鄭 杰， 竇益華， 任豐偉， 萬志國， 畢 成， 楊 旭

(1.西安石油大學(xué)機械工程學(xué)院， 西安 710065； 2.西安特種設(shè)備檢驗檢測院， 西安 710065； 3.西北工業(yè)大學(xué)動力與能源學(xué)院， 西安 710072)

連續(xù)油管作業(yè)技術(shù)已成為長慶區(qū)域井下作業(yè)不可或缺的重要技術(shù)，近年來，部分水平井在連續(xù)油管下入、鉆塞等施工過程中，連續(xù)油管頻繁出現(xiàn)自鎖現(xiàn)象(如蘇東42-54H2井)，導(dǎo)致連續(xù)油管無法達到預(yù)定位置，不僅降低了施工效率，且增加了復(fù)雜故障處理成本[1-2]。Sondex、Welltec、Maritime Well Service、Schlumberger、ExproGroup、Western Well Tool等公司已研制了多種井下牽引器[3]。Liu等[4-5]和劉清友等[6-7]對水平井爬行器的控制模塊、驅(qū)動模塊、牽引模塊等做了大量系統(tǒng)的研究；張書揚[8]、曾華軍[9]、祝效華等[10]針對水平井牽引器相關(guān)的關(guān)鍵技術(shù)展開了相關(guān)研究；孫文[11]、常玉連等[12]、白相林等[13]基于虛擬樣機的井下牽引器進行了仿真模擬；鄭杰等[14]基于流體力學(xué)原理提出了井下連續(xù)油管液壓渦輪式牽引器；侯學(xué)軍等[15]設(shè)計了一種適合于微小井眼連續(xù)油管鉆井牽引機器人；何俊江[16]針對伸縮式井下牽引器，研究了井下無線通信及控制系統(tǒng)。此外，大部分井下牽引器的動力驅(qū)動機構(gòu)一直受限于井下的高溫高壓及小尺寸等因素[17]。受井下空間的限制，液壓伸縮式可為牽引器提供較大牽引力，但均需使用下入井電纜控制牽引器的動作，且單節(jié)牽引器長度較長，因此，現(xiàn)創(chuàng)新提出自激式液壓控制回路，無需電纜，采用純機械位置的限制，來實現(xiàn)牽引器協(xié)調(diào)控制相關(guān)動作，工作液在牽引器中心管內(nèi)過液，外部反排，在井下作業(yè)時有效地保證了液體循環(huán)，不僅能滿足鉆磨，施加鉆壓。而且液壓驅(qū)動也保證了足夠牽引力，最終設(shè)計目標使牽引器可在51/2″套管中平穩(wěn)行進，最大牽引力達到10 000 N。

1 液壓驅(qū)動CT 牽引器系統(tǒng)設(shè)計

表1對比了中外著名企業(yè)設(shè)計的井下牽引器。在全面分析中外牽引器的基礎(chǔ)上，相比較于同類產(chǎn)品的作業(yè)性能，本文研究中的連續(xù)油管液壓伸縮式牽引器具有足夠的牽引力，可以滿足通過液壓力施加鉆壓，實現(xiàn)井下連續(xù)油管鉆塞目的，具有較強的適應(yīng)性。牽引器采用機械液壓伸縮式，行動更加快速、靈活，徑向尺寸小，對井下環(huán)境具有較強的適應(yīng)性。同時，牽引器下部可連接相關(guān)的井下作業(yè)工具串，利用流經(jīng)增壓腔的液體為下部工具組合提供液壓力，滿足帶壓作業(yè)的相關(guān)要求，如圖1所示。

表1 井下牽引器牽引性能對照表Table 1 Comparison table of downhole tractor traction performance

圖1 液壓伸縮式連續(xù)油管牽引器整體設(shè)計Fig.1 Integral design of hydraulic telescopic coiled tubing tractor

1.1 整體結(jié)構(gòu)設(shè)計

液壓伸縮式連續(xù)油管牽引器主要包括4部分：接頭部分、鎖緊機構(gòu)、伸縮往復(fù)機構(gòu)、牽引機構(gòu)，如圖2所示。連續(xù)油管與打撈頸連接，接頭部分包括打撈頸、鎖緊卡瓦、密封接頭、斜接頭。鎖緊機構(gòu)包括卸油口滑套、楔形燕尾滑塊、燕尾滑塊、燕尾滑塊擋圈、壓縮彈簧、左側(cè)外套筒。伸縮往復(fù)機構(gòu)包括內(nèi)活塞滑套、空心活塞定位擋環(huán)、空心活塞、卡環(huán)。牽引機構(gòu)包括內(nèi)活塞滑套二、牽引活塞、壓縮彈簧、牽引滑套、右中心管。燕尾滑塊右側(cè)與卸油口滑套相接，左側(cè)與燕尾滑塊擋圈相接。壓縮彈簧一端固定在斜接頭的右側(cè)，另一端頂住燕尾滑塊擋圈。楔形燕尾滑塊通過楔形槽嵌在燕尾滑塊之上。

1為連續(xù)油管；2為接頭部分包括打撈頸；3為鎖緊卡瓦；4為密封接頭；5為斜接頭；6為壓縮彈簧；7為左側(cè)外套筒；8為燕尾滑塊擋圈；9為燕尾滑塊；10為楔形燕尾滑塊；11為密封裝置；12為空心活塞；13為卸油口滑套；14為內(nèi)活塞滑套1；15為空心活塞定位擋環(huán)；16為內(nèi)活塞滑套2；17為空心活塞；18為中心管；19為卡環(huán)；20為法蘭；21為右側(cè)外套筒；22為右中心管；23為內(nèi)活塞滑套二；24為外密封裝置；25為內(nèi)密封裝置；26為壓縮彈簧；27為牽引滑套；28為牽引活塞；A為前進油口；A′為前卸油口；B為后進油口；B′為后卸油口圖2 液壓伸縮式連續(xù)油管牽引器總裝配圖Fig.2 General assembly drawing of hydraulic telescopic coiled tubing tractor

燕尾滑塊的底部開有楔形槽可以嵌入楔形燕尾滑塊的楔形塊內(nèi)，并可以沿著楔形塊滑動，如圖3所示。內(nèi)活塞滑套套在中心管上，左端與卸油口滑套固定?？招幕钊ㄎ粨醐h(huán)固定在內(nèi)活塞滑套的凹槽中，空心活塞一端套入內(nèi)活塞滑套，空心活塞定位擋環(huán)對其進行限位，空心活塞的另一端與右側(cè)外套筒固定。內(nèi)活塞滑套二套入右中心管，牽引活塞套入內(nèi)活塞滑套二，內(nèi)活塞滑套二右端凸起對牽引滑套限位。壓縮彈簧一端與內(nèi)活塞滑套二的凸起接觸，另一端頂住牽引滑套。牽引滑套與右中心管的最右端固定。

圖3 燕尾滑塊與楔形燕尾滑塊Fig.3 Dovetail slider and wedge-shaped dovetail slider

1.2 液壓伸縮式連續(xù)油管牽引器工作原理分析

如圖2 所示，工作時，進油口A進油，楔形燕尾滑塊推動燕尾滑塊與井壁接觸并鎖止，同時空心活塞伸出達到伸長狀態(tài)，推動內(nèi)活塞滑套二打開進油口B，卡環(huán)對伸出位置限位。進油口A和B同時進油，當空心活塞伸長到極限位置時卸油口A′打開，楔形燕尾滑塊在壓縮彈簧作用下收回。進油口B進油使右鎖緊機構(gòu)鎖緊，同時推動牽引活塞右移達到極限位置后拉動中心管二完成牽引動作。牽引到達極限位置后，卸油口B′進行泄油，右鎖緊機構(gòu)收回，牽引器回到初始狀態(tài)，如圖4所示。

圖4 牽引器運動示意圖Fig.4 Schematic diagram of tractor movement

(1)如圖4(a)所示，前進油口A打開，前卸油口A′關(guān)閉，后進油口B關(guān)閉，后卸油口B′打開，前后燕尾滑塊處于收縮狀態(tài)，牽引器處于初始狀態(tài)。

(2)如圖4(b)所示，前進油口A進油，高壓油推動楔形燕尾滑塊向前移動壓縮彈簧，同時楔形燕尾滑塊帶動燕尾滑塊伸出并與井壁接觸，此時牽引器處于鎖緊狀態(tài)。

(3)如圖4(c)所示，前進油口A繼續(xù)進油，楔形燕尾滑塊移動到極限位置后，高壓油繼續(xù)推動空心活塞向前移動，此時牽引器處于伸長狀態(tài)。

(4)如圖4(d)所示，空心活塞同時帶動內(nèi)活塞滑套向前移動，內(nèi)活塞滑套上同時固定有卸油口滑套。當空心活塞移動到極限位置時，前進油口A關(guān)閉，前卸油口A′打開，楔形燕尾滑塊在彈簧彈力的作用下向后移動并帶動燕尾滑塊收縮。與此同時，后進油口B打開，后進油口B進油，類似于動作圖4(b)，后燕尾滑塊與井壁接觸，此時牽引器處于鎖緊狀態(tài)。

(5)如圖4(e)所示，后進油口B繼續(xù)進油，高壓油推動牽引活塞向前移動，牽引活塞通過壓縮彈簧推動牽引滑套，牽引滑套通過螺紋連接拉動中心管向前移動，此為牽引動作。當牽引器運動到極限位置，后卸油口B′打開，后進油口B在壓縮彈簧的作用下關(guān)閉，后燕尾滑塊在彈簧作用下收縮。中心管向前移動，此時前進油口A打開，前卸油口A′關(guān)閉，牽引器完成牽引動作回到初始狀態(tài)。

2 牽引器燕尾滑塊設(shè)計及仿真

結(jié)合有限元數(shù)值模擬技術(shù)分析牽引器燕尾滑塊及其接觸位置的套管，可以更加直觀地了解牽引器燕尾滑塊工作時的真實受力狀態(tài)。運用SolidWorks三維建模軟件建立燕尾滑塊與套管接觸的幾何模型，并劃分好網(wǎng)格，同時導(dǎo)入ANSYS Workbench有限元分析軟件，對燕尾滑塊與套管進行有限元數(shù)值模擬分析。

2.1 材料屬性

利用ANSYS Workbench中的靜力學(xué)模塊對連續(xù)油管牽引器燕尾滑塊進行力學(xué)分析。導(dǎo)入模型之后進行燕尾滑塊機構(gòu)材料屬性設(shè)定，其中燕尾滑塊材料為35CrMo，此材料具有很高的強度及韌性。套管材料選擇為42CrMo，具體材料的力學(xué)參數(shù)如表2所示。

表2 材料的力學(xué)參數(shù)Table 2 Mechanical parameters of materials

2.2 有限元前處理

有限元模擬主要對不同齒形的牽引器燕尾滑塊進行受力仿真，分別考慮齒形角α=30°、45°和60°時，燕尾滑塊對于套管的損傷情況，以得到最優(yōu)齒形的燕尾滑塊結(jié)構(gòu)，前處理部分以α=30°齒形燕尾滑塊為例，其他兩種齒形的燕尾滑塊計算類似。

2.2.1 網(wǎng)格劃分

使用ANSYS Workbench對連續(xù)油管牽引器燕尾滑塊進行建模，利用ANSYS Workbench網(wǎng)格模塊自動生成網(wǎng)格，考慮燕尾滑塊與套管接觸處應(yīng)力集中，網(wǎng)格形狀為四面體和接觸兩種，在生成網(wǎng)格之后對燕尾滑塊與套管接觸處進行局部網(wǎng)格細化，最終網(wǎng)格劃分情況如圖5所示。

圖5 接觸網(wǎng)格Fig.5 Contact grid

2.2.2 邊界條件

由于在有限元分析時需要進行接觸關(guān)系的設(shè)定，牽引器燕尾滑塊與套管為線面接觸。根據(jù)實際情況，將有限元分析各部分接觸屬性設(shè)置為Frictional，選擇增強拉格朗日增強算法Augmented Lagrange method，摩擦系數(shù)0.15，其余值設(shè)為默認值。牽引器在工作過程中，套管不會存在旋轉(zhuǎn)及軸向和徑向的位移，因此對套管施加固定約束；根據(jù)牽引器工作原理，對燕尾滑塊下端兩個面施加26 MPa的壓力，如圖6所示。

圖6 邊界條件Fig.6 Boundary condition

2.3 燕尾滑塊齒形有限元模擬計算

經(jīng)以上分析，由圖7和表3可以得到：同等條件下，45°齒形燕尾滑塊等效應(yīng)力最大；30°和60°齒形燕尾滑塊等效應(yīng)力相差不大，因此，選擇45°齒形燕尾滑塊。

圖7 燕尾滑塊等效應(yīng)力計算云圖Fig.7 Cloud chart of equivalent stress calculation of dovetail slider

表3 等效應(yīng)力計算結(jié)果Table 3 Calculation results of equivalent stress

2.4 連續(xù)油管錨定機構(gòu)有限元模擬計算

圖8和圖9為楔形燕尾鎖緊機構(gòu)和牽引器錨定機構(gòu)，圖10對套管及牽引器錨定機構(gòu)進行有限元模擬計算，當施加在牽引器錨定機構(gòu)端面的流體壓力為2.85 MPa時，最大附加牽引力可達到10 000 N，牽引器錨定機構(gòu)的最大等效應(yīng)力為171.7 MPa，牽引器錨定機構(gòu)的伸縮爪與套管內(nèi)壁深度咬合，且內(nèi)壁的最大等效應(yīng)力為18.5 MPa。結(jié)果表明，伸縮爪與套管材料的等效應(yīng)力均小于伸縮爪與套管各自的屈服極限，可以安全使用。

圖8 楔形燕尾鎖緊機構(gòu) Fig.8 Wedge-shaped dovetail locking mechanism

圖9 牽引器錨定機構(gòu)Fig.9 Retractor anchoring mechanism

圖10 套管及錨定機構(gòu)等效應(yīng)力云圖Fig.10 Equivalent stress cloud diagram of casing and anchoring mechanism

2.5 附加牽引力計算

有附加牽引力時連續(xù)油軸向力F(z)為

(1)

式(1)中：Ftr為牽引器提供的輔助牽引力，N；E為

連續(xù)油管彈性模量，MPa；I為連續(xù)油管慣性矩，m4；qf為連續(xù)油管微元浮重，N/m；μ為管內(nèi)(外)流體動力黏度，Pa·s；δ為徑向間隙，m;zh為連續(xù)油管沿井眼方向的垂深，m。

以彎曲段和水平段為例，當附加牽引力為10 000 N時，連續(xù)油管的極限延伸長度。采用P110鋼級，51/2″×9.17 mm套管，工作介質(zhì)滑溜水，密度為1.08×103kg/m3，彈性模量2.06×1011Pa，摩擦系數(shù)0.3。設(shè)彎曲段的造斜率為6°/30 m，管柱末端軸向力為0，即連續(xù)油管的極限長度。計算結(jié)果表明：對于Φ38.1 mm、Φ44.5 mm、Φ50.8 mm、Φ60.3 mm的連續(xù)油管，當連續(xù)油管與井壁之間的摩擦阻力大于附加牽引力時，連續(xù)油管達到極限下入深度。

在10 000 N的附加牽引力下，連續(xù)油管的最大極限下入深度分別延伸1 328、1 107、973、810 m，如圖11所示。

圖11 附加牽引力對下入深度的影響Fig.11 The effect of additional traction on the depth of entry

2.6 鎖止過程動力學(xué)仿真

基于建立的水平井連續(xù)油管牽引器鎖緊機構(gòu)的三維物理模型，使用SolidWorks插件，進行剛體定義，對約束副、鉸鏈點進行創(chuàng)建；將建立好的模型導(dǎo)入ADAMS/View，同時，設(shè)定材料、質(zhì)量等。檢查并確認創(chuàng)建的模型無信息丟失，設(shè)定各個零件的名稱，及對應(yīng)的物理屬性，添加各個約束、力和力矩與物理樣機保持一致，最終模型有驅(qū)動力1個，固定連接3個，滑移副6個，等效阻力1個和 接觸力6個。

由圖12可以看出，水平井牽引器在鎖止過程中4個滑塊能保持同一速率伸出，說明了該水平井牽引器本身結(jié)構(gòu)設(shè)計的穩(wěn)定性和緊湊性。當添加10 000 N的牽引力時，各個滑塊的速率在0.02 s以內(nèi)就可以達到最大116 m/s，然后根據(jù)實際工況(套管直徑)，就可以計算得出該水平井牽引器一個運動周期所需要的時間，為該水平井牽引器牽引一定距離所需要的時間提供依據(jù)。

圖12 各滑塊鎖止過程速度變化圖Fig.12 The speed change diagram of each slider during the locking process

由圖13可以看出，水平井牽引器在鎖止過程中各個滑塊所受的支撐力變化。在需要10 000 N的牽引力時，從圖13中可以看出，所受的支撐力需要達到43 812 N，由于模擬仿真的物理模型與具體實物存在一定誤差，致使自身的恢復(fù)力偏大，可以認為仿真模擬結(jié)果與理論支撐力基本一致。但是，由于該水平井牽引器是楔形滑塊鎖止，所需支撐力需要大于43 812 N，水平井牽引器才能鎖止成立，因此說明水平井牽引器牽引鎖止力學(xué)分析的正確性。

圖13 各滑塊鎖止過程支撐力變化圖Fig.13 Support force change diagram of each slider during locking process

3 結(jié)論

(1)為滿足井下牽引器對大牽引力、井下適應(yīng)性、通過性、越障能力的要求，創(chuàng)新提出了自激式液壓控制回路(無電纜)，通過中心管內(nèi)過工作液，外部反排，來實現(xiàn)牽引器協(xié)調(diào)控制相關(guān)動作，采用一種楔形燕尾滑槽彈性支撐結(jié)構(gòu)，以適應(yīng)井徑變化同時滿足障礙通過性。

(2)通過SolidWorks建立連續(xù)油管牽引器三維建模，使用Ansys分析了套管及錨定機構(gòu)的最大安全接觸應(yīng)力，應(yīng)用Adams軟件建立牽引器的虛擬樣機，對牽引器進行了運動模擬仿真分析。結(jié)果表明: 該牽引器可以在51/2″套管中按設(shè)定目標平穩(wěn)行進，最大牽引力可以達到10 000 N。