王尊策 趙 丹 孫麗麗 曹夢雨 陳 星

（東北石油大學(xué)機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院）

配注器作為分層配注的關(guān)鍵設(shè)備之一，主要用于向各個(gè)不同地層配注合適壓力和流量的水。在使用過程中， 由于注水壓力和環(huán)境因素的影響， 使得配注器零部件外壁極易出現(xiàn)腐蝕缺陷，導(dǎo)致其壁厚減薄，局部應(yīng)力提高，對配注器的強(qiáng)度、使用壽命及其再利用產(chǎn)生較大的影響［1，2］。 國內(nèi)外的許多學(xué)者曾利用有限元法對腐蝕管道和油套管剩余強(qiáng)度進(jìn)行了大量研究［3～5］，對實(shí)際生產(chǎn)具有重要意義。 近年來，國內(nèi)對于井下注水的研究多集中于對配注器機(jī)械結(jié)構(gòu)的改進(jìn)和內(nèi)流特性的研究［6］，而關(guān)于在役配注器剩余強(qiáng)度的研究還相對較少。 筆者對腐蝕后的配注器進(jìn)行定量檢測和判斷，采用有限元法，結(jié)合大慶油田某采油廠注入井實(shí)際工況，模擬腐蝕缺陷位置、尺寸等因素對在役配注器接頭與連接套剩余強(qiáng)度的影響，從而為油田配注器的重復(fù)利用和提高操作安全性提供一定的指導(dǎo)意義。

1 有限元分析

1.1 幾何模型的建立

以油田常用的114mm 橋式偏心配注器為研究對象，對油田使用過的配注器進(jìn)行拆解、清洗，利用逆向建模方法對主要承載且腐蝕嚴(yán)重的配注器連接套腐蝕情況進(jìn)行定量檢測和分析，采用手持式激光掃描儀采集數(shù)據(jù)，采用DESIGN X 等軟件建立幾何模型， 獲取腐蝕缺陷的形貌和幾何尺寸。 然后根據(jù)腐蝕缺陷的形貌特征，將腐蝕缺陷規(guī)則化為球形、橢球形、矩形。 通過對連接套腐蝕情況進(jìn)行統(tǒng)計(jì)得出， 腐蝕缺陷中球形蝕坑缺陷數(shù)量最多，約占統(tǒng)計(jì)總數(shù)的86%，且連接套在出水口一側(cè)的腐蝕情況嚴(yán)重于另一側(cè)，依據(jù)實(shí)際尺寸建立幾何模型， 配注器接頭與連接套間的螺紋尺寸為M105mm×2mm， 將模型簡化半剖如圖1 所示。

圖1 配注器接頭與連接套幾何模型

1.2 網(wǎng)格的劃分

采用ABAQUS/Explicit 求解器， 利用分塊劃分的方法，采用六面體單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格，并對螺紋齒和蝕坑缺陷處的網(wǎng)格進(jìn)行加密處理，進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性分析，全局種子設(shè)為0.8，劃分網(wǎng)格后的有限元模型如圖2 所示。

圖2 劃分網(wǎng)格的有限元模型

1.3 力學(xué)模型的建立

油田上常用的配注器接頭與連接套材料均為40Cr， 定義材料屬性時(shí)需要對材料的彈性、塑性參數(shù)分別進(jìn)行定義。 40Cr 材料力學(xué)性能為：彈性模量206GPa， 泊松比0.26， 屈服強(qiáng)度極限785MPa，抗拉強(qiáng)度極限810MPa。

1.4 邊界條件及相互作用設(shè)置

約束配注器接頭與連接套對稱面的垂直對稱面方向自由度、 接頭上端面的軸向自由度，同時(shí)在連接套底端面和接頭與連接套內(nèi)壁面進(jìn)行載荷施加。 接頭與連接套及螺紋間的接觸類型為面-面接觸。 接觸面法向行為設(shè)置為硬接觸，允許接觸后分離；切向行為定義為庫倫摩擦，摩擦系數(shù)設(shè)為0.08。

1.5 載荷的施加

配注器在正常工作情況下，承受管柱施加的軸向載荷、 配注器內(nèi)液體施加的載荷及安裝力矩。 針對B2-41-545 號(hào)注入井的生產(chǎn)完井管柱部分進(jìn)行管柱載荷分析， 該生產(chǎn)完井管柱為直井，底部采用絲堵加防砂篩管結(jié)構(gòu)， 共4 個(gè)注入層段，管柱結(jié)構(gòu)如圖3 所示。 以注入井第1 層配注器（1 076m）為例，計(jì)算得到軸向拉載荷為15kN，內(nèi)壓為16～25MPa。 筆者在有限元模擬時(shí)采用在臺(tái)間處加過盈的方式模擬上扣效果。 根據(jù)螺紋扣牙應(yīng)力為80%屈服極限時(shí)為裝配扭矩，通過多次試算后獲得合適的過盈量為0.13。

1.6 失效準(zhǔn)則

圖3 B2-41-545 號(hào)注入井生產(chǎn)完井管柱結(jié)構(gòu)示意圖

式中 σ1、σ2、σ3——第1、2、3 主應(yīng)力；

σi——Von Mises 等效應(yīng)力。

2 有限元計(jì)算結(jié)果分析

2.1 腐蝕缺陷對接頭連接套螺紋齒面接觸應(yīng)力的影響

基于所建立的數(shù)值分析模型，采用有限元軟件分析了連接套外壁蝕坑直徑為10mm， 深度分別為1.0、1.5、2.0mm 的接頭與連接套在拉載荷15kN、內(nèi)壓16MPa 作用下的螺紋齒面接觸應(yīng)力，結(jié)果如圖4 所示。

圖4 直徑10mm、不同蝕坑深度下的螺紋齒面接觸應(yīng)力

由圖4 可知，在工況載荷作用下，接頭與連接套間螺紋第1 個(gè)齒產(chǎn)生的接觸應(yīng)力最大，由第1 個(gè)齒到第19 個(gè)齒， 螺紋齒面接觸應(yīng)力逐漸減小，連接套外壁蝕坑缺陷深度對螺紋齒接觸應(yīng)力影響很小。

2.2 腐蝕缺陷對接頭與連接套等效應(yīng)力的影響

深度3.0mm、 直徑10mm 蝕坑在不同位置處的應(yīng)力分布云圖如圖5 所示。 可以看出，接頭的總應(yīng)力水平低于連接套，連接套第1 齒齒根和蝕坑缺陷處出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，因此在第1 齒齒根位置處容易開裂，為危險(xiǎn)截面，蝕坑缺陷處的高應(yīng)力區(qū)沿著蝕坑徑向分布，易形成開裂口后發(fā)生徑向斷裂。 隨著蝕坑與連接套端面間距離越來越遠(yuǎn)，蝕坑處的等效應(yīng)力越來越小。

圖5 深度3.0mm、直徑10mm 蝕坑在不同位置處的應(yīng)力分布云圖

圖6 為蝕坑在連接套不同位置處的最大等效應(yīng)力模擬結(jié)果。 可以看出，蝕坑位置位于距端面22mm 以上時(shí)對最大等效應(yīng)力影響很小，位于距端面17mm 時(shí)，最大等效應(yīng)力急劇上升且危險(xiǎn)截面發(fā)生屈服。 蝕坑所在連接套的位置對最大等效應(yīng)力的影響較大，可依據(jù)模擬結(jié)果有針對性地對影響較大的連接套外壁缺陷位置進(jìn)行防腐處理，進(jìn)而延長配注器接頭與連接套的使用壽命。

圖7 為蝕坑深度對等效應(yīng)力的影響曲線。 孔深度小于1.0mm 時(shí)， 直徑對等效應(yīng)力的影響較小。 直徑5mm 時(shí)， 深度2.5mm 危險(xiǎn)截面發(fā)生屈服；直徑10mm 時(shí)，深2.0mm 危險(xiǎn)截面發(fā)生屈服。

圖6 深度3.0mm、直徑10mm 蝕坑在不同位置處的最大等效應(yīng)力

圖8 為工作壓力與等效應(yīng)力的關(guān)系曲線，可以看出工作壓力對等效應(yīng)力的影響較大，近似成正比關(guān)系，當(dāng)缺陷尺寸是直徑10mm、深度1.5mm時(shí)，壓力大于25MPa 危險(xiǎn)截面發(fā)生屈服。

圖7 蝕坑深度對等效應(yīng)力的影響曲線

圖8 蝕坑直徑10mm、深度不同時(shí)工作壓力與等效應(yīng)力的關(guān)系曲線

3 結(jié)論

3.1 配注器連接套外壁的球形蝕坑缺陷對螺紋齒連接強(qiáng)度影響較小，主要影響連接套內(nèi)離端面最近的一扣嚙合螺紋所在的截面。 且所處位置對等效應(yīng)力的影響很大，距連接套端面17mm 處對危險(xiǎn)截面影響最大，針對模擬結(jié)果可采取相應(yīng)的防腐措施。

3.2 當(dāng)配注器連接套外壁的球形蝕坑缺陷尺寸分別是直徑5mm、 深度2.5mm 和直徑10mm、深度2.0mm 時(shí)，危險(xiǎn)截面發(fā)生屈服；當(dāng)直徑10mm、深度1.5mm 時(shí)， 壓力大于25MPa 危險(xiǎn)截面發(fā)生屈服。