韓同方 馮一璟

(1.中石化勝利石油工程有限公司井下作業(yè)公司 2.中國科學院電工研究所)

0 引 言

自20世紀60年代以來，隨著中國海上油氣資源的勘探與開發(fā)深入，應用于海洋石油的生產設施也越來越多。根據(jù)相關規(guī)定[1-2]，海洋石油設施設計使用壽命一般在20 a左右，海上油氣生產設備退役后若無其他用途，則需進行廢棄處置[3]。因此在近幾年，對于這類大量已經達到使用壽命的海上生產設備及油氣井，需要進行必要的棄置處理。

對于棄井作業(yè)而言，套管切割作為核心技術[4-5]，起著重要作用。套管切割技術包括爆破切割、化學切割、磨料射流切割、鉆粒纜切割和機械式割刀切割等，其中機械式割刀由于其結構簡單、易加工，且制造成本低而應用廣泛[6-7]。文獻[8]分析了割刀刀尖切割半徑與活塞位移間的關系，并得到了工具切割套管所需最大扭矩和井口轉盤所需提供的最小扭矩的關系式。文獻[9]根據(jù)套管偏心切割受力模型，建立了切割面位置、割刀磨損長度及偏心切割扭矩的計算模型，并對套管切割實例進行了計算分析。文獻[10]從理論和試驗兩方面研究了該裝置的水力特性，為現(xiàn)場判斷套管是否被割斷提供了理論依據(jù)和試驗參數(shù)。文獻[11]利用長桿銑削模型，建立了深水套管切割力學模型。文獻[12]針對深水套管切割力學模型單一、切割泵沖選擇困難等問題，利用長桿銑削模型，建立了深水套管切割力學模型，計算出鉆柱切割扭矩和切割允許的最大泵沖。文獻[13]建立了活塞與割刀的幾何模型，分析了割刀刀尖切割半徑與活塞位移間的關系，并得到了工具切割套管所需最大扭矩和井口轉盤所需提供的最小扭矩的關系式;最后通過建立的相關數(shù)學模型，借助MATLAB軟件對影響其切割效率的因素進行了分析。馮定等[14-16]也針對水里切割工具進行了結構設計，并形成了相關專利。割刀應用過程中，由于受到海況影響，操作不當非常容易造成割刀的嚴重磨損和劇烈振動，最終導致割刀發(fā)生斷裂和失效。雖然在結構設計和理論計算方面對割刀有大量研究，但缺少結合實際現(xiàn)場割刀的使用情況，對割刀現(xiàn)場應用中遇到的問題缺乏實際的指導。

目前，勝利油田海上埕島油田已開發(fā)近30年，部分油井不再具有開發(fā)價值，需封層廢棄。根據(jù)國家相關要求，油水井廢棄前需將海底泥線以下4 m所有套管切割干凈，恢復海底原貌?，F(xiàn)場使用的機械式水力割刀在工作過程中受到套管外是否固結水泥、多層套管是否偏心及割刀本身質量的影響，切割過程不穩(wěn)定。本文首先基于套管水力割刀工具的工作原理進行分析，結合實際工況，得到割刀的受力情況；然后，在實際割刀受力基礎上，利用有限元仿真，對割刀進行切割模擬，并與割刀實際應用情況進行對比分析；最終，對割刀進行結構優(yōu)化，并進行了現(xiàn)場應用?，F(xiàn)場應用結果表明，優(yōu)化后的割刀滿足實際需求。研究結果可為套管切割工具研究與應用提供參考。

1 技術分析

1.1 工具結構

套管切割工具結構如圖1所示。該工具主要由上接頭、活塞座、活塞、彈簧、本體、銷軸和割刀組成。

1.2 工作原理

套管切割工具的工作原理為：當工具送入至井內切割位置時，地面壓力泵給流體提供工作壓力，流體進入工具后，由于流體在通過活塞中心孔時形成節(jié)流效應，產生一定的壓差，該壓差達到工具的工作壓差后，活塞克服彈簧彈力推動割刀尾部的凸起結構，使割刀以銷軸為旋轉軸向外伸出,與套管內壁接觸并壓緊，此時配合鉆桿的旋轉，焊在割刀外表面的硬質層開始切割套管；當切割完畢后，地面壓力泵降低壓力，活塞處節(jié)流壓差降低，活塞對割刀尾部的推動力降低，上提鉆柱，割刀收回至工具內。

1—上接頭;2—活塞座;3—活塞;4—彈簧;5—本體;6—銷軸;7—割刀。圖1 套管切割工具結構圖Fig.1 Structure of casing cutting tool

1.3 受力分析

根據(jù)套管切割工具的工作原理和結構，在工作過程中割刀受力如下：

(1)流體在活塞內孔節(jié)流形成一定壓差，在壓差作用下活塞具有一定的軸向推力，該力軸向作用在割刀尾部的凸起結構上，帶動割刀下端繞銷軸外伸壓在套管內壁；

(2)在工具切割套管過程中，割刀受到來自套管的反作用切向力，該切向力會使割刀產生彎曲變形，當該作用力足夠大時，割刀發(fā)生塑性變形最終導致回收時無法收回，造成工具上起困難；

(3)由于工具工作過程中，割刀繞銷軸旋轉并伸出，所以銷軸處受力過大會導致其變形，最終會影響割刀的正常伸出、切割及回收過程。

1.4 應用問題與分析

套管切割工具于2021年2月在CB3XX井進行現(xiàn)場試驗，切割?762.0 mm(30 in)套管，切割深度31.2 m。初始泵壓控制在3～4 MPa，隨后逐漸提高泵壓，切割12 h才將套管切斷。

檢查割刀發(fā)現(xiàn)：鋪焊的三角形硬質合金片崩裂脫落，割刀體上的支撐筋外露參與磨損，形成鋼體和套管相磨，造成切割速度緩慢。同時，割刀體凸出觸點部位也有崩裂情況發(fā)生。

1.5 建模及仿真計算

1.5.1 理論建模

割刀受力分析如圖2所示。圖2a為割刀還未伸出時的初始狀態(tài)，以銷軸中心孔為原點，割刀尾部凸起位置與割刀刀翼夾角為θ。圖2b為割刀切割時伸出的工作狀態(tài)，割刀以銷軸O處為旋轉中心，在割刀尾部凸起受到活塞的推力F1，割刀繞銷軸旋轉并伸出，在割刀切割套管過程中，套管對割刀施加反作用力F2；由于套管的壁厚，切割過程中割刀從接觸套管至切割完畢過程中，會有一個切割角度變化，為方便研究，取割刀切割套管至位置時割刀旋轉角度為α。

圖2 割刀受力分析Fig.2 Force analysis of cutter

在如圖2b所示割刀工作狀態(tài)時，位置O處由彎矩平衡有：

F1sin(α+θ)l1=F2l2

(1)

割刀工具在切割套管過程中，切割扭矩由井口轉盤提供。根據(jù)文獻[17]，井口總扭矩M等于刀具切割扭矩M1、海水阻力矩M2和鉆柱的慣性扭矩M3之和：

M=M1+M2+M3

(2)

基于長桿銑削模型[18]，割刀圓周切削力為：

(3)

式中：A為單片割刀切割套管時的承壓面積，m2；B為切削寬度，m；t為切削深度，m；Sz為進給量，取0.12～0.20 mm；Z為合金切削刃個數(shù)；D為割刀的刀尖直徑，m。

由幾何關系可知：

t=Δlsin(α+θ)

(4)

式中：Δl為割刀切入套管深度，m。

因此，切割套管過程中，割刀切割扭矩為：

(5)

式中：f為切割過程的阻力系數(shù)，與套管的表面粗糙度、割刀刀尖的磨損等相關；R為割刀的刀尖半徑，m。

根據(jù)文獻[19]，海水阻力矩為：

M2=43 925.4CρgD2L×10-9

(6)

式中：C為井斜系數(shù)，直井時取1.88×10-4；ρ為海水密度，kg/m3；g為重力加速度，m/s2；D為鉆柱外徑，m；L為切割位置深度，m。

鉆柱的慣性扭矩為：

M3=J?

(7)

(8)

鉆柱內徑0.151 m，鉆柱外徑0.168 m，鉆柱線質量122.353 kg/m，海水密度1 025 kg/m3，切割進給量0.12 mm，合金切削刃12個，切割摩阻系數(shù)3.5，切割承壓面積0.000 03 m2，鉆柱轉速25～50 r/min，泵沖85 min-1，切割位置深度850 m，凸起至銷軸距離0.105 m，刀刃至銷軸距離0.538 m，結構夾角43.3°，切割旋轉角度48.5°，活塞推力1.2×105N。

聯(lián)立式(1)～式(8)，并根據(jù)相關參數(shù)，結合實際工況，計算割刀在切割套管過程中，尾部凸起受力大小為1.2×105N，刀刃受套管的反作用力為2.83×105N，受套管的反扭矩為1.2×104N·m。

1.5.2 有限元仿真

為模擬割刀真實工作情況，研究其實際受力狀態(tài)，根據(jù)其實際結構尺寸建立仿真模型，如圖3所示。仿真過程中為提高計算精度和降低計算成本，做出以下假設：

(1)仿真中忽略割刀與銷軸之間的摩阻；

(2)割刀實際工作包括受力伸出、切割套管、回收3個階段，仿真主要研究其最大工況，因此重點分析其切割套管過程中的受力行為；

(3)活塞對割刀尾部凸起結構的推動作用等效為一個加載在凸起結構處的推力；

(4)根據(jù)套管切割工具的實際尺寸及工況，將套管對割刀的反作用力等效為一個加載在割刀切割位置的切向力。

圖3 割刀仿真模型Fig.3 Simulation model of cutter

根據(jù)實際刀具使用情況，將軸銷處添加鉸支約束；刀具切割處添加x、y方向位移自由度，位移自由度均為0；根據(jù)上述理論計算結果對割刀施加對應載荷。

對割刀進行網(wǎng)格劃分，同時加密割刀的邊界和切割點處的網(wǎng)格，最終網(wǎng)格劃分如圖4所示。

圖4 割刀網(wǎng)格劃分Fig.4 Mesh division of cutter

1.5.3 仿真結果分析

基于實際切割過程中的作用力和扭矩，利用上述仿真方法對割刀進行仿真模擬，相關仿真結果如圖5所示。

由仿真模擬可知：刀具切割處變形量約為0.28 mm，最大變形量為0.45 mm，變形量最大值位于凸出觸點處；x方向變形量主要由凸出觸點處載荷引起，最大變形量約為0.26 mm；y方向變形量主要也是由凸出觸點處載荷引起，最大變形量約為0.42 mm；z方向變形量主要由切割扭矩引起，最大變形量位置位于切割處約為0.27 mm；應力較大的部位分別是觸點周圍、軸銷安裝處及切割處，觸點處應力約為262 MPa，軸銷處的應力約為271 MPa，切割處應力約為1 575 MPa，但應力較大處區(qū)域較小，主要由應力集中引起；應力相對較大的3處位置中，割刀體與套管切割點位置較大，超出材料的強度值。分析認為,該處為線接觸，在較小區(qū)域內由應力集中所致。工具實際使用中，該部位會鋪焊一層耐磨切割材料，切割初期會采用較小排量施工，以減小節(jié)流壓差，控制切割力，隨著切割時間延長，割刀與套管不再是線接觸后才會提高排量施工，以防止高應力損壞切割刀片。銷軸孔內應力約為271 MPa，相對材料強度而言仍有較高安全系數(shù)。凸出觸點部位受力面較小，工況惡劣，盡管應力不算高，仍需進行特殊處理后以提高耐磨性和強度。

2 優(yōu)化設計及應用

2.1 結構優(yōu)化

根據(jù)現(xiàn)場試驗應用情況和上述仿真結果，對套管切割工具的割刀相關結構和材料進行了重新設計和完善，主要包括割刀體尾部的凸出觸點部位的結構和材料優(yōu)化、割刀上的支撐翼板的結構和硬質合金的形狀優(yōu)化以及割刀合金尖部的結構優(yōu)化。

(1)針對割刀體凸出觸點部位的崩裂情況，優(yōu)化凸起觸點部位結構，避免在割刀展開過程中活塞與觸點部位接觸發(fā)生應力集中現(xiàn)象，并使在割刀完全展開后與觸點部位的接觸面積增加；在結構優(yōu)化的同時，調整凸起觸點處表面材料的處理方法，增加其表面強度，從而減緩割刀切割過程中活塞對觸點持續(xù)作用下的局部損壞。

(2)針對原設計中割刀上的支撐翼板易外露，在割刀切割套管過程中阻礙正常切割的問題，對割刀進行了改進，如圖6所示。做了如下優(yōu)化：在割刀上去除了支撐翼板，并在高效合金片背部改用硬質合金堆焊焊條堆焊鋪焊，通過該方法可避免割刀切割過程中導致部分硬質合金發(fā)生塑性變形后與周圍接觸部分形成的鋼磨鋼問題；硬質合金原本為三角形結構，當割刀與套管切割時，三角形結構的硬質合金會在作用力和扭矩的綜合作用下，發(fā)生變形和下凹，這樣會造成割刀對套管的持續(xù)切割效率降低，因此將硬質合金以方形形狀進行切割，彌補三角形硬質合金在切割過程中受力發(fā)生下凹的弱點。

(3)針對割刀合金尖部容易發(fā)生應力集中而導致塑性變形和局部斷裂問題，將尖部加工成圓角進行過渡，在避免此處發(fā)生應力集中的同時，提高割刀切割套管時的材料抗沖擊性能。

圖6 割刀體鋪焊示意圖Fig.6 Schematic diagram of pave welding of cutter

2.2 現(xiàn)場應用

割刀改進后，于2021年11月在CD7XX井再次進行現(xiàn)場試驗，切割?339.7和?762.0 mm套管。現(xiàn)場施工時，初期仍采用較低排量，以減小節(jié)流壓差，降低切削力，力求不破壞硬質層情況下實現(xiàn)高效平穩(wěn)切割套管。工具入井前開泵檢查刀片伸出壓力，工具下到設計位置后泵壓提高1～2 MPa，以20 r/min的轉速切割。隨著切割的深入，通過逐漸加大排量提高泵壓，同時提高轉速施工，3 h順利完成切割工作。

施工完成后，焊接在割刀頂層的合金刀片大部破損，背部備用成形合金片及堆焊層基本沒受損壞，工具仍具有切割能力。

3 結論與建議

(1)割刀體主要受力點在銷軸孔部、活塞推動的內凸出部位和與套管接觸切割部位，其中與套管接觸部位受力最大。

(2)在最大受力情況下計算割刀體與套管接觸部位受力，其值超出材料強度值，但實際使用中初始切割時采用的是小排量施工，能夠有效控制該處受力，確保切割順利完成，因此刀體整體強度足夠。

(3)原設計中支撐筋結構不太合理，硬質層磨損、崩脫后存在支撐筋與套管相碰問題，阻礙切割。去掉支撐筋，改為硬質合金堆焊材料支撐后能避免該問題，現(xiàn)場使用效果良好。

(4)成形硬質切割材料還需進一步篩選，以提高抗沖擊性能，減輕崩裂破壞程度。同時現(xiàn)場施工時，對排量和轉速應進行相應優(yōu)選，力求實現(xiàn)在合適切割力下平衡切割。