劉言理， 聶上振， 齊月魁， 楊延征， 高振強(qiáng)

(1.中國(guó)石油大港油田分公司石油工程研究院，天津 300280；2.中國(guó)石油大港油田分公司第六采油廠，天津 300280)

套損井多次補(bǔ)貼用可變徑膨脹錐設(shè)計(jì)與性能分析

劉言理1， 聶上振1， 齊月魁1， 楊延征1， 高振強(qiáng)2

(1.中國(guó)石油大港油田分公司石油工程研究院，天津 300280；2.中國(guó)石油大港油田分公司第六采油廠，天津 300280)

針對(duì)套損井已補(bǔ)貼段下方無法進(jìn)行多次補(bǔ)貼的問題，設(shè)計(jì)了一種可變徑膨脹錐，以實(shí)現(xiàn)膨脹工具小直徑入井、大直徑膨脹，從而達(dá)到對(duì)套損井多次補(bǔ)貼的目的。在設(shè)計(jì)可變徑膨脹錐結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，建立了膨脹錐閉合過程中的力學(xué)計(jì)算模型和運(yùn)動(dòng)計(jì)算模型，得到了膨脹力與推力、楔形角、摩擦系數(shù)的函數(shù)關(guān)系及推力與約束力、摩擦系數(shù)的函數(shù)關(guān)系。計(jì)算結(jié)果表明，可變徑膨脹錐的膨脹力是推力的1.53倍，端面摩擦系數(shù)由0.1增大至0.4過程中推力增大8.8 kN，由0.5增大至0.8過程中推力增大19.0 kN，膨脹錐最大應(yīng)力454 MPa。樣機(jī)室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果表明，該工具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)合理，啟動(dòng)壓力3～5 MPa，完全閉合壓力52 MPa，膨脹錐最大外徑由188.0 mm增大至220.0 mm，與常規(guī)膨脹錐尺寸相同，膨脹率達(dá)17.02%。研究結(jié)果表明，可變徑膨脹錐的膨脹力隨推力增大而線性增大，能夠?qū)崿F(xiàn)膨脹工具小直徑入井、大直徑膨脹，進(jìn)一步降低閉合壓力后具有廣闊的應(yīng)用前景。

套損井；套管補(bǔ)貼；可變徑；膨脹錐；力學(xué)分析；樣機(jī)試驗(yàn)

膨脹管補(bǔ)貼技術(shù)出現(xiàn)于20世紀(jì)80年代末，主要用于修復(fù)破損漏失套管、封堵射孔段套管、側(cè)鉆井膨脹管完井、封堵鉆井復(fù)雜層位等[1-2]。大港油田已進(jìn)入開發(fā)中后期，套損情況較為常見，目前登記在冊(cè)的套損井?dāng)?shù)占該油田油水井總數(shù)的19.45%。近3年來，膨脹管補(bǔ)貼技術(shù)已在大港油田成功應(yīng)用30井次，但對(duì)于新套損點(diǎn)在已補(bǔ)貼段下方的情況，目前無法進(jìn)行二次補(bǔ)貼或多次補(bǔ)貼，情況嚴(yán)重時(shí)只得廢棄油井。因此，急需一種使膨脹工具小直徑入井、大直徑膨脹補(bǔ)貼的可變徑膨脹錐，從而實(shí)現(xiàn)套損井多次補(bǔ)貼。唐興波等人[3]研究了可變徑膨脹工具的基本結(jié)構(gòu)，對(duì)楔形角和長(zhǎng)度進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)；鄭濤[4]利用有限元分析方法，分析了可變徑膨脹錐變徑滑塊斷裂的原因。但上述研究都沒有對(duì)可變徑膨脹錐的力學(xué)特性和運(yùn)動(dòng)特性進(jìn)行研究，沒有對(duì)膨脹力和所需推力進(jìn)行分析計(jì)算，因而無法對(duì)變徑錐結(jié)構(gòu)、表面處理及配套膨脹工具進(jìn)行準(zhǔn)確設(shè)計(jì)。為此，筆者對(duì)可變徑膨脹錐進(jìn)行了原理分析及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，建立了膨脹錐閉合過程中的力學(xué)計(jì)算模型和運(yùn)動(dòng)計(jì)算模型，對(duì)關(guān)鍵的參數(shù)進(jìn)行了實(shí)例計(jì)算和優(yōu)化，然后進(jìn)行了樣機(jī)試驗(yàn)，結(jié)果表明，研制的可變徑膨脹錐可以解決套損井多套損點(diǎn)補(bǔ)貼難題。

1 可變徑膨脹錐變徑原理

常規(guī)膨脹錐入井前預(yù)先裝配在已膨脹的膨脹管內(nèi)部[5-10]，且對(duì)同一套損井只能進(jìn)行單次補(bǔ)貼。當(dāng)已補(bǔ)貼套管段下方發(fā)生套損后，由于已補(bǔ)貼段內(nèi)通徑變小，常規(guī)膨脹錐不能通過，因此需要對(duì)可變徑膨脹錐的設(shè)計(jì)思路、理念和基本原理等進(jìn)行研究。

可變徑膨脹錐變徑的基本原理是：通過楔形擠壓實(shí)現(xiàn)變尺寸，將二維平面中的3塊灰色楔形和3塊紅色楔形對(duì)向放置(如圖1所示)，楔形擠壓前有效寬度是LAB(“有效”指A、B兩點(diǎn)及對(duì)應(yīng)邊線重合后可形成規(guī)則、完整的圓柱結(jié)構(gòu))。楔形擠壓后有效寬度是LCD，擠壓過程中共線邊始終保持重合?；疑ㄐ魏图t色楔形相互擠壓后，楔形組合有效寬度增加了ΔL。

圖1 平面楔形變尺寸結(jié)構(gòu)Fig.1 Plane structure of the expandable cone

將圖1中的6塊平面楔形組合沿中心軸卷360°成圓柱形狀，如圖2所示?；疑图t色立體楔形相互擠壓后形成完整圓柱結(jié)構(gòu)，在擠壓過程中相鄰灰色和紅色立體楔形的共線邊始終保持重合，3塊灰色立體楔形、3塊紅色立體楔形始終保持同步運(yùn)動(dòng)。圖2標(biāo)注的圓周長(zhǎng)度LAB和LCD即為圖1標(biāo)注的有效長(zhǎng)度LAB和LCD，立體楔形相互擠壓后使圓柱周長(zhǎng)增加，增加量為ΔL，圓柱周長(zhǎng)增加使對(duì)應(yīng)徑向尺寸增加，產(chǎn)生了立體楔形擠壓變尺寸的效果。

圖2 立體楔形變尺寸結(jié)構(gòu)Fig.2 3D structure of the expandable cone

將圖2所示的立體楔形增加一定厚度，得到實(shí)體結(jié)構(gòu)的楔形塊，將實(shí)體結(jié)構(gòu)楔形塊中間部分加厚，得到可變徑膨脹錐的雛形，如圖3所示。

圖3 可變徑膨脹錐塊變徑結(jié)構(gòu)Fig.3 Variable diameter structure of the expandable cone

2 可變徑膨脹錐結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

一個(gè)完整的可變徑膨脹錐由3塊楔形凸塊和3塊楔形凹?jí)K組成。單塊楔形凸塊由楔形凸塊本體和把柄2部分組成，楔形凸塊本體由膨脹面和保徑面2部分組成，如圖4所示。

圖4 單塊膨脹錐楔形凸塊結(jié)構(gòu)Fig.4 Structure of the wedge block with single expandable cone

可變徑膨脹錐楔形塊的設(shè)計(jì)主要涉及3個(gè)參數(shù)，分別是楔形塊長(zhǎng)度、楔形角和厚度。楔形塊長(zhǎng)度越長(zhǎng)、楔形角越大，膨脹錐外徑變化量越大。但楔形塊長(zhǎng)度越大，相鄰楔形凸塊或凹?jí)K之間干涉的概率越大。楔形角越大，對(duì)應(yīng)的膨脹推力就越大。楔形塊厚度越大，強(qiáng)度越高，但相鄰楔形塊之間干涉的概率增大，同時(shí)對(duì)中心管尺寸造成限制。單塊膨脹錐塊通過把柄裝配在把柄槽內(nèi)，防止膨脹錐塊脫落。裝配結(jié)構(gòu)如圖5所示。

圖5 可變徑膨脹錐閉合前后結(jié)構(gòu)Fig.5 Structure of the expandable cone before and after closure

為避免相鄰膨脹錐塊在運(yùn)行過程中發(fā)生錯(cuò)位，從而不能形成完整的膨脹錐，在膨脹錐塊的兩側(cè)設(shè)計(jì)了凹凸配合軌道。利用SolidWorks軟件對(duì)設(shè)計(jì)的膨脹錐進(jìn)行三維裝配及模擬運(yùn)動(dòng)，結(jié)果表明，設(shè)計(jì)的可變徑膨脹錐配合良好、無干涉現(xiàn)象，可以順利裝入未膨脹的膨脹管內(nèi)。最終設(shè)計(jì)的膨脹錐厚度最小處27.0 mm，最大處43.0 mm，總長(zhǎng)度300.0 mm，變徑前外徑188.0 mm，變徑后外徑220.0 mm。膨脹錐塊運(yùn)動(dòng)總行程90.0 mm，到位后膨脹錐塊的受推力面與推力方向垂直，避免了膨脹錐運(yùn)行到位后繼續(xù)加壓產(chǎn)生“外劈”現(xiàn)象。

3 可變徑膨脹錐力學(xué)與運(yùn)動(dòng)分析

3.1可變徑膨脹錐力學(xué)分析

對(duì)膨脹工具施加液壓力，推動(dòng)膨脹錐塊向前移動(dòng)同時(shí)向外擴(kuò)張，膨脹錐塊到達(dá)膨脹管內(nèi)壁前，膨脹錐塊受力主要有膨脹錐塊端面的推力和摩擦阻力、擠壓面的擠壓力和摩擦阻力，如圖6所示(圖6中：Fj為膨脹錐塊單側(cè)擠壓力，N；Fz為膨脹錐塊單側(cè)摩擦阻力，N；Fm為膨脹錐塊直徑方向摩擦阻力，N；Ft為膨脹錐塊軸向推力，N)。

圖6 單塊膨脹錐塊受力分析Fig.6 Stresses analysis on single expandable cone block

將Fj向x軸、y軸和z軸依次投影，將Fz向x軸和y軸依次投影，當(dāng)單個(gè)膨脹錐塊在y軸方向受力平衡時(shí)，推導(dǎo)可得：

(1)

式中：F為膨脹錐的膨脹力，N；α為Fj與xy平面之間的夾角，(°)，取12°；β為Fj在xy平面投影與x軸之間的夾角，(°)，取30°；μ1為膨脹錐塊之間的摩擦系數(shù)，取0.15。

將α=12°、β=30°、μ1=0.15代入式(1)，得：

F=1.53Ft

(2)

單個(gè)膨脹錐塊在端面直徑方向的摩擦阻力為：

Fm=μ2Ft

(3)

式中：μ2為膨脹錐塊與推筒之間的摩擦系數(shù)。

F的作用是克服Fm使膨脹錐塊向外運(yùn)動(dòng)，比較式(2)和式(3)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)滑動(dòng)摩擦系數(shù)μ2小于1.53時(shí)可使F大于Fm。當(dāng)鋼與鋼之間的表面粗糙度為1.6時(shí)，摩擦系數(shù)μ2一般為0.10～0.15[11-12]，所以1.53?μ2，則F?Fm。

綜合上述研究結(jié)果可知：1)該膨脹錐的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)符合力學(xué)行為規(guī)律，膨脹錐可以順利膨脹，不存在摩擦自鎖；2)當(dāng)推力一定時(shí)，膨脹錐塊間的摩擦系數(shù)越小，產(chǎn)生的膨脹力越大，越容易克服膨脹管的約束力實(shí)現(xiàn)膨脹。因此，建議對(duì)軌道接觸面做拋光、磷化處理，以減小摩擦系數(shù)。

3.2可變徑膨脹錐運(yùn)動(dòng)分析

膨脹錐沒有運(yùn)動(dòng)到膨脹管內(nèi)壁前，膨脹錐做加速運(yùn)動(dòng)；膨脹錐接觸到膨脹管后，開始承受膨脹管約束力，膨脹錐做加速度減小的加速運(yùn)動(dòng)；當(dāng)膨脹錐完全閉合時(shí)，膨脹錐塊速度降至0m/s。膨脹錐受力平衡的矢量方程為[13]：

Fj+Fz+Fm+Ft=0

(4)

推導(dǎo)可得：

(5)

式中：Fg為膨脹管約束力，N。

當(dāng)Fg設(shè)定為95kN時(shí)，F(xiàn)t與μ2的關(guān)系曲線如圖7所示。

圖7 膨脹錐端面摩擦系數(shù)與推力的關(guān)系曲線Fig.7 Correlation between the coefficient and thrust on end of the expandable cone

由圖7可知：摩擦系數(shù)越大,對(duì)推力增加量的影響越大，摩擦系數(shù)由0.1增大至0.4過程中，推力增加了8.8kN；摩擦系數(shù)由0.5增大至0.8過程中，推力增加了19.0kN。建議對(duì)膨脹錐塊與推筒之間的接觸面做拋光和潤(rùn)滑處理，以減小摩擦系數(shù)和脹開膨脹管所需的推力。

4 可變徑膨脹錐有限元分析

通過對(duì)可變徑膨脹錐進(jìn)行力學(xué)特性和運(yùn)動(dòng)特性分析，驗(yàn)證了其結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)在理論上是可行的，并對(duì)摩擦副的設(shè)計(jì)給出了建議。可變徑膨脹錐結(jié)構(gòu)復(fù)雜且受力較多，為獲取結(jié)構(gòu)內(nèi)部的有關(guān)力學(xué)參數(shù)，有必要進(jìn)行有限元分析，以進(jìn)一步優(yōu)化其結(jié)構(gòu)。

4.1有限元分析數(shù)學(xué)模型

通過有限元分析可得到應(yīng)力、應(yīng)變和位移等參數(shù)結(jié)果[14]。

1)等效應(yīng)力分析。等效應(yīng)力按照vonMises屈服準(zhǔn)則確定：

(6)

式中：σeq為等效應(yīng)力，MPa;σ1，σ2和σ3為主應(yīng)力，MPa,且σ1>σ2>σ3。

當(dāng)σeq>[σ]時(shí)，材料失效。

(7)

式中:ε為應(yīng)變；εx,εy,εxy為應(yīng)變分量；S為三角形單元面積，m2；m為三角形單元結(jié)點(diǎn)沿x方向的位移，m；n為三角形結(jié)點(diǎn)沿y方向的位移，m；b為結(jié)點(diǎn)坐標(biāo)在y方向的差值，m;c為結(jié)點(diǎn)坐標(biāo)在x方向的差值，m；下標(biāo)i,j,k為三角形單元結(jié)點(diǎn)的編號(hào)。

4.2幾何模型與網(wǎng)格劃分

利用SolidWorks三維繪圖軟件,建立可變徑膨脹錐的幾何模型，將模型導(dǎo)入ANSYSWorkbench有限元分析軟件[15-16]并進(jìn)行網(wǎng)格劃分。網(wǎng)格劃分主要采用四面體結(jié)構(gòu)，劃分的網(wǎng)格共有3007個(gè)節(jié)點(diǎn)，1603個(gè)單元，單元質(zhì)量平均值0.67，網(wǎng)格高寬比平均值2.5，平行偏差平均值0，偏斜平均值0.47，正交品質(zhì)平均值0.73，整個(gè)膨脹錐網(wǎng)格質(zhì)量達(dá)到優(yōu)良，符合有限元分析的要求。

4.3材料屬性定義與施加載荷

膨脹錐材料選用42CrMo超高強(qiáng)度合金結(jié)構(gòu)鋼，材料彈性模量203GPa，泊松比0.33，密度7.85g/cm3，抗拉強(qiáng)度1080MPa，屈服強(qiáng)度930MPa。加載摩擦力、膨脹管約束力和擠壓力，手柄末端自由度設(shè)置為0，模擬膨脹錐塊運(yùn)行過程中可能出現(xiàn)冷焊阻卡現(xiàn)象。

4.4求解及結(jié)果分析

通過有限元分析得到的膨脹錐應(yīng)力分布云圖見圖8。由圖8可以看出，最大應(yīng)力值在把柄中間位置，為822.6MPa，該值與42CrMo材料的屈服強(qiáng)度930.0MPa很接近，應(yīng)力集中現(xiàn)象非常明顯，可變徑膨脹錐運(yùn)動(dòng)過程中把柄可能發(fā)生嚴(yán)重變形甚至折斷。因此,需要對(duì)膨脹錐的結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，以降低應(yīng)力集中。

圖8 可變徑膨脹錐應(yīng)力分布Fig.8 Distribution of stresses on expandable cone with variable diameters

4.5可變徑膨脹錐結(jié)構(gòu)優(yōu)化

1) 倒圓角處理。倒圓角處理是降低應(yīng)力集中的有效手段，對(duì)把柄上的所有棱邊倒圓角(半徑3.0mm)，降低結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中。對(duì)膨脹錐塊本體棱邊倒圓角(半徑2.0mm)，使配套兩凹凸膨脹錐塊順利產(chǎn)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)，避免尖角的刮削損傷。

2) 把柄傾角處理。將把柄傾角設(shè)計(jì)為10°，使膨脹錐塊能順利產(chǎn)生軸向和徑向位移，減小徑向摩擦力，使膨脹過程更加順暢。把柄的尺寸偏差設(shè)計(jì)為-0.5～-1.0mm，把柄槽的尺寸偏差設(shè)計(jì)為0.5～1.0mm，使把柄有足夠的活動(dòng)空間。

3) 把柄加厚處理。通過三維裝配體干涉分析發(fā)現(xiàn)，相鄰兩膨脹錐凹?jí)K或凸塊發(fā)生干涉時(shí)，把柄內(nèi)側(cè)圓弧面距離中心管外圓面還有10.0mm，因此可以適當(dāng)加厚把柄內(nèi)側(cè)，以增強(qiáng)機(jī)械強(qiáng)度。

4.6結(jié)構(gòu)優(yōu)化后有限元力學(xué)分析

對(duì)優(yōu)化了結(jié)構(gòu)的膨脹錐進(jìn)行有限元力學(xué)分析，結(jié)果如圖9所示。由圖9可以看出，最大應(yīng)力分布位置向把柄末端移動(dòng)了5.0mm，工具受力工況得到改善。最大應(yīng)力值為454MPa，遠(yuǎn)小于材料的屈服強(qiáng)度，符合材料強(qiáng)度要求，安全可靠。優(yōu)化后的膨脹錐應(yīng)力分布更加均勻，過渡更加緩和。

5 樣機(jī)室內(nèi)試驗(yàn)

為驗(yàn)證設(shè)計(jì)的可變徑膨脹錐其機(jī)理的正確性和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性，加工了一套可變徑膨脹工具樣機(jī)，進(jìn)行了可變徑膨脹錐閉合過程及配套液壓機(jī)構(gòu)密封耐壓性能的室內(nèi)試驗(yàn)。

圖9 可變徑膨脹錐結(jié)構(gòu)優(yōu)化后應(yīng)力分布Fig.9 Distribution of stresses on expandable cones with variable diameters after structural optimization

試驗(yàn)中，連接好地面管線后以340L/h的排量加壓，當(dāng)壓力上升到5MPa時(shí)啟動(dòng)剪釘被完全剪斷；檢查沒有泄漏后繼續(xù)加壓，壓力上升至15MPa時(shí)膨脹錐開始沿徑向運(yùn)動(dòng)，對(duì)應(yīng)的膨脹管開始產(chǎn)生徑向變形；將壓力依次升至20，25，30，35和40MPa，記錄可變徑膨脹錐移動(dòng)距離、膨脹管外徑和泵壓等參數(shù)。在40MPa穩(wěn)壓30min，壓力下降為0MPa，繼續(xù)加壓至膨脹錐完全閉合，閉合瞬間最高壓力為52MPa，隨即降為50MPa并穩(wěn)定不變。隨后進(jìn)行膨脹錐變徑后液壓機(jī)構(gòu)的密封耐壓性能測(cè)試，將壓力重新升至52MPa后停泵，壓力保持在52MPa，30min內(nèi)壓降為0MPa，沒有出現(xiàn)泄漏，表明膨脹錐變徑后液壓機(jī)構(gòu)密封性能良好。

試驗(yàn)結(jié)果表明：可變徑膨脹錐能順利啟動(dòng)和閉合，膨脹錐啟動(dòng)壓力3～5MPa，膨脹錐完全閉合壓力52MPa，閉合后膨脹錐最大外徑由188.0mm增大至220.0mm，膨脹率達(dá)到17.02%，膨脹管外徑由203.0mm增加至231.8mm，膨脹率達(dá)14.19%。試驗(yàn)結(jié)果與結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、力學(xué)分析、運(yùn)動(dòng)分析、表面處理及有限元分析結(jié)果相吻合，為下一步現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)和應(yīng)用奠定了基礎(chǔ)。同時(shí)，在試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)膨脹錐完全閉合壓力過高，因此后續(xù)將設(shè)計(jì)配套的多級(jí)增壓機(jī)構(gòu)，將膨脹錐完全閉合壓力控制在18～20MPa，與現(xiàn)場(chǎng)施工壓力相匹配。

6 結(jié)論與建議

1) 可變徑膨脹錐尺寸、結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)合理，運(yùn)行過程中不會(huì)發(fā)生零部件之間的干涉現(xiàn)象，設(shè)計(jì)符合力學(xué)規(guī)律和運(yùn)動(dòng)規(guī)律的要求。膨脹錐可以順利運(yùn)行膨脹，不存在工具之間的摩擦自鎖現(xiàn)象，能夠?qū)崿F(xiàn)小直徑入井、大直徑膨脹的功能。

2) 當(dāng)推力一定時(shí)，可變徑膨脹錐的相鄰錐塊之間接觸面越光滑，摩擦系數(shù)越小，產(chǎn)生的膨脹力越大，越容易克服膨脹管的約束力實(shí)現(xiàn)膨脹。當(dāng)膨脹管材料確定時(shí)，膨脹錐端部摩擦系數(shù)越小，表面越光滑，所需推力越小，對(duì)液壓系統(tǒng)要求越低。

3) 可變徑膨脹錐的膨脹錐塊開始時(shí)在徑向方向上做加速運(yùn)動(dòng)，膨脹錐接觸到膨脹管后，做加速度減小的加速運(yùn)動(dòng)。當(dāng)膨脹錐塊完全閉合時(shí)，膨脹錐受力平衡。

4) 樣機(jī)室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果表明，膨脹錐完全閉合所需壓力較高。因此，建議對(duì)配套的液壓系統(tǒng)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，研制適用于現(xiàn)場(chǎng)壓力級(jí)別的多級(jí)增壓機(jī)構(gòu)。

References

[1] MERRITT R M，GUSEVIK R，BUCKLER W，et al.Well remediation using expandable cased-hole liners[J].World Oil，2002，223(7):56-65.

[2] 馬洪濤，紀(jì)常杰.國(guó)外膨脹管技術(shù)的發(fā)展與應(yīng)用[J].國(guó)外油田工程，2006，22(2)：20-24.

MA Hongtao，JI Changjie.The development and application of expandable tubular technique[J].Foreign Oil Field Engineering，2006，22(2)：20-24.

[3] 唐興波，李黔，劉永剛.膨脹管變徑膨脹工具結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)[J].石油礦場(chǎng)機(jī)械，2008，37(11)：23-25.

TANG Xingbo,LI Qian,LIU Yonggang.Optimized design of variable diameter expansion Tool for expandable tubular[J].Oil Field Equipment,2008,37(11):23-25.

[4] 鄭濤.等井徑可變徑錐的結(jié)構(gòu)優(yōu)化和力學(xué)分析[D].青島：中國(guó)石油大學(xué)(華東)，2014.

ZHENG Tao.Diameter taper variable structure optimization and mechanics analysis[D].Qingdao：China University of Petroleum(Huadong)，2014.

[5] 陳培亮，井恩江，王玉多，等.膨脹管封隔復(fù)雜地層鉆完井技術(shù)在側(cè)鉆井中的應(yīng)用[J].石油機(jī)械，2015，43(12)：25-28.

CHEN Peiliang，JING Enjiang，WANG Yuduo，et al.Drilling and expandable casing completion for complex formation isolation in sidetrack well[J].China Petroleum Machinery，2015，43(12)：25-28.

[6] 李濤.高溫高壓套損井膨脹管修復(fù)技術(shù)[J].石油勘探與開發(fā)，2015，42(3)：374-378.

LI Tao.Solid expandable tubular patching technique for high-temperature and high-pressure casing damaged wells[J].Petroleum Exploration and Development,2015,42(3):374-378.

[7] 魏松波，裴曉含，石白茹，等.硬質(zhì)涂層膨脹錐減摩耐磨性能[J].石油勘探與開發(fā)，2016，43(2)：297-302.

WEI Songbo,PEI Xiaohan,SHI Bairu,et al.Wear resistance and anti-friction of expansion cone with hard coating[J].Petroleum Exploration and Development,2016,43(2):297-302.

[8] 郭慧娟，徐丙貴，呂明杰，等.膨脹錐斜面角對(duì)膨脹管裸眼系統(tǒng)的影響分析[J].石油機(jī)械，2015，43(8)：32-36.

GUO Huijuan,XU Binggui,LYU Mingjie,et al.Effect of expanding cone bevel angle on expandable tubular open hole system[J].China Petroleum Machinery,2015,43(8):32-36.

[9] 張叢雷，李春福，張鳳春，等.大膨脹率實(shí)體膨脹管膨脹載荷的塑性力學(xué)計(jì)算[J].石油機(jī)械，2014，42(7)：1-6.

ZHANG Conglei,LI Chunfu,ZHANG Fengchun,et al.Plastic mechanics calculations of expansion load of large-expansion-rate expandable solid tubular[J].China Petroleum Machinery,2014,42(7):1-6.

[10] 黃守志，李濤，韓偉業(yè)，等.長(zhǎng)壽命膨脹錐及其發(fā)射器設(shè)計(jì)[J].科學(xué)技術(shù)與工程，2015，15(8)：76-79.

HUANG Shouzhi,LI Tao,HAN Weiye,et al.Design of long-life expansion cone and the launcher[J].Science Technology and Engineering,2015,15(8):76-79.

[11] 曹東海，盧澤生.平面磨削加工表面靜摩擦系數(shù)與表面粗糙度關(guān)系的計(jì)算模型[J].機(jī)床與液壓，2006，2(2)：42-43，22.

CAO Donghai,LU Zesheng.Calculating model for the relation between static coefficient of friction and surface roughness of grinding surface[J].Machine Tool & Hydraulics,2006,2(2):42-43,22.

[12] 曹東海，盧澤生.平面磨削加工表面靜摩擦系數(shù)與表面粗糙度關(guān)系的計(jì)算模型與實(shí)驗(yàn)分析[J].航空精密制造技術(shù)，2005，41(4)：13-16.

CAO Donghai,LU Zesheng.Calculating model and experiment analysis for the relation between static coefficient of friction and surface roughness of grinding surface[J].Aviation Precision Manufacturing Technology,2005,41(4):13-16.

[13] 陳強(qiáng)，李濤，張立新，等.膨脹管系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)分析及腐蝕壽命計(jì)算[J].石油礦場(chǎng)機(jī)械，2015，44(12)：23-26，27.

CHEN Qiang,LI Tao,ZHANG Lixin,et al.Study of expandable tubular system and its longevity calculation under corrosion[J].Oil Field Equipment,2015,44(12):23-26,27.

[14] 田耘，金亮，趙亞祥.GSL-2型聯(lián)合整地機(jī)機(jī)架的有限元力學(xué)仿真分析[J].中國(guó)農(nóng)機(jī)化學(xué)報(bào)，2016，37(5)：1-3，40.

TIAN Yun，JIN Liang，ZHAO Yaxiang.Finite element analysis of GSL-2type of frame of united soil preparation machine based on ANSYS Workbench[J].Journal of Chinese Agricultural Mechanization，2016，37(5)：1-3,40.

[15] 金嘉琦，羅愷，馮喆，等.基于Workbench的修井作業(yè)車吊卡有限元分析[J].沈陽工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2014，36(3)：286-290.

JIN Jiaqi，LUO Kai，F(xiàn)ENG Zhe，et al.Finite element analysis on elevator of well maintenance vehicle based on Workbench[J].Journal of Shenyang University of Technology，2014，36(3)：286-290.

[16] 于洋，周偉，劉曉民，等.實(shí)體膨脹管的膨脹力有限元數(shù)值模擬及其應(yīng)用[J].石油鉆探技術(shù)，2013，41(5)：107-110.

YU Yang,ZHOU Wei,LIU Xiaomin,et al.Finite element numerical simulation of expansive force on solid expandable tube and its application[J].Petroleum Drilling Techniques,2013,41(5):107-110.

[編輯 令文學(xué)]

DesignandPerformanceofaVariable-DiameterExpandableConeinaWellwithCasingDamageforMultiplePatching

LIUYanli1,NIEShangzhen1,QIYuekui1,YANGYanzheng1,GAOZhenqiang2

(1.PetroleumEngineeringResearchInstitute,PetroChinaDagangOilfieldCompany,Tianjin,300280,China;2.SixthOilProductionPlant,PetroChinaDagangOilfieldCompany,Tianjin,300280,China)

Since it is not possible to perform multiple expansion and patching operations in lower parts of the well with casing damage,a variable-diameter expandable cone has been designed to perform multiple patching operations in wells with casing damage. It is accomplished through the delivery of tools in minor diameters and expansion for patching operations in large diameters. In addition to structure design of the variable-diameter expandable cone,mechanical calculation model and dynamic calculation model for closure of the cone have been established to highlight functions among expansion,propulsion,conic angle and friction coefficients,as well as the function among propulsion,constriction and friction coefficients. Calculation results showed that expansion force is 1.53 times of propulsion. With the end friction coefficient increased from 0.1 to 0.4,propulsion increased 8.8 kN,and with the end friction coefficient increased from 0.5 to 0.8,propulsion increased 19.0 kN,the maximum stress on expandable cone was determined to be 454 MPa. Experimental tests of the prototype of the expandable cone demonstrated that the innovative tool has rational structural design with initiation pressures of 3-5 MPa and complete closure pressure of 52 MPa. The maximum OD of the expandable cone may increase from 188.0 mm to 220.0 mm with expansion rate up to 17.02%,which is identical to that of the conventional expandable cone. Research results showed that expansion forces present linear increase with the increases in propulsion. With the capacity for delivery in minor diameter and expansion to larger diameters,the expandable cone can further reduce closure pressure. Generally speaking,this application of the expandable cone has bright prospects.

casing damage wells;casing patching;variable diameter;expandable cone;mechanical analysis;prototype testing

TE925

A

1001-0890(2017)05-0078-06

10.11911/syztjs.201705014

2017-03-14；改回日期2017-08-21。

劉言理(1988—)，男，山東棲霞人，2011年畢業(yè)于重慶科技學(xué)院機(jī)械設(shè)計(jì)制造及其自動(dòng)化專業(yè)，2014年獲東北石油大學(xué)油氣田地面工程專業(yè)碩士學(xué)位，工程師，主要從事鉆井完井工藝技術(shù)及配套工具方面的研究工作。E-mail：512041964@qq.com。

中國(guó)石油天然氣股份有限公司重大科技專項(xiàng)“大港油區(qū)大油氣田勘探開發(fā)關(guān)鍵技術(shù)研究”之課題“高效鉆完井及油氣層保護(hù)配套技術(shù)研究”(編號(hào)：2014E-0610)部分研究?jī)?nèi)容。