海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管結構承壓特性分析*

孟祥坤 陳國明 朱紅衛 王 斌 張國棟 王 芳

(1. 中國石油大學(華東)海洋油氣裝備與安全技術研究中心 山東青島 266580; 2. 山東龍口特種膠管有限公司 山東煙臺 265705)

隨著深水及超深水鉆采技術的不斷發展[1]，高壓鋼絲纏繞膠管在海洋石油鉆采工程中的應用越來越廣泛，對其安全性能的要求也越來越高。目前在海洋油氣鉆采裝備上所使用的鋼絲膠管主要包括海洋油氣超高壓鉆探膠管、鉆井井控膠管、節流壓井膠管以及升沉補償器驅動膠管等系列產品，其結構主體均由高強度鋼絲與橡膠復合而成，是海上鉆井平臺高承壓鉆探、井控安全系統及平衡補償系統等不可或缺的關鍵部件。

目前國內外海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管的研制正朝著高強度和大口徑的方向發展，且在耐高溫高壓、耐特殊介質及增大流量等方面提出了更高要求，其強度分析與結構優化一直是研究熱點。在國外，Xia等[2]研究了內壓作用下復合管不同纏繞角度組合條件的力學性能；Fedorko等[3]利用斷裂力學方法分析了高壓鋼絲增強膠管的失效模式。在國內，鄭津洋 等[4]基于正交各向異性材料三維彈性模型理論對鋼絲纏繞增強復合管的力學響應特性等進行了系統深入的研究；任九生 等[5]利用連續介質力學有限變形理論分析了高壓膠管的動力學響應特性及應力分布特征。上述研究側重于橡膠管或塑料管的應力應變分析，影響因素僅考慮纏繞角度或管壁厚度等單一結構參數，而高壓膠管除鋼絲和橡膠本身的材料力學性能外[6]，鋼絲直徑、纏繞角度、內膠層厚度和增強層橡膠厚度等結構參數都會影響其承壓水平。鑒于此，本文利用有限元分析方法研究海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管強度隨結構參數的變化規律，并采用正交試驗手段分析高壓膠管承壓性能對各結構參數的敏感性，在保證膠管使用強度的基礎上以期為合理設計膠管結構參數提供參考。

1 數值模型建立

海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管在外力作用下發生彈塑性變形，材料、幾何形狀均具有非線性，鋼絲為彈塑性材料，橡膠為超彈性材料，若將各個剛度矩陣進行全面、精確求解，計算非常復雜。基于復合材料理論[7-8]的求解方法是從整體角度分析膠管的結構性能，但無法直觀顯示各部分的受力狀況，而有限元模擬方法可以較好地解決這一難題。因此，筆者從工程實用角度出發，建立參數化的有限元數值模型，分析內壓條件下膠管各層的應力應變情況。

1.1 單元及材料類型選取

海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管由內膠層(含內膠保護層)、中膠層、鋼絲層和外膠層組成[9](圖1)。其中，內膠層起密封作用；鋼絲層和中膠層組成鋼絲增強層(圖2)，為主要承壓結構；外膠層的作用是防止膠管承壓部分磨損。根據高壓膠管各層承壓結構及作用選取相應單元和材料，其中橡膠作為幾乎不可壓縮的超彈性材料，在膠管中主要起密封和防止鋼絲磨損作用。以SOLID185單元模擬橡膠，該單元由于消除了體積鎖定，既適用于不可壓縮材料，又適用于可壓縮材料，具有塑性、蠕變、膨脹、應力強化、大變形和大應變能力。橡膠材料的應力-應變曲線僅有非常有限的線性部分，在變形不超過10%時符合胡克定律，目前大多數有限元軟件在分析橡膠類材料時均采用Mooney-Rivlin[10]模型。膠管鋼絲層為主要承壓結構，在工作狀態下表現為軸向的拉應力。采用LINK8單元模擬鋼絲層，該桿單元只能承受單軸的拉壓，不能承受彎矩，但具有塑性、蠕變、膨脹、硬化、大變形等功能。鋼絲的變形為小應變變形，選用多線性隨動強化模型MKIN來表征材料彈塑性，此模型以多條直線段描述材料的應力-應變關系，并考慮包辛格效應，適用于小應變塑性分析。

圖1 海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管結構示意圖

圖2 海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管增強層結構模型[4]

1.2 模型建立

海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管纏繞完成后，經硫化工藝熱熔粘結成為鋼絲和橡膠復合層。針對鋼絲纏繞增強膠管的增強體結構特點，以共用節點的建模方式表征這種復合結構，可使SOLID185單元節點完全覆蓋LINK8單元節點，省去了鋼絲與橡膠之間接觸摩擦的設置，大幅降低了模型非線性。

圖3為海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管有限元模型。首先，建立SOLID185單元的8個節點，按節點連接順序構造橡膠單元；其次，在現有節點基礎上，連接兩節點的LINK8單元建立鋼絲單元；最后，通過沿環向和軸向的復制可生成膠管整體的有限元模型。利用此建模方法可使鋼絲內嵌于橡膠中并與之共用節點，可避免在計算過程中出現約束不足等錯誤；并且單元形狀與尺寸可控，模型節點分布均勻，可大大提高分析精度。

圖3 海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管有限元模型

以某廠生產的內徑為50.8 mm的高壓鉆探膠管為研究對象，其工作壓力為34.5 MPa，試驗壓力為69 MPa[11]。鋼絲材料彈性模量為2.06×105MPa，泊松比為0.3，屈服強度為2 030 MPa，斷裂強度為2 230 MPa，斷裂伸長率超過5%；橡膠材料為硫化后的丁腈橡膠，彈性模量為30 MPa，泊松比取0.495，相應材料參數由超彈性應變勢能函數確定。該膠管基本結構參數見表1。

表1 海洋油氣鉆采φ50.8 mm高壓鋼絲纏繞膠管結構參數

1.3 膠管各層應力分析

海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管一般采用扣壓式接頭連接，在膠管兩側施加固定約束模擬其邊界條件，選取2個完整的纏繞節距進行計算，得到34.5 MPa工作壓力條件下高壓膠管各鋼絲層的應力應變分布情況如圖4所示。

圖4 海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管各層應力及應變分布(34.5 MPa工作壓力條件下)

由圖4可以看出,除邊界外，高壓膠管每層的變形、應力及應變分布較為均勻，且由內向外遞減，鋼絲層的應變小于橡膠層；增強層鋼絲的最大應力為1 219 MPa，最大應變為5.92×10-3，其余3層鋼絲的最大應力由內而外分別為639、364、248 MPa，最外層鋼絲應力僅有最大應力的20%，承壓均勻性較差。根據選用的多線性隨動強化材料模型，工作壓力下各層鋼絲最大軸向應力均處于第一個彈性階段。

2 單因素對膠管承壓強度影響

影響海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管結構強度的主要因素除橡膠和鋼絲本身的力學性能外，鋼絲纏繞角度、纏繞密度、纏繞線數、鋼絲直徑、內膠層厚度、增強層橡膠厚度等結構參數都會對其承壓性能產生影響。顯然，纏繞密度越大，即纏繞線數越多，膠管承壓性能越好，本文不再研究纏繞密度的影響。根據參數獨立性原則，選取纏繞角度、鋼絲直徑、內膠層厚度和增強層橡膠厚度，在纏繞密度不變條件下，分析參數變化對膠管結構性能的影響規律，以期為膠管的設計與加工應用過程中參數的優選提供依據。研究對象為34.5 MPa工作壓力條件下直徑分別為50.8、76.2、101.6 mm的高壓膠管。

2.1 纏繞角度

恰當的纏繞角度組合是克服多層鋼絲纏繞結構力學性能不均勻性的有效途徑，在膠管設計和工業加工生產中，中層纏繞角度通常設定在平衡角54.73°附近，各層鋼絲的纏繞角度由內而外逐層增加。改變中層纏繞角度，對高壓膠管增強層鋼絲最大軸向應力和應變水平的影響規律如圖5所示。可以看出，隨著鋼絲纏繞角度的增加，膠管鋼絲的最大軸向應力和應變逐漸降低。但在實際的設計與加工過程中，不能無限制地增大鋼絲纏繞角度，因為過大的纏繞角度會使鋼絲層對膠管軸向增強作用降低，保護效果減弱。因此，應在平衡角54.73°附近選取高壓膠管的最佳纏繞角度，實現鋼絲對膠管環向和軸向的雙向增強作用。

圖5 海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管鋼絲層最大軸向應力和應變隨纏繞角度變化曲線

2.2 鋼絲直徑

高強度鋼絲是保證高壓膠管強度的核心材料，高壓膠管所用鋼絲為淬火熱處理后的鍍銅鋼絲，應依據《GB/T 11182—2006橡膠軟管增強用鋼絲》標準[12]選取鋼絲直徑。膠管鋼絲最大軸向應力和應變隨鋼絲直徑的變化曲線如圖6所示。可以看出，隨著鋼絲直徑的增加，高壓鉆探膠管鋼絲的最大軸向應力和應變逐漸增加。由于在相同的纏繞密度條件下，鋼絲直徑增加，鋼絲纏繞根數減小，單根鋼絲所承擔的壓力增加，故其最大軸向應力增加。因此，在設計高壓膠管時應合理選取鋼絲直徑，在保證膠管使用性能的條件下使高壓膠管所用的鋼絲總量盡可能少。

2.3 內膠層厚度

內膠層處于高壓膠管的最內層，保證高壓膠管的密封性，并保護鋼絲增強層免受泥漿等工作液體的侵蝕。膠管鋼絲最大軸向應力和應變隨內膠層厚度的變化曲線如圖7所示。可以看出，隨著內膠層厚度的增加，鋼絲的最大應力和應變緩慢增加，說明內膠層厚度對膠管承壓水平影響較小。但在高壓膠管加工過程中，內膠層厚度過小時，在膠管接頭密封部位容易造成內膠層的壓斷，因此內膠層厚度應合理適中，不宜過小。

圖6 海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管鋼絲層最大軸向應力和應變隨鋼絲直徑變化曲線

圖7 海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管鋼絲層最大軸向應力和應變隨內膠層厚度變化曲線

2.4 增強層橡膠厚度

中膠層橡膠位于高壓膠管增強層鋼絲之間，可有效降低鋼絲層之間的摩擦作用。鋼絲最大軸向應力和應變隨增強層橡膠厚度的變化曲線如圖8所示。可以看出，隨著增強層橡膠厚度的增加，鋼絲的最大軸向應力和應變增大。但增強層橡膠厚度增加時，各層鋼絲之間的徑向距離增大而導致各層鋼絲承壓的不均勻性增加，使得最內層鋼絲承受更大的壓力。因此，在有效阻止各層鋼絲摩擦的前提下，中膠層橡膠層厚度不宜過厚。

圖8 海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管鋼絲層最大軸向應力和應變隨增強層橡膠厚度變化曲線

3 多影響因素正交試驗分析

單因素分析可系統呈現海洋油氣鉆采高壓細絲纏繞膠管強度隨各結構參數的變化規律，但難以比較各參數的敏感性程度，在設計和加工過程中無法根據各參數的重要性進行優選。為進一步分析纏繞角度、鋼絲直徑、內膠層厚度和增強層橡膠厚度等4個結構參數在不同組合下的高壓膠管承壓性能，采用統計學中的正交試驗方法[13]，以φ50.8 mm膠管的有限元求解結果為基礎，對各參數的敏感性進行分析。

3.1 正交試驗因素與方案

將纏繞角度、鋼絲直徑、內膠層厚度和增強層橡膠厚度等4個結構參數作為因子，每個因子設定3個水平，見表2。

表2 海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管結構正交實驗因子水平表

根據標準正交表，將因子水平安排在L9(34)的正交表上，譯成試驗方案，通過改變不同的參數值選用因素水平，研究鋼絲層的最大軸向應力的變化規律，見表3(A、B、C、D分別為鋼絲直徑、纏繞角度、內膠層厚度、增強層橡膠厚度的編碼)。

表3 海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管試驗安排與結果

3.2 結果與分析

選取高壓膠管最內層鋼絲的最大軸向應力作為評分標準評價試驗結果，在工作壓力34.5 MPa工況下，數值計算9組方案得到最大應力。一般而言，每個因子的級差反映了因子水平變化對指標影響范圍的大小，級差越大，說明該因子所選的水平數對指標的影響越大。因此，級差最大，說明因子對指標影響度最大，即因子的重要度最高。表4為高壓膠管最大應力級差分析表，可以看出各影響因素的級差為A>B>D>C，即鋼絲直徑對增強層鋼絲最大應力的影響最大，其次為鋼絲纏繞角度和增強層橡膠厚度，而內膠層厚度對鋼絲最大軸向力的影響力最小，且顯著性水平較低。因此，在設計海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管時，首先，在纏繞密度一定的條件下考慮膠管的承壓均勻性和纏繞加工條件，優先選取小直徑鋼絲;其次，在平衡角附近優選纏繞角度；再次，增強層橡膠的厚度選取以有效阻止鋼絲層之間的摩擦為宜，不宜過大；最后，內膠層厚度的選取應考慮膠管接頭部位的密封性，不宜過小。

表4 海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管最大應力級差分析

注：表中k代表各因子水平下結果的平均值；R為因子各水平主效應的級差，級差越大，說明因子的重要度越高。

4 結論

1) 采用數值仿真技術分析了海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管的結構承壓特性，結果表明：從工程實用角度出發，通過有限元方法直觀分析內壓條件下膠管各層的應力應變情況，可為海洋油氣鉆采用高壓鋼絲纏繞膠管設計過程中的參數優選提供依據；在有限元分析的基礎上，借助ANSYS的優化分析模塊，可以實現高壓膠管的結構優化設計。

2) 通過單因素分析系統呈現了海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管各結構參數對其承壓性能的影響，即隨著纏繞角度的增加，鋼絲層的最大應力逐漸降低；隨著其他參數的增加，鋼絲層的最大應力和應變逐漸增加。

3) 采用正交試驗方法對影響海洋油氣鉆采高壓鋼絲纏繞膠管承壓性能的各個因素進行了分析，結果表明，在鋼絲層數及纏繞密度不變的條件下，各參數對膠管承壓水平的影響由大到小依次為鋼絲直徑、纏繞角度、增強層橡膠厚度和內膠層厚度。

[1] 薄玉寶．南海深水油氣開發海洋工程方案選擇策略探討[J]．中國造船，2015,56(2)：179-184.

BO Yubao.Discussion on selection strategy of deepwater offshore engineering proposals for oil and gas development in the South China Sea[J].Ship Building of China,2015,56(2):179-184.

[2] XIA M,TAKAYANAGI H,KEMMOCHI K.Analysis of multi-layered filament-wound composite pipes under internal pressure[J].Composite Structures,2001,53(4):483-491.

[3] FEDORKO G,MOLNAR V,DOVICA M,et al.Failure analysis of irreversible changes in the construction of the damaged rubber hoses[J].Engineering Failure Analysis,2015,58:31-43.

[4] 鄭津洋，林秀鋒，盧玉斌，等．鋼絲纏繞增強塑料復合管的應力分析[J]．中國塑料，2006,20(7)：56-61.

ZHENG Jinyang,LIN Xiufeng,LU Yubin,et al.Stress analysis of plastics pipes reinforced by cross helically wound steel wires[J].China Plastics,2006,20(7):56-61.

[5] 任九生，周琎聞，袁學剛．高壓膠管的動力響應分析[J]．固體力學學報，2010,31(增刊1)：128-133.

REN Jiusheng,ZHOU Jinwen,YUAN Xuegang.Dynamical analysis of high pressure rubber hose[J].Chinese Journal of Solid Mechanics,2010,31(S1):128-133.

[6] ZHOU W D,SHI W,LI L D,et al.Finite element analysis of high-pressure hose for radial horizontal wells in coal bed methane extraction[J].Journal of Coal Science and Engineering,2013,19(2):182-186.

[7] 李儉，溫衛東，崔海濤．纏繞復合材料力學特性研究進展[J]．材料科學與工程學報，2008,26(3)：463-466.

LI Jian,WEN Weidong,CUI Haitao.Development of research on mechanical properties of filament-wound composite[J].Journal of Materials Science and Engineering,2008,26(3):463-466.

[8] 李翔．鋼絲纏繞增強塑料復合管粘彈性力學行為研究[D]．浙江：浙江大學，2008.

LI Xiang.Study on viscoelastic behavior of plastic ripe reinforced by cross-winding steel wire[D].Zhejiang:Zhejiang University,2008.

[9] 劉明濤，楊務滋，周立強，等．高壓膠管總成扣壓量控制方法研究[J]．中南林業科技大學學報，2011,31(2)：135-138.

LIU Mingtao,YANG Wuzi,ZHOU Liqiang,et al.Research on control method about the amount of high-pressure hose withhold[J].Journal of Central South University of Forestry & Technology,2011,31(2):135-138.

[10] DZULKIFLI A I,SAID C S,HAN C C.Determination of crosslink concentration by Mooney-Rivlin equation for vulcanized NR/SBR blend and its influence on mechanical properties[J].Malaysian Journal of Analytical Sciences,2015,19(6):1309-1317.

[11] API.Specification for drilling and well servicing equipment[S].Washington:API,2010.

[12] 全國鋼標準化技術委員會.GB/T 11182—2006橡膠軟管增強用鋼絲[S].北京:中國標準出版社,2006.

[13] 蔡小壘，王春升，陳家慶，等．BIPTCFU-Ⅲ型旋流氣浮一體化采出水處理樣機及其在秦皇島32-6油田的試驗分析[J]．中國海上油氣，2014,26(6)：80-85.

CAI Xiaolei,WANG Chunsheng,CHEN Jiaqing,et al.BIPTCFU-Ⅲ integrated cyclonic flotation prototype and its experimental study on the treatment of produced water from offshore QHD32-6 oilfield[J].China Offshore Oil and Gas,2014,26(6):80-85.