Прочностной анализ коннектора для подводных переходов магистральных газопроводов

Размещено на http://www.allbest.ru/

УДК 621.646

Прочностной анализ коннектора для подводных переходов магистральных газопроводов

А.В. Лагерев, И.А. Лагерев, В.В. Говоров

Представлены результаты проверочного расчета на прочность коннектора для подводных переходов магистральных газопроводов диаметром 1020 мм. Разработаны рекомендации по уменьшению напряжений в наиболее нагруженных зонах конструкции.

Ключевые слова: магистральный газопровод, подводный переход, коннектор, прочностной расчет.

Сегодня на территории Российской Федерации эксплуатируется более 3000 подводных переходов. Практика эксплуатации показывает, что на них происходит наибольшее количество аварий. В то же время ремонт таких участков сопряжен с большими трудовыми и материальными затратами. Поэтому актуальными являются вопросы уменьшения трудоемкости, совершенствования техники и технологии производства ремонтных работ.

Объектом исследования является коннектор для подводных переходов магистральных газопроводов диаметром 1020 мм (рис. 1). Данное изделие разработано ОАО «Газэнергосервис» (г. Москва).

а) б)

Рис. 1. Общий вид коннектора:

а - вид сбоку; б - продольный разрез; 1 - цанговый соединитель; 2 - корректирующий сферический фланец

Коннектор состоит из цангового соединителя 1 и корректирующего сферического фланца 2 (рис. 1 б). Конструкция стягивается высокопрочными шпильками. Цанговый соединитель устанавливается на старую трубу с помощью фрикционной клиновой системы, что исключает применение сварки в атмосферной камере. Корректирующий фланец приваривается к новой трубе в заводских условиях и позволяет компенсировать угловой перекос соединяемых труб до 10^о. Целью научно-исследовательской работы является проверочный расчет на прочность разработанной конструкции коннектора для подводных переходов магистральных газопроводов диаметром 1020 мм.

Расчетные нагрузки и воздействия приняты по [1] в соответствии с требованиями [2]. При расчете коннектора учтены нагрузки и воздействия, возникающие при сборке, испытании и эксплуатации.

Были рассмотрены 4 расчетных случая, вызывающие появление наибольших напряжений в элементах конструкции:

I. Приемочные испытания коннектора.

II. Эксплуатация коннектора на трубопроводе при отсутствии перекоса.

III. Эксплуатация коннектора на трубопроводе при максимальном перекосе.

IV. Сборка коннектора (с учетом контактного деформирования).

В табл. 1 приведены сочетания эксплуатационных нагрузок, подлежащих учету для указанных расчетных случаев [1]. Отсутствующие на дне водоема нагрузки (ветровые, снеговые и т.д.) в расчете не рассматриваются.

Таблица 1

Перечень эксплуатационных нагрузок для расчета коннектора

* - после окончания сборки данные нагрузки учитывались.

Напряженно-деформированное состояние конструкции моделировалось методом конечных элементов. При построении конечноэлементных моделей были использованы объемные десятиузловые конечные элементы в форме тетраэдров (Tet10-Solid), моделирующие поведение трехмерных упругих тел. Задача была решена в объемной постановке.

Из-за наличия в модели разрезных колец применение осесимметричной постановки задачи недопустимо [3]. Однако заданная конструктивная схема позволяет сократить объем вычислений за счет введения условия симметрии конструкции относительно вертикальной плоскости, проходящей через ось коннектора. При этом корректно учитываются кинематические граничные условия вдоль горизонтальной оси модели.

Конечноэлементная модель построена на основе геометрии, импортированной из пакета твердотельного моделирования с помощью универсального алгоритма обмена графическими данными. Перед созданием сетки конечных элементов из геометрической модели были исключены объекты, приводящие к усложнению модели, но существенно не влияющие на результаты расчета: технологические отверстия для установки крепежных элементов (за исключением основных шпилек), направляющие элементы, фаски и галтели малого радиуса, недеформируемые элементы.

Ввиду сложной геометрии конструкции невозможно создать равномерную конечноэлементную сетку по всему объему. Перед разбиением задавались размеры и густота сетки конечных элементов. При разбиении отношение линейных размеров конечных элементов поддерживалось близким к 1, так как в этом случае конечноэлементная модель дает наиболее точные результаты.

Шпильки создают сжимающее усилие, обеспечивающее соединение отдельных элементов коннектора. В осевом направлении они работают только на растяжение. Для учета этой особенности работы шпилек в сеточную модель введены дополнительные элементы, преобразующие степени свободы в узлах конечных элементов. Усилия затяжки приложены по крайним кромкам отверстий в корпусах под шпильки.

Созданные конечноэлементные модели проверены на правильность построения с помощью встроенных в МКЭ-пакет средств. В результате были исключены разрывы сетки и нарушения геометрии конечных элементов. Вручную были удалены элементы, вызывающие искусственную концентрацию напряжений в областях со сложной геометрией.

Материал конструкции моделировался изотропной средой. Были заданы следующие характеристики материала [1]: модуль упругости Па; коэффициент Пуассона 0,3; плотность 7850 кг/м³. При этом не учитывалось контактное взаимодействие элементов коннектора.

Результаты расчета напряженно-деформированного состояния коннектора с использованием линейных моделей показаны на рис. 2.

а)

б)

в)

Рис. 2. Эквивалентные напряжения в коннекторе (Па):

а - для I расчетного случая; б - для II расчетного случая; в - для III расчетного случая

Для оценки прочности действующие в конструкции эквивалентные напряжения сравнивались с допускаемыми, равными наименьшему значению предела текучести [1]. Для крепежных элементов принят двукратный запас прочности.

Анализируя результаты расчета (рис. 2), можно сделать вывод, что при расчетных случаях I - III напряжения в наиболее опасных зонах не превышают допускаемых. Запас статической прочности равен 2,5-3,5.

Однако линейная постановка задачи не позволяет учесть особенности контактного взаимодействия отдельных элементов коннектора. В то же время высокие контактные давления в сферическом фланце и элементах фрикционной клиновой системы могут привести к их смятию и разрушению. Кроме того, линейная постановка задачи не позволяет изучить процесс сборки изделия, в результате которой в отдельных локальных зонах могут возникнуть пластические деформации. Поэтому были проведены дополнительные расчеты в нелинейной постановке для III и IV расчетных случаев [4].

Для проведения упругопластического расчета построены диаграммы деформирования используемых материалов. Истинное напряжение в момент окончательного разрушения определялось по эмпирической формуле

,

где - временное сопротивление материала, МПа; - относительное сужение.

Трубы, из которых изготовляются газопроводы, имеют широкие допуски на отклонения от номинального диаметра ( мм) и цилиндричности (до 1%). Конфигурация определяется диаметром трубы и толщиной стенки . При наличии овальности . В связи с этим были выполнены расчеты для следующих вариантов конфигурации трубы:

· расчетный случай IVa - D = 1020 мм; =21,5 мм;

· расчетный случай IVb - D = 1023 мм; =21,5 мм;

· расчетный случай IVc - D = 1018 мм; =20,5 мм;

· расчетный случай IVd - D_max = 1023 мм; D_min = 1018 мм; =21,5 мм; наибольший диаметр ориентирован вертикально;

· расчетный случай IVe - D_max = 1023 мм; D_min = 1018 мм; =21,5 мм; наибольший диаметр ориентирован горизонтально;

· расчетный случай IVf - D_max = 1024,5 мм; D_min = 1015,5 мм; =21,5 мм; наибольший диаметр ориентирован вертикально;

· расчетный случай IVg - D_max = 1024,5 мм; D_min = 1015,5 мм; =21,5 мм; наибольший диаметр ориентирован горизонтально.

Конечноэлементная модель зажимного узла (рис. 3) состоит из внутреннего и наружного зажимных колец, участка трубы, корпуса коннектора. На модель наложены следующие кинематические граничные условия: ограничение перемещения наружного зажимного кольца вдоль оси коннектора, что соответствует его контакту с опорным кольцом (рис. 3а); ограничение перемещения и углов поворота для учета симметрии расчетной схемы (рис. 3б); ограничение перемещений одного края трубы по всем направлениям (рис. 3в).

а) б) в)

Рис. 3. Конечноэлементная модель зажимного узла

Между телами в расчетной схеме было введено контактное взаимодействие и трение (коэффициент трения стали по стали - 0,15). Для расчетов был выбран тип контакта, при котором ограничивается перемещение узлов одного тела по нормали к другому телу.

Модель нагружалась в два этапа: на первом моделировалась сборка зажимного узла, на втором постепенно прикладывались внешние нагрузки согласно табл. 1.

В ходе расчета определялось максимальное обжатие трубы, на которую надевается зажимной фланец. Под обжатием понимается радиальное смещение поверхности трубы и внутреннего кольца. Кроме того, определены эквивалентные напряжения и контактные давления. Так как конструкцией предполагается, что зажимной узел будет работать при условии возникновения небольших пластических деформаций, то в ходе расчета определялась длина зоны пластичности. Длина зоны пластичности отсчитывается по поверхности старой трубы, на которую надевается зажимной фланец.

Сводные результаты расчета зажимного фланца показаны в табл. 2. Значения параметров определены в характерных зонах по сечению (А, В, С, D) и длине (1, 2) коннектора. Таким образом, всего выбрано 8 характерных точек.

Для компактности в табл. 2 введены следующие обозначения: Т - труба газопровода, на которую надевается зажимной фланец; ВК - внутреннее зажимное кольцо; НК - наружное зажимное кольцо; К - корпус коннектора.

магистральный газопровод коннектор

Таблица 2

Сводные результаты расчета зажимного фланца

На основе выполненных конечноэлементных расчетов и анализа конструкции коннектора для подводных переходов магистральных газопроводов можно сделать следующие выводы.

1. Наибольший вклад в величину действующих напряжений вносит внутреннее тестовое давление (11,3 МПа). Влияние прочих внешних нагрузок не превышает 10-15%.

2. Установлено, что наиболее опасными зонами с точки зрения контактной прочности являются зажимные кольца и старая труба газопровода.

3. Максимальное отклонение от цилиндричности, при котором возможно свободное надевание внутреннего зажимного кольца на трубу перед сборкой коннектора, составляет порядка 0,45% (4,5 мм). При большем отклонении от цилиндричности при сборке потребуются дополнительные устройства, позволяющие расширить внутреннее кольцо. При этом необходимо предусмотреть соответствие внутренних диаметров других элементов фланца (сегментных колец, уплотнений и т.п.).

4. Для большинства рассмотренных конфигураций трубы наблюдается появление локальных пластических деформаций (длина участка 30-70 мм) в зажимных кольцах и значительных по площади пластических деформаций (длина участка 300-500 мм) в трубе, на которую устанавливается зажимной фланец. По величине пластические напряжения незначительно превышают предел текучести (не более 5%) и гарантированно не превышают предела прочности (запас 1,9-1,95). Однако возможность эксплуатации элементов газопровода при наличии пластических деформаций должна быть согласована с потребителем.

5. При нагружении собранного коннектора внутренним давлением и другими нагрузками действующие пластические напряжения снижаются на 5-10%.

6. По результатам расчетов (табл. 2) можно сделать вывод, что прочность (в том числе и контактная) основных элементов коннектора обеспечена.

7. Установлено, что при отсутствии овальности наблюдается равномерное обжатие трубы. Оно составляет от 0,5 до 5 мм при изменении диаметра трубы от 1018 до 1023 мм. Из-за наличия зазора во внутреннем кольце обжатие неравномерно по длине окружности. При наличии овальности трубы наблюдается существенная неравномерность обжатия. При овальности в 0,45% максимальное обжатие составляет 5,8 мм, минимальное - 0,5 мм.

8. Наилучшим является расчетный случай IVc (минимальное значение диаметра трубы 1018 мм). В данном случае при сборке не появляются пластические деформации. При этом обеспечиваются обжатие трубы порядка 0,5 мм, осевая сила трения 0,6 МН (препятствует саморазборке коннектора) и нагрузка на шпильки 1,6 МН (минимальная из всех рассмотренных расчетных случаев). При выборе этого требования к внешнему диаметру существующей трубы целесообразно уменьшение внутреннего диаметра упорной втулки до 1021-1022 мм для усиления свободного конца трубы.

9. Вторая рекомендуемая конфигурация трубы соответствует расчетному случаю IVa (номинальное значение диаметра трубы 1020 мм). Однако в данном случае при сборке появляются незначительные пластические деформации на трубе (материал элементов коннектора работает в упругой зоне). При этом обеспечиваются обжатие трубы порядка 1,3-1,6 мм, осевая сила трения 0,76 МН и нагрузка на шпильки 3,0 МН.

10. Таким образом, производителю рекомендуется установить следующий допуск на отклонение трубы: мм.

11. При большем отклонении от формы шпильки могут не выдержать усилия сборки (произойдет срез резьбы). В таком случае из условия прочности будет невозможно обеспечить требуемую величину осевого смещения 49 мм. Поэтому при расширении допуска до мм следует увеличить ширину уплотнительного кольца между зажимным и корректирующим фланцем на 6-7 мм.

12. Действующая на коннектор осевая сила не должна превышать 0,3-0,4 МН. В противном случае при некоторых отклонениях трубы от нормальной величины (например, при диаметре 1018 мм) возможна саморазборка коннектора. Это необходимо учитывать при проектировании конкретного подводного перехода. При этом следует учитывать как усилие предварительного напряжения трубопровода, так и нагрузки при строительстве (например, при протяжке).

13. Перед установкой рекомендуется предварительная подготовка трубы с целью минимизации отклонения от номинальных размеров. Другой вариант решения этой проблемы - отказ от принятой конструкции зажимного узла. В качестве альтернативы может служить многолепестковое цанговое соединение.

14. Рекомендуется применить конструкцию зажимного узла, которая предполагала бы перемещение только наружного зажимного кольца при неподвижном внутреннем. Это позволит сократить воздействие зубьев на старую трубу и уменьшить нагруженность зубьев.

Следует отметить, что представленные результаты получены расчетным путем, поэтому после испытаний в конструкцию коннектора могут быть внесены дополнительные изменения, а результаты расчета могут быть скорректированы.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Магистральные трубопроводы: СНиП 2.05.06-85.

2. Нагрузки и воздействия: СНиП 2.01.07-85.

3. Рыбников, Е.К. Инженерные расчёты механических конструкций в системе MSC.Patran-Nastran / Е.К. Рыбников, С.В. Володин, Р.Ю. Соболев. - М.: MacNeal-Schwendler Сorporation, 2003. - 130 с.

4. MARC Analysis Research Corporation Mentat II User's Guide. - MacNeal-Schwendler Сorporation, 2002. - 452 p.

Материал поступил в редколлегию 22.06.11.

Размещено на Allbest.ru