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(1.新加坡WEFIC海洋技術(shù)集團有限公司,山東 東營 257000; 2.日照職業(yè)技術(shù)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(tǒng)是海洋油氣勘探開發(fā)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(huán)空通道。優(yōu)勢在于減輕平臺載荷、適應范圍廣、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)設計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,價格優(yōu)勢明顯;Vetco Gray泥線回接技術(shù)在20世紀70年代開始發(fā)揮作用,并于1981年獲得了美國近??萍紖f(xié)會關(guān)于水下創(chuàng)新的獎勵[3]。對于泥線懸掛系統(tǒng),國內(nèi)技術(shù)還處起步階段,所有海上平臺使用的水下回接系統(tǒng)產(chǎn)品都依賴進口[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,還對我國實施海洋油氣開發(fā)戰(zhàn)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(shù)據(jù)進行對比分析,研究結(jié)果可為優(yōu)化泥線懸掛器的結(jié)構(gòu)設計、裝配作業(yè)和試驗提供理論依據(jù)。
對泥線懸掛系統(tǒng)各個零部件進行力學分析,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
對產(chǎn)品模型進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化,采用有限元軟件智能網(wǎng)格劃分方法,分別對零部件進行劃分,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
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(guān)系依據(jù)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(shù)、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(zhuǎn)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(guī)定的構(gòu)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(gòu)件進行線性化運算。然后,使用單個線性化構(gòu)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(tǒng)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(gòu)件在某一點的正應力;Sxy,Sxz,Syz是構(gòu)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(zhuǎn)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(gòu)件臨界斷面內(nèi)出現(xiàn)任何容許應力所需要的壓力。
泥線懸掛系統(tǒng)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(nèi)部壓力和懸載進行模擬。根據(jù)截面處等效應力極值和分布對零部件結(jié)構(gòu)進行分析。
泥線懸掛系統(tǒng)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(chǎn)品規(guī)范級別為PSL3。
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(xiàn)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(xù)且分布范圍小,可以忽略。
懸掛器應力極值和薄膜應力數(shù)據(jù)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(shù)據(jù)
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(xiàn)高應力,小區(qū)域范圍內(nèi)為危險區(qū)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(xiàn)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(jié)構(gòu),所以出現(xiàn)懸掛器內(nèi)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(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。
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(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)超過屈服強度的高應力區(qū)域,分布連續(xù)且面積較小;在有限元分析中,應力集中區(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(shù)據(jù)如表3所示。
表3 送入工具應力分析數(shù)據(jù)
對于固定臺階式懸掛器,優(yōu)先考慮到懸掛器臺階計算、懸掛器底部螺紋承載和內(nèi)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(nèi)徑。
由式(3)~(5)計算,得到3種懸掛器臺階結(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(shù)大于1,結(jié)構(gòu)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(nèi)部壓力,外部壓力;σr,σc,σa分別為壓力產(chǎn)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(shù)大于1,結(jié)構(gòu)設計合理且安全。
表6 懸掛器承壓計算應力
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(guī)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(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(額定壓力值69.0 MPa)。第1個壓力循環(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(額定壓力值93.15 MPa)。第1個壓力循環(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(shù)據(jù)
根據(jù)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(nèi)。由試驗曲線可知,本體壓力試驗壓降值均在范圍之內(nèi),符合驗收準則,產(chǎn)品拆卸后,尺寸未發(fā)生變化且可以繼續(xù)使用。
通過對拉力機施壓,產(chǎn)生拉力,對3種懸掛器進行3次懸載循環(huán)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(nèi)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(nèi)腔壓力變大,拉力機內(nèi)部活塞向下移動直至停止,懸掛器懸載載荷不斷增加,實現(xiàn)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(huán)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(huán)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(huán)試驗, 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計負載能力如圖16和表8。拉力機產(chǎn)生高壓時,設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(huán)測試曲線
圖14 339.7 mm(13英寸)懸掛器懸載循環(huán)測試曲線
圖15 244.5 mm(9英寸)懸掛器懸載循環(huán)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(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,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(huán),每一加載點最少保持5 min[10]。由表8中數(shù)據(jù)反映懸掛器設計滿足懸載循環(huán)試驗要求,且拆卸產(chǎn)品后,產(chǎn)品未發(fā)生變形。
1) 力學分析結(jié)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(nèi)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(shù)據(jù)
2) 基于結(jié)構(gòu)力學的理論計算結(jié)果與懸掛器懸承載測試結(jié)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(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,更接近實際情況。懸載測試結(jié)果則用來修正技術(shù)參數(shù)、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。