竇益華,朱帥,李明飛

西安石油大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 （陜西 西安 710065）

在油氣井生產(chǎn)過程中，存在由于管重、壓力、管柱磨損等復(fù)雜因素作用下造成的油套管柱斷裂、破口等事故，造成井內(nèi)泄壓，油氣泄漏，井完整性被破壞，嚴(yán)重影響正常生產(chǎn)。另外，隨著油田開發(fā)進(jìn)入中后期，油氣井腐蝕損壞也成為困擾石油開采的一大難題[1-2]。目前，一些學(xué)者針對上述問題進(jìn)行了探索和分析，利用試驗(yàn)和理論知識(shí)分析了含有缺陷的管柱強(qiáng)度影響因素，很大程度上解決了現(xiàn)場遇到的問題[2-7]。但油管失效問題的原因復(fù)雜，失效事故仍然頻頻出現(xiàn)，因此還需對其失效原因進(jìn)行更深層次的探索和試驗(yàn)?zāi)M。為更好地了解油管在高溫高壓深井中發(fā)生以上常見事故的原因，需要對其進(jìn)行模擬實(shí)際工況下的拉伸至斷裂試驗(yàn)和數(shù)值分析[8-9]，以探索在確定工況下油管所能承受的極限強(qiáng)度。

1 油管破壞試驗(yàn)

1.1 試樣基本情況及設(shè)計(jì)

為了使試驗(yàn)具有普遍性和可參考性，試驗(yàn)的試樣取油氣田常用的鋼級(jí)P110S，規(guī)格Φ88.9 mm×6.45 mm，扣型為BGT2的油管。

試驗(yàn)流程為：對油管試樣進(jìn)行一次上扣試驗(yàn)，再進(jìn)行拉伸直至失效，試驗(yàn)過程中采集軸向應(yīng)力，試驗(yàn)結(jié)束后輸出應(yīng)變數(shù)據(jù)，得出結(jié)論。

1.2 試驗(yàn)項(xiàng)目

1.2.1 上扣試驗(yàn)

考慮下入油管會(huì)對油管進(jìn)行連接上扣，為了使試樣盡可能符合實(shí)際情況，結(jié)合工況，給Φ 88.9 mm×6.45 mm P110S BGT2試樣進(jìn)行1次上扣，油管上扣的具體條件見表1。

表1 油管上扣試驗(yàn)條件

1.2.2 極限載荷試驗(yàn)

上扣試驗(yàn)完成后，對油管兩端進(jìn)行焊接封堵、冷卻，采用600T復(fù)合加載試驗(yàn)系統(tǒng)在室溫下進(jìn)行油管拉伸至失效試驗(yàn)，自動(dòng)采集應(yīng)變。具體條件和要求如下：

1）試樣編號(hào)：Φ88.9 mm×6.45 mm P110S BGT2。

2）應(yīng)變采集要求：試樣應(yīng)變片粘貼位置要求如圖1所示，類型為常溫單軸向應(yīng)變片；每個(gè)截面圓周方向均布4個(gè)應(yīng)變片，環(huán)向間隔角度為90°，共3個(gè)截面12片；3組應(yīng)變片軸向方向在一條直線上。距離母扣A端350 mm處為位置1，距離母扣A端15～20 mm處為位置2，距離母扣B端15～20 mm處為位置3。

圖1 應(yīng)變片粘貼位置要求

3）試驗(yàn)步驟：逐漸增大拉伸載荷，直至失效。

Φ88.9 mm×6.45 mm P110S BGT2試樣現(xiàn)場實(shí)況如圖2和圖3所示，包括試樣拉伸前管體的上扣連接、堵頭、裝載以及試樣拉伸至失效等圖。

圖2 試樣拉伸前管體

圖3 試樣拉伸至失效

1.3 Φ88.9 mm×6.45 mmP110S BGT2油管拉伸至失效結(jié)果分析

油管拉伸至失效試驗(yàn)完全結(jié)束后，進(jìn)行現(xiàn)場拉斷位置的測量，結(jié)果為Φ88.9 mm×6.45 mm P110S BGT2油管拉斷位置在距離近接箍A端頭160 mm處，油管失效。

油管拉伸至失效試驗(yàn)完全結(jié)束后，系統(tǒng)導(dǎo)出油管受軸向力拉伸時(shí)的軸向載荷變化數(shù)據(jù)和圖像，導(dǎo)出試樣應(yīng)變數(shù)據(jù)。為方便計(jì)算和分析，對數(shù)據(jù)進(jìn)行取點(diǎn)處理，利用材料力學(xué)相關(guān)知識(shí)對數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算轉(zhuǎn)化，得到各點(diǎn)對應(yīng)位置的應(yīng)力數(shù)據(jù)，并對其進(jìn)行整理分析。Φ88.9 mm×6.45 mm P110S BGT2油管拉伸至失效數(shù)據(jù)取樣見表2。

表2 油管數(shù)據(jù)取樣

根據(jù)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)結(jié)果，對Φ88.9mm×6.45 mmP110S BGT2油管拉伸至失效數(shù)據(jù)進(jìn)行趨勢分析。圖4為油管拉伸至失效載荷-時(shí)間圖，它體現(xiàn)了油管從開始進(jìn)行拉伸直至失效的軸向載荷變化趨勢，為了防止由于加載速率過快導(dǎo)致試驗(yàn)結(jié)果不準(zhǔn)確的情況，在拉力為1 000 kN和1 300 kN時(shí)恒力加載了100 s和50 s左右使其受力穩(wěn)定。圖5為油管拉伸至失效應(yīng)力-應(yīng)變圖，可以從趨勢中看出，3組貼應(yīng)變片的位置應(yīng)變情況非常接近，說明油管質(zhì)量對其失效的影響非常小，拉斷處可認(rèn)為是管體的任意位置。

圖4 Φ88.9 mm×6.45 mmP110S BGT2油管拉伸至失效載荷-時(shí)間圖

圖5 Φ88.9 mm×6.45 mmP110S BGT2油管拉伸至失效應(yīng)力-應(yīng)變圖

2 管鉗咬痕對管柱力學(xué)性能影響試驗(yàn)

2.1 試樣基本情況

為了使試驗(yàn)具有普遍性和可參考性，試驗(yàn)的試樣取油氣田上常用的鋼級(jí)為P110S，規(guī)格為Φ88.9 mm×6.45 mm，扣型為BGT2的油管。

2.2 試驗(yàn)項(xiàng)目

2.2.1 管鉗咬痕模擬試驗(yàn)

油管在實(shí)際下放過程中，由于操作原因，無法避免對油管造成咬痕傷害，破壞油管的完整度，為了使試驗(yàn)更加符合實(shí)際，對Φ88.9mm×6.45 mm P110S BGT2油管進(jìn)行咬痕模擬試驗(yàn)。

Φ88.9mm×6.45 mm P110S BGT2油管咬痕數(shù)據(jù)見表3。

2.2.2 極限載荷試驗(yàn)

對油管兩端進(jìn)行焊接封堵、冷卻，采用600T復(fù)合加載試驗(yàn)系統(tǒng)在室溫下進(jìn)行油管拉伸至失效試驗(yàn)，自動(dòng)采集應(yīng)變。應(yīng)變采集要求如下：

1）應(yīng)變片粘貼位置如圖6和圖7所示，類型為常溫單軸向應(yīng)變片；每個(gè)截面圓周方向均布3個(gè)應(yīng)變片，環(huán)向間距為120°，共3個(gè)截面9片；3組應(yīng)變片軸向方向在一條直線上。圖6中貼應(yīng)變片處依次為位置1、2、3。

2）應(yīng)變片粘貼前，測量貼應(yīng)變片位置的外徑、壁厚參數(shù)。

表3 油管咬痕數(shù)據(jù)

圖6 應(yīng)變片粘貼軸向位置要求

圖7 應(yīng)變片粘貼圓周方向位置要求

試驗(yàn)步驟：逐漸增大拉伸載荷，直至失效。

Φ88.9 mm×6.45 mm P110S BGT2試樣現(xiàn)場實(shí)況如圖8和圖9所示，包括試樣拉伸前管體的管鉗咬痕、管體表面腐蝕以及試樣拉伸至失效等圖。

2.3 Φ88.9 mm×6.45 mmP110S BGT2油管拉伸至失效曲線

油管拉伸至失效試驗(yàn)完全結(jié)束后，進(jìn)行現(xiàn)場拉斷位置的測量，結(jié)果為Φ88.9 mm×6.45 mm P110S BGT2油管拉斷位置在1位置與2位置之間,距離1位置190 mm處，油管失效。油管拉伸至失效試驗(yàn)完全結(jié)束后，系統(tǒng)導(dǎo)出油管受軸向力拉伸時(shí)的軸向載荷變化數(shù)據(jù)和圖像，導(dǎo)出試樣應(yīng)變數(shù)據(jù)。為方便計(jì)算和分析，對數(shù)據(jù)進(jìn)行取點(diǎn)處理，利用材料力學(xué)相關(guān)知識(shí)對數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算轉(zhuǎn)化，得到各點(diǎn)對應(yīng)位置的應(yīng)力數(shù)據(jù)，并對其進(jìn)行整理分析。Φ88.9 mm×6.45 mm P110S BGT2油管拉伸至失效數(shù)據(jù)取樣見表4。

圖8 試樣拉伸前管體

圖9 試樣拉伸至失效

根據(jù)上述數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)結(jié)果，對Φ88.9 mm×6.45mmP110S BGT2油管拉伸至失效數(shù)據(jù)進(jìn)行趨勢分析，發(fā)現(xiàn)油管從開始進(jìn)行拉伸直至失效的軸向載荷變化趨勢，為了防止由于加載速率過快導(dǎo)致試驗(yàn)結(jié)果不準(zhǔn)確的情況，中間在拉力為1 000 kN和1 300 kN時(shí)恒力分別加載了50 s左右使其受力穩(wěn)定。圖10為油管拉伸至失效應(yīng)力-應(yīng)變圖?？梢詮内厔葜锌闯?，位置1和位置3的應(yīng)變情況非常接近，位置2的應(yīng)變較其他兩組位置偏大，且油管拉斷位置距離位置2最近，說明管鉗咬痕對管柱力學(xué)性能影響較大。拉斷位置附近表面腐蝕情況較其他兩組位置嚴(yán)重，說明在管鉗咬痕等量條件下，表面腐蝕情況對管柱力學(xué)性能有一定的影響。

表4 油管數(shù)據(jù)取樣

3 有限元分析

3.1 對比管鉗咬痕影響管柱力學(xué)性能試驗(yàn)的有限元分析

針對外徑88.9 mm，壁厚6.45 mm套管，考慮管鉗咬痕對管柱力學(xué)性能影響，利用ANSYS workbench有限元軟件建立了具有管鉗咬痕的油管力學(xué)網(wǎng)格模型，油管材料彈性模量取206 GPa，泊松比取0.3，材料類型選擇solide45，模型幾何長度取（大于油管外徑10倍）1 m，咬痕尺寸長4.35 mm，寬2.25 mm，深1.016 mm，上下間隔2.25 mm，三列周向間隔120°，共10×3個(gè)咬痕。模型一端固定，一端施加1 380 kN的軸向載荷。建立的具有管鉗咬痕油管模型和網(wǎng)格劃分如圖11所示。

圖10 Φ88.9 mm×6.45 mmP110S BGT2油管拉伸至失效應(yīng)力-應(yīng)變圖

圖11 具有管鉗咬痕油管模型

對建立的有限元模型分別計(jì)算其應(yīng)力和應(yīng)變，顯示其整體應(yīng)力云圖和應(yīng)變云圖，顯示其應(yīng)力最大位置和最小位置，顯示應(yīng)變最大位置和最小位置，如圖12和圖13所示。

由以上有限元結(jié)果可以看出，應(yīng)變和應(yīng)力最大位置均在咬痕的長邊上，說明管體被拉伸，在咬痕處軸向變形最大；最小位置均在咬痕的短邊上，說明咬痕處的環(huán)向變化小于其他位置，更加能體現(xiàn)出應(yīng)力主要集中在咬痕的長邊上。

根據(jù)管鉗咬痕對管柱力學(xué)性能的影響試驗(yàn)得到的失效處應(yīng)變，利用應(yīng)力應(yīng)變公式得到其失效處局部應(yīng)力為986.76 MPa，P110S油管名義應(yīng)力為758 MPa，其應(yīng)力集中系數(shù)為1.3。與有限元分析得到的失效應(yīng)力1 007.5 MPa進(jìn)行對比，由于有限元建?？紤]的油管質(zhì)量均質(zhì)且理想化，而實(shí)際油管存在質(zhì)量不均勻且含有腐蝕等缺陷，故有限元得到的結(jié)果略大于試驗(yàn)結(jié)果，誤差為2.1%，在允許的誤差范圍內(nèi)。

圖12 油管應(yīng)力云圖

圖13 油管應(yīng)變云圖

3.2 不同管鉗咬痕參數(shù)影響管柱力學(xué)性能試驗(yàn)的有限元分析

為了探索不同咬痕參數(shù)對管柱力學(xué)性能的影響，對管柱咬痕參數(shù)進(jìn)行修改后的有限元分析。建立咬痕尺寸長5 mm，寬2.25 mm，上下間隔2.25 mm，深1.016 mm，三列周向間隔120°，共10×3個(gè)咬痕；建立咬痕尺寸長4.35 mm，寬2.5 mm，上下間隔2.25 mm，深1.016 mm，三列周向間隔120°，共10×3個(gè)咬痕；建立咬痕尺寸長4.35 mm，寬2.25 mm，上下間隔2.25 mm，深1.3 mm，三列周向間隔120°，共10×3個(gè)咬痕。模型一端固定，一端施加1 380 kN的軸向載荷。得到的應(yīng)力云圖如圖14～圖16所示。

圖14 咬痕長度對管柱力學(xué)性能影響應(yīng)力云圖

圖15 咬痕寬度對管柱力學(xué)性能影響應(yīng)力云圖

圖16 咬痕深度對管柱力學(xué)性能影響應(yīng)力云圖

由以上有限元結(jié)果可以看出，只改變咬痕長度后最大應(yīng)力為952.32 MPa，其最大應(yīng)力值比原始咬痕最大應(yīng)力值降低了5.48%；只改變咬痕寬度后最大應(yīng)力為979.64 MPa，其最大應(yīng)力值比原始咬痕最大應(yīng)力值降低了2.77%；只改變咬痕深度后最大應(yīng)力為985.29 MPa，其最大應(yīng)力值比原始咬痕最大應(yīng)力值降低了2.2%。由此可見，改變咬痕長度對管柱力學(xué)性能影響最大，咬痕長度越長，油管抗拉強(qiáng)度越低，油管越容易發(fā)生失效。

4 結(jié)論

1）以鋼級(jí)為P110S，規(guī)格為Φ88.9 mm×6.45 mm的油管為例，介紹了未受破壞的油管拉伸至失效和有管鉗咬痕油管拉伸至失效的試驗(yàn)。對比兩種不同情況對油管強(qiáng)度影響的大小，其中未受破壞的油管不同位置的應(yīng)變大小相近，結(jié)果表明失效位置可發(fā)生在油管任意位置；有管鉗咬痕油管失效發(fā)生在近咬痕的位置處，受管鉗破壞的油管強(qiáng)度在其破壞處影響最大，其應(yīng)力集中系數(shù)為1.3。

2）對受管鉗咬痕油管進(jìn)行有限元數(shù)值模擬，結(jié)果說明在咬痕處發(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，變形量最大值也發(fā)生在油管咬痕位置。咬痕長度變化后失效位置應(yīng)力值降低程度最大，咬痕寬度變化影響次之，咬痕深度變化影響最小。故咬痕長度越長，油管抗拉強(qiáng)度越低，油管越容易發(fā)生失效。為尋找油管在井下發(fā)生破壞的原因提供了思路和方法，對井完整性保護(hù)具有重要的意義。