呂瑋 張全勝 李玉寶 李娜 趙鵬程 任京文

(1.勝利油田石油工程技術(shù)研究院 2.中國石油大學(xué)(華東)機(jī)電工程學(xué)院)

0 引 言

由于地質(zhì)條件的不同，某些特殊油藏中的石油開采有特殊要求。針對(duì)油田中的碳酸鹽巖地層的奧陶系油藏，油井常用裸眼完井方式。為提高產(chǎn)量需對(duì)地層實(shí)施酸化壓裂措施，但這會(huì)破壞裸眼井壁穩(wěn)定性，導(dǎo)致裸眼井壁發(fā)生坍塌[1]，影響正常生產(chǎn)，因此在壓裂時(shí)需下入套管起支撐保護(hù)井壁的作用，在完成壓裂酸化后，需鉆除井底套管以恢復(fù)裸眼井筒。目前采用常規(guī)鋼制的接箍型套管能滿足支撐保護(hù)井壁的作用，但在鉆磨過程中存在施工難度大，作業(yè)時(shí)間長、費(fèi)用高等問題，而選用鋁合金材料套管可以有效地解決這個(gè)問題[2]。

目前普通鋼制套管產(chǎn)品有很多，也有很多關(guān)于鋼制的特殊螺紋接頭設(shè)計(jì)與研究，但對(duì)于某些油藏在開采中需要的可鉆套管，國內(nèi)外對(duì)此研究較少。2011年，張占國等[2]對(duì)套管偏梯形螺紋接頭的性能、螺紋牙受力分布規(guī)律進(jìn)行了有限元仿真分析，提出了增加完整螺紋段長度以減輕應(yīng)力集中。2016年，竇益華等[3]建立了特殊螺紋接頭的三維有限元分析模型，對(duì)不同扭矩下的螺紋接頭進(jìn)行有限元分析。分析表明，當(dāng)扭矩不足時(shí)，接頭能實(shí)現(xiàn)密封，但此時(shí)輔助密封失效；扭矩過大時(shí)，接頭密封性能較好，但此時(shí)接頭的應(yīng)力較大，容易造成接頭的損壞。2018年，Wei Chen等研究了超深井和大位移井下的密封失效問題，建立了考慮非線性的三維有限元模型，分析發(fā)現(xiàn)預(yù)緊力對(duì)接頭的密封性能有重要影響，軸向載荷的增加會(huì)提高螺紋段的密封性能，同時(shí)會(huì)削弱密封面和扭矩臺(tái)肩上的密封性能。2019年，劉奔等[4]對(duì)鋁合金油管進(jìn)行研究，設(shè)計(jì)了一款接頭加厚的直連型油管接頭，對(duì)接頭的連接與密封性能進(jìn)行了分析。但其接頭部分的厚度較大，加工和下入性能較差，不適用于套管接頭的設(shè)計(jì)。

綜上所述，對(duì)于套管接頭的設(shè)計(jì)與分析已經(jīng)進(jìn)行了一些研究，研究方法包括理論分析、數(shù)值仿真和試驗(yàn)等。但大多數(shù)的研究都是基于API鋼級(jí)，目前對(duì)于其他材料的套管接頭研究并不多，僅有少數(shù)學(xué)者研究了鋁合金在油管與鉆桿上的應(yīng)用。但由于實(shí)際開采的要求，某些情況下需要選用鋁合金金屬材料制作的套管，且對(duì)接頭的密封性能有較高的要求，因此需開展鋁合金材料套管接頭的密封性研究與分析。

1 直連型接頭模型建立及精度驗(yàn)證

1.1 直連型接頭模型建立

直連型接頭采用7075牌號(hào)的鋁合金設(shè)計(jì)。7075牌號(hào)鋁合金在20 ℃下的屈服強(qiáng)度為540 MPa，抗拉強(qiáng)度為600 MPa；在100 ℃下的屈服強(qiáng)度為473 MPa，抗拉強(qiáng)度為550 MPa。螺紋形式為梯形螺紋，螺紋牙數(shù)為13牙，齒高為1.4 mm，螺距為6牙/in，承載面和導(dǎo)向面角度分別為3°和6°，錐度成1∶16。采用齒頂面與齒根面過盈接觸的配合方式。臺(tái)肩面選用逆向臺(tái)肩結(jié)構(gòu)，逆向臺(tái)肩的臺(tái)肩角范圍為-15°～ 0°，采用錐面-錐面的密封結(jié)構(gòu)形式[5-6]。

套管接頭為復(fù)雜螺旋曲面形成的幾何實(shí)體，為降低計(jì)算量提高計(jì)算效率，采用二維軸對(duì)稱模型進(jìn)行接頭性能分析，摩擦因數(shù)為0.1，利用上扣扭矩與過盈有定量的關(guān)系來模擬上扣扭矩。而對(duì)于軸向載荷和內(nèi)外壓載荷則直接施加在相應(yīng)作用面上。接頭分析的邊界條件為將接頭一端(A端)設(shè)置為軸向固定、徑向自由的約束，如圖1所示。而對(duì)接頭的載荷加載需分為2步：第一步是施加接頭的上扣扭矩，設(shè)置螺紋、密封和扭矩臺(tái)肩的過盈以模擬上扣扭矩；第二步是在施加上扣扭矩基礎(chǔ)上，由具體分析內(nèi)容在相應(yīng)作用面施加軸向載荷或內(nèi)外壓載荷[7-8]。

圖1 邊界條件與載荷施加示意圖Fig.1 Schematic diagram of boundary conditions and loading

1.2 仿真模型試驗(yàn)驗(yàn)證

采用套管內(nèi)加壓的方法代替軸向拉伸載荷，對(duì)3根?121 mm×8 mm的圓螺紋套管接頭進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。設(shè)計(jì)了如圖2所示的試驗(yàn)方案，動(dòng)力系統(tǒng)主要由試壓泵和穩(wěn)壓罐組成，試驗(yàn)系統(tǒng)由水箱和固定夾鉗組成；水箱實(shí)現(xiàn)了控溫和安全防護(hù)的作用，固定夾鉗起到固定試樣的作用。

恒溫安全水箱設(shè)置溫度為20 ℃(即室溫)，啟動(dòng)試壓泵，開始以6 MPa為增量進(jìn)行連續(xù)加壓；加壓到30 MPa時(shí)，以2 MPa為增量進(jìn)行增壓，觀察套管短節(jié)螺紋處是否斷裂，當(dāng)螺紋斷裂時(shí)即停止加壓。斷裂后的形貌如圖3所示。

1—電動(dòng)試壓泵；2—穩(wěn)壓罐；3—壓力表；4—壓力控制閥；5—管線；6—套管接頭試樣；7—恒溫安全水箱；8—絲堵；9—固定夾鉗；10—加壓接頭。圖2 試驗(yàn)方案圖Fig.2 Test scheme

圖3 接頭斷裂圖Fig.3 Joint fracturing

利用有限元建立同試樣尺寸相同的分析模型，仿真結(jié)果如圖4所示。試驗(yàn)與有限元分析結(jié)果對(duì)比如表1所示。

圖4 仿真結(jié)果圖Fig.4 Simulation results

表1 試驗(yàn)與有限元結(jié)果對(duì)比Table 1 Test and finite element simulation results

由表1可以看出，有限元結(jié)果比試驗(yàn)值偏大，這是由零件加工誤差等因素引起的。但有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相對(duì)誤差為8.85%，有限元分析結(jié)果滿足要求，表明有限元參數(shù)設(shè)置合理。

2 結(jié)構(gòu)參數(shù)影響分析

2.1 密封面角度影響

當(dāng)密封面角度較小，產(chǎn)生相同過盈量時(shí)，需較長的上扣量，綜合考慮選擇密封面的角度為8°～20°。取?139.7 mm×12.5 mm的套管作為研究對(duì)象，在進(jìn)行分析設(shè)置時(shí)，通過過盈量來控制上扣。上扣時(shí)螺紋部分徑向過盈量為0.155 mm，主密封面的徑向過盈量為0.35 mm，扭矩臺(tái)肩為直角臺(tái)肩，扭矩臺(tái)階面的軸向過盈量為0.04 mm，并在軸向施加200 kN的拉力，分析在上扣和上扣加拉伸時(shí)的密封性能[9]。結(jié)果如圖5所示。

圖5 密封面角度對(duì)密封性能的影響Fig.5 Influences of sealing surface angle on sealing performance

由圖5可知，在上扣和上扣+拉伸2種工況下，隨著密封面角度的增加，密封面的最大接觸壓力呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢，而密封面的接觸強(qiáng)度先小幅增加后呈現(xiàn)降低的趨勢。在密封面角度為16°時(shí)，雖然上扣工況下的密封強(qiáng)度不是最大，但在拉伸工況下其密封強(qiáng)度接近最大，且此時(shí)密封面的接觸壓力達(dá)到最大，因此將密封面角度選為16°。

2.2 密封面長度影響

過長的密封長度將會(huì)造成加工和裝配的復(fù)雜性，因此需考慮密封面長度對(duì)密封性的影響。根據(jù)所設(shè)計(jì)的接頭尺寸，將密封長度范圍限定在2.0～3.5 mm之間。將套管尺寸、上扣扭矩過盈量和軸向載荷同上述分析成同樣參數(shù)，并將密封面角度取為16°，分析得到不同密封面長度下的接觸壓力的分布，如圖6所示。

由圖6可知，隨著密封面長度的增加，在上扣和上扣+拉伸2種工況下，其最大接觸壓力和密封強(qiáng)度均有所上升，這表明在尺寸允許范圍內(nèi)，增大密封面的長度可提高密封性能，因此將密封面的長度設(shè)為3.5 mm。

圖6 密封面長度對(duì)密封性的影響Fig.6 Influences of sealing surface length on sealing performance

2.3 扭矩臺(tái)肩角度影響

在扭矩臺(tái)肩設(shè)計(jì)時(shí)，以直角臺(tái)肩和逆向臺(tái)肩作為設(shè)計(jì)方案，直角臺(tái)肩和逆向臺(tái)肩均為面接觸，因此可以將直角臺(tái)肩視為逆向角為0°的特殊逆向臺(tái)肩，逆向角越小，加工越困難，通常逆向角的范圍為-15°～0°。通過有限元分析，分析逆向角不同時(shí)的特性，優(yōu)選合理的臺(tái)肩角度，更好地發(fā)揮扭矩臺(tái)肩的密封效果。

扭矩臺(tái)肩對(duì)主密封面不僅有保護(hù)作用，還能影響密封面的密封性能。圖7為扭矩臺(tái)肩角度對(duì)密封面密封性能的影響。在上扣和上扣+拉伸2種工況下，隨著扭矩臺(tái)肩角度的增加，密封面的最大的接觸壓力和密封強(qiáng)度均呈現(xiàn)下降趨勢，因此選擇小的扭矩臺(tái)肩角度可以提高主密封面的密封性能[10-13]。

圖7 臺(tái)肩角對(duì)密封面密封性的影響Fig.7 Influences of torque shoulder angle on sealing performance

3 過盈量影響分析

3.1 密封面過盈量影響

為分析密封面過盈量對(duì)接頭的密封性能的影響，首先研究密封面不同法向過盈量時(shí)，其上的接觸壓力和密封強(qiáng)度的變化情況，結(jié)果如圖8和圖9所示。密封面過盈量對(duì)接頭應(yīng)力的影響如圖10所示。

圖9 密封面過盈量對(duì)密封強(qiáng)度影響Fig.9 Influences of sealing surface interference on sealing strength

從圖8可知，在密封面長度上接觸壓力呈現(xiàn)不均勻分布，隨著密封面過盈量的增加，接觸壓力分布不均勻的現(xiàn)象并未得到改善，但隨著密封面過盈量的增加，最大接觸壓力顯著增加。

從圖9可知，隨著密封面過盈量的增加，密封強(qiáng)度顯著提高。通過上述分析可知，增大密封面的過盈量可增加密封的可靠性。

圖10 密封面過盈量對(duì)接頭應(yīng)力的影響Fig.10 Influences of sealing surface interference on joint stress

由圖10可知，隨著密封面過盈量的增加，接頭的應(yīng)力隨之增加。為防止較大的塑性變形使接頭密封面產(chǎn)生破壞，因此應(yīng)使接頭的最大應(yīng)力應(yīng)小于材料的屈服強(qiáng)度，密封面的過盈量設(shè)計(jì)為0.4 mm。

3.2 臺(tái)肩面過盈量影響

為分析臺(tái)肩面過盈量對(duì)接頭的密封性能的影響，首先研究不同臺(tái)肩面過盈量時(shí)，密封面上的接觸壓力變化情況，結(jié)果如圖11、圖12、圖13所示。

圖11 臺(tái)肩面過盈量對(duì)密封強(qiáng)度影響Fig.11 Influences of shoulder surface interference on contact pressure distribution

由圖11可知臺(tái)肩面過盈量的增加，接觸壓力有一定程度的增加，但最大接觸壓力增加不顯著。由圖12可知，隨著臺(tái)肩面過盈量的增加，密封強(qiáng)度有所提高，當(dāng)扭矩臺(tái)肩過盈量超過0.1 mm后，密封強(qiáng)度的增長速率有所降低。由此可以得到，適當(dāng)增加臺(tái)肩面過盈量可增強(qiáng)密封面的密封性能。

圖12 臺(tái)肩面過盈量對(duì)密封強(qiáng)度影響Fig.12 Influences of shoulder surface interference on sealing strength

圖13 不同臺(tái)肩面過盈量對(duì)接頭應(yīng)力的影響Fig.13 Influences of shoulder surface interference on joint stress

根據(jù)圖13可知，隨著套管螺紋扭矩臺(tái)肩面過盈量的增加，密封面的應(yīng)力也隨之增大。為了防止較大的塑性變形使套管螺紋接頭密封面產(chǎn)生破壞，應(yīng)使接頭的最大應(yīng)力盡可能小于材料的屈服強(qiáng)度。從圖13可以發(fā)現(xiàn)：當(dāng)臺(tái)肩面過盈量為0.06 mm時(shí)，上扣后密封面處最大應(yīng)力為471.28 MPa，接近材料的屈服強(qiáng)度473 MPa；當(dāng)臺(tái)肩面過盈量為0.08 mm時(shí)，套管螺紋上扣后密封面處最大應(yīng)力473.36 MPa，稍微大于材料的屈服強(qiáng)度。因此可得臺(tái)肩面過盈量范圍在為0.06～0.08 mm時(shí)，可以在滿足強(qiáng)度要求的前提下獲得更高的密封強(qiáng)度。

4 載荷作用影響分析

4.1 軸向拉伸載荷下密封性分析

以100 kN增量逐步增加軸向拉力，得到軸向載荷變化對(duì)不同壁厚的密封性能的影響，結(jié)果如圖14所示。隨著軸向拉力的增加，最大接觸壓力和密封強(qiáng)度均呈現(xiàn)下降趨勢，這表明軸向載荷對(duì)密封性能的影響較大，在有軸向載荷時(shí)應(yīng)注意考慮軸向載荷對(duì)密封性能的影響。此外在同一軸向拉力下，隨著壁厚的增大，套管接頭的最大接觸壓力和密封強(qiáng)度也逐漸增大，因此選擇壁厚較大的套管接頭可獲得較好的密封性能[14-15]。

圖14 軸向拉力對(duì)密封性能影響Fig.14 Influences of axial tension on sealing performance

4.2 軸向壓縮載荷下密封性分析

以?139.7 mm×12.5 mm 和?139.7 mm×13.5 mm的接頭作為分析對(duì)象，分析不同軸向壓縮載荷時(shí)接頭的密封性能，得到軸向壓力變化對(duì)套管螺紋最大接觸壓力和密封強(qiáng)度的影響，所得結(jié)果如圖15所示。

圖15 軸向壓力對(duì)密封性能影響Fig.15 Influences of axial compression on sealing performance

由圖15可得，隨著軸向壓力的增加，最大接觸壓力有所增加，并且其密封強(qiáng)度也隨軸向壓力的增加而增加。因此在受壓工況下，接頭的密封性能優(yōu)于最佳上扣時(shí)的密封性能，此時(shí)接頭的密封性良好，所以在此種工況下不需要考慮軸向壓力對(duì)密封性能削弱作用。

4.3 內(nèi)壓載荷下密封性分析

內(nèi)壓增大使密封面應(yīng)力增大可能會(huì)引起密封面失效，所以以尺寸為?139.7 mm×12.5 mm的鋁合金接頭和?139.7 mm×13.5 mm的鋁合金接頭作為研究對(duì)象，分析內(nèi)壓變化對(duì)不同壁厚接頭的密封性能影響，對(duì)分析得到的數(shù)據(jù)進(jìn)行處理可得內(nèi)壓對(duì)密封性能的影響如圖16所示。

由圖16a可知，隨著內(nèi)壓載荷的增加，接頭的最大接觸壓力呈現(xiàn)先增加后降低的趨勢，這是因?yàn)樵趦?nèi)壓作用時(shí)，接頭密封面的應(yīng)力較大，對(duì)密封面的接觸壓力產(chǎn)生了影響，雖然最大接觸壓力有降低的趨勢，但是其壓力值仍接近或大于內(nèi)壓為0時(shí)的接觸壓力。

由圖16b可知，隨著密封強(qiáng)度隨內(nèi)壓的增加而增加，這說明在內(nèi)壓作用下，密封面的接觸壓力有變均勻的趨勢。綜上，在內(nèi)壓工況下套管接頭密封性能沒有下降，因此不需考慮內(nèi)壓對(duì)密封性削弱的影響。

4.4 外壓載荷下密封性分析

為分析不同外壓作用下對(duì)套管接頭的密封性能影響，以尺寸?139.7 mm×12.5 mm和?139.7 mm×13.5 mm的套管接頭作為研究對(duì)象對(duì)分析得到的數(shù)據(jù)進(jìn)行處理可得外壓對(duì)密封性能的影響如圖17所示。由圖17可知，隨著外壓的增加，接頭密封面上的最大接觸壓力先增大后減小，當(dāng)外擠壓力較大時(shí)密封面上的最大接觸壓力小于僅在上扣扭矩作用時(shí)的最大接觸壓力，密封強(qiáng)度隨著壓力的增加也呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，但密封強(qiáng)度整體與僅在上扣時(shí)的密封強(qiáng)度接近，因此可在使用時(shí)不考慮外壓作用對(duì)密封性能削弱的影響。

圖17 外壓對(duì)密封性能的影響Fig.17 Influences of external pressure on sealing performance

5 結(jié) 論

(1)密封面角度為16°，密封面長度為3.5 mm，扭矩臺(tái)肩角度為逆向角-15°，密封面過盈量為0.4 mm，扭矩臺(tái)肩面過盈量為0.06～0.08 mm時(shí)接頭的密封性能較好；適當(dāng)?shù)卦龃竺芊饷骈L度，減小扭矩臺(tái)肩面角度有利于增加密封性能。在上扣后密封面應(yīng)力不超過材料屈服強(qiáng)度的前提下，增加密封面過盈量有利于增加密封性能。

(2)在軸向拉伸載荷、軸向壓縮載荷、內(nèi)壓載荷、外壓載荷4種工況下，接頭的密封性可以滿足使用要求。軸向拉伸載荷作用對(duì)其密封性能的影響最大，而軸向壓縮載荷、內(nèi)壓載荷和外壓載荷對(duì)密封性能影響可不予考慮。