海底管道封堵器封隔圈設計與試驗研究*

2023-07-22 05:08:16李星標萬宇飛曲兆光劉春雨曹學文

石油機械 2023年7期

李星標樊茵萬宇飛曲兆光劉春雨曹學文

(1．中海石油(中國)有限公司天津分公司 2．中海油安全技術服務有限公司 3．中國石油大學(華東)儲運與建筑工程學院)

0 引言

隨著海洋油氣開發的深入，海底管道運行年限不斷延長，受到環境、腐蝕等因素影響越來越嚴重。海底管道與立管的維護和更換以及支管廢棄等作業，常采用囊式、塞式或盤式管道封堵器。但上述封堵器作業時需要進行管線帶壓開孔作業，作業工藝復雜且費用高，還會對管道產生二次損傷。海底管道進行新舊替換、平臺進行拆除等作業時，需要盡可能在不改變管內壓力的情況下進行。因此，海底管道智能封堵技術越來越受到國內外研究人員的重視。

美國TDW公司的Smart Plugs TM系列[1-2]產品，已順利完成管道內部封堵作業80多次，表現出良好的安全性、快捷性和經濟性。英國Stats Group公司封堵器Tecno-Plug系列[3-4]產品，可封堵公稱直徑100～1 200 mm(4～48 in)油氣管道。從2008年開始，中國石油大學(北京)張仕民教授團隊研究管內智能封堵技術，針對封堵器錨定性能、密封性能及液壓控制性能進行理論和試驗研究，搭建了管內智能封堵器的坐封與解封試驗平臺，以驗證理論設計的可行性[5-8]。廊坊永春公司研發的智能封堵列車處于試研制階段，并無海上施工業績[9]。陳愛平[10]通過對膠筒進行受力分析，推薦在耐溫耐壓要求較高工況下選用氫化丁腈橡膠。陳大彬等[11]通過有限元模擬聚氨酯膠筒的載荷-應變曲線，并和試驗實測曲線進行擬合，發現材料邵氏硬度為80 HS時，膠筒的密封和防突性能優良。劉天良等[12]通過對膠筒上40個測試點的接觸應力分布狀況進行分析，發現接觸應力較大值集中在膠筒中間。伍開松等[13]研究了膠筒幾何特征參數和接觸壓力之間的關系，結果發現，接觸壓力隨著膠筒高度的增高而呈現降低趨勢，且隨倒角增大而增大。張斐斐等[14]建立了膠筒有限元模型，發現隨著彈性常數的增加，膠筒接觸壓力逐漸增大，壓縮量逐漸減小。付道明[15]基于正交試驗設計方法，系統研究了坐封載荷和膠筒參數對膠筒接觸應力的影響，研究結果表明：影響封隔器接觸應力的主要因素是坐封載荷與膠筒厚度，隨著坐封載荷增加，接觸應力非線性增大，膠筒厚度的增加能明顯提高接觸應力。劉銅[16]分析單膠筒不同端面傾角對接觸應力和摩擦面積的影響，并得出加裝防突環可以提升密封效果的結論。

本文對?304.8 mm(12 in)海底管道內智能封堵器封隔圈進行數值模擬，建立封隔圈密封有限元模型，獲得封隔圈幾何尺寸最優化方案；同時根據最優方案參數進行工裝加工并試驗，封堵前后壓差10 MPa海底管道。

1 封堵器密封技術研究

海底管道智能封堵器的密封由封隔圈完成，封隔圈的工作過程類似于井下封隔器的膠筒，分為初封階段和坐封階段。初封階段是指封堵器置入管道時，液壓缸施加載荷將封隔圈壓縮，使其和管壁接觸的階段，此時封隔圈還未承受壓差；坐封階段是指封隔圈和管道間產生足夠的接觸應力，在指定的工作壓差下能夠實現密封的階段，這需要在初封的基礎上繼續施加載荷，以保證封隔圈和管壁產生足夠的接觸應力。

封隔圈的材質決定了密封效果。封堵器在海底管道中作業需要接觸腐蝕性介質，且作業過程面臨高溫高壓環境[17-18]。因此，封隔圈材料需具有良好的耐腐蝕性能、高強度高耐磨性能和可重復使用性能，故選取氫化丁腈橡膠作為封隔圈材料。

2 封隔圈密封性能有限元分析

2.1 本構模型及參數確定

橡膠材料的本構模型主要有Gent模型[19]、Yeoh模型[20]和Mooney-Rivlin模型等[21-22]。Gent模型能夠擬合橡膠材料大變形時硬化的應變能，但不適用于小應變和中等應變；Yeoh模型在大變形條件下計算出的應變能與試驗結果符合良好；Mooney-Rivlin模型可較好地擬合橡膠材料中等變形時的應變能。因此選擇Mooney-Rivlin模型進行封隔圈有限元模擬。

封隔圈材料為氫化丁腈橡膠，設定材料的彈性模量為9.39 MPa，泊松比為0.499。金屬構件材料為35CrMo，設定材料的彈性模量為206 GPa，泊松比為0.3。

2.2 網格劃分和約束條件

利用PLANE182對稱單元劃分網格，建立軸對稱約束，封隔圈與缸筒及管壁摩擦接觸，對管壁外壁添加X方向的約束，對承壓頭添加Y方向的約束，建立有限元模型，如圖1所示。由于智能封堵器初封采用液壓動力單元加壓實現，所以初封階段接觸應力的大小對封堵器能否成功封堵至關重要。因此采用液壓動力單元提供最大縱向載荷，觀察初封狀態密封效果。最后采用坐封狀態下液壓動力系統和壓差提供的總的縱向載荷進行密封效果校核。

圖1 封隔器有限元軸對稱模型Fig.1 Finite element axisymmetric model of the smart plug

2.3 幾何參數優選

限定擠壓碗高度D= 40 mm。封隔圈邵氏硬度選取60、65、70、75和80 HS進行對比研究。幾何參數如圖2所示，具體包括高度L1、寬度L2、側面傾角θ1和表面傾角θ2?，F研究各個參數對封隔圈封堵壓力的影響。

圖2 封隔圈參數設置Fig.2 Parameter setting of the sealing ring

2.4 結果及分析

封隔圈結構參數的選取需重點考慮初封過程，封堵器置入管道內液壓缸施加載荷將封隔圈壓縮，使其和管壁接觸，此階段封隔圈還未承受壓差，所需軸向壓力全部來自液壓缸。封隔圈初封狀態決定了整個封堵器是否能密封成功，因此將初封狀態作為評價封隔圈結構參數的指標。

不同硬度封隔圈接觸應力隨接觸節點變化如圖3所示。由圖3可知，封隔圈的接觸應力隨著接觸節點的延伸先增大后減小，但是變化不大，說明封隔圈與管壁保持較為均勻的接觸。在初封軸向載荷的作用下，封隔圈邵氏硬度越大，接觸應力越小。因為初封時軸向載荷較小，在小硬度下可實現更大的密封壓力。當硬度≤70 HS時，密封壓力大于1.8 MPa；當硬度>70 HS時，密封壓力小于1.4 MPa。總體來看，封隔圈硬度≤70 HS時，均可滿足初封要求。

圖3 不同硬度封隔圈接觸應力隨接觸節點的變化關系Fig.3 Contact stress of the sealing ring vs.contact node under different hardnesses

考慮到坐封狀態下軸向載荷較大，需要封隔圈的硬度和強度盡可能大，因此，應選取邵氏硬度為70 HS的氫化丁腈橡膠材料。

不同高度封隔圈接觸應力隨接觸節點的變化如圖4所示。

圖4 不同高度L1封隔圈接觸應力隨接觸節點的變化關系Fig.4 Contact stress of the sealing ring vs.contact node under different heights L1

由圖4可以看出，封隔圈的接觸應力隨著接觸節點的延伸，兩側的接觸應力略小于中間的接觸應力，隨著封隔圈高度的增大，接觸應力持續增大。其他條件相同情況下，封隔圈高度越大，與管壁距離越小，從而在相同軸向載荷的作用下會產生更大的接觸應力。當高度L1= 41 mm時，封隔圈的接觸應力最小，原因是封隔圈外徑與管道內徑的距離過大，初封階段軸向推力先使封隔圈產生足夠的徑向形變，從而使其與管壁接觸。相比之下，封隔圈從開始接觸到管壁過程變形消耗的能量最多，但是其前期產生徑向形變的過程耗費太多能量，故其接觸壓力最小。雖然高度L1越大對密封效果的影響越顯著，但受環焊縫等因素的影響，封隔圈外徑與管壁需維持一定的距離。當高度L1= 45 mm時，接觸應力顯著大于L1= 43 mm時的接觸應力，此時封隔圈與管壁之間的距離為10 mm，滿足安全要求和設計要求。因此結合上述分析并考慮安全封堵因素，取封隔圈高度L1為45 mm。

不同寬度封隔圈接觸應力隨接觸節點的變化關系如圖5所示。由圖5可知，封隔圈的接觸應力隨著接觸節點的延伸，兩側的接觸應力顯著小于中間的接觸應力，隨著封隔圈寬度的增大，接觸應力值呈現先增大后減小的趨勢。當寬度L2= 85 mm時，初封狀態軸向載荷作用下具有最大接觸應力，說明在軸向壓縮過程中，寬度超過85 mm的封隔圈會在接觸管壁之前，耗費更多能量，從而使得與管壁接觸之后產生相對較小的接觸應力。因此，選取封隔圈寬度L2為85 mm。

不同側面傾角封隔圈接觸應力隨接觸節點的變化如圖6所示。

從圖6可以看出，封隔圈的接觸應力隨著接觸節點的延伸，兩側的接觸應力分布不均勻。當側面傾角θ1越大時，接觸應力隨著接觸節點的延伸分布越均勻。當側面傾角增大時，最大接觸應力先增大后減小，并且當θ1= 15°時，封隔圈具有最大的接觸應力。因此，選取封隔圈側面傾角θ1為15°。

不同表面傾角接觸應力隨接觸節點的變化關系如圖7所示。從圖7可以看出，封隔圈的接觸應力隨著接觸節點的延伸，兩側的接觸應力分布不均勻，但是總體呈現先增大后減小的趨勢。當表面傾角增大時，最大接觸應力先增大后減小，并且當θ2= 44°時，具有最大的接觸應力。因此，選取封隔圈表面傾角θ2為44°。

圖7 不同表面傾角θ2接觸應力隨接觸節點的變化關系Fig.7 Contact stress of the sealing ring vs.contact node under different surface inclination angles θ2

通過初封狀態模擬研究獲得封隔圈最優幾何參數，然后采用坐封狀態下液壓動力系統和壓差提供的總縱向載荷進行校核，分析采用幾何參數的合理性和可靠性。選取包括高度L1= 45 mm、寬度L2= 85 mm、側面傾角θ1= 15°、表面傾角θ2= 44°和邵氏硬度70 HS的封隔圈建立有限元模型，并在坐封狀態總的軸向載荷下獲得接觸應力，如圖8所示。坐封條件下可實現13.3 MPa的密封壓力，滿足智能封堵器密封要求。

圖8 坐封狀態接觸應力分布圖Fig.8 Contact stress distribution after setting

3 室內密封性能試驗

3.1 密封試驗方案

封堵器的密封性能與封隔圈和管壁之間的接觸應力密切相關，在封隔圈不出現“肩突”失穩的條件下，可以通過封隔圈密封介質壓力的大小來判斷封堵器的密封性能。試驗裝置為高壓壓力機和自制封隔圈密封測試工裝，如圖9所示。

圖9 測定封隔圈接觸應力的試驗裝置示意圖Fig.9 Schematic diagram of the test device for measuring contact stress of the sealing ring

考慮到加工工藝的合理性和最大程度防止封隔圈變性，提出2種封隔圈加工形式，包括圓角處理和內嵌彈簧圈。

封隔圈密封試驗推力分3級：第一級封堵器內液壓缸提供等效推力131 kN，此為初封；第二級管內前后壓差10 MPa，提供等效推力721 kN；第三級液壓系統和管內前后壓差提供等效推力852 kN，此為坐封。

試驗第一步，將封隔圈與承壓頭配合，固定在支撐環上；壓力機由上往下施加壓力，推動擠壓碗向下移動，直到封隔圈與管壁接觸，而后繼續加大推力，直至推力達到液壓系統所能提供的最大推力131 kN。第二步，保持推力不變，向擠壓碗一側注入水，在特定壓力下(2 MPa、5 MPa、7 MPa、10 MPa，……)停止注水并觀察壓力表讀數是否變化(觀察時間定為4 h)，直至封隔圈無法密封高壓水，記錄最終密封壓力數據。第三步，增大壓力機推力達到721和852 kN，重復第二步。第四步，總結對比記錄參數。

3.2 密封試驗結果分析

封隔圈測試數據見表1、表2。由表1可知，無內嵌彈簧圈的封隔圈初封狀態達到3.5 MPa，滿足初封要求，坐封狀態達到10 MPa，滿足封堵器密封10 MPa介質要求。壓縮行程滿足智能封堵器封堵單元行程要求。封隔圈會在擠壓碗、承壓頭與管壁之間縫隙均勻凸出。試驗過程保壓4 h無泄漏產生，滿足密封要求。

表1 封隔圈測試數據(無內嵌彈簧圈)Table 1 Test data of the sealing ring (without the embedded spring ring)

表2 封隔圈測試數據(內嵌彈簧圈)Table 2 Test data of the sealing ring (with the embedded spring ring)

由表2可知，內嵌彈簧圈的封隔圈初封狀態達到3.7 MPa，滿足初封要求，坐封狀態達到11.2 MPa，滿足封堵器密封10 MPa介質要求。內嵌彈簧圈的封隔圈密封壓力明顯高于未內嵌彈簧圈的密封壓力，說明內嵌彈簧圈有助于提高密封壓力。封隔圈內嵌彈簧圈之后，封隔圈會在擠壓碗、承壓頭與管壁之間縫隙凸出，但內嵌彈簧圈一側凸出較少。試驗過程保壓4 h無泄漏產生，滿足密封要求。

3.3 密封過程和密封狀態分析

內嵌彈簧圈封隔圈試驗過程中，保持坐封狀態軸向載荷不變，持續提高注水壓力，分別為9、10和11 MPa時，穩壓4 h后進行記錄，如圖10所示。封隔圈可滿足3個差壓的密封要求，但是封隔圈凸起高度明顯增大。

當密封壓力分別為9、10和11 MPa時，封隔圈在縫隙中凸起高度約為10.5、11.4和12.1 mm。說明在管內前后壓差的作用下，不僅提高了坐封狀態下軸向載荷，還會造成封隔圈出現“肩突”現象，且壓差越大“肩突”約明顯。與未內嵌彈簧圈的封隔圈試驗結果對比發現，安裝彈簧圈將減小封隔圈“肩突”，并提高密封壓力。

試驗后取出封隔圈，2 h內即可即恢復試驗前狀態，未見明顯損傷，且壓痕在未束縛狀態下4 h消失(見圖11)。這說明氫化丁腈橡膠彈性和回彈性良好，可多次使用，經濟環保。