油管挂安装工具C形环变形量对结构强度影响

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(1．中国石油大学(北京) 机械与储运工程学院，北京102249；2．重庆前卫海洋石油工程设备有限责任公司，重庆401120)

油管挂安装工具C形环变形量对结构强度影响

王丽男1，罗晓兰1，叶晓节1，戚昱1，王懿1，段梦兰1，程友祥2

(1．中国石油大学(北京) 机械与储运工程学院，北京102249；2．重庆前卫海洋石油工程设备有限责任公司，重庆401120)

针对水深500 m、设计压力等级为34.5 MPa(5 000 psi)，设计温度为-18～121°条件下的立式采油树，研究C形锁紧环在锁紧过程中的变形量对其结构强度的影响。理论分析C形锁紧环在扩张过程中，其表面最大应力与C形环变形量之间的关系，得到简化公式。建立有限元计算模型，使用ABAQUS软件分析研究了C形锁紧环变形量对其强度的影响。结果表明：分析的结果与力学模型计算结果吻合较好，简化公式对初始设计具有一定参考性。

油管悬挂器；C形锁紧环；结构；强度

Abstract：According to the 500 m depth condition of vertical tree，the design pressure is 5，000 psi and the design temperature is -18 to 121 degrees.During the analysis of expansion process，the relationship between deformation of C shape locking ring and its structural strength are studied.The relationship between the maximum stress and deformation of the surface，and simplified formula will be calculated.The finite element calculation model is established，and the influence of the deformation of the C shaped lock ring on its strength is analyzed with ABAQUS software.The results show that the analytical results are in good agreement with the calculated results of the mechanical model.

Keywords：tubing hanger；C type locking ring；structure；strength

油管悬挂器的结构复杂，作用重大。作为采油树的核心部件，起到连接悬挂油管、形成油流通道、提供井下修井通道、保证足够的密封屏障等作用。为了保证顺利安装回收油管悬挂器，需要设计专用的安装下放工具——油管悬挂器下放安装工具(THRT)。在安装和回收的过程中，最关键的是实现由液压控制THRT的驱动环，使THRT与油管挂成功锁紧与解锁[1]。因此，油管悬挂器安装工具的锁紧装置起到了至关重要的作用，需要从结构强度、密封性能和寿命3个方面保证C形锁紧环的功能可靠性[2]。本文重点研究C形环变形量对其结构强度的影响。

C.E.MERLIN和J.K.THOMSON等[3-4]对管线试样中C形环进行了有限元分析和试验分析。但是，国内对于水下采油树及其配套安装工具的研究仍处于摸索阶段，而关于油管悬挂器安装工具锁紧机构的研究分析还处于起步阶段。中国石油大学(北京)赵宏林老师[5]等对油管悬挂器安装工具上锁紧环的开口角度和径向挤压力进行了简要分析；王军等、姚春本等和易黄高等[6-8]主要针对井口连接器和油管悬挂器的锁紧机构进行研究分析，尤其后者深入探讨了C形锁紧环开口角度对锁紧环强度的影响。本文针对C形锁紧环在锁紧过程，建立物理和力学模型，通过数学模型计算得到应力-变形挠度关系式，并且对公式计算应力值与有限元模拟应力值进行比较。

1 油管悬挂器安装工具锁紧机构理论分析

1.1锁紧机构的工作原理

油管悬挂器安装工具(以下简称THRT)和油管挂(以下简称TH)之间的锁紧连接部位如图1～2所示。在锁紧过程中，液压驱动环在液压推动力的作用下向下移动，在向下移动的过程中对C形锁紧环产生挤压力。在锁紧过程中，因为C形环是弹性元件，其会产生径向和周向扩张，最终C形环完全挤压入TH和THRT连接的锁紧卡槽中。此时完成THRT与TH之间的连接操作，断开操作与之相反。

图1 C形锁紧环模型、驱动活塞局部模型、简化主体局部模型

图2 TH提升环局部模型

以C形锁紧环为研究对象，建立图3所示的C形锁紧环锁紧机构示意图。

1—液压驱动活塞；2—C形锁紧环；3—TH提升环锁紧卡槽。图3 C形锁紧环的锁紧机构

1.2物理模型

计算C形锁紧环的最大应力值与C形锁紧环变形量之间的关系时，有如下基本假设：C形锁紧环发生平面弯曲时符合平面假设，C形锁紧环在变形过程中保持形状为弧形。

C形锁紧环的结构如图4所示，可以视为轴对称模型。

计算C形锁紧环在扩张过程中的应力和变形量，考虑的外载荷有弯矩、轴力和剪力。C形锁紧环由于受到弯矩、轴力和剪力，不断扩张和伸长，使得其受到的挤压力不断变化。C形锁紧环的变形量由弯矩、轴力和剪力作用产生，且挤压力难以用定量公式表示。因此，在本文理论计算中考虑C形环的变形量与弯矩、轴力和剪力关系。

图4 C形锁紧环的结构

1.2.1计算支座力

图5 大开口时C形环的简化力学模型

(1)

1.3建立锁紧环表面应力σ与作用力q的关系式

根据材料力学，如图5所示锁紧环在外载荷作用下，横截面上存在弯矩M、轴力N和剪力Q。由于剪力对应的剪应力很小，在应力计算中可以不考虑[10]，因此应力计算公式为：

(2)

将式(1)支反力带入式(2)中得到锁紧环表面应力σ与作用力q的关系式：

(3)

式中：N为应力计算点受到的轴力，N；A为截面积，m2；My为应力计算点受到的弯矩，N·m；y′为应力计算点到中性轴的距离，m；IZ为截面惯性矩，m4。

1.4建立锁紧环变形量Δ与作用力q的方程

如图6所示为C形锁紧环在均布内压作用下引起的右端点B径向位移Δ和径向挤压均布载荷q的关系。

图6 C形锁紧环初始和锁紧后状态

变形量Δ与作用力q之间的关系：

在受弯杆件中，由于剪切和拉压变形的影响很小，因此只考虑弯曲变形。易黄高等人[8]考虑初始大开口角度C形锁紧环，将其简化为弧形结构，通过莫尔积分法求出C形锁紧环的开口变形量。

此时C形环的开口变形量公式中的未知量为q，提取均布载荷q得：

(4)

式中：Δ为C形锁紧环变形量，m；E为C形锁紧环的弹性模量，GPa；θ为C形环开口角度，(°)。

1.5建立C型环外表面最大应力值σ与挠度Δ的关系式

通过推导挠度与C形环外表面最大应力值σ与挠度Δ的关系式，能够在初步设计C形环时，从其结构强度考虑，根据材料的屈服强度，来设计锁紧环初始开口角度的大小。

根据上文中的推导，综合下式，可整理得到式(5)。

(5)

σmax=6.196 MPa

2 锁紧机构有限元分析

在C形锁紧环锁紧过程中，液压力挤压驱动环向下运动，使其张开并和提升环接触，达到锁紧状态。当C形锁紧环开口角度不再变化，此时C形锁紧环在驱动环和提升环作用下达到锁紧的最终状态。

有限元模型采用显示准静态分析模型。模型中C形锁紧环的材料为30W4Cr2VA，提升环的材料为20CrNiMo，上述材料均选用理想弹塑性模型。材料参数如表1所示。

表1 各部件材料属性

锁紧过程中，驱动环在驱动力作用下，有竖直方向运动，因此，约束其竖直方向位移为-0.03 mm，其他方向均无位移。C形锁紧环受到THRT对其竖直方向限位作用，C形锁紧环在竖直方向位移为0；TH提升环在锁紧过程中定义为刚性固定。

由图7可知，在液压锁紧过程中，在未与提升环内壁卡槽接触前，C形锁紧环最大应力位置在其对称轴且远离开口的位置，外表面最大应力为745.2 MPa。通过与理论模型计算的最大应力值6.196 MPa对比得，在C形锁紧环扩张伸长过程中，其变形量对结构强度的影响不大，而影响其结构强度的是挤压力，即层间接触应力。

由图7～9可知，在随着C形锁紧环不断扩张过程中，最大应力位置向开口处移动。当C形锁紧环与提升环内壁卡槽接触后，锁紧环上的最大应力将出现在开口处。证明在C形锁紧环不断扩张过程中，当锁紧环与卡槽发生层间接触后，C形锁紧环的开口处与卡槽的接触作用力最大，该计算的最大应力点位置与文献资料基本一致[11-12]。

图7 C形锁紧环的最大应力值

图8 C形锁紧环未与卡槽接触前的应力

图9 C形锁紧环与卡槽充分接触后的应力

4 结论

1) 利用有限元分析软件ABAQUS对C形环的锁紧过程进行分析，得到C形锁紧环变形量对其结构强度的影响很小，而层间接触影响最大。

2) 在C形锁紧环扩张的过程中，由于C形锁紧环与卡槽缓慢接触，最大应力点位置由锁紧环中部慢慢转移到缺口处。由分析知，锁紧环和提升环两者之间存在层间接触，所以C形锁紧环的最大应力点的位置也随之改变。

[1] API 17D，Design and Operation of Subsea Production Systems-Subsea Wellhead and Tree Equipment[S].2011.

[2] Eric D，Larson P E，Kevin G K.Marginal subsea development with existing subsea trees[C]//Offshore Technology Conference，May 3-6，2004，Houston 2004.

[3] THOMSON J K，PAWELA S J.Comparison of the Cring test and the jones test as standard practice test methods for studying stress corrosion cracking in ferritic steels[C]//NACE International，2015：1-10.

[4] MERLIN C E，ANDRÉ F V A，SÉRGIO G.A daptationof NACE standard TM0177 C-ring test for flexible pipes carcasss[C]∥NACE International，2013：1-10.

[5] 赵宏林，程华荣，田红平，等.深水采油树油管悬挂器下放工具关键参数设计[J].石油机械，2014(4)：16-19.

[6] 王军，罗晓兰，段梦兰，等.深水采油树井口连接器锁紧机构设计研究[J].石油矿场机械，2013，42(3)：16-21.

[7] 姚本春，丁庆新，侯越，等.开口环变形分析[J].石油矿场机械，2015，44(12)：10-14.

ResearchofEffectonDeformationofCTypeLockingRingforTubingHangerRunningToolonStructuralStrength

WANG Linan1，LUO Xiaolan1，YE Xiaojie1，QI Yu1，WANG Yi1，DUAN Menglan1，CHENG Youxiang2

(1．CollegeofMechanicalandTransportationEngineering，ChinaUniversityofPetroleum，Beijing102249，China；2．ChongqingVanguardOffshorePetroleumEngineeringEquipmentCo.，Ltd.，Chongqing401120，China)

TE952

A

10.3969/j.issn.1001-3482.2017.05.003

1001-3482(2017)05-0012-05

2017-03-12

国家工信部2013年高技术船舶(海洋装备)科研项目(工信部联装[2013]41号)——水下采油树配套工具研发；国家重点研发计划重点专项项目(2016YFC0303700)资助

王丽男(1993-)，女，硕士研究生，主要研究方向为海洋石油装备设计，E-mail：linanwang.anne@foxmail.com。