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(fā)的深入，海底管道運行年限不斷延長，受到環(huán)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(yè)，常采用囊式、塞式或盤式管道封堵器。但上述封堵器作業(yè)時需要進行管線帶壓開孔作業(yè)，作業(yè)工藝復雜且費用高，還會對管道產(chǎn)生二次損傷。海底管道進行新舊替換、平臺進行拆除等作業(yè)時，需要盡可能在不改變管內(nèi)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(nèi)外研究人員的重視。

美國TDW公司的Smart Plugs TM系列[1-2]產(chǎn)品，已順利完成管道內(nèi)部封堵作業(yè)80多次，表現(xiàn)出良好的安全性、快捷性和經(jīng)濟性。英國Stats Group公司封堵器Tecno-Plug系列[3-4]產(chǎn)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(nèi)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(nèi)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(fā)的智能封堵列車處于試研制階段，并無海上施工業(yè)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(fā)現(xiàn)材料邵氏硬度為80 HS時，膠筒的密封和防突性能優(yōu)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(fā)現(xiàn)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(shù)和接觸壓力之間的關系，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，接觸壓力隨著膠筒高度的增高而呈現(xiàn)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(fā)現(xiàn)隨著彈性常數(shù)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(tǒng)研究了坐封載荷和膠筒參數(shù)對膠筒接觸應力的影響，研究結(jié)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(huán)可以提升密封效果的結(jié)論。

本文對?304.8 mm(12 in)海底管道內(nèi)智能封堵器封隔圈進行數(shù)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(yōu)化方案；同時根據(jù)最優(yōu)方案參數(shù)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(chǎn)生足夠的接觸應力，在指定的工作壓差下能夠?qū)崿F(xiàn)密封的階段，這需要在初封的基礎上繼續(xù)施加載荷，以保證封隔圈和管壁產(chǎn)生足夠的接觸應力。

封隔圈的材質(zhì)決定了密封效果。封堵器在海底管道中作業(yè)需要接觸腐蝕性介質(zhì)，且作業(yè)過程面臨高溫高壓環(huán)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(gòu)模型及參數(shù)確定

橡膠材料的本構(gòu)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(jié)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(gòu)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(wǎng)格劃分和約束條件

利用PLANE182對稱單元劃分網(wǎng)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(xiàn)，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(tài)密封效果。最后采用坐封狀態(tài)下液壓動力系統(tǒng)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(shù)優(yōu)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(shù)如圖2所示，具體包括高度L1、寬度L2、側(cè)面傾角θ1和表面傾角θ2?，F(xiàn)研究各個參數(shù)對封隔圈封堵壓力的影響。

圖2 封隔圈參數(shù)設置Fig.2 Parameter setting of the sealing ring

2.4 結(jié)果及分析

封隔圈結(jié)構(gòu)參數(shù)的選取需重點考慮初封過程，封堵器置入管道內(nèi)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(tài)決定了整個封堵器是否能密封成功，因此將初封狀態(tài)作為評價封隔圈結(jié)構(gòu)參數(shù)的指標。

不同硬度封隔圈接觸應力隨接觸節(jié)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(jié)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(xiàn)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?？傮w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(jié)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(tài)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(jié)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(jié)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(jié)點的延伸，兩側(cè)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(xù)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(chǎn)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(nèi)徑的距離過大，初封階段軸向推力先使封隔圈產(chǎn)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(chǎn)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(huán)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(jié)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(jié)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(jié)點的延伸，兩側(cè)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(xiàn)先增大后減小的趨勢。當寬度L2= 85 mm時，初封狀態(tài)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(chǎn)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(cè)面傾角封隔圈接觸應力隨接觸節(jié)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(jié)點的延伸，兩側(cè)的接觸應力分布不均勻。當側(cè)面傾角θ1越大時，接觸應力隨著接觸節(jié)點的延伸分布越均勻。當側(cè)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(cè)面傾角θ1為15°。

不同表面傾角接觸應力隨接觸節(jié)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(jié)點的延伸，兩側(cè)的接觸應力分布不均勻，但是總體呈現(xiàn)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(jié)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(tài)模擬研究獲得封隔圈最優(yōu)幾何參數(shù)，然后采用坐封狀態(tài)下液壓動力系統(tǒng)和壓差提供的總縱向載荷進行校核，分析采用幾何參數(shù)的合理性和可靠性。選取包括高度L1= 45 mm、寬度L2= 85 mm、側(cè)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(tài)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(xiàn)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(tài)接觸應力分布圖Fig.8 Contact stress distribution after setting

3 室內(nèi)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(xiàn)“肩突”失穩(wěn)的條件下，可以通過封隔圈密封介質(zhì)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(nèi)嵌彈簧圈。

封隔圈密封試驗推力分3級：第一級封堵器內(nèi)液壓缸提供等效推力131 kN，此為初封；第二級管內(nèi)前后壓差10 MPa，提供等效推力721 kN；第三級液壓系統(tǒng)和管內(nèi)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(huán)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(xù)加大推力，直至推力達到液壓系統(tǒng)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(cè)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(shù)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(shù)據(jù)。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(jié)對比記錄參數(shù)。

3.2 密封試驗結(jié)果分析

封隔圈測試數(shù)據(jù)見表1、表2。由表1可知，無內(nèi)嵌彈簧圈的封隔圈初封狀態(tài)達到3.5 MPa，滿足初封要求，坐封狀態(tài)達到10 MPa，滿足封堵器密封10 MPa介質(zhì)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(chǎn)生，滿足密封要求。

表1 封隔圈測試數(shù)據(jù)(無內(nèi)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(shù)據(jù)(內(nèi)嵌彈簧圈)Table 2 Test data of the sealing ring (with the embedded spring ring)

由表2可知，內(nèi)嵌彈簧圈的封隔圈初封狀態(tài)達到3.7 MPa，滿足初封要求，坐封狀態(tài)達到11.2 MPa，滿足封堵器密封10 MPa介質(zhì)要求。內(nèi)嵌彈簧圈的封隔圈密封壓力明顯高于未內(nèi)嵌彈簧圈的密封壓力，說明內(nèi)嵌彈簧圈有助于提高密封壓力。封隔圈內(nèi)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(nèi)嵌彈簧圈一側(cè)凸出較少。試驗過程保壓4 h無泄漏產(chǎn)生，滿足密封要求。

3.3 密封過程和密封狀態(tài)分析

內(nèi)嵌彈簧圈封隔圈試驗過程中，保持坐封狀態(tài)軸向載荷不變，持續(xù)提高注水壓力，分別為9、10和11 MPa時，穩(wěn)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(nèi)前后壓差的作用下，不僅提高了坐封狀態(tài)下軸向載荷，還會造成封隔圈出現(xiàn)“肩突”現(xiàn)象，且壓差越大“肩突”約明顯。與未內(nèi)嵌彈簧圈的封隔圈試驗結(jié)果對比發(fā)現(xiàn)，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(nèi)即可即恢復試驗前狀態(tài)，未見明顯損傷，且壓痕在未束縛狀態(tài)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(jīng)濟環(huán)保。

圖11 封隔圈Fig.11 Photos of sealing rings

4 結(jié) 論

(1)采用Mooney-Rivlin本構(gòu)模型研究了封隔圈結(jié)構(gòu)參數(shù)對密封性能的影響，通過初封過程確定封隔圈硬度70 HS時密封性能最佳，同時改變封隔圈高度、寬度等參數(shù)優(yōu)選出封隔圈幾何參數(shù)。

(2)通過室內(nèi)密封試驗，未內(nèi)嵌彈簧圈和內(nèi)嵌彈簧圈的封隔圈最大密封壓力分別為10.0和11.2 MPa，滿足?304.8 mm海底管道內(nèi)壓差10 MPa的封堵要求。

(3)內(nèi)嵌彈簧圈封隔圈能夠有效減小由高壓差帶來的封隔圈“肩突”并提高密封壓力。氫化丁腈橡膠回彈性滿足多次使用要求，經(jīng)濟環(huán)保。