侯曉東，劉宏亮，左其川，唐順東，趙煥寶，任小偉

（1.寶雞石油機械有限責任公司，陜西 寶雞721002；2.川慶鉆探工程有限公司 安全環(huán)保質量監(jiān)督檢測研究院，四川 廣漢618300）①

深水鉆井隔水管單根主要由主管體、密封襯套、輔助管線及其支架組成，各輔助管線布置在主管體周邊，包括節(jié)流／壓井管線、泥漿增壓管線和液壓管線。隔水管單根結構如圖1。

圖1 隔水管單根結構

隔水管是海洋鉆井作業(yè)中連通水下防噴器與鉆井平臺的通道，是海洋鉆井作業(yè)的必備設備。海洋深水鉆井隔水管工作環(huán)境惡劣，在深水作業(yè)中受力非常復雜［1－2］，因此，該產品在出廠前必須進行拉伸、內壓、彎曲疲勞［3］等各項試驗，以確保其安全可靠。為了合理設計隔水管內壓試驗裝置，采用有限元方法分析了螺栓連接和卡箍連接2種方式下隔水管法蘭的應力分布情況。

1 隔水管水壓試驗連接方式

在進行隔水管單根的水壓試驗時，上下法蘭和試壓法蘭可采取2種方式連接。

1） 卡箍連接 用呈120°分布的三瓣卡箍卡緊隔水管法蘭和試壓法蘭，如圖2，卡箍的2個內側面承受內水壓產生的軸向拉力。這種方法裝配簡單便捷，三瓣卡箍可采用液壓控制，自動化程度高。

圖2 卡箍連接方式

2） 螺栓連接 如圖3，這種連接方法和隔水管單根之間的連接形式一致，但是，進行1次水壓試驗，需要人工裝卸12個M100的大螺栓，每個螺栓還必須達到規(guī)定的轉矩，對試驗而言，勞動強度大，自動化程度低。

圖3 螺栓連接方式

2 有限元模型的建立

對隔水管法蘭而言，周圍的輔助管線、卡箍、連接螺栓以及試壓法蘭都可用相應的邊界條件代替，因此沒必要對其進行建模，這就避免了非線性接觸計算，也大幅減小了網格數量。但是，隔水管法蘭上各孔大小不同，結構不對稱，要提高計算精度，只能采用整體模型進行分析計算。

在有限元分析中，零位移約束為絕對的剛性約束，對應力分析結果影響較大，這和實際情況有所不同（絕大多數約束為彈性約束）。但由于剛性約束邊界只影響附近小范圍內的應力分布，為了提高分析結果的準確性，根據圣維南原理［4］，可使模型的約束邊界遠離所關心的關鍵區(qū)域?；谠撛瓌t，建模時在單個法蘭的基礎上增加了1m長的1段主管體，在主管體的端面施加全約束，在法蘭的相應位置施加載荷，這樣處理之后，約束端對法蘭處應力分布狀況的影響可以忽略不計。有限元模型采用四面體網格，單元類型選用帶中間節(jié)點的Solid186實體單元以減小四面體網格的剛性，節(jié)點數201 423，單元數125 681，如圖4所示。

圖4 隔水管法蘭網格模型

3 卡箍連接方案應力計算及強度評定

3.1 邊界條件

本文采用大型通用有限元軟件ANSYS進行分析計算。首先，假設隔水管在水壓試驗工況下為小變形、線彈性狀態(tài)，符合彈性力學中的基本假設。

采用卡箍連接時，主管體和各輔助管線內的水壓作用在試壓法蘭端面的軸向合力為14 000kN，該軸向力通過卡箍傳遞給產品法蘭，因此，此處載荷可通過在法蘭和卡箍的接觸面上施加14 000kN的均布壓力來實現，另外，主管體及法蘭內表面還應施加46.54MPa的試驗內壓，載荷模型如圖5所示。

圖5 卡箍連接時的載荷模型

3.2 結果分析

隔水管法蘭材料抗拉強度784MPa，屈服強度588MPa，由于該工況屬于靜水壓試驗，可采用ASMEⅧ壓力容器分析設計標準［5－6］進行校核。根據此標準，在試驗工況下，該材料允許的各類型應力的最大值如表1。其中：Pm表示薄膜應力；Pb表示彎曲應力。

表1 隔水管法蘭材料試驗工況許用極限應力 MPa

圖6是隔水管上法蘭在卡箍連接時的總體Von－Mises等效應力云圖。由圖6可以看出：主管體部分的等效應力在500MPa以下，法蘭上各孔的連接處和節(jié)流／壓井管線孔邊緣局部等效應力達到了1 000MPa以上。

圖6 卡箍連接時的Von－Mises等效應力云圖

3.2.1 主管體應力分布

圖7是主管體部分的等效應力云圖，在管體的約束端，應力梯度非常大，這是由于此處的剛性約束對其應力分布的影響，很明顯，這種影響只局限在位移約束附近小范圍內，這個區(qū)域的應力分布是不真實的。這證明了前文對隔水管模型邊界條件簡化的正確性，同時也顯示了有限元模型正確簡化的重要性。

圖7 主管體Von－Mises等效應力云圖

在主管體上遠離約束端的中間位置沿壁厚方向確定應力路徑進行應力分類［7－8］，結果如圖8，

圖8 主管體壁厚方向應力分類結果

Pm＝415MPa，Pm＋Pb＝463.4MPa，滿足表1的要求。

3.2.2 法蘭圓周上各孔連接處應力分布

由圖9可知，圓周上各孔的連接處（筋）等效應力非常大，并且此處屬于主要承力區(qū)，必須對其進行校核。等效應力最大處位于節(jié)流管線孔和相鄰螺栓孔之間的連接位置，沿該處應力梯度最大的方向取應力路徑進行應力分類，結果如圖10。Pm＝396.4 MPa，Pm＋Pb＝975.2MPa＞793.8MPa，不滿足表1的要求，破壞的可能性非常大。

圖9 節(jié)流管線孔和螺栓孔處的應力分布情況

圖10 節(jié)流管線孔和螺栓孔處的應力分類結果

3.2.3 節(jié)流管線孔邊緣應力分布

節(jié)流管線孔和壓井管線孔邊緣最薄處只有6 mm，此處材料厚度變化劇烈，是整個法蘭上最薄弱的環(huán)節(jié)，在試驗過程中，法蘭的微小變形就會引起該處應力的急劇增加。圖11是該處的等效應力分布云圖，可以看出：在此邊緣區(qū)域的很小范圍內，等效應力從幾十兆帕急劇增大到了1 400MPa以上。在此處，沿孔壁厚度方向取危險路徑進行應力分類，結果如圖12。Pm＝608.8MPa＞529.2MPa，不滿足試驗工況下的ASME強度判定標準，Pm＋Pb＝1 380MPa更是遠超出了允許的最大值，因此，該位置在水壓試驗工況下極可能發(fā)生開裂。

圖11 節(jié)流管線孔邊緣處的應力分布情況

圖12 節(jié)流管線孔邊緣應力分類結果

4 螺栓連接方案應力計算及強度評定

4.1 邊界條件

試驗工況下，采用6個M100的法蘭螺栓連接時，主管體和各輔助管線內的水壓產生的軸向合力通過試壓法蘭、螺栓螺母作用在各螺栓孔的承力錐面上，該軸向合力為14 000kN。因此，此處載荷可通過在螺母的錐面上施加14 000kN的均布壓力來實現，另外，主管體及法蘭內表面還應施加46.54 MPa的試驗水壓，載荷模型如圖13所示。

圖13 螺栓連接時的載荷模型

4.2 結果分析

圖14是隔水管上法蘭采用螺栓連接時的總體Von－Mises等效應力云圖。由圖14可以看出：此工況下最大的等效應力為736MPa，發(fā)生在螺栓孔錐面附近的臺階處，此處原有2mm的倒圓角，在有限元模型簡化時，忽略了這個細小特征。在實際操作中該倒圓角能降低一部分的峰值應力，因此，此處的實際應力要小于計算值。

圖14 螺栓連接時的等效應力分布云圖

對此模型的各關鍵區(qū)域取和前文分析時相似的危險路徑進行應力分類和強度校核。

4.2.1 主管體應力分布

圖15是主管體部分的等效應力云圖，除了位移約束對應力分布的局部影響區(qū)域外，主管體等效應力均在500MPa以下。在遠離約束端的位置沿壁厚確定路徑進行應力分類，結果如圖16。Pm＝410.6MPa，Pm＋Pb＝454MPa，滿足表1的強度要求。主管體壁厚方向的應力分類結果表明，2種連接方式下主管體的應力分布情況基本一致，隔水管試壓時，法蘭的不同連接方式對主管體部分的應力分布影響不大。

圖15 主管體等效應力分布云圖

圖16 主管體沿壁厚方向的應力分類結果

4.2.2 法蘭圓周上各孔連接處

法蘭圓周上各孔的連接處等效應力仍很大，最大點仍位于節(jié)流管線孔和相鄰螺栓孔之間的連接位置，如圖17所示。沿該處應力梯度最大的方向取危險路徑進行應力分類，結果如圖18。Pm＝154.2 MPa，Pm＋Pb＝412.6MPa＜793.8MPa，滿足表1的強度要求。

圖17 節(jié)流管線孔和螺栓孔連接處應力分布

圖18 節(jié)流管線孔和螺栓孔連接處應力分類結果

4.2.3 節(jié)流管線孔邊緣

圖19是螺栓連接時節(jié)流管線孔邊緣處的等效應力分布云圖，可以看出：同樣在此邊緣區(qū)域的很小范圍內，等效應力從幾十兆帕急劇增加，但最大達到了640MPa，并不像卡箍連接時的情況，急劇增大至1 400MPa以上。

圖19 節(jié)流管線孔邊緣處的等效應力分布云圖

在此處，沿孔壁厚度方向取危險路徑進行應力分類，結果如圖20。Pm＝296.4MPa＜529.2MPa，Pm＋Pb＝618.8MPa＜793.8MPa，滿足表1的強度要求，最大等效應力（包括峰值應力）為640.7MPa。

圖20 節(jié)流管線孔邊緣處應力分類結果

4.2.4 節(jié)流管線孔相鄰的螺栓孔臺階根部

螺栓連接工況，多了一處危險區(qū)域，就是節(jié)流管線孔相鄰的螺栓孔臺階根部，如圖21所示。

圖21 節(jié)流管線孔相鄰的螺栓孔臺階根部應力分布

在此也對其進行應力分類，同樣，以應力梯度最大處取危險路徑，線性化后的應力結果如圖22，Pm＝315.7MPa＜529.2MPa，Pm＋ Pb＝445.7MPa＜793.8MPa，滿足表1的強度要求。

圖22 螺栓孔臺階處的應力分類結果

5 結論

1） 本文針對隔水管單根壓力試驗中法蘭的2種連接方式，用有限元方法對隔水管法蘭強度進行了分析計算，得出了隔水管壓力試驗時法蘭上的關鍵應力分布區(qū)域，并分別對各關鍵應力區(qū)采用ASMEⅧ分析設計標準進行了強度評定。

2） 同一壓力試驗工況，2種法蘭連接方式下，隔水管法蘭高應力區(qū)分布位置基本一致，危險位置均包括法蘭上各孔的連接處（筋）和節(jié)流／壓井管線孔邊緣處（孔邊）。

3） 采用卡箍連接方式時，法蘭上各孔的連接處和節(jié)流／壓井管線孔邊緣處均不滿足ASME強度評定標準，對于本文的隔水管模型和載荷條件，不建議采用此種連接形式。

4） 采用螺栓連接方式時，法蘭各處均能滿足ASMEⅧ強度評定標準，滿足試驗要求，對于本文的隔水管模型和載荷條件，該方案可行。

［1］李 妍，吳艷新，高德利.深水鉆井隔水管縱橫彎曲變形解析［J］.石油礦場機械，2011，40（7）：21－24.

［2］弓大為.海洋隔水管的受力分析［J］.中國造船，2003，44（10）：317－323.

［3］趙煥寶，侯曉東，雷廣進，等.深水隔水管疲勞試驗載荷分析計算［J］.石油礦場機械，2013，42（2）：32－35.

［4］徐之綸.彈性力學［M］.4版.北京：高等教育出版社，2006.

［5］張永澤，梁 政，蔣發(fā)光，等.復雜結構有限元分析強度判定方法［J］.石油礦場機械，2009，38（5）：5－8.

［6］ASMEⅧ ，壓力容器分析設計標準［S］.2010.

［7］陸明萬，徐 鴻.分析設計中若干重要問題的討論（一）［J］.壓力容器，2006，23（1）：15－19.

［8］陸明萬，徐 鴻.分析設計中若干重要問題的討論（二）［J］.壓力容器，2006，23（2）：28－32.