油管掛安裝工具C形環變形量對結構強度影響

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(1．中國石油大學(北京) 機械與儲運工程學院，北京102249；2．重慶前衛海洋石油工程設備有限責任公司，重慶401120)

油管掛安裝工具C形環變形量對結構強度影響

王麗男1，羅曉蘭1，葉曉節1，戚昱1，王懿1，段夢蘭1，程友祥2

(1．中國石油大學(北京) 機械與儲運工程學院，北京102249；2．重慶前衛海洋石油工程設備有限責任公司，重慶401120)

針對水深500 m、設計壓力等級為34.5 MPa(5 000 psi)，設計溫度為-18～121°條件下的立式采油樹，研究C形鎖緊環在鎖緊過程中的變形量對其結構強度的影響。理論分析C形鎖緊環在擴張過程中，其表面最大應力與C形環變形量之間的關系，得到簡化公式。建立有限元計算模型，使用ABAQUS軟件分析研究了C形鎖緊環變形量對其強度的影響。結果表明：分析的結果與力學模型計算結果吻合較好，簡化公式對初始設計具有一定參考性。

油管懸掛器；C形鎖緊環；結構；強度

Abstract：According to the 500 m depth condition of vertical tree，the design pressure is 5，000 psi and the design temperature is -18 to 121 degrees.During the analysis of expansion process，the relationship between deformation of C shape locking ring and its structural strength are studied.The relationship between the maximum stress and deformation of the surface，and simplified formula will be calculated.The finite element calculation model is established，and the influence of the deformation of the C shaped lock ring on its strength is analyzed with ABAQUS software.The results show that the analytical results are in good agreement with the calculated results of the mechanical model.

Keywords：tubing hanger；C type locking ring；structure；strength

油管懸掛器的結構復雜，作用重大。作為采油樹的核心部件，起到連接懸掛油管、形成油流通道、提供井下修井通道、保證足夠的密封屏障等作用。為了保證順利安裝回收油管懸掛器，需要設計專用的安裝下放工具——油管懸掛器下放安裝工具(THRT)。在安裝和回收的過程中，最關鍵的是實現由液壓控制THRT的驅動環，使THRT與油管掛成功鎖緊與解鎖[1]。因此，油管懸掛器安裝工具的鎖緊裝置起到了至關重要的作用，需要從結構強度、密封性能和壽命3個方面保證C形鎖緊環的功能可靠性[2]。本文重點研究C形環變形量對其結構強度的影響。

C.E.MERLIN和J.K.THOMSON等[3-4]對管線試樣中C形環進行了有限元分析和試驗分析。但是，國內對于水下采油樹及其配套安裝工具的研究仍處于摸索階段，而關于油管懸掛器安裝工具鎖緊機構的研究分析還處于起步階段。中國石油大學(北京)趙宏林老師[5]等對油管懸掛器安裝工具上鎖緊環的開口角度和徑向擠壓力進行了簡要分析；王軍等、姚春本等和易黃高等[6-8]主要針對井口連接器和油管懸掛器的鎖緊機構進行研究分析，尤其后者深入探討了C形鎖緊環開口角度對鎖緊環強度的影響。本文針對C形鎖緊環在鎖緊過程，建立物理和力學模型，通過數學模型計算得到應力-變形撓度關系式，并且對公式計算應力值與有限元模擬應力值進行比較。

1 油管懸掛器安裝工具鎖緊機構理論分析

1.1鎖緊機構的工作原理

油管懸掛器安裝工具(以下簡稱THRT)和油管掛(以下簡稱TH)之間的鎖緊連接部位如圖1～2所示。在鎖緊過程中，液壓驅動環在液壓推動力的作用下向下移動，在向下移動的過程中對C形鎖緊環產生擠壓力。在鎖緊過程中，因為C形環是彈性元件，其會產生徑向和周向擴張，最終C形環完全擠壓入TH和THRT連接的鎖緊卡槽中。此時完成THRT與TH之間的連接操作，斷開操作與之相反。

圖1 C形鎖緊環模型、驅動活塞局部模型、簡化主體局部模型

圖2 TH提升環局部模型

以C形鎖緊環為研究對象，建立圖3所示的C形鎖緊環鎖緊機構示意圖。

1—液壓驅動活塞；2—C形鎖緊環；3—TH提升環鎖緊卡槽。圖3 C形鎖緊環的鎖緊機構

1.2物理模型

計算C形鎖緊環的最大應力值與C形鎖緊環變形量之間的關系時，有如下基本假設：C形鎖緊環發生平面彎曲時符合平面假設，C形鎖緊環在變形過程中保持形狀為弧形。

C形鎖緊環的結構如圖4所示，可以視為軸對稱模型。

計算C形鎖緊環在擴張過程中的應力和變形量，考慮的外載荷有彎矩、軸力和剪力。C形鎖緊環由于受到彎矩、軸力和剪力，不斷擴張和伸長，使得其受到的擠壓力不斷變化。C形鎖緊環的變形量由彎矩、軸力和剪力作用產生，且擠壓力難以用定量公式表示。因此，在本文理論計算中考慮C形環的變形量與彎矩、軸力和剪力關系。

圖4 C形鎖緊環的結構

1.2.1計算支座力

圖5 大開口時C形環的簡化力學模型

(1)

1.3建立鎖緊環表面應力σ與作用力q的關系式

根據材料力學，如圖5所示鎖緊環在外載荷作用下，橫截面上存在彎矩M、軸力N和剪力Q。由于剪力對應的剪應力很小，在應力計算中可以不考慮[10]，因此應力計算公式為：

(2)

將式(1)支反力帶入式(2)中得到鎖緊環表面應力σ與作用力q的關系式：

(3)

式中：N為應力計算點受到的軸力，N；A為截面積，m2；My為應力計算點受到的彎矩，N·m；y′為應力計算點到中性軸的距離，m；IZ為截面慣性矩，m4。

1.4建立鎖緊環變形量Δ與作用力q的方程

如圖6所示為C形鎖緊環在均布內壓作用下引起的右端點B徑向位移Δ和徑向擠壓均布載荷q的關系。

圖6 C形鎖緊環初始和鎖緊后狀態

變形量Δ與作用力q之間的關系：

在受彎桿件中，由于剪切和拉壓變形的影響很小，因此只考慮彎曲變形。易黃高等人[8]考慮初始大開口角度C形鎖緊環，將其簡化為弧形結構，通過莫爾積分法求出C形鎖緊環的開口變形量。

此時C形環的開口變形量公式中的未知量為q，提取均布載荷q得：

(4)

式中：Δ為C形鎖緊環變形量，m；E為C形鎖緊環的彈性模量，GPa；θ為C形環開口角度，(°)。

1.5建立C型環外表面最大應力值σ與撓度Δ的關系式

通過推導撓度與C形環外表面最大應力值σ與撓度Δ的關系式，能夠在初步設計C形環時，從其結構強度考慮，根據材料的屈服強度，來設計鎖緊環初始開口角度的大小。

根據上文中的推導，綜合下式，可整理得到式(5)。

(5)

σmax=6.196 MPa

2 鎖緊機構有限元分析

在C形鎖緊環鎖緊過程中，液壓力擠壓驅動環向下運動，使其張開并和提升環接觸，達到鎖緊狀態。當C形鎖緊環開口角度不再變化，此時C形鎖緊環在驅動環和提升環作用下達到鎖緊的最終狀態。

有限元模型采用顯示準靜態分析模型。模型中C形鎖緊環的材料為30W4Cr2VA，提升環的材料為20CrNiMo，上述材料均選用理想彈塑性模型。材料參數如表1所示。

表1 各部件材料屬性

鎖緊過程中，驅動環在驅動力作用下，有豎直方向運動，因此，約束其豎直方向位移為-0.03 mm，其他方向均無位移。C形鎖緊環受到THRT對其豎直方向限位作用，C形鎖緊環在豎直方向位移為0；TH提升環在鎖緊過程中定義為剛性固定。

由圖7可知，在液壓鎖緊過程中，在未與提升環內壁卡槽接觸前，C形鎖緊環最大應力位置在其對稱軸且遠離開口的位置，外表面最大應力為745.2 MPa。通過與理論模型計算的最大應力值6.196 MPa對比得，在C形鎖緊環擴張伸長過程中，其變形量對結構強度的影響不大，而影響其結構強度的是擠壓力，即層間接觸應力。

由圖7～9可知，在隨著C形鎖緊環不斷擴張過程中，最大應力位置向開口處移動。當C形鎖緊環與提升環內壁卡槽接觸后，鎖緊環上的最大應力將出現在開口處。證明在C形鎖緊環不斷擴張過程中，當鎖緊環與卡槽發生層間接觸后，C形鎖緊環的開口處與卡槽的接觸作用力最大，該計算的最大應力點位置與文獻資料基本一致[11-12]。

圖7 C形鎖緊環的最大應力值

圖8 C形鎖緊環未與卡槽接觸前的應力

圖9 C形鎖緊環與卡槽充分接觸后的應力

4 結論

1) 利用有限元分析軟件ABAQUS對C形環的鎖緊過程進行分析，得到C形鎖緊環變形量對其結構強度的影響很小，而層間接觸影響最大。

2) 在C形鎖緊環擴張的過程中，由于C形鎖緊環與卡槽緩慢接觸，最大應力點位置由鎖緊環中部慢慢轉移到缺口處。由分析知，鎖緊環和提升環兩者之間存在層間接觸，所以C形鎖緊環的最大應力點的位置也隨之改變。

[1] API 17D，Design and Operation of Subsea Production Systems-Subsea Wellhead and Tree Equipment[S].2011.

[2] Eric D，Larson P E，Kevin G K.Marginal subsea development with existing subsea trees[C]//Offshore Technology Conference，May 3-6，2004，Houston 2004.

[3] THOMSON J K，PAWELA S J.Comparison of the Cring test and the jones test as standard practice test methods for studying stress corrosion cracking in ferritic steels[C]//NACE International，2015：1-10.

[4] MERLIN C E，ANDRé F V A，SéRGIO G.A daptationof NACE standard TM0177 C-ring test for flexible pipes carcasss[C]∥NACE International，2013：1-10.

[5] 趙宏林，程華榮，田紅平，等.深水采油樹油管懸掛器下放工具關鍵參數設計[J].石油機械，2014(4)：16-19.

[6] 王軍，羅曉蘭，段夢蘭，等.深水采油樹井口連接器鎖緊機構設計研究[J].石油礦場機械，2013，42(3)：16-21.

[7] 姚本春，丁慶新，侯越，等.開口環變形分析[J].石油礦場機械，2015，44(12)：10-14.

ResearchofEffectonDeformationofCTypeLockingRingforTubingHangerRunningToolonStructuralStrength

WANG Linan1，LUO Xiaolan1，YE Xiaojie1，QI Yu1，WANG Yi1，DUAN Menglan1，CHENG Youxiang2

(1．CollegeofMechanicalandTransportationEngineering，ChinaUniversityofPetroleum，Beijing102249，China；2．ChongqingVanguardOffshorePetroleumEngineeringEquipmentCo.，Ltd.，Chongqing401120，China)

TE952

A

10.3969/j.issn.1001-3482.2017.05.003

1001-3482(2017)05-0012-05

2017-03-12

國家工信部2013年高技術船舶(海洋裝備)科研項目(工信部聯裝[2013]41號)——水下采油樹配套工具研發；國家重點研發計劃重點專項項目(2016YFC0303700)資助

王麗男(1993-)，女，碩士研究生，主要研究方向為海洋石油裝備設計，E-mail：linanwang.anne@foxmail.com。