改造前后整體管廊位移比較

分析圖5a可知，在操作工況下，調(diào)整支架后整體管廊的x向位移明顯小于改造前，最大為20 mm，位于節(jié)點1340#～1370#的彎頭處，滿足管線布置要求。

分析圖5b可知，在操作工況下,調(diào)整支架后整體管廊的z向位移明顯小于改造前，最大為30 mm，位于節(jié)點1340#～1370#的彎頭處，同樣滿足管線布置的要求。

4.3.2管廊上應力

狀態(tài)二下，支架調(diào)整前后第1段管線一次應力及二次應力計算結(jié)果對比見圖6。

分析圖6a可知，持續(xù)工況下，改造后管線產(chǎn)生的一次應力最大值遠低于許用應力值。

分析圖6b可知，熱膨脹工況下，改造后管線產(chǎn)生的二次應力大于改造前的二次應力，但最大值遠低于許用應力值。

4.4 彈簧支架選擇[10-14]

現(xiàn)場調(diào)研發(fā)現(xiàn)管線埋地前的水平管段沉降嚴重并發(fā)生傾斜，且管線上的彈簧支架已經(jīng)被壓至底部而失效。同時應力計算結(jié)果表明，沉降對埋地前的管段影響較大。因此，需要重新選擇彈簧支架替代原有彈簧支架。

根據(jù)CAESAR II計算結(jié)果，并考慮地質(zhì)沉降，由軟件自動重新選擇新的彈簧支架，技術指標符合NB/T 47039—2013《可變彈簧支吊架》[15]要求，彈簧支架的安裝位置在節(jié)點1730#、1780#處。根據(jù)計算結(jié)果，節(jié)點1730#和1780#處分別選用中石化TD90C17 和TD90C16可變彈簧架。

5 結(jié)語

根據(jù)本次的計算結(jié)果，已經(jīng)完成了對此管廊支架改造的工程設計樣圖，不久可實施現(xiàn)場工程改造，有關數(shù)據(jù)有待進一步的提取。

[1] 唐永進. 壓力管線應力分析[M].北京:中國石化出版社, 2010.

(TANG Yong-jin．Stress Analysis of Pressure Piping [M].Beijing:China Petrochemical Press Co. Ltd.，2010．)

[2] 岳進才.壓力管道技術[M].北京:中國石化出版社，2006.

(YUE Jin-cai，Pressure Piping Technology[M].Beijing: China Petrochemical Press Co. Ltd.，2006．)

[3] 王海萍，吳蕾，王海晶.CAESAR Ⅱ在管道設計中的應用[J].當代化工，2014 (4)：157-159，171.

(WANG Hai-ping, WU Lei, WANG Hai-jing. Application of CAESAR Ⅱ in Pipeline Design[J]. Contemporary Chemical Industry, 2014 (4): 157-159，171.)

[4] 王軍平. CAESARⅡ軟件在油田工藝設計中的應用[J].石油規(guī)劃設計, 2002, 13(2) ：30，33.

(WANG Jun-ping．The Application of the Software CAESARⅡ in Oilfield Process Design [J]. Petroleum Planning & Engineering，2002，13(2)：30，33．)

[5] 毛悠仁，趙曉政，劉江濤. CAESARⅡ軟件在離心壓縮機配管受力分析的應用[J]. 化工生產(chǎn)與技術, 2006, 13(3): 39-40.

(MAO You-ren，ZHAO Xiao-zheng，LIU Jiang-tao．Application of CAESAR Ⅱ in Centrifugal Compressor [J]. Chemical Production and Technology，2006，13(3)：39-40.)

[6] 李廣鑫，王乾. CAESAR Ⅱ軟件在彈簧支架設計中的應用[J].科技創(chuàng)新與應用, 2015(17):21-22.

(LI Guang-xin，WANG-Qian．Application of CAESAR Ⅱ in Spring Support Design [J]. Technology Innovation and Application，2015 (17)：21-22．)

[7] 趙瑞保, 李金陸. 天然氣長輸管線彈性沉降的理論研究與應用[J]. 煤氣與熱力,2000, 20(5): 49.

(ZHAO Rui-bao, LI Jin-lu. Research and Application on Theory of Elastic Subsidence of Natural Gas Long Distance Transmission Pipeline[J]. Gas & Heat, 2000, 20(5) : 49.)

[8] 楊志鳴，蘇耀軍.在役天然氣管道沉降控制值的分析探討[J].中國市政工程，2006(4): 70-72，75，113.

(YANG Zhi-ming, SU Yao-jun. Analysis of Values for Control of In-service Natural Gas Pipeline Settlement[J].China Municipal Engineering, 2006(4): 70-72，75，113.)

[9] ASME B31.3—2014,工藝管道[S].

(ASME B31.3—2014，Process Piping[S].)

[10] 董國偉.管廊上管道支架的設計[J].西部大開發(fā)(中旬刊),2013(1):45.

(DONG Guo-wei. Design of Pipe Support in Piperack[J].West China Development, 2013 (1): 45.)

[11] NB/T 47038—2013, 恒力彈簧支吊架[S].

( NB/T 47038—2013， Constant Support Spring Hangers [S].)

[12] 張民貞.彈簧支吊架在管道設計中的應用及彈簧失效分析[J].化工設計，2007，17(5)：29-33.

( ZHANG Min-zhen. Application and Inefficacy Analysis of Spring Supports and Hangers in Piping Design[J]. Chemical Engineering Design，2007, 17(5):29-33.)

[13] 黃輝輝，朱景，梁朝旭.管道應力分析中彈簧支吊架的應用探討[J].化工設計，2012, 22(6):24-27.

( HUANG Hui-hui, ZHU Jing, LIANG Chao-xu. Application of Spring Support and Hanger in Stress Analysis of Pipeline[J].Chemical Engineering Design，2012, 22(6):24-27.)

[14] 張書俊，李國斌.AutoPSA與CAESAR II在彈簧選型中的比較[J].石油化工設備，2008, 37(2)： 59-63.

(ZHANG Shu-jun，LI Guo-bin.Comparison between AutoPSA and CAESAR II for Pipe Hanger Spring Design[J]. Petro-chemical Equipment, 2008, 37(2): 59-63.)

[15] NB/T 47039—2013, 可變彈簧支吊架[S].

(NB/T 47039—2013, Variable Springs Hangers [S].)