泥線懸掛器力學分析與試驗研究

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(1.新加坡WEFIC海洋技術集團有限公司,山東 東營 257000； 2.日照職業技術學院 建筑工程學院，山東 日照 276806；3.山東科瑞機械制造有限公司 山東省海洋石油裝備重點實驗室，山東 東營 257000)

泥線懸掛暫停系統是海洋油氣勘探開發中的一個重要單元裝備，用來在泥線附近懸掛套管、提供壓力控制和提供到地面井口裝置的環空通道。優勢在于減輕平臺載荷、適應范圍廣、能降低油氣田開發生產成本[1]。從事泥線懸掛暫停系統設計及制造的公司主要有FMC、ABB Vetco Gray、Drilquip、Cooper Cameron等公司[2]，產品系列化、高效可靠，價格優勢明顯；Vetco Gray泥線回接技術在20世紀70年代開始發揮作用，并于1981年獲得了美國近海科技協會關于水下創新的獎勵[3]。對于泥線懸掛系統，國內技術還處起步階段，所有海上平臺使用的水下回接系統產品都依賴進口[4]。研制泥線懸掛暫停系統，可以提高我國自主研發和創新的能力，還對我國實施海洋油氣開發戰略具有重要意義[5]。

本文通過設計計算和有限元分析，與試驗數據進行對比分析，研究結果可為優化泥線懸掛器的結構設計、裝配作業和試驗提供理論依據。

1 幾何建模和網格劃分

對泥線懸掛系統各個零部件進行力學分析，并分析零部件的結構合理性。圖1～2所示為泥線懸掛系統零部件的三維幾何模型，泥線懸掛系統主要包括芯軸式懸掛器和送入工具；圖3所示為MSW-1型泥線懸掛系統總裝圖。

圖1 泥線懸掛器三維模型

圖2 送入工具三維模型

圖3 MSW-1型泥線懸掛系統總裝圖

對產品模型進行結構優化，采用有限元軟件智能網格劃分方法，分別對零部件進行劃分,模型局部區域網格加密，選擇四面體網格。網格數如表1。有限元網格劃分如圖4～5。

表1 懸掛器和送入工具模型網格劃分

圖4 泥線懸掛器有限元網格

圖5 送入工具有限元網格

2 固體力學方程與計算方法

對建立的研究對象進行固體力學分析，模型各單元的應力、應變關系依據塑形力學應變增量理論[6]：

(1)

式中：ε、σ、δ分別為應變、應力、位移；dε、dσ、σ′、G分別為應變增量、應力增量、應力導數、剛性增量；P、E、u分別為平均主應力、彈性模量和泊松比。

{dF}=([B]′[D][B]Δ+[KG]){dδ}·aw

(2)

式中：[B]為應變—位移矩陣，[B]′為轉置矩陣，可定義dε=[B]{dδ}；[D]為應力—應變矩陣，可定義dσ=[D]dε；[KG]為非線性修正項；Δ、aw分別為微元素的面積、厚度。

針對任何規定的構件和載荷條件，在最高應力位置被確定之后，通過臨界斷面的應力分布應予以線性化，以確定斷面中的薄膜應力(Sm)、局部彎曲應力和峰值應力。應對每個應力構件進行線性化運算。然后，使用單個線性化構件計算通過橫斷面的馮·米塞斯(Von Mises)等效應力。本文研究泥線懸掛系統中，壓力、載荷的傳遞，采用直接求解法，校核計算方程為馮·米塞斯判別公式，馮·米塞斯(Von Mises)等效應力或畸變能應力(Se)按式(3)計算：

(3)

式中：Sx，Sy，Sz是構件在某一點的正應力；Sxy，Sxz，Syz是構件在某一點的剪〔切〕應力；下標x、y和z指的是總坐標系。

懸掛和轉換設備靜水壓試驗條件下的馮·米塞斯(Von Mises)容許應力判定準則如下[1]：

Sm<0.90Syield

(4)

當考慮因端部試驗蓋或塞堵而引起的壓力和端部載荷時，容許試驗壓力應為致使構件臨界斷面內出現任何容許應力所需要的壓力。

3 數值模擬結果與分析

泥線懸掛系統各個零部件實際工況不同，本文針對不同尺寸的懸掛器、送入工具和棄井封蓋內部壓力和懸載進行模擬。根據截面處等效應力極值和分布對零部件結構進行分析。

泥線懸掛系統型號為MSW-1型，508 mm(20英寸)懸掛器額定壓力為 34.5 MPa ； 339.7 mm(13英寸)懸掛器額定壓力為69 MPa；244.5 mm(9英寸)懸掛器額定壓力為 93.15 MPa, 符合API 17D 第二版, 材料等級AA, 溫度等級P+U, 產品規范級別為PSL3。

3.1 懸掛器應力分布

圖6為懸掛器應力分布云圖?？梢钥闯龉潭ㄊ脚_階式懸掛器出現應力集中點，這主要是因為有限元模型倒角或者圓角的存在，但是等效應力分布不連續且分布范圍小，可以忽略。

懸掛器應力極值和薄膜應力數據如表2所示。

圖6 懸掛器應力分布云圖

表2 懸掛器應力分析數據

由圖6等效應力云圖可見，508 mm(20英寸)泥線懸掛器較大應力值(400.36 MPa)分布在底部螺紋處,導流槽附近的臺階尖角處出現高應力，小區域范圍內為危險區域。339.7 mm(13英寸)懸掛器較大應力值(585.13 MPa)分布在導流槽附近的臺階圓角處出現高應力，小于屈服強度的90%，滿足API 17D的設計要求；同時由于支撐339.7 mm(13英寸)懸掛器點少，懸掛器又為薄壁長圓筒結構，所以出現懸掛器內表面分布的應力值較高，超過500 MPa。244.5 mm(9英寸)懸掛器最大應力值(602.52 MPa)分布在懸掛器中部螺紋上部的上部臺階，小于屈服強度90%；與套管懸掛器超過屈服強度的區域均在套管螺紋部分[7]這一結論不同, 主要原因是懸掛器結構原理的不同。

3.2 送入工具應力分布

圖7為送入工具等效應力云圖，泥線懸掛器送入工具較大應力均分布在上部螺紋處,一方面來自內部壓力，另一方面連接上端部試壓帽所受壓力螺紋處產生的拉力。金屬密封面附近出現超過屈服強度的高應力區域，分布連續且面積較??；在有限元分析中，應力集中區域多出現于圓角和尖角區域，綜合以上，可以忽略該區域的應力值。

圖7 送入工具應力分布云圖

送入工具應力極值和薄膜應力數據如表3所示。

表3 送入工具應力分析數據

4 理論計算

對于固定臺階式懸掛器，優先考慮到懸掛器臺階計算、懸掛器底部螺紋承載和內部承壓壁厚計算。受到套管重力，臺階受力情況如圖8所示，懸掛器在負載情況下，使用半角公式校核計算臺階的剪切應力是否在容許范圍。

圖8 臺階力作用示意

1) 臺階半角公式[8]。

(5)

(6)

(7)

式中：γ是φ的余角，φ是θ的半角；τ,σb分別為剪切應力，正應力；Ahalfangle是切應力作用面積；d0是外徑，di是內徑。

由式(3)～(5)計算，得到3種懸掛器臺階結構抗剪切能力的比值，如表4。安全系數大于1，結構設計合理且安全。

2) 底部螺紋承載[9]。

(8)

SImax=2·τmax

(9)

式中：σshear，σbending分別為螺紋剪切應力，螺紋彎曲應力；τmax為螺紋最大剪切應力；SImax為螺紋最大應力強度。

由式(6)～(7)計算，得到3種懸掛器底部懸掛套管時螺紋的應力比值，如表5所示。安全系數大于1，結構設計合理且安全。

3) 懸掛器承壓壁厚計算。

σr=-pint (10)

表5 懸掛器螺紋強度計算值

(11)

(12)

(13)

式中：pint,pext分別為懸掛器受內部壓力，外部壓力；σr，σc，σa分別為壓力產生的徑向應力，周向應力，軸向應力；σhar.wp為等效應力。

由式(8)～(11)計算，得到3種懸掛器承壓計算的等效應力，如表6所示。安全系數大于1，結構設計合理且安全。

表6 懸掛器承壓計算應力

5 設計試驗確認

5.1 靜水壓試驗

1) 泥線懸掛器和送入工具連接，通過試壓塞和試壓帽進行端部封堵。

2) 由測試孔加壓。一組懸掛器規格型號為508 mm(20英寸)，34.5 MPa WP ；339.7 mm(13英寸)，69 MPa WP ；244.5 mm(9英寸)， 93.15 MPa WP。

3) 第1次保持壓力3 min，壓力測試完成，壓力泄放至0。

4) 套管懸掛器及送入工具重復進行壓力測試并保壓15 min。

5) 壓力升至試驗壓力，完全降壓至0，無保壓要求，重復該步驟3次。

6) 重復步驟2、3、4。

由圖9～11壓力曲線和表7可知：

1) 508 mm(20英寸)懸掛器水壓密封試驗(額定壓力值34.50 MPa)。第1個壓力循環 3 min壓降值為可忽略, 壓力循環15 min壓降值0.14 MPa。中間3次壓力值在35.74～36.09 MPa。第2個壓力循環3 min壓降值為可忽略,壓力循環15 min壓降值為可忽略；壓力循環過程中無滲漏。

2) 339.7 mm(13英寸)懸掛器水壓密封試驗(額定壓力值69.0 MPa)。第1個壓力循環3 min壓降值0.14 MPa, 壓力循環15 min壓降值為可忽略。中間3次壓力值為69.0～72.1 MPa。 第2個壓力循環3 min壓降值0.14 MPa, 壓力循環15 min壓降值0.14 MPa。壓力循環過程中無滲漏。

3) 244.5 mm(9英寸)懸掛器水壓密封試驗(額定壓力值93.15 MPa)。第1個壓力循環3 min壓降值為可忽略, 壓力循環15 min壓降值為可忽略。中間3次壓力值在94.53～95.91 MPa； 第2個壓力循環3 min壓降值0.14 MPa, 壓力循環15 min壓降值0.35 MPa；壓力循環過程中無滲漏。

圖9 508 mm(20英寸)懸掛器壓力測試曲線

圖10 339.7 mm(13英寸)懸掛器壓力測試曲線

圖11 244.5 mm(9英寸)懸掛器壓力測試曲線

表7 壓力測試數據

根據驗收準則，本體進行壓力測試，保壓期間當壓力改變每小時不超過測試壓力的5%或者是3.45 MPa，取最小值；最終的測試壓力改變量應保持在測試壓力的5%范圍以內。由試驗曲線可知，本體壓力試驗壓降值均在范圍之內，符合驗收準則，產品拆卸后，尺寸未發生變化且可以繼續使用。

5.2 懸掛載荷試驗

通過對拉力機施壓，產生拉力，對3種懸掛器進行3次懸載循環試驗， 508 mm(20英寸)懸掛器 、339.7 mm(13英寸)懸掛器、244.5 mm(9英寸)懸掛器設計懸掛載荷值分別為13600、10890、4 300 kN。

由圖12可知，懸掛器坐落拉力機內腔，借助連接件與拉力機完成組裝；通過外部蓄能器和油箱向拉力機測試孔1注入壓力油，其他測試口為壓力盲端，內腔壓力變大，拉力機內部活塞向下移動直至停止，懸掛器懸載載荷不斷增加，實現懸掛器懸載測試。

圖12 懸掛器懸載測試示意

由圖13～15壓力曲線圖可知，通過試驗驗證508 mm(20英寸)懸掛器懸載3次循環試驗, 5 min拉力機壓力值高于25.2 MPa；339.7 mm(13英寸)懸掛器懸載3次循環試驗, 5 min壓力值高于20.37 MPa；244.5 mm(9英寸)懸掛器懸載3次循環試驗, 5 min壓力值高于8.05 MPa。

綜合以上數據，3種懸掛器懸載能力和超設計負載能力如圖16和表8。拉力機產生高壓時，設備直接作用于懸掛器，產生13 904.5、11 384.5和4 528.3 kN懸載力，較設計懸載都有較大提高。508 mm(20英寸)懸掛器實際測試懸載值超出設計2.24%；339.7 mm(13英寸)懸掛器超出設計值4.55%；244.5 mm(9英寸)懸掛器超出設計值5.31%。

圖13 508 mm(20英寸)懸掛器懸載循環測試曲線

圖14 339.7 mm(13英寸)懸掛器懸載循環測試曲線

圖15 244.5 mm(9英寸)懸掛器懸載循環測試曲線

圖16 3種懸掛器懸載能力和理論計算曲線

API 6A附錄F中章節F.2.33.1載荷循環要求按照F.2.11懸掛器性能鑒定試驗，應在最大額定載荷能力到最小額定載荷能力之間進行3次循環，每一加載點最少保持5 min[10]。由表8中數據反映懸掛器設計滿足懸載循環試驗要求，且拆卸產品后，產品未發生變形。

6 結論

1) 力學分析結果表明，3種懸掛器和送入工具尺寸能夠滿足設計要求。若將244.5 mm(9英寸)懸掛器臺階處外徑增大，同時適用339.7 mm(13英寸)懸掛器內部通徑，增大受力面積，減小應力集中，能夠提高懸掛器懸載能力。

表8 懸載測試數據

2) 基于結構力學的理論計算結果與懸掛器懸承載測試結果之間存在偏差。理論計算是在近似理想的情況下得到的結果，可為懸掛器承壓、懸載提供一定的參考。數值模擬則考慮了多種因素的影響，更接近實際情況。懸載測試結果則用來修正技術參數、驗證設計計算，達到設計確認的過程。為深入研究懸掛器性能提供條件。