，，，

(1.新加坡WEFIC海洋技術(shù)集團(tuán)有限公司,山東 東營 257000； 2.日照職業(yè)技術(shù)學(xué)院 建筑工程學(xué)院，山東 日照 276806；3.山東科瑞機(jī)械制造有限公司 山東省海洋石油裝備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東 東營 257000)

泥線懸掛暫停系統(tǒng)是海洋油氣勘探開發(fā)中的一個(gè)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(huán)空通道。優(yōu)勢(shì)在于減輕平臺(tái)載荷、適應(yīng)范圍廣、能降低油氣田開發(fā)生產(chǎn)成本[1]。從事泥線懸掛暫停系統(tǒng)設(shè)計(jì)及制造的公司主要有FMC、ABB Vetco Gray、Drilquip、Cooper Cameron等公司[2]，產(chǎn)品系列化、高效可靠，價(jià)格優(yōu)勢(shì)明顯；Vetco Gray泥線回接技術(shù)在20世紀(jì)70年代開始發(fā)揮作用，并于1981年獲得了美國近?？萍紖f(xié)會(huì)關(guān)于水下創(chuàng)新的獎(jiǎng)勵(lì)[3]。對(duì)于泥線懸掛系統(tǒng)，國內(nèi)技術(shù)還處起步階段，所有海上平臺(tái)使用的水下回接系統(tǒng)產(chǎn)品都依賴進(jìn)口[4]。研制泥線懸掛暫停系統(tǒng)，可以提高我國自主研發(fā)和創(chuàng)新的能力，還對(duì)我國實(shí)施海洋油氣開發(fā)戰(zhàn)略具有重要意義[5]。

本文通過設(shè)計(jì)計(jì)算和有限元分析，與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析，研究結(jié)果可為優(yōu)化泥線懸掛器的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、裝配作業(yè)和試驗(yàn)提供理論依據(jù)。

1 幾何建模和網(wǎng)格劃分

對(duì)泥線懸掛系統(tǒng)各個(gè)零部件進(jìn)行力學(xué)分析，并分析零部件的結(jié)構(gòu)合理性。圖1～2所示為泥線懸掛系統(tǒng)零部件的三維幾何模型，泥線懸掛系統(tǒng)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(tǒng)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(tǒng)總裝圖

對(duì)產(chǎn)品模型進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，采用有限元軟件智能網(wǎng)格劃分方法，分別對(duì)零部件進(jìn)行劃分,模型局部區(qū)域網(wǎng)格加密，選擇四面體網(wǎng)格。網(wǎng)格數(shù)如表1。有限元網(wǎng)格劃分如圖4～5。

表1 懸掛器和送入工具模型網(wǎng)格劃分

圖4 泥線懸掛器有限元網(wǎng)格

圖5 送入工具有限元網(wǎng)格

2 固體力學(xué)方程與計(jì)算方法

對(duì)建立的研究對(duì)象進(jìn)行固體力學(xué)分析，模型各單元的應(yīng)力、應(yīng)變關(guān)系依據(jù)塑形力學(xué)應(yīng)變?cè)隽坷碚揫6]：

(1)

式中：ε、σ、δ分別為應(yīng)變、應(yīng)力、位移；dε、dσ、σ′、G分別為應(yīng)變?cè)隽俊?yīng)力增量、應(yīng)力導(dǎo)數(shù)、剛性增量；P、E、u分別為平均主應(yīng)力、彈性模量和泊松比。

{dF}=([B]′[D][B]Δ+[KG]){dδ}·aw

(2)

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

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

(3)

式中：Sx，Sy，Sz是構(gòu)件在某一點(diǎn)的正應(yīng)力；Sxy，Sxz，Syz是構(gòu)件在某一點(diǎn)的剪〔切〕應(yīng)力；下標(biāo)x、y和z指的是總坐標(biāo)系。

懸掛和轉(zhuǎn)換設(shè)備靜水壓試驗(yàn)條件下的馮·米塞斯(Von Mises)容許應(yīng)力判定準(zhǔn)則如下[1]：

Sm<0.90Syield

(4)

當(dāng)考慮因端部試驗(yàn)蓋或塞堵而引起的壓力和端部載荷時(shí)，容許試驗(yàn)壓力應(yīng)為致使構(gòu)件臨界斷面內(nèi)出現(xiàn)任何容許應(yīng)力所需要的壓力。

3 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

泥線懸掛系統(tǒng)各個(gè)零部件實(shí)際工況不同，本文針對(duì)不同尺寸的懸掛器、送入工具和棄井封蓋內(nèi)部壓力和懸載進(jìn)行模擬。根據(jù)截面處等效應(yīng)力極值和分布對(duì)零部件結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析。

泥線懸掛系統(tǒng)型號(hào)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(jí)AA, 溫度等級(jí)P+U, 產(chǎn)品規(guī)范級(jí)別為PSL3。

3.1 懸掛器應(yīng)力分布

圖6為懸掛器應(yīng)力分布云圖?？梢钥闯龉潭ㄊ脚_(tái)階式懸掛器出現(xiàn)應(yīng)力集中點(diǎn)，這主要是因?yàn)橛邢拊Ｐ偷菇腔蛘邎A角的存在，但是等效應(yīng)力分布不連續(xù)且分布范圍小，可以忽略。

懸掛器應(yīng)力極值和薄膜應(yīng)力數(shù)據(jù)如表2所示。

圖6 懸掛器應(yīng)力分布云圖

表2 懸掛器應(yīng)力分析數(shù)據(jù)

由圖6等效應(yīng)力云圖可見，508 mm(20英寸)泥線懸掛器較大應(yīng)力值(400.36 MPa)分布在底部螺紋處,導(dǎo)流槽附近的臺(tái)階尖角處出現(xiàn)高應(yīng)力，小區(qū)域范圍內(nèi)為危險(xiǎn)區(qū)域。339.7 mm(13英寸)懸掛器較大應(yīng)力值(585.13 MPa)分布在導(dǎo)流槽附近的臺(tái)階圓角處出現(xiàn)高應(yīng)力，小于屈服強(qiáng)度的90%，滿足API 17D的設(shè)計(jì)要求；同時(shí)由于支撐339.7 mm(13英寸)懸掛器點(diǎn)少，懸掛器又為薄壁長(zhǎng)圓筒結(jié)構(gòu)，所以出現(xiàn)懸掛器內(nèi)表面分布的應(yīng)力值較高，超過500 MPa。244.5 mm(9英寸)懸掛器最大應(yīng)力值(602.52 MPa)分布在懸掛器中部螺紋上部的上部臺(tái)階，小于屈服強(qiáng)度90%；與套管懸掛器超過屈服強(qiáng)度的區(qū)域均在套管螺紋部分[7]這一結(jié)論不同, 主要原因是懸掛器結(jié)構(gòu)原理的不同。

3.2 送入工具應(yīng)力分布

圖7為送入工具等效應(yīng)力云圖，泥線懸掛器送入工具較大應(yīng)力均分布在上部螺紋處,一方面來自內(nèi)部壓力，另一方面連接上端部試壓帽所受壓力螺紋處產(chǎn)生的拉力。金屬密封面附近出現(xiàn)超過屈服強(qiáng)度的高應(yīng)力區(qū)域，分布連續(xù)且面積較?。辉谟邢拊治鲋?，應(yīng)力集中區(qū)域多出現(xiàn)于圓角和尖角區(qū)域，綜合以上，可以忽略該區(qū)域的應(yīng)力值。

圖7 送入工具應(yīng)力分布云圖

送入工具應(yīng)力極值和薄膜應(yīng)力數(shù)據(jù)如表3所示。

表3 送入工具應(yīng)力分析數(shù)據(jù)

4 理論計(jì)算

對(duì)于固定臺(tái)階式懸掛器，優(yōu)先考慮到懸掛器臺(tái)階計(jì)算、懸掛器底部螺紋承載和內(nèi)部承壓壁厚計(jì)算。受到套管重力，臺(tái)階受力情況如圖8所示，懸掛器在負(fù)載情況下，使用半角公式校核計(jì)算臺(tái)階的剪切應(yīng)力是否在容許范圍。

圖8 臺(tái)階力作用示意

1) 臺(tái)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(yīng)力，正應(yīng)力；Ahalfangle是切應(yīng)力作用面積；d0是外徑，di是內(nèi)徑。

由式(3)～(5)計(jì)算，得到3種懸掛器臺(tái)階結(jié)構(gòu)抗剪切能力的比值，如表4。安全系數(shù)大于1，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)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(yīng)力，螺紋彎曲應(yīng)力；τmax為螺紋最大剪切應(yīng)力；SImax為螺紋最大應(yīng)力強(qiáng)度。

由式(6)～(7)計(jì)算，得到3種懸掛器底部懸掛套管時(shí)螺紋的應(yīng)力比值，如表5所示。安全系數(shù)大于1，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)合理且安全。

3) 懸掛器承壓壁厚計(jì)算。

σr=-pint (10)

表5 懸掛器螺紋強(qiáng)度計(jì)算值

(11)

(12)

(13)

式中：pint,pext分別為懸掛器受內(nèi)部壓力，外部壓力；σr，σc，σa分別為壓力產(chǎn)生的徑向應(yīng)力，周向應(yīng)力，軸向應(yīng)力；σhar.wp為等效應(yīng)力。

由式(8)～(11)計(jì)算，得到3種懸掛器承壓計(jì)算的等效應(yīng)力，如表6所示。安全系數(shù)大于1，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)合理且安全。

表6 懸掛器承壓計(jì)算應(yīng)力

5 設(shè)計(jì)試驗(yàn)確認(rèn)

5.1 靜水壓試驗(yàn)

1) 泥線懸掛器和送入工具連接，通過試壓塞和試壓帽進(jìn)行端部封堵。

2) 由測(cè)試孔加壓。一組懸掛器規(guī)格型號(hào)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(cè)試完成，壓力泄放至0。

4) 套管懸掛器及送入工具重復(fù)進(jìn)行壓力測(cè)試并保壓15 min。

5) 壓力升至試驗(yàn)壓力，完全降壓至0，無保壓要求，重復(fù)該步驟3次。

6) 重復(fù)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(yàn)(額定壓力值34.50 MPa)。第1個(gè)壓力循環(huán) 3 min壓降值為可忽略, 壓力循環(huán)15 min壓降值0.14 MPa。中間3次壓力值在35.74～36.09 MPa。第2個(gè)壓力循環(huán)3 min壓降值為可忽略,壓力循環(huán)15 min壓降值為可忽略；壓力循環(huán)過程中無滲漏。

2) 339.7 mm(13英寸)懸掛器水壓密封試驗(yàn)(額定壓力值69.0 MPa)。第1個(gè)壓力循環(huán)3 min壓降值0.14 MPa, 壓力循環(huán)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(gè)壓力循環(huán)3 min壓降值0.14 MPa, 壓力循環(huán)15 min壓降值0.14 MPa。壓力循環(huán)過程中無滲漏。

3) 244.5 mm(9英寸)懸掛器水壓密封試驗(yàn)(額定壓力值93.15 MPa)。第1個(gè)壓力循環(huán)3 min壓降值為可忽略, 壓力循環(huán)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(gè)壓力循環(huán)3 min壓降值0.14 MPa, 壓力循環(huán)15 min壓降值0.35 MPa；壓力循環(huán)過程中無滲漏。

圖9 508 mm(20英寸)懸掛器壓力測(cè)試曲線

圖10 339.7 mm(13英寸)懸掛器壓力測(cè)試曲線

圖11 244.5 mm(9英寸)懸掛器壓力測(cè)試曲線

表7 壓力測(cè)試數(shù)據(jù)

根據(jù)驗(yàn)收準(zhǔn)則，本體進(jìn)行壓力測(cè)試，保壓期間當(dāng)壓力改變每小時(shí)不超過測(cè)試壓力的5%或者是3.45 MPa，取最小值；最終的測(cè)試壓力改變量應(yīng)保持在測(cè)試壓力的5%范圍以內(nèi)。由試驗(yàn)曲線可知，本體壓力試驗(yàn)壓降值均在范圍之內(nèi)，符合驗(yàn)收準(zhǔn)則，產(chǎn)品拆卸后，尺寸未發(fā)生變化且可以繼續(xù)使用。

5.2 懸掛載荷試驗(yàn)

通過對(duì)拉力機(jī)施壓，產(chǎn)生拉力，對(duì)3種懸掛器進(jìn)行3次懸載循環(huán)試驗(yàn)， 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(shè)計(jì)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(jī)內(nèi)腔，借助連接件與拉力機(jī)完成組裝；通過外部蓄能器和油箱向拉力機(jī)測(cè)試孔1注入壓力油，其他測(cè)試口為壓力盲端，內(nèi)腔壓力變大，拉力機(jī)內(nèi)部活塞向下移動(dòng)直至停止，懸掛器懸載載荷不斷增加，實(shí)現(xiàn)懸掛器懸載測(cè)試。

圖12 懸掛器懸載測(cè)試示意

由圖13～15壓力曲線圖可知，通過試驗(yàn)驗(yàn)證508 mm(20英寸)懸掛器懸載3次循環(huán)試驗(yàn), 5 min拉力機(jī)壓力值高于25.2 MPa；339.7 mm(13英寸)懸掛器懸載3次循環(huán)試驗(yàn), 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(huán)試驗(yàn), 5 min壓力值高于8.05 MPa。

綜合以上數(shù)據(jù)，3種懸掛器懸載能力和超設(shè)計(jì)負(fù)載能力如圖16和表8。拉力機(jī)產(chǎn)生高壓時(shí)，設(shè)備直接作用于懸掛器，產(chǎn)生13 904.5、11 384.5和4 528.3 kN懸載力，較設(shè)計(jì)懸載都有較大提高。508 mm(20英寸)懸掛器實(shí)際測(cè)試懸載值超出設(shè)計(jì)2.24%；339.7 mm(13英寸)懸掛器超出設(shè)計(jì)值4.55%；244.5 mm(9英寸)懸掛器超出設(shè)計(jì)值5.31%。

圖13 508 mm(20英寸)懸掛器懸載循環(huán)測(cè)試曲線

圖14 339.7 mm(13英寸)懸掛器懸載循環(huán)測(cè)試曲線

圖15 244.5 mm(9英寸)懸掛器懸載循環(huán)測(cè)試曲線

圖16 3種懸掛器懸載能力和理論計(jì)算曲線

API 6A附錄F中章節(jié)F.2.33.1載荷循環(huán)要求按照F.2.11懸掛器性能鑒定試驗(yàn)，應(yīng)在最大額定載荷能力到最小額定載荷能力之間進(jìn)行3次循環(huán)，每一加載點(diǎn)最少保持5 min[10]。由表8中數(shù)據(jù)反映懸掛器設(shè)計(jì)滿足懸載循環(huán)試驗(yàn)要求，且拆卸產(chǎn)品后，產(chǎn)品未發(fā)生變形。

6 結(jié)論

1) 力學(xué)分析結(jié)果表明，3種懸掛器和送入工具尺寸能夠滿足設(shè)計(jì)要求。若將244.5 mm(9英寸)懸掛器臺(tái)階處外徑增大，同時(shí)適用339.7 mm(13英寸)懸掛器內(nèi)部通徑，增大受力面積，減小應(yīng)力集中，能夠提高懸掛器懸載能力。

表8 懸載測(cè)試數(shù)據(jù)

2) 基于結(jié)構(gòu)力學(xué)的理論計(jì)算結(jié)果與懸掛器懸承載測(cè)試結(jié)果之間存在偏差。理論計(jì)算是在近似理想的情況下得到的結(jié)果，可為懸掛器承壓、懸載提供一定的參考。數(shù)值模擬則考慮了多種因素的影響，更接近實(shí)際情況。懸載測(cè)試結(jié)果則用來修正技術(shù)參數(shù)、驗(yàn)證設(shè)計(jì)計(jì)算，達(dá)到設(shè)計(jì)確認(rèn)的過程。為深入研究懸掛器性能提供條件。