六級(jí)分支井分岔裝置的選材

楊世洲 李春福 趙強(qiáng)

1.西南石油大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院；2.四川建筑職業(yè)技術(shù)學(xué)院

目前，多分支井已成為油氣田開發(fā)的一種重要技術(shù)，在世界范圍內(nèi)得到了廣泛應(yīng)用［1-4］。多分支井技術(shù)適合于新老油田的低滲透油層、重油油藏、多層薄油層、裂縫性油層、復(fù)雜斷塊油藏以及開發(fā)煤層氣。然而在六級(jí)分支井系統(tǒng)中，只有五級(jí)和六級(jí)在連接處能達(dá)到水力完整性，但五級(jí)需要一個(gè)結(jié)構(gòu)復(fù)雜的封隔器來封隔連接處以確保水力完整。與之相比，六級(jí)分支井完井技術(shù)不僅能夠?qū)崿F(xiàn)連接處的機(jī)械密封、水力完整以及選擇性重入，能夠進(jìn)行后續(xù)的增產(chǎn)或修井作業(yè)，而且其完井在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和施工操作方面要簡(jiǎn)單得多［5-6］。彌補(bǔ)了其他級(jí)別分支井技術(shù)所存在的缺陷與不足，具有十分廣闊的應(yīng)用前景。

目前全球掌握了六級(jí)分支井系統(tǒng)的公司只有幾家，其中以貝克休斯的Formation Junction TM、DSS系統(tǒng)和斯倫貝謝的Rapid seal系統(tǒng)為代表，他們都是通過套管而不依賴于水泥封固產(chǎn)生分支連接處的力學(xué)完整性、水力系統(tǒng)隔離，并能進(jìn)行后續(xù)的增產(chǎn)及修井作業(yè)［7］。貝克石油工具公司于1998年在美國(guó)加利福尼亞的Belridge油田用膨脹管完成了第一口多分支六級(jí)完井。迄今為止，該公司在非洲、亞洲、歐洲、北美和南美完成了10多口六級(jí)分支井。六級(jí)分支井系統(tǒng)目前正在開發(fā)膨脹金屬系統(tǒng)，此系統(tǒng)是在地面制造井下分岔裝置、壓縮尺寸后，下入井中并將其定位于井下擴(kuò)大井眼中，然后用液壓或套管整形器使之膨脹展開。據(jù)了解，斯倫貝謝、貝克休斯公司等正在生產(chǎn)膨脹系統(tǒng)［8］。

國(guó)內(nèi)對(duì)六級(jí)分支井完井技術(shù)的研究起步較晚。近年來，各科研院所、油田十分重視六級(jí)分支井技術(shù)的科技攻關(guān)，在六級(jí)分支井回接重入裝置設(shè)計(jì)及力學(xué)分析方面取得了一定進(jìn)展。但是由于六級(jí)分支井分岔裝置制備困難，國(guó)外對(duì)此裝置的結(jié)構(gòu)、材料及其制造方法進(jìn)行封鎖，使得包括國(guó)家863項(xiàng)目中的分支井項(xiàng)目也處于停滯狀態(tài)。針對(duì)這一現(xiàn)狀，西南石油大學(xué)根據(jù)對(duì)大膨脹率油井管用鋼的研究經(jīng)驗(yàn)，首次提出采用IF鋼、雙相鋼及2205雙相不銹鋼制備六級(jí)分支井分岔裝置。這三種鋼都具有良好的塑性和焊接性能，能夠?qū)崿F(xiàn)主管與分支管的小角度焊接，其優(yōu)異的深沖性能能保證分岔裝置的壓制與成型過程易于實(shí)現(xiàn)。但這三種鋼能否承受制造和服役過程中管道內(nèi)施加的壓力而不出現(xiàn)大變形，保證結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性直接影響六級(jí)分支井力學(xué)完整性、水力系統(tǒng)隔離以及后續(xù)的增產(chǎn)、修井工作。到目前為止，針對(duì)分岔裝置結(jié)構(gòu)失穩(wěn)及爆破失效的研究還相對(duì)較少。

MSC. Marc是功能齊全的高級(jí)非線性有限元軟件的求解器，具有極強(qiáng)的結(jié)構(gòu)分析能力。他是一個(gè)大型非線性有限元分析軟件，被廣泛地應(yīng)用在溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)以及流體場(chǎng)的模擬分析中，為復(fù)雜工程問題的解決提供了一個(gè)有效手段［9-11］。本文應(yīng)用MSC.Marc有限元分析軟件對(duì)IF鋼、10CrMnMoSi雙相鋼及2205雙相不銹鋼制備的六級(jí)分支井分岔裝置進(jìn)行結(jié)構(gòu)失穩(wěn)及爆破失效研究，以期找出滿足分岔裝置結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的選材準(zhǔn)則，為六級(jí)分支井分岔裝置在設(shè)計(jì)、制備過程中的選材提供理論依據(jù)。并且，通過打壓實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了模擬結(jié)果的可靠性。

1 有限元模型的建立

Establishment of finite element model

1.1 幾何模型建立與網(wǎng)格劃分

Geometric model establishment and grid partition

根據(jù)國(guó)內(nèi)某油田分支井尺寸要求，六級(jí)分支井井下分岔裝置在安裝過程中要經(jīng)過內(nèi)徑?175 mm的主井套管，并在分支井分支位置脹型使得主管和分支管分別進(jìn)入不同的井眼。因此在制備過程中，必然涉及到金屬材料的變形與脹型問題，并且進(jìn)入不同井眼的兩個(gè)分支，分別還要和井眼中原有套管通過膨脹的方式實(shí)現(xiàn)緊密連接，實(shí)現(xiàn)封隔。參考國(guó)外的裸眼分支井分岔裝置的形狀和尺寸效應(yīng)，最終采用兩個(gè)外徑?133 mm、壁厚8 mm的管材來制作，其幾何模型如圖1所示。要求六級(jí)分支井分岔裝置在使用過程中能承受20 MPa以上的工作壓力。圖1中所示的分岔裝置以XOZ平面對(duì)稱，所以有限元分析模擬時(shí)采用1/2模型即可。采用四面體作為基本單元體，單元體的尺寸設(shè)置為20 mm，經(jīng)網(wǎng)格劃分共獲得15 338個(gè)單元體，如圖2所示。

圖1 分岔裝置的幾何模型Fig. 1 Geometric model of branching device

圖2 分岔裝置網(wǎng)格劃分（1/2模型）Fig. 2 Grid partition of branching device (1/2 model)

1.2 材料物理屬性

Physical property of materials

模擬材料選取IF鋼，10CrMnMoSi雙相鋼，2205雙相不銹鋼。IF鋼采用某一鋼廠供貨的冷軋鋼板；10CrMnMoSi雙相鋼采用800 ℃臨界淬火，獲得鐵素體與馬氏體的雙相組織；2205雙相不銹鋼為同一供貨狀態(tài)下的冷軋鋼板。將以上3種鋼材制成標(biāo)準(zhǔn)板形拉伸試樣，然后測(cè)試其力學(xué)性能，獲得的力學(xué)性能見表1。將每種鋼材的力學(xué)性能賦予圖2中的單元體模型。

表1 3種鋼材的力學(xué)性能Table 1 Mechanical property of 3 steels

1.3 模擬假設(shè)及邊界條件

Simulation assumption and boundary condition

模擬計(jì)算前對(duì)整個(gè)模型進(jìn)行假設(shè)。

（1）分岔裝置需要承受20 MPa工作壓力，鋼材為理想彈塑性材料，材質(zhì)均勻，采用Von Mises屈服準(zhǔn)則，進(jìn)入塑性后的本構(gòu)關(guān)系遵守Prandtl-Reuss本構(gòu)方程。

（2）整個(gè)模擬過程沒有考慮分岔裝置壓型、下井安裝、脹型等過程，因此假設(shè)主管與分支管為絕對(duì)圓形，忽略主管與分支管的橢圓度和壁厚不均勻性。

（3）由于分岔裝置暫時(shí)處于地面上的預(yù)制階段，分析時(shí)暫不考慮井下各項(xiàng)應(yīng)力對(duì)分岔裝置的影響。

（4）忽略溫度影響，假設(shè)模擬過程在常溫進(jìn)行。邊界條件的定義為主管端面上的節(jié)點(diǎn)在X、Y、Z方向都被約束，分岔裝置在XOZ面上的節(jié)點(diǎn)在Y方向被約束。

1.4 加載及時(shí)間步長(zhǎng)

Loading and time step length

從0～10 s時(shí)間內(nèi)對(duì)分岔裝置內(nèi)壁線性加壓到最大壓力20 MPa，10～12 s時(shí)間內(nèi)從20 MPa泄壓到0 MPa。整個(gè)模擬過程設(shè)置為3 000步，時(shí)間步長(zhǎng)為0.004 s，每50步存儲(chǔ)1次。

2 模擬結(jié)果與分析

Simulation result and its analysis

2.1 最大應(yīng)力場(chǎng)的模擬

Simulation of maximum stress field

通過最大應(yīng)力場(chǎng)的模擬，可以判斷3種鋼材在加載過程中最大應(yīng)力隨載荷的變化。從0～20 MPa加載過程中，通過最大應(yīng)力是否超過鋼材抗拉強(qiáng)度σb來判斷分岔裝置的爆破情況。如圖3所示3種鋼材所受最大應(yīng)力隨加載時(shí)間的變化（時(shí)間對(duì)應(yīng)相應(yīng)的加載壓力，加載速度為2 MPa/s）。

圖3 3種鋼材的分岔裝置達(dá)到最大應(yīng)力時(shí)的模擬Fig. 3 Simulation on branching devices made of 3 steels at the moment of maximum stress

從圖 3（a）、（b）中看出，IF 鋼在加載到 9.6 MPa 時(shí)其最大應(yīng)力為259.4 MPa，已接近IF鋼的σb；當(dāng)加載到11.2 MPa時(shí)其最大應(yīng)力達(dá)到了σb，表明此時(shí)IF鋼已經(jīng)發(fā)生了爆破失效。圖3（c）為10CrMnMoSi雙相鋼加載到20 MPa時(shí)分岔裝置內(nèi)壁應(yīng)力分布，此時(shí)材料承受的最大應(yīng)力為712.9 MPa，此值小于此鋼材的抗拉強(qiáng)度725 MPa，說明材料沒有發(fā)生爆破。圖3（d）為2205雙相不銹鋼加載到20 MPa時(shí)分岔裝置內(nèi)壁應(yīng)力分布情況，此時(shí)鋼材承受的最大應(yīng)力為666.6 MPa，此值小于該材料的抗拉強(qiáng)度781 MPa，同樣表明分岔裝置沒有發(fā)生爆破。

2.2 加載過程中應(yīng)力分布的變化

Change of stress distribution in the process of loading

為了研究分岔裝置應(yīng)力集中部位的變化，以確定分岔裝置的薄弱部位，對(duì)10CrMnMoSi雙相鋼和2205雙相不銹鋼制作的分岔裝置進(jìn)行了加載過程模擬，如圖 4 所示。圖 4（a）～（c）為 10CrMnMoSi雙相鋼在4 MPa、12.4 MPa和20 MPa時(shí)的應(yīng)力分布情況。從圖中看出，加載壓力較小時(shí)，應(yīng)力集中有3個(gè)部位，一個(gè)在相貫線上，另外一個(gè)在分支管靠近相貫線的部位，第三個(gè)部位為相貫線最前端尖角處；隨著加載壓力的增加，第二處應(yīng)力集中部位向相貫線靠近，最后第一處和第二處匯集在一起，都集中在相貫線處；第三處為結(jié)構(gòu)尖角造成的應(yīng)力集中，其一直存在。經(jīng)測(cè)量，第一處應(yīng)力集中中心距離分岔裝置端面約 1 538 mm（Z軸方向）。圖 4（d）～（f）為 2205雙相不銹鋼在4 MPa、12.4 MPa和20 MPa時(shí)的應(yīng)力分布情況。2205雙相不銹鋼分岔裝置應(yīng)力集中部位的應(yīng)力變化與10CrMnMoSi雙相鋼相似。其區(qū)別為加載到20 MPa時(shí)第二處應(yīng)力集中部位靠近了相貫線，且第一、二處應(yīng)力集中部位并沒有完全匯集到一起，第二處應(yīng)力集中部位處于相貫線旁邊靠近分支管這一側(cè)。可能與2205雙相不銹鋼的抗拉強(qiáng)度和彈性模量比10CrMnMoSi雙相鋼的高，沒有出現(xiàn)局部大變形有關(guān)。

圖4 加載過程中應(yīng)力分布變化Fig. 4 Change of stress distribution in the process of loading

2.3 應(yīng)力集中區(qū)的變形模擬

Simulation on the deformation at the stress concentration zone

為了分析分岔裝置在加載過程中結(jié)構(gòu)的變化情況，作了分岔裝置應(yīng)力集中區(qū)斷面形狀變化的模擬，如圖 5所示。圖 5（a）～（d）為 10CrMnMoSi雙相鋼在 0 MPa、12 MPa、20 MPa、泄壓后斷面結(jié)構(gòu)形狀。從圖中可以看出，隨著加載壓力的增加，斷面開口（即分岔裝置對(duì)稱面）處尺寸在減小，內(nèi)外相貫線都遠(yuǎn)離對(duì)稱面移動(dòng)，主管和分支管都被脹了起來。當(dāng)加載壓力為20 MPa時(shí)，相貫線處的外表面基本與管道外表面平齊，此時(shí)整個(gè)分岔裝置都鼓脹了起來。圖5（d）為泄壓后，分岔裝置形狀恢復(fù)的情況；與圖5（c）相比，整個(gè)斷面尺寸有一定恢復(fù)，但恢復(fù)程度都不大，沒有恢復(fù)到圖5（a）的初始狀態(tài)，說明分岔裝置在加載過程中發(fā)生了較大的彈塑性變形。圖5（e）～（h）為 2205 雙相不銹鋼在 0 MPa、12 MPa、20 MPa、泄壓后斷面結(jié)構(gòu)形狀。從圖中可以看出，2205雙相不銹鋼分岔裝置斷面變形情況與10CrMnMoSi雙相鋼的類似，其區(qū)別在于其斷面變形程度比10CrMnMoSi雙相鋼的小，加載到20 MPa時(shí)和泄壓后的斷面形狀都接近于圖5（e）的初始狀態(tài)，說明2205雙相不銹鋼的分岔裝置在整個(gè)加載過程中彈塑性變形小，這可能與2205雙相不銹鋼的強(qiáng)度和剛度比10CrMnMoSi雙相鋼高有關(guān)。

圖5 應(yīng)力集中區(qū)的斷面形狀變化（斷面垂直于Z軸）Fig. 5 Change of sectional shape at the stress concentration zone(the section vertical to axis Z)

2.4 爆破及失穩(wěn)分析

Analysis on bursting and instability

目前，在工程上用于超高壓容器的強(qiáng)度設(shè)計(jì)計(jì)算主要采用福貝爾（Faupel）公式［12］。福貝爾公式的優(yōu)點(diǎn)是計(jì)算簡(jiǎn)單、工程設(shè)計(jì)上應(yīng)用方便。根據(jù)福貝爾公式估算分岔裝置的爆破壓力，計(jì)算公式為

式中，P為壓力容器的爆破壓力，MPa；σs為筒體材料的屈服強(qiáng)度，MPa；σb為筒體綜合抗拉強(qiáng)度，MPa；k為筒體直徑比，k=R0/Ri；R0為筒體外半徑，mm；Ri為筒體內(nèi)半徑，mm。

根據(jù)圖1中分岔裝置的尺寸以及表1中IF鋼的強(qiáng)度，計(jì)算出IF鋼制作的分岔裝置可以承受31.8 MPa的理論壓力。考慮到IF鋼分岔裝置在制備過程中，受到熱處理、焊接成形及壓型等工藝的影響，焊縫處強(qiáng)度比母材低，而理論計(jì)算時(shí)將分岔裝置簡(jiǎn)化為均勻材質(zhì)，直接選取母材的力學(xué)性能指標(biāo)，這就造成了實(shí)際承載壓力比理論計(jì)算的壓力低。實(shí)際承載壓力應(yīng)為理論計(jì)算的壓力乘以一個(gè)小于1的系數(shù)。根據(jù)主管與分叉管焊接時(shí)存在很長(zhǎng)的U形相貫線，且主管與分支管之間角度為4°，焊接困難，因此此處系數(shù)選取在0.7～0.9之間，經(jīng)計(jì)算可以得到分岔裝置能夠承受22.3～28.6 MPa的載荷壓力。但是，在試制車間打壓實(shí)驗(yàn)過程中分岔裝置打壓至8～10 MPa時(shí)便在相貫線處發(fā)生爆破開裂。這就說明福貝爾公式在六級(jí)分支井分叉裝置的設(shè)計(jì)中并不適用。此公式只能適用于簡(jiǎn)單結(jié)構(gòu)的筒體件，對(duì)于結(jié)構(gòu)復(fù)雜的壓力容器，由于在打壓時(shí)各個(gè)部位的應(yīng)力分布并不均衡，造成了局部應(yīng)力集中的情況。因此，需要采用其他的分析手段進(jìn)行研究。

計(jì)算機(jī)仿真和有限元分析是解決工程問題的一個(gè)有效方法。這里，采用MSC.Marc有限元分析軟件，通過建模、網(wǎng)格劃分和模擬分析證明六級(jí)分支井分叉裝置在規(guī)定壓力下打壓時(shí)，應(yīng)力分布出現(xiàn)極大的不均勻現(xiàn)象，并且在相貫線部分出現(xiàn)嚴(yán)重的鼓脹現(xiàn)象。鼓脹現(xiàn)象實(shí)質(zhì)是結(jié)構(gòu)失穩(wěn)的問題。由于材料的應(yīng)變硬化效應(yīng)和結(jié)構(gòu)的幾何形狀變化以及削弱效應(yīng)，造成了結(jié)構(gòu)的塑性極限載荷。不少研究者根據(jù)自己對(duì)顯著變形程度的理解和所研究結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)，提出了很多適合于實(shí)驗(yàn)中確定工程極限載荷的方法。ASME鍋爐和壓力容器規(guī)范是國(guó)際上壓力容器標(biāo)準(zhǔn)中唯一考慮材料應(yīng)變強(qiáng)化性能，并考慮載荷和結(jié)構(gòu)的變形關(guān)系，幾乎完全模擬壓力容器爆破實(shí)際情況，采用數(shù)值分析技術(shù)進(jìn)行彈塑性分析求解壓力容器塑性失穩(wěn)壓力。并且，為了防止壓力容器局部破壞，該標(biāo)準(zhǔn)首次提出以彈塑性分析為基礎(chǔ)的應(yīng)變限制條件。根據(jù)ASME鍋爐和壓力容器規(guī)范的兩倍彈性斜率準(zhǔn)則［13］，結(jié)合3種鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，確定了實(shí)驗(yàn)溫度下的塑性極限載荷，見表2。通過分岔裝置在加載過程中各部位應(yīng)力值是否達(dá)到或超過鋼材的塑性極限載荷判斷其結(jié)構(gòu)失穩(wěn)情況。

表2 2倍彈性斜率法確定的塑性極限載荷Table 2 Ultimate plastic load determined using the twice elastic slope method

由于IF鋼分岔裝置在加載到8～10 MPa時(shí)，結(jié)構(gòu)就已經(jīng)爆破失效，無(wú)法滿足設(shè)計(jì)要求，因此這里便不再分析其失穩(wěn)問題。如圖6所示為10CrMnMoSi雙相鋼分岔裝置和2205雙相不銹鋼分岔裝置分別在20 MPa載荷和泄壓后的應(yīng)力分布圖。對(duì)比圖6（a）和圖 6（c），在相同加載載荷 20 MPa下，2205 雙相不銹鋼分岔裝置的變形比10CrMnMoSi雙相鋼的小。圖6（a）應(yīng)力集中區(qū)的最大應(yīng)力為712.9 MPa，處于相貫線處，已超過了10CrMnMoSi雙相鋼的塑性極限載荷679 MPa，但并沒有超過該材料的抗拉強(qiáng)度725 MPa，說明此時(shí)分岔裝置已經(jīng)存于一定結(jié)構(gòu)失穩(wěn)，但沒有發(fā)生爆破。圖6（c）中應(yīng)力集中區(qū)的最大應(yīng)力為666.6 MPa，也處于相貫線處，此值小于2205雙相不銹鋼的塑性極限載荷693 MPa，說明此時(shí)分岔裝置并沒有失穩(wěn)，能夠很好地滿足使用要求。比較圖6（b）和圖6（d），泄壓后的2205雙相不銹鋼分岔裝置存在兩處殘余應(yīng)力集中的區(qū)域，一處位于相貫線處，另外一處位于分支管靠近XOZ對(duì)稱面處；10CrMnMoSi雙相鋼分岔裝置也存在兩處殘余應(yīng)力集中部位，位置與2205雙相不銹鋼分岔裝置的類似，只是每個(gè)部位的應(yīng)力集中區(qū)要小些，殘余應(yīng)力值也要小些。出現(xiàn)這種現(xiàn)象可能與兩種鋼材屈服強(qiáng)度和剛度有關(guān)。屈服強(qiáng)度和剛度低的鋼材在泄壓過程中通過形狀恢復(fù)釋放了更多的應(yīng)力，最后造成殘余應(yīng)力相對(duì)較小。

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

Experimental verification

為了驗(yàn)證模擬結(jié)果的可靠性，本文分別選取IF鋼和10CrMnMoSi雙相鋼制備了六級(jí)分支井分岔裝置，并進(jìn)行了打壓實(shí)驗(yàn)。分岔裝置的整個(gè)制備工藝過程：材料準(zhǔn)備—熱處理—下料—線切割相貫線和坡口—焊接成形—去應(yīng)力退火—壓制成型—再結(jié)晶退火—模擬井下打壓。打壓實(shí)驗(yàn)的結(jié)果如圖7所示。

圖6 加壓20 MPa時(shí)及泄壓后應(yīng)力分布Fig. 6 Stress distribution under the pressure of 20 MPa and after the pressure release

從圖7（a）可以看出，分岔裝置在壓制成型后，其外形并不是很圓整，整個(gè)形狀在長(zhǎng)度上有一定變形。當(dāng)IF鋼制作的分岔裝置在打壓到8～10 MPa時(shí)發(fā)生了爆破，其爆破情況見圖7（b）所示。其爆破泄壓后，由于IF鋼強(qiáng)度低，主管和分支管都發(fā)生了大的塑性變形，其膨脹狀況很嚴(yán)重。實(shí)驗(yàn)時(shí)的爆破壓力與圖3（b）模擬的11.2 MPa爆破壓力有所差別，其主要原因是模擬時(shí)各條件為理想狀態(tài)，分岔裝置材質(zhì)均勻，沒有考慮熱處理、焊接成形及壓型等工藝對(duì)相貫線處強(qiáng)度的影響。因此，計(jì)算的承載壓力應(yīng)為模擬的理論壓力乘以一個(gè)小于1的系數(shù)。選取前面采用的系數(shù)0.7～0.9，其計(jì)算的承載爆破壓力為7.84～10.1 MPa，其計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合。同理，將圖3（c）中10CrMnMoSi雙相鋼分岔裝置的模擬承載壓力20 MPa乘以計(jì)算系數(shù)0.8后便是圖7（c）中的實(shí)驗(yàn)打壓壓力，模擬結(jié)果與實(shí)際打壓結(jié)果都表明分岔裝置此時(shí)有一定的失穩(wěn)，但還沒有大的變形和鼓包，模擬結(jié)果與打壓實(shí)驗(yàn)相吻合。在打壓實(shí)驗(yàn)過程中，即使將壓力加載到20MPa時(shí)，分岔裝置也只是變形程度有一定增加，但并沒有爆破，如圖7（d）所示。直到加載到24 MPa時(shí)，10CrMnMoSi雙相鋼分岔裝置才發(fā)生爆破，如圖7（e）所示。通過打壓實(shí)驗(yàn)證明了模擬結(jié)果的可靠性。由于2205雙相不銹鋼的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度都比10CrMnMoSi雙相鋼高，因此此處就沒有再進(jìn)行2205雙相不銹鋼分岔裝置的制作及打壓實(shí)驗(yàn)。

圖 7 IF 鋼（a、b）和 10CrMnMoSi雙相鋼（c、d、e）制備的分岔裝置打壓實(shí)驗(yàn)Fig. 7 Compression experiment on branching devices made of IF steel (a, b) or 10CrMnMoSi dual-phase steel (c, d, e)

綜上所述，由于IF鋼的屈服強(qiáng)度及抗拉強(qiáng)度較低，無(wú)法滿足六級(jí)分支井分岔裝置的打壓要求，因此不適合用于此分岔裝置的制備。通過有限元模擬分析及六級(jí)分支井分岔裝置的打壓實(shí)驗(yàn)，得出10CrMnMoSi雙相鋼、2205雙相不銹鋼制作的六級(jí)分支井分岔裝置能夠滿足設(shè)計(jì)要求。而且這兩種鋼材的塑性、焊接性較好，能夠滿足分岔裝置后續(xù)生產(chǎn)工藝要求。但由于現(xiàn)在油田能開采的原油品質(zhì)不斷惡化，原油含CO2、H2S、Cl-等腐蝕成分的比例上升，因此需要油田設(shè)備裝置能夠滿足更高的耐腐蝕性能要求。對(duì)于10CrMnMoSi雙相鋼、2205雙相不銹鋼應(yīng)用于六級(jí)分支井分岔裝置還需要進(jìn)行耐蝕性方面的研究。

4 結(jié)論

Conclusions

（1）通過MSC.Marc有限元軟件模擬分析得出IF鋼不能滿足六級(jí)分支井分岔裝置打壓要求，10CrMnMoSi雙相鋼及2205雙相不銹鋼能夠滿足分岔裝置設(shè)計(jì)及制作工藝要求。

（2）通過對(duì)IF鋼和10CrMnMoSi雙相鋼制備的分岔裝置進(jìn)行打壓實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證了MSC.Marc有限元軟件分析結(jié)果的可靠性。

（3）材料的高強(qiáng)度（特別是高屈服強(qiáng)度）、高塑性是六級(jí)分支井分岔裝置設(shè)計(jì)及制備選材的關(guān)鍵。

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