趙博 鄧國輝 茹翔 汪海濤 晁利寧

(1．寶雞石油鋼管有限責(zé)任公司 2．國家石油天然氣管材工程技術(shù)研究中心 3.西部鉆探吐哈井下作業(yè)公司)

0 引 言

海上鉆井平臺(tái)受場(chǎng)地制約[1]，經(jīng)常需要將多盤連續(xù)管連接使用。陸地鉆探也向著超深井方向發(fā)展，受滾筒容量等因素的制約，單盤連續(xù)管已經(jīng)不能滿足現(xiàn)場(chǎng)施工使用要求，需采用多盤連續(xù)管連接一起作業(yè)。連續(xù)管機(jī)械式連接方式可避免場(chǎng)地、人員和設(shè)備等因素的制約，成為連續(xù)管損壞修復(fù)連接或接長的較優(yōu)選擇。連續(xù)管管-管機(jī)械連接器具有連接強(qiáng)度大于連續(xù)管本體強(qiáng)度、安裝便捷、檢測(cè)直觀及疲勞性能下降較少等優(yōu)點(diǎn)，因具有可纏繞性，被稱為可纏繞連接器[2]。目前，國外多家油服公司已擁有可纏繞接頭及專利，且現(xiàn)場(chǎng)使用效果良好[3-7]。國內(nèi)中石油江漢機(jī)械研究所有限公司已自主研發(fā)出適用于外徑38.1 mm的連續(xù)管速度管柱可纏繞接頭，并已成功應(yīng)用于青海和江蘇等油田。

雖然連續(xù)管在海上平臺(tái)及陸地深井有著非常大的需求，應(yīng)用前景廣闊，但油田現(xiàn)場(chǎng)連續(xù)管和可纏繞連接器壓接參數(shù)選擇主要依靠人工經(jīng)驗(yàn)，對(duì)環(huán)壓中關(guān)鍵因素的影響規(guī)律研究較少。鑒于此，本文采用ABAQUS有限元模擬軟件對(duì)連續(xù)管環(huán)壓及拉伸過程進(jìn)行建模分析，對(duì)?38.1 mm×3.0 mm連續(xù)管環(huán)壓關(guān)鍵參數(shù)(環(huán)壓深度和環(huán)壓輪半徑)進(jìn)行優(yōu)選，避免由于環(huán)壓參數(shù)選擇不當(dāng)而引起的連續(xù)管失效，同時(shí)為現(xiàn)場(chǎng)連續(xù)管環(huán)壓提出指導(dǎo)性意見。

1 有限元分析

1.1 分析對(duì)象

可纏繞接頭結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要分為本體部分、接頭部分和伸入部分。其中：本體部分要求最大外徑與連續(xù)管外徑相同或略大；接頭部分包含預(yù)制溝槽和密封槽，采用溝槽設(shè)計(jì)保證了連接后連續(xù)管具有可纏繞性；伸入部分的主要作用為導(dǎo)向或減少應(yīng)力集中。可纏繞接頭與連續(xù)管的連接方式為溝槽環(huán)壓[2]。

1—本體部分；2—接頭部分；3—伸入部分。

本模型的建立基于連續(xù)管與可纏繞接頭環(huán)壓和拉伸過程，模型包含環(huán)壓輪、連續(xù)管及可纏繞接頭。由于連續(xù)管環(huán)壓過程僅涉及可纏繞接頭本體部分和伸入部分，故選擇接頭和伸入部分作為可纏繞接頭研究，暫不考慮密封圈。

研究對(duì)象為外徑38.1 mm、壁厚3.0 mm的CT80連續(xù)管，以及外徑31.5 mm、環(huán)壓槽直徑6.5 mm、環(huán)壓槽深度2.3 mm的可纏繞接頭。材料力學(xué)性能參數(shù)如表1所示。

表1 材料力學(xué)性能參數(shù)Table 1 Mechanical properties of materials

1.2 基本假設(shè)

針對(duì)環(huán)壓過程對(duì)有限元模型進(jìn)行簡化并做如下假設(shè)：①連續(xù)管和可纏繞接頭均為各向同性材料；②環(huán)壓輪強(qiáng)度遠(yuǎn)大于連續(xù)管強(qiáng)度，環(huán)壓輪為解析剛體；③單個(gè)環(huán)壓輪依次環(huán)壓簡化為3個(gè)環(huán)壓輪順次環(huán)壓?；谝陨霞僭O(shè)，連續(xù)管可纏繞接頭模型可簡化為軸對(duì)稱模型[8-10]。

1.3 網(wǎng)格劃分

采用ABAQUS軟件，以接頭各部件尺寸為基礎(chǔ)，采用彈塑性非線性模型進(jìn)行不均勻網(wǎng)格劃分，四邊形區(qū)域采用CAX4R4進(jìn)行網(wǎng)格劃分(雙線性軸對(duì)稱四面體減縮積分)，三角形區(qū)域采用CAX3(線性軸對(duì)稱)進(jìn)行網(wǎng)格劃分；劃分后可纏繞接頭單元數(shù)為17 757，節(jié)點(diǎn)數(shù)為18 353，如圖2所示。

圖2 3.0 mm環(huán)壓輪壓接裝配體網(wǎng)格劃分Fig.2 Grid division of the crimping assembly of 3.0 mm circumferential crimping roller

由于連續(xù)管、可纏繞接頭和環(huán)壓輪皆具有對(duì)稱性，其中心環(huán)向位移為0 mm，連續(xù)管軸向拉伸均以分布應(yīng)力的方式加載在管體端面。

2 彈塑性有限元模型

連續(xù)管工作中實(shí)際受力狀態(tài)非常復(fù)雜，主要載荷包括邊界約束力、環(huán)壓輪環(huán)壓壓應(yīng)力、連續(xù)管端面拉應(yīng)力。在有限元分析中，連續(xù)管總的載荷列陣F可表示為[11]：

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

連續(xù)管總體剛度矩陣K可表示為:

(6)

式中:D為彈性系數(shù)矩陣。

連續(xù)管總有限元方程為：

Kα=F

(7)

式中：α為連續(xù)管綜合變形。

通過求解式(7)，得到綜合變形α，進(jìn)而得到單元節(jié)點(diǎn)e的位移列向量αe，則變形后的單元應(yīng)力σ和單元應(yīng)變?chǔ)趴赏ㄟ^式(8)和式(9)求出：

ε=Bαe

(8)

σ=D(ε-ε0)+σ0=DBαe-Dε0+σ0

(9)

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 環(huán)壓深度對(duì)壓接接頭Mises應(yīng)力的影響

采用環(huán)壓輪半徑4.5 mm，環(huán)壓深度分別為1.4、2.0和2.6 mm的環(huán)壓參數(shù)對(duì)連續(xù)管進(jìn)行環(huán)壓，對(duì)比壓接接頭最大Mises應(yīng)力隨環(huán)壓深度的變化規(guī)律，結(jié)果如圖3所示。由圖3可以看出，環(huán)壓深度為1.4 mm時(shí)，最大Mises應(yīng)力位于可纏繞接頭最后一個(gè)環(huán)壓凹槽連續(xù)管底部；環(huán)壓深度為2.0 mm時(shí)，最大Mises應(yīng)力位于連續(xù)管與可纏繞接頭壓接位置兩側(cè)；環(huán)壓深度為2.6 mm時(shí)，最大Mises應(yīng)力位于連續(xù)管表面。由此得到，不同環(huán)壓深度，接頭最大Mises應(yīng)力集中位置不同。

圖3 半徑4.5 mm時(shí)環(huán)壓輪環(huán)壓最大Mises應(yīng)力分布Fig.3 Distribution of maximum Mises stress during circumferential crimping with 4.5 mm radius circumferential crimping roller

分析其原因，當(dāng)環(huán)壓深度為1.4 mm時(shí)，環(huán)壓輪僅作用于連續(xù)管，連續(xù)管與可纏繞接頭并未產(chǎn)生相互作用力；當(dāng)環(huán)壓深度為2.0 mm時(shí)，作用力集中于連續(xù)管與可纏繞接頭之間；當(dāng)環(huán)壓深度為2.6 mm時(shí)，連續(xù)管受環(huán)壓輪和快速接頭兩者的相互作用。

圖4為環(huán)壓深度2.6 mm、壓輪半徑分別為5.5和6.0 mm時(shí)，壓接接頭Mises應(yīng)力云圖。從圖4可以看出，當(dāng)環(huán)壓深度為2.6 mm時(shí)，不同半徑環(huán)壓輪壓接接頭最大Mises應(yīng)力位置相同。

圖4 環(huán)壓深度2.6 mm時(shí)不同壓輪半徑環(huán)壓Mises應(yīng)力分布Fig.4 Distribution of Mises stress during circumferential crimping with different radius of circumferential crimping rollers at 2.6 mm circumferential crimping depth

3.2 環(huán)壓深度對(duì)接頭拉伸性能的影響

環(huán)壓輪半徑4.5 mm時(shí)環(huán)壓至1.6、2.0及2.6 mm深度，400 MPa拉應(yīng)力作用下拉伸應(yīng)力云圖如圖5所示。環(huán)壓深度分別為1.6和2.0 mm時(shí)，接頭拉應(yīng)力作用于環(huán)壓輪(見圖5a和圖5b)；環(huán)壓深度2.6 mm時(shí)，連續(xù)管環(huán)壓至貼合，拉應(yīng)力集中于連續(xù)管最后一個(gè)環(huán)壓輪(見圖5c)，易在最后一個(gè)環(huán)壓輪部位產(chǎn)生應(yīng)力集中導(dǎo)致連續(xù)管斷裂。

圖5 環(huán)壓輪半徑4.5 mm時(shí)不同環(huán)壓深度最大Mises應(yīng)力分布Fig.5 Distribution of maximum Mises stress of different circumferential crimping depths at 4.5 mm circumferential crimping roller radius

分析可知，在選擇連續(xù)管環(huán)壓深度時(shí)，應(yīng)避開導(dǎo)致接頭產(chǎn)生應(yīng)力集中的環(huán)壓深度，使拉應(yīng)力均勻分布于壓接接頭3個(gè)環(huán)壓槽凹槽部位，以提高連續(xù)管接頭使用性能。

圖6為環(huán)壓深度1.8 mm，拉應(yīng)力400 MPa時(shí)，壓接接頭最大拉應(yīng)力位置。從圖6可以看出，相同環(huán)壓深度，不同環(huán)壓輪半徑環(huán)壓，拉伸應(yīng)力集中位置相同，均位于可纏繞接頭第一個(gè)環(huán)壓輪與可纏繞接頭接觸部位兩端部。結(jié)合圖4得到，環(huán)壓深度一定，連續(xù)管最大應(yīng)力集中位置相同。

圖6 環(huán)壓深度1.8 mm時(shí)不同環(huán)壓輪半徑環(huán)壓最大Mises應(yīng)力分布Fig.6 Distribution of maximum Mises stress during circumferential crimping with different radius of circumferential crimping rollers at 1.8 mm circumferential crimping depth

3.3 環(huán)壓輪半徑對(duì)壓接接頭Mises應(yīng)力的影響

采用環(huán)壓深度2.2 mm，環(huán)壓輪半徑3.5、4.0、4.5、5.0、5.5及6.0 mm對(duì)連續(xù)管、可纏繞接頭進(jìn)行環(huán)壓，得到環(huán)壓輪半徑對(duì)壓接接頭Mises應(yīng)力的影響，結(jié)果如圖7所示。

由圖7可以看出，隨著環(huán)壓輪半徑的增加，壓接接頭最大Mises應(yīng)力呈現(xiàn)出先增加后減少再增加的趨勢(shì)，環(huán)壓輪半徑4.5 mm時(shí)最小。

圖7 環(huán)壓深度2.2 mm時(shí)不同半徑環(huán)壓輪壓接接頭Mises應(yīng)力Fig.7 Mises stress of crimping joint of different radius of circumferential crimping rollers at 2.2 mm circumferential crimping depth

圖8為環(huán)壓深度2.2 mm，環(huán)壓輪半徑3.5、4.5和6.0 mm時(shí)，連續(xù)管表面Mises應(yīng)力分布圖。從圖8可以看出：當(dāng)環(huán)壓輪半徑為3.5 mm時(shí)，連續(xù)管凹槽底部Mises應(yīng)力最大；隨著環(huán)壓輪半徑的增加，當(dāng)環(huán)壓輪半徑為4.5 mm，壓接接頭Mises應(yīng)力分布較均勻，平均應(yīng)力較低；當(dāng)環(huán)壓輪半徑為6.0 mm時(shí)，壓接接頭最大Mises應(yīng)力出現(xiàn)在連續(xù)管表面。環(huán)壓深度相同時(shí)，環(huán)壓輪尺寸決定壓接接頭應(yīng)力分布狀態(tài)。

圖8 深度2.2 mm時(shí)不同半徑環(huán)壓輪環(huán)壓Mises應(yīng)力分布Fig.8 Distribution of Mises stress during circumferential crimping with different radius of circumferential crimping rollers at 2.2 mm circumferential crimping depth

3.4 環(huán)壓輪半徑對(duì)接頭Mises應(yīng)力的影響

圖9為不同環(huán)壓輪半徑環(huán)壓時(shí)，接頭軸向拉伸最大Mises應(yīng)力變化趨勢(shì)。

圖9 環(huán)壓深度2.2 mm時(shí)不同環(huán)壓輪半徑壓接接頭最大Mises應(yīng)力Fig.9 Maximum Mises stress of crimping joint of different radius of circumferential crimping rollers at 2.2 mm circumferential crimping depth

對(duì)比圖7和圖9可以得到，接頭環(huán)壓最大Mises應(yīng)力與接頭拉伸最大Mises應(yīng)力呈相互對(duì)應(yīng)關(guān)系，即連續(xù)管環(huán)壓后殘余應(yīng)力值越小，接頭抗拉強(qiáng)度越高，符合材料變形規(guī)律。

3.5 環(huán)壓深度和環(huán)壓輪半徑優(yōu)選

采用不同半徑環(huán)壓輪壓接連續(xù)管至不同深度，并對(duì)環(huán)壓接頭進(jìn)行400 MPa拉伸，得到接頭最大承載力，如表2所示。對(duì)表2進(jìn)行分析，可以優(yōu)選連續(xù)管最佳環(huán)壓參數(shù)環(huán)壓深度及環(huán)壓輪半徑。

由表2數(shù)據(jù)得到，接頭拉伸強(qiáng)度與環(huán)壓深度不呈正相關(guān)。對(duì)環(huán)壓和拉伸過程分析可知，連續(xù)管接頭失效或可能失效的原因如下：①環(huán)壓深度1.4 mm，環(huán)壓輪半徑3.5、4.0及4.5 mm時(shí)，壓接接頭最大Mises應(yīng)力達(dá)到連續(xù)管抗拉強(qiáng)度，此類點(diǎn)為環(huán)壓可能失效點(diǎn)；②環(huán)壓深度2.6 mm，環(huán)壓輪半徑5.0、5.5及6.0 mm時(shí)，連續(xù)管受壓輪、可纏繞接頭雙重作用，壓接接頭所受Mises應(yīng)力大于或等于連續(xù)管抗拉強(qiáng)度，如圖4紅色區(qū)域，環(huán)壓直接導(dǎo)致連續(xù)管失效；③表2中部分接頭抗拉強(qiáng)度達(dá)980 MPa，達(dá)到可纏繞接頭屈服強(qiáng)度，接頭最大拉伸強(qiáng)度位于可纏繞接頭環(huán)壓槽兩端。接頭使用過程中，此類應(yīng)力集中點(diǎn)可導(dǎo)致可纏繞接頭接觸區(qū)域發(fā)生變形。因此，在環(huán)壓深度選擇時(shí)，應(yīng)避開此類環(huán)壓深度(1.6、1.8及2.0 mm)。

表2 400 MPa拉應(yīng)力作用下接頭最大承載力Table 2 Maximum bearing capacity of joint under 400 MPa tensile stress

針對(duì)?38.1 mm×3.0 mm連續(xù)管環(huán)壓，環(huán)壓深度不能選擇1.4 mm淺環(huán)壓深度，也不能選擇2.6 mm完全貼合環(huán)壓深度。環(huán)壓深度選擇時(shí)，應(yīng)避開連續(xù)管環(huán)壓和拉伸過程產(chǎn)生的應(yīng)力集中，優(yōu)選環(huán)壓深度2.2 mm較合適。 故優(yōu)選環(huán)壓深度2.2 mm、環(huán)壓輪半徑4.5 mm進(jìn)行環(huán)壓。

4 試驗(yàn)分析

對(duì)環(huán)壓后連續(xù)管與可纏繞接頭進(jìn)行破壞性剖析，由于應(yīng)力釋放，連續(xù)管與可纏繞接頭應(yīng)力變化，連續(xù)管環(huán)壓后應(yīng)力測(cè)量較困難，本文采用連續(xù)管與可纏繞接頭環(huán)壓實(shí)際間距ab、cd、ef與模型測(cè)量數(shù)據(jù)對(duì)比的方式進(jìn)行模型驗(yàn)證。

圖10為連續(xù)管實(shí)際環(huán)壓深度1.43、1.50及1.44 mm情況下實(shí)物局部剖面圖。

圖10 實(shí)際剖開測(cè)量位置Fig.10 Measurement position in physical profile

環(huán)壓次序?yàn)閳D中所示1-2-3環(huán)壓順序，試驗(yàn)采用測(cè)深儀對(duì)環(huán)壓后環(huán)壓深度進(jìn)行測(cè)量，得到實(shí)際環(huán)壓深度；采用游標(biāo)卡尺對(duì)環(huán)壓完成后底部a、c、e內(nèi)徑，b、d、f外徑進(jìn)行測(cè)量，每組數(shù)據(jù)測(cè)量3次取平均，計(jì)算得到實(shí)際環(huán)壓ab間隙、cd間隙及ef間隙，采用實(shí)際測(cè)量數(shù)據(jù)與建模數(shù)據(jù)對(duì)比。

圖11為實(shí)際測(cè)量底部間隙與建模底部間隙對(duì)比圖。圖11中橫坐標(biāo)為次序號(hào)，縱坐標(biāo)為底部間隙值。由圖11可知，不同環(huán)壓深度環(huán)壓后連續(xù)管與可纏繞接頭底部間隙與建模測(cè)量間隙基本一致。

圖11 實(shí)際測(cè)量與建模底部間隙對(duì)比Fig.11 Comparison of bottom clearance between actual measurement and modeling

5 結(jié) 論

(1)不同環(huán)壓深度，接頭抗壓接和拉伸機(jī)理不同；環(huán)壓深度決定接頭最大Mises應(yīng)力和拉應(yīng)力分布位置；相同環(huán)壓深度，環(huán)壓輪半徑?jīng)Q定壓接接頭應(yīng)力分布狀態(tài)。

(2)接頭拉伸強(qiáng)度與環(huán)壓深度不呈正相關(guān)，環(huán)壓深度選擇應(yīng)避開壓接接頭Mises應(yīng)力集中和拉伸應(yīng)力集中導(dǎo)致的連續(xù)管或可纏繞接頭失效點(diǎn)。

(3)針對(duì)?38.1 mm×3.0 mm連續(xù)管環(huán)壓，優(yōu)選環(huán)壓深度2.2 mm、環(huán)壓輪半徑4.5 mm，此時(shí)壓接接頭抗拉強(qiáng)度較高。