亚洲免费av电影一区二区三区,日韩爱爱视频,51精品视频一区二区三区,91视频爱爱,日韩欧美在线播放视频,中文字幕少妇AV,亚洲电影中文字幕,久久久久亚洲av成人网址,久久综合视频网站,国产在线不卡免费播放

        ?

        基于局部等效方法的深水水下井口半解耦分析模型

        2019-06-27 02:55:34暢元江姬景奇李家儀許亮斌盛磊祥
        關(guān)鍵詞:基準(zhǔn)面剪切力井口

        暢元江, 王 健, 姬景奇, 李家儀, 許亮斌, 盛磊祥, 喬 暢

        (1.中國石油大學(xué)(華東)海洋油氣裝備與安全技術(shù)研究中心, 山東青島 266580;2.中海油研究總院, 北京 100027)

        深水水下井口在隔水管波致振動(dòng)和渦激振動(dòng)以及浮式鉆井裝置運(yùn)動(dòng)的激勵(lì)下,其內(nèi)部出現(xiàn)動(dòng)態(tài)響應(yīng)和循環(huán)交變應(yīng)力,易發(fā)生疲勞損傷甚至失效。1982年,英國北海西舍得蘭群島附近海域,鉆井隔水管渦激振動(dòng)導(dǎo)致井口在服役僅29 d即發(fā)生疲勞失效[1],于是對深水水下井口進(jìn)行準(zhǔn)確的疲勞評估能夠有效預(yù)防失效事件的發(fā)生,減小鉆完井作業(yè)的風(fēng)險(xiǎn)。迫切需要研究并提出一種準(zhǔn)確快速的水下井口動(dòng)態(tài)響應(yīng)精細(xì)分析方法和理論模型。目前,對于水下井口的研究主要集中在承載能力和穩(wěn)定性、井口結(jié)構(gòu)等內(nèi)容[2-4],進(jìn)行隔水管-井口系統(tǒng)疲勞分析時(shí)往往只是對水下井口進(jìn)行簡單建模[5-9]。Buchmiller等[10]指出高壓井口疲勞失效是大量海洋鉆采事故發(fā)生的原因,提出井口結(jié)構(gòu)優(yōu)化措施。Reinas等[11]針對北海某井口導(dǎo)管焊縫疲勞斷裂進(jìn)行研究,對比分析不同邊界條件對水下井口疲勞分析的影響。Evans等[12]綜合考慮土壤、海況等因素,采用Flexcom軟件對水下井口進(jìn)行波致疲勞損傷評估,提出提高水下井口疲勞壽命的對策。Holm等[13]對隔水管-井口整體分析模型進(jìn)行改進(jìn),提高了水下井口疲勞損傷評估數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性。Sunday等[14]結(jié)合隔水管監(jiān)測數(shù)據(jù),考慮頂張力、泥漿密度等因素對水下井口初始評估模型進(jìn)行校正。Hφrte等[15]分別采用Monte-Carlo、Form/Sorm等方法對水下井口系統(tǒng)進(jìn)行結(jié)構(gòu)可靠性分析。DNV與SHELL、WOODSIDE、TOTAL等公司合作,提出水下井口疲勞評估的推薦做法,該推薦做法對水下井口疲勞評估具有重要的指導(dǎo)意義[16]。這些關(guān)于水下井口疲勞評估中雖對水下井口的動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析方法進(jìn)行較多研究,但并未給出系統(tǒng)性的理論模型和計(jì)算方法與流程。筆者以水下井口為對象,考慮土壤、導(dǎo)管、高低壓水下井口以及水下隔水管柱之間的相互作用,提出水下井口局部等效的方法和以此方法為基礎(chǔ)的水下井口半解耦分析模型,形成深水水下井口局部等效的流程。

        1 深水水下井口系統(tǒng)

        典型的深水水下井口系統(tǒng)如圖1所示。深水水下井口分為低壓井口和高壓井口,低壓井口和導(dǎo)管往往采用噴射法下入地層中,成為建井的基礎(chǔ)。浸泡結(jié)束,當(dāng)導(dǎo)管和低壓井口穩(wěn)定之后,繼續(xù)鉆進(jìn)井眼到設(shè)計(jì)深度,然后下入高壓井口和表層套管并進(jìn)行固井?;厥展叹苤?采用隔水管下入防噴器組(blowout preventers,簡稱BOPs),BOPs通過液壓連接器與海底高壓井口進(jìn)行連接和鎖緊,后續(xù)作業(yè)均需要在鉆井隔水管內(nèi)進(jìn)行[17]。處于連接模式的深水浮式鉆井平臺(tái)-隔水管-水下井口-導(dǎo)管-土壤耦合模型如圖2所示。

        圖1 典型水下井口系統(tǒng)結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of typical subsea wellhead system

        圖2 浮式平臺(tái)-隔水管-水下井口-導(dǎo)管-土壤耦合模型Fig.2 Coupled model of floating platform-drilling riser-subsea wellhead-conductor and soil

        圖2中,井口與導(dǎo)管要承受BOPs的重力、隔水管傳遞的橫向力和彎矩[18]、土壤抗力以及高低壓井口之間、水泥環(huán)與導(dǎo)管和表層套管之間、套管掛和高壓井口之間的相互作用,從而導(dǎo)致水下井口的分析模型非常復(fù)雜。

        傳統(tǒng)的水下井口系統(tǒng)分析方法有兩種,分別是耦合方法和解耦方法[19-20]。耦合方法模型中(圖3),需要建立隔水管-井口-導(dǎo)管與土壤耦合的整體分析模型,模型的上部邊界終止于上撓性接頭與張緊器,浮式鉆井裝置運(yùn)動(dòng)作為強(qiáng)迫位移約束施加于上撓性接頭和張緊器,下部邊界終止于導(dǎo)管,導(dǎo)管下端采用固支約束。自伸縮節(jié)至導(dǎo)管的整個(gè)海洋鉆井管柱系統(tǒng)采用管單元進(jìn)行模擬;上、下?lián)闲越宇^采用鉸單元進(jìn)行模擬,鉸單元定義為連接、可轉(zhuǎn)動(dòng)類型,上部撓性接頭的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度一般設(shè)為0,而下部撓性接頭的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度隨水深的增大而變大;張緊器作為等效垂直張力進(jìn)行考慮。若采用解耦方法,則須將上述耦合模型在隔水管下部撓性接頭處進(jìn)行人為截?cái)?建立兩個(gè)子模型。第一個(gè)子模型包括平臺(tái)邊界-隔水管至下?lián)闲越宇^,模型的底端采用固定端約束(圖4(a))。第二個(gè)子模型包括下?lián)闲越宇^至導(dǎo)管末端的部件,是一個(gè)可以考慮接觸、交互等非線性作用的局部精細(xì)有限元模型(圖4(b))。采用該方法時(shí),先進(jìn)行第一個(gè)子模型分析得到下?lián)闲越宇^處的載荷邊界條件,再將載荷邊界條件施加到第二個(gè)模型進(jìn)行分析以得到井口響應(yīng)。

        圖3 水下井口的耦合模型Fig.3 Coupled model of subsea wellhead

        圖4 水下井口的解耦模型Fig.4 Decoupled model of subsea wellhead

        耦合方法須建立隔水管-井口-導(dǎo)管與土壤耦合系統(tǒng)的整體分析模型,由于為整體模型,有限元建模時(shí)水下井口各部件只能采用梁單元進(jìn)行模擬,雖然管土之間可以采用較多的非線性彈簧進(jìn)行模擬,但是無法考慮水下井口系統(tǒng)各個(gè)部件之間的非線性相互作用,故降低了水下井口分析的精度。而采用解耦方法時(shí),由于第一個(gè)子模型的底部采用固定端約束,與考慮管土相互作用的耦合模型相比,提取的隔水管底部撓性接頭轉(zhuǎn)角處的載荷和位移響應(yīng)均過大,在進(jìn)行水下井口局部分析時(shí)將導(dǎo)致井口響應(yīng)預(yù)測不準(zhǔn)確。

        2 水下井口等效模型理論基礎(chǔ)

        2.1 水下井口等效模型

        集成耦合與解耦方法優(yōu)點(diǎn)的水下井口力學(xué)分析的半解耦等效模型如圖5所示。底部邊界條件為鉸支,底部鉸支點(diǎn)為坐標(biāo)原點(diǎn),水平方向?yàn)閤軸,沿著梁的方向?yàn)閥軸。

        圖5 水下井口系統(tǒng)等效模型Fig.5 Equivalent model of subsea wellhead system

        整體分析過程中以梁和非線性彈簧的組合形式模擬水下井口系統(tǒng),其中梁的底端約束為固支,該等效模型中梁截面為圓型,梁的頂端附近連接一非線性彈簧。等效模型中需要確定的參數(shù)為梁的高度H、梁的抗彎剛度、非線性彈簧的剛度K及彈簧距離梁頂部高度Hst。

        等效后水下井口系統(tǒng)的變形過程可視為梁彎曲與梁轉(zhuǎn)動(dòng)的組合[21],如圖6所示。

        2.2 梁屬性

        實(shí)際作業(yè)過程中井口在基準(zhǔn)面處(高壓井口頂端)所受載荷為橫向剪切力、彎矩和軸向力的組合。正常情況下井口系統(tǒng)變形遠(yuǎn)小于整體尺寸,根據(jù)力線平移定理,水下防噴器頂端所受橫向剪切力可移至井口基準(zhǔn)面處,只需附加一個(gè)力偶即可。

        圖6 梁彎曲與轉(zhuǎn)動(dòng)組合的水下井口變形示意圖Fig.6 Diagram of subsea wellhead deflection by combination of beam bending and rotation

        橫向剪切力作用下兩端鉸支一端外伸梁的撓度和轉(zhuǎn)角,彎矩作用下兩端鉸支梁的撓度和轉(zhuǎn)角計(jì)算公式分別為

        (1)

        (2)

        (3)

        (4)

        式中,yp為橫向剪切力作用下梁末端撓度,m;P為橫向剪切力,N;θp為橫向剪切力作用下梁末端因變形產(chǎn)生的轉(zhuǎn)角,rad;yM為彎矩作用下梁末端撓度,m;M為彎矩,N·m;θM為彎矩作用下梁末端因變形產(chǎn)生的轉(zhuǎn)角,rad;L為兩鉸支的距離,m;a為梁外伸段的長度,m;E為彈性模量,MPa;I為梁的截面慣性矩,m4;x表示梁上某一點(diǎn)的位置,m。

        平移至井口基準(zhǔn)面后,橫向剪切力作用下井口基準(zhǔn)面撓度、轉(zhuǎn)角,附加力偶作用下井口基準(zhǔn)面處撓度、轉(zhuǎn)角分別為

        (5)

        (6)

        (7)

        (8)

        式中,y1為橫向剪切力作用下井口基準(zhǔn)面處撓度,m;θ1為橫向剪切力作用下井口基準(zhǔn)面處轉(zhuǎn)角,rad;y2為附加彎矩作用下井口基準(zhǔn)面處撓度,m;θ2為附加彎矩作用下井口基準(zhǔn)面處轉(zhuǎn)角,rad;F為橫向剪切力,N;M為附加彎矩,N·m。

        井口基準(zhǔn)面因轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生的撓度、轉(zhuǎn)角為

        y3=Hθ3.

        (9)

        式中,y3為井口基準(zhǔn)面因轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生的撓度,m;θ3為梁的轉(zhuǎn)動(dòng)角度,rad。

        綜合考慮橫向剪切力、附加力偶作用以及轉(zhuǎn)動(dòng),井口基準(zhǔn)面的撓度、轉(zhuǎn)角滿足條件為

        y1+y2+y3=y,

        (10)

        θ1+θ2+θ3=θ.

        (11)

        式中,y為井口基準(zhǔn)面總撓度,m;θ為井口基準(zhǔn)面總轉(zhuǎn)角,rad。

        由式(1)至式(11)可得

        (12)

        同理,彎矩作用下井口基準(zhǔn)面撓度、轉(zhuǎn)角分別為

        (13)

        (14)

        井口基準(zhǔn)面因轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生的撓度、轉(zhuǎn)角為

        (15)

        綜合考慮彎矩作用和轉(zhuǎn)動(dòng),井口基準(zhǔn)面的撓度、轉(zhuǎn)角滿足條件為

        (16)

        (17)

        由式(13)至式(17)可得

        (18)

        聯(lián)立式(12)和式(18)可形成方程組,該方程組中,Hst一般取0.5 m[16],可方便求出剩余兩個(gè)未知量梁的抗彎剛度和H。

        2.3 彈簧屬性

        等效模型中梁的底端可自由轉(zhuǎn)動(dòng),彈簧的剛度為非線性,可通過在局部模型井口基準(zhǔn)面處施加橫向剪切力求解,求解原理為胡克定律,具體求解過程為

        (19)

        ds=θ3(H-Hst),

        (20)

        (21)

        K=R/ds.

        (22)

        式中,R為彈簧處的橫向力,N;ds為彈簧處的位移,m;θ3為梁的轉(zhuǎn)動(dòng)角度,rad;θ為橫向剪切力作用下梁的總轉(zhuǎn)角,rad。

        3 水下井口局部等效方法與流程

        3.1 等效流程

        建立水下井口局部有限元模型,以局部模型為基礎(chǔ),等效流程如下。

        (1)以局部模型為研究對象,計(jì)算步驟:①在水下防噴器頂端僅施加橫向剪切力;②在水下防噴器頂端僅施加彎矩。計(jì)算后提取兩種載荷條件下井口基準(zhǔn)面的撓度與轉(zhuǎn)角,進(jìn)而得到二者與橫向剪切力、彎矩的關(guān)系;

        (2)選取橫向剪切力與彎矩作用下?lián)隙扰c轉(zhuǎn)角參數(shù),計(jì)算梁的屬性;

        (3)以橫向剪切力計(jì)算結(jié)果為基礎(chǔ),計(jì)算非線性彈簧屬性;

        (4)得到基于局部等效方法的深水水下井口半解耦分析模型。

        對所得水下井口半解耦分析模型進(jìn)行靜力學(xué)和動(dòng)力學(xué)分析,并將分析結(jié)果分別與精細(xì)有限元模型、解耦模型和耦合模型結(jié)果進(jìn)行對比,驗(yàn)證所提出的水下井口半解耦分析模型的精度。

        3.2 水下井口局部有限元模型

        3.2.1 模型范圍

        建立水下井口局部有限元模型之前,需要確定局部模型的范圍。為避免底部邊界條件對水下井口應(yīng)力產(chǎn)生影響,模型下邊界應(yīng)在泥線以下至少50 m,局部模型上邊界取下?lián)闲越宇^處[20]。

        水下井口系統(tǒng)由外到內(nèi)依次包括低壓井口與導(dǎo)管、高壓井口與表層套管、中間套管、油層套管等,連接狀態(tài)下水下井口的載荷主要由高壓井口與表層套管、低壓井口與導(dǎo)管承受,其他部件不承受或承受很少載荷。因此,可以建立包含導(dǎo)管、表層套管和技術(shù)套管的水下井口局部有限元模型。

        水下井口局部有限元模型較大,在保證精度的前提下為提高計(jì)算效率采取如下措施:水下井口系統(tǒng)有限元模型包含實(shí)體單元和梁單元,其中高壓井口與低壓井口結(jié)構(gòu)復(fù)雜且包含接觸關(guān)系,導(dǎo)管、套管上部含接頭、焊縫等疲勞熱點(diǎn)的部位采用實(shí)體單元建模,下部無疲勞熱點(diǎn)區(qū)域采用梁單元建模。梁單元第一個(gè)節(jié)點(diǎn)與實(shí)體模型下端面耦合。

        3.2.2 邊界條件

        土壤抗力對水下井口系統(tǒng)的應(yīng)力分布起到重要作用。從有限元建模角度,目前有兩種方法用于模擬土壤作用:①建立土壤實(shí)體模型;②以非線性彈簧模擬土壤抗力。以南海實(shí)際已鉆井為例,當(dāng)水深達(dá)到600 m,水下井口系統(tǒng)導(dǎo)管通常長達(dá)80 m,采用實(shí)體單元模擬土壤會(huì)導(dǎo)致模型過大,計(jì)算效率低下。以非線性彈簧模擬土壤抗力簡便易行,準(zhǔn)確度較高,能夠極大地縮短計(jì)算時(shí)長。

        水下井口模型為實(shí)體模型,無法直接建立非線性彈簧。建模過程中,先將導(dǎo)管的實(shí)體模型分割成多個(gè)長度相同的單元區(qū)域,在單元區(qū)域中心軸線位置建立參考點(diǎn),并將參考點(diǎn)與單元區(qū)域的外表面耦合,耦合方式不引入附加剛度,土壤彈簧連接到參考點(diǎn)上,梁單元區(qū)域的土壤彈簧直接連接到節(jié)點(diǎn)上。由于所建水下井口模型為1/2對稱模型,土壤對導(dǎo)管的抗力只須施加1/2。導(dǎo)管與土壤之間通過非線性彈簧耦合,其模型如圖7所示。

        圖7 導(dǎo)管與土壤耦合模型Fig.7 Coupled model of conductor and soil

        根據(jù)鉆井工藝流程,下入表層套管和高壓井口后,在導(dǎo)管與表層套管環(huán)空中注入水泥,為準(zhǔn)確模擬高低壓井口間的受力,水泥環(huán)采用生死單元,在高壓井口與表層套管重力施加后發(fā)揮作用。導(dǎo)管與水泥環(huán)底端采用固定邊界條件,模型橫截面建立對稱約束。

        3.2.3 載荷施加

        水下井口系統(tǒng)靜態(tài)軸向載荷包括套管重力、BOPs重力和過提力。其中套管重力隨作業(yè)階段的不同產(chǎn)生變化。高壓井口與表層套管重力以集中力形式施加在表層套管底端,BOPs重力以集中力形式施加在其重心處,過提力作用于隔水管底部總稱頂端,套管掛、技術(shù)套管以及其他內(nèi)部套管重力施加在技術(shù)套管底端。水下井口系統(tǒng)的橫向載荷包括橫向剪切力和彎矩。橫向剪切力和彎矩施加于BOPs頂端??紤]模型對稱性,上述載荷只需施加其值的1/2即可。

        水下井口系統(tǒng)精細(xì)有限元模型如圖8所示。

        圖8 水下井口系統(tǒng)精細(xì)有限元模型Fig.8 Fine finite element model of subsea wellhead system

        4 算 例

        4.1 基本參數(shù)

        以南海某海域水下井口為例,水深為628 m,流剖面采用南海一年一遇流剖面[6],波浪基本參數(shù)見表1。此外,固井水泥環(huán)密度取1 560 kg/m3,彈性模量為18 GPa,泊松比為0.1。導(dǎo)管與表層套管參數(shù)見表2,土壤參數(shù)見表3。

        表1 南海某海域波高和周期聯(lián)合分布

        表2 導(dǎo)管/套管參數(shù)

        注:導(dǎo)管總長度為68 m,外徑為762 mm,其中上部導(dǎo)管長度約24.38 m,壁厚為38.1 mm,其余部分壁厚為25.4 mm;對于表層套管:上部長度為18.29 m,外徑為508 mm,壁厚為15.875 mm,其他部分外徑為339.7 mm,壁厚為10.9 mm,采用變徑接頭進(jìn)行過渡。

        4.2 等效參數(shù)計(jì)算

        以本文所提出的等效模型理論為基礎(chǔ),采用水下井口系統(tǒng)局部有限元模型,在BOPs頂部分別施加橫向力與彎矩,提取高壓井口頂部位移、轉(zhuǎn)角。部分井口基準(zhǔn)面位移、轉(zhuǎn)角與橫向力關(guān)系見表4,部分井口基準(zhǔn)面位移轉(zhuǎn)角與彎矩關(guān)系見表5,等效梁的屬性計(jì)算結(jié)果:Hst、H分別為0.5和9.650 6 m,抗彎剛度為797.02 MN·m2。

        表3 土壤參數(shù)

        表4 橫向力作用下井口基準(zhǔn)面位移、轉(zhuǎn)角

        表5 彎矩作用下井口基準(zhǔn)面位移、轉(zhuǎn)角

        計(jì)算得到的等效模型中彈簧非線性剛度曲線如圖9所示。

        圖9 等效非線性彈簧剛度曲線Fig.9 Stiffness curve of equivalent nonlinear spring

        4.3 結(jié)果驗(yàn)證

        從靜力和動(dòng)力兩個(gè)層面對等效模型進(jìn)行精度驗(yàn)證。從靜力特性的角度來說,分別建立水下井口系統(tǒng)精細(xì)有限元模型(圖8)和包含梁與彈簧組合的等效模型(半解耦模型),然后分別施加彎矩和橫向剪力,再分別提取兩種載荷條件下井口基準(zhǔn)面轉(zhuǎn)角與位移進(jìn)行對比,對比結(jié)果如圖10、11所示。由圖10、11可知,在橫向剪切力和彎矩作用下,采用等效模型的井口基準(zhǔn)面位移及轉(zhuǎn)角與采用精細(xì)模型的計(jì)算結(jié)果吻合良好,這表明進(jìn)行水下井口系統(tǒng)靜力學(xué)特性分析時(shí)可以用等效模型代替精細(xì)模型,計(jì)算和建模可得到相當(dāng)大的簡化,且具有同樣的計(jì)算精度。

        在同樣的載荷工況下,分別采用解耦、耦合與半解耦方法對水下井口進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析,計(jì)算時(shí)長取值大于105s。分別提取3種方法的井口基準(zhǔn)面處單元的彎矩時(shí)間歷程,并對其進(jìn)行雨流計(jì)數(shù),得到循環(huán)彎矩幅值和對應(yīng)的循環(huán)次數(shù),結(jié)果如圖12所示。

        圖10 彎矩作用下半解耦模型與精細(xì)模型計(jì)算結(jié)果對比Fig.10 Calculated results comparison of semi-decoupled and fine model under bending moment

        圖11 橫向剪切力作用下半解耦與局部模型計(jì)算結(jié)果對比Fig.11 Calculated results comparison of semi-decoupled and fine model under horizontal force

        圖12 半解耦、耦合和解耦模型井口彎矩Fig.12 Statistic bending moment of semi-decoupled、coupled and decoupled models

        由圖12可知,采用半解耦方法和耦合方法所得井口基準(zhǔn)面循環(huán)彎矩分布較一致,兩種方法所得彎矩循環(huán)次數(shù)在高幅值區(qū)域基本相等;在低幅值區(qū)域,采用半解耦方法得到的彎矩循環(huán)次數(shù)相對較高,表明半解耦方法捕捉的動(dòng)態(tài)響應(yīng)應(yīng)力幅值范圍更廣。而采用解耦方法得到的結(jié)果與上述兩者差別較大,解耦方法得到的高幅值彎矩循環(huán)次數(shù)增多,低幅值彎矩循環(huán)次數(shù)減少,其原因在于解耦方法的整體模型所取的邊界條件為底部固定端約束,造成剛度較大導(dǎo)致計(jì)算精度較差。

        在總的計(jì)算時(shí)長內(nèi),不同彎矩幅值條件下累積循環(huán)次數(shù)計(jì)數(shù)結(jié)果對比如圖13所示。由圖13可知,在整個(gè)計(jì)算分析的循環(huán)彎矩幅值范圍內(nèi),采用耦合方法、半解耦方法和解耦方法所得井口基準(zhǔn)面彎矩總循環(huán)次數(shù)(N)分別為7 191、7 502和5 450。耦合方法中無法考慮水下井口系統(tǒng)各部件之間的細(xì)節(jié)關(guān)系,計(jì)算精度較高。解耦方法由于自身模型缺陷的原因,計(jì)算精度較低,對水下井口的計(jì)算過于保守。而半解耦方法采用等效模型,在建立隔水管-水下井口-導(dǎo)管-土壤整體模型的同時(shí),還可以考慮水下井口系統(tǒng)各個(gè)部件之間的細(xì)節(jié)關(guān)系,精度和計(jì)算效率相對最高,比較方便在工程中推廣使用,可為開展井口疲勞評估提供一種可靠的計(jì)算方法。

        圖13 三種模型井口彎矩累積循環(huán)次數(shù)比較Fig.13 Comparison of accumulated cycle number of bending moment for three models

        5 結(jié) 論

        (1) 提出深水水下井口半解耦分析模型的建模方法將水下井口系統(tǒng)等效為非線性彈簧和等效梁的組合模型,實(shí)現(xiàn)了水下井口系統(tǒng)的局部等效。

        (2) 在橫向剪力和彎矩作用下,局部模型和等效模型的井口基準(zhǔn)面位移及轉(zhuǎn)角非常吻合,水下井口靜力學(xué)分析時(shí)等效模型可替代局部精細(xì)模型。

        (3) 耦合方法精度較高但無法捕捉到井口的局部響應(yīng),解耦方法雖建模簡單但計(jì)算精度較低且結(jié)果過于保守,而半解耦分析方法既可以捕捉到井口局部響應(yīng),精度和計(jì)算效率也相對最高。

        猜你喜歡
        基準(zhǔn)面剪切力井口
        一種汽車發(fā)動(dòng)機(jī)用橡膠減震器
        基于Fluent的不同彎道剪切力分布特性數(shù)值研究
        140MPa井口壓裂四通管道沖蝕分析
        面輪廓度逆向尺寸控制及測量
        CO2驅(qū)油系統(tǒng)的井口預(yù)警系統(tǒng)設(shè)計(jì)
        水流剪切力對供水管道管壁生物膜生長的影響
        最小靜校正量基準(zhǔn)面校正技術(shù)在準(zhǔn)噶爾盆地LN6井區(qū)應(yīng)用
        空間域CMP參考基準(zhǔn)面實(shí)現(xiàn)方法及其效果
        氣田開發(fā)試采井口流程探討
        井底之蛙
        亚洲最大日夜无码中文字幕| 国产3p一区二区三区精品 | 成人自拍小视频在线看| 精品国产免费一区二区三区香蕉| 午夜福利试看120秒体验区| 狠狠躁夜夜躁无码中文字幕| 久久精品国产6699国产精| 国产偷拍盗摄一区二区| 久久精品亚洲成在人线av乱码| 久久精品aⅴ无码中文字字幕| 一二三四在线视频观看社区| 国产91 对白在线播放九色| 日韩精品中文字幕无码一区| 3344永久在线观看视频| 亚洲国产一区二区三区在线视频 | 五月婷婷开心五月播五月| 国产精品午夜福利视频234区| 免费a级毛片无码a∨男男| 久久免费大片| 久久精品国产亚洲婷婷| 亚洲综合精品一区二区三区| 国产亚洲精品久久情侣| 一区二区三区日本在线| 男女真人后进式猛烈视频网站| 一本色道无码道在线观看| 国产精品一久久香蕉国产线看观看| 一本大道加勒比东京热| 无码av专区丝袜专区| 亚洲欧美另类激情综合区| 欧美日韩国产高清| 一本色道久久88加勒比| 亚洲字幕av一区二区三区四区| 无码人妻精品丰满熟妇区| 激情人妻在线视频| 日本久久久精品免费免费理论| 少妇愉情理伦片丰满丰满| 久久久精品久久日韩一区综合| 国产在线不卡免费播放| 懂色av一区二区三区网久久| 乱码窝窝久久国产无人精品| 亚洲精品无码av中文字幕|