胡厚猛 孫永濤 孫玉豹 馬增華 顧啟林 王 通

(中海油田服務股份有限公司 天津 300459)

渤海油田的稠油油藏在整體儲量中占有重要地位，稠油熱采是稠油油藏經濟高效開發(fā)的重要手段，2000年以后，渤海油田開展了20余井次的稠油熱采現場試驗[1-3]并逐步進入規(guī)模化開發(fā)階段。熱采井下工具是海上熱采各項工藝實施的具體載體，而其各功能部件的密封性則是決定其各項性能參數可靠性的關鍵所在。目前熱采工具所使用的改性聚四氟乙烯、石墨、全氟醚橡膠(FFKM)等軟密封隨著過熱蒸汽、蒸汽驅、注采一體化、井筒安全控制工藝的應用暴露出適用溫度低、高低交變密封失效以及長期密封可靠性差的問題[4-6]，迫切需要針對海上井下工具提供一套適用于動靜密封不同工作場合、不同尺寸的全金屬密封解決方案。

針對上述問題，本文提出了采用金屬密封代替軟密封的技術思路，分別考慮熱采井下工具不同部件連接所采用的靜密封以及相對運動產生的動密封2種工作場合開展密封結構的設計。全金屬靜密封結構設計采用彈性力學方法優(yōu)選了“內球外錐”的結構形式，同時以接觸應力和使用裝配為目標對錐面角度、球面直徑等關鍵參數進行了優(yōu)化；全金屬滑動密封結構設計采用室內試驗的方法，對其材質、尺寸和表面處理工藝進行優(yōu)選，最后以全金屬滑動密封和靜密封結構為基礎，設計試制了全金屬高溫排氣閥并開展了室內試驗和現場應用，以驗證其高低溫工況下的長效密封性能。本文研究為海上熱采井下工具關鍵密封結構的設計提供了解決方案，提高了海上熱采井下工具的可靠性。

1 全金屬靜密封設計

井下工具部件的外形主要為圓筒狀，各部件靜密封的方式主要為錐-錐密封、球-錐密封及臺肩密封[7]。實際應用中一般將錐-錐密封或球-錐密封與臺肩密封進行組合而形成兩級金屬密封，以便在井下承壓或受拉等復雜工況下保持可靠的密封性。由于封隔器、安全閥、排氣閥等井下工具零部件的尺寸、結構形式不同，因此需要通過計算分析各種密封方式的接觸應力、上扣扭矩和尺寸過盈量，對密封方式進行優(yōu)選和組合以簡化結構，提高密封可靠性，降低裝配難度。

1.1 錐-錐密封理論分析模型

錐-錐密封在內外管擰緊過程中，內外管錐面逐漸靠近貼合形成密封，并且隨著上扣扭矩的增加產生徑向過盈達到密封的效果(圖1)。在考慮內外管材質相同的情況下，其密封面徑向過盈接觸應力可采用彈性力學基于厚壁圓筒模型的拉美公式進行計算[8-9]，表示為

(1)

其中

rx=r0+xtanγ(0≤x≤Lz)

(2)

式(1)、(2)中：pr為徑向過盈接觸應力，MPa；E為內外管彈性模量，MPa；δr為錐面密封徑向過盈量，mm；

圖1 錐-錐密封結構示意圖

R1為外管半徑，mm；rx為坐標x處錐面密封接觸半徑，mm；r0為外錐面內半徑，mm；r1為內管內半徑，mm；x為以錐-錐接觸最小截面中心為原點(O)，以內外管軸向(x)和徑向(r)建立坐標系中的軸向位置，mm；γ為錐面密封半錐角，(°)；Lz為錐面密封長度，mm。

對徑向過盈接觸應力沿接觸面進行積分，即可得到錐-錐密封裝配時的預緊力，表示為

(3)

式(3)中：Fx為坐標x處的預緊力，N。

因此，錐面密封的上扣扭矩即為螺紋扭矩與錐面摩擦力矩之和，表示為

Tz=Tz1+Tz2

(4)

(5)

式(4)、(5)中：Tz為錐面密封的上扣扭矩，N·m；Tz1為產生預緊力所需要的螺紋扭矩，N·m， 通過式(5)計算[10]；Tz2為錐面的摩擦力矩，N·m，可以通過接觸應力沿密封面積分得到；d2為連接螺紋中徑，mm；P為連接螺紋螺距，mm；μt為連接螺紋摩擦系數，無因次；α為連接螺紋承載角，(°)。

臺肩密封結構與錐-錐密封結構類似，也采用式(1)～(5)的模型計算相關參數。

1.2 球-錐密封理論分析模型

球-錐密封如圖2所示。在內外管擰緊過程中，內管球面與外管錐面首先發(fā)生以初始接觸點為半徑的圓周線接觸，隨著上扣扭矩上升球面和錐面產生法向過盈，球面與錐面形成一定接觸寬度的周向密封面。根據Hertz接觸理論，球頭-錐面的法向接觸應力可以表達為[11-12]

(6)

式(6)中：pq為坐標z處的法向接觸應力，MPa；E*為當量彈性模量，MPa，馬氏體耐熱鋼9Cr1Mo在350 ℃溫度下的當量彈性模量為195 GPa；wm為密封面接觸半寬，mm；Rq為球面半徑，mm；z為以球-

圖2 球-錐密封結構示意圖

錐初始接觸點為原點(O)，以球面切向(z)和法向(y)建立坐標系中的切向位置，mm。最大接觸應力pqmax與平均接觸應力pqava分別表示為

(7)

(8)

由于密封面寬度遠小于密封球面半徑，因而法向過盈量、密封面寬度和球面半徑近似為

(9)

式(9)中：δqN為球面法向過盈量，mm。對接觸應力沿密封面積分，可得密封面附加軸向預緊力，表示為

(10)

式(10)中：Fq為密封面附加軸向預緊力，N；rq為球頭錐面密封面半徑，mm；β為錐面錐角，(°)。

同理，球面密封產生的上扣扭矩為螺紋扭矩與球面摩擦力矩之和，即

Tq=Tq1+Tq2

(11)

(12)

式(11)、(12)中：Tq為球面密封產生的上扣扭矩，N·m；Tq1為產生預緊力所需要的螺紋扭矩，N·m，可根據式(5)求得；μq為連接螺紋摩擦系數，無因次；Tq2為球面的摩擦力矩，N·m，忽略密封面半徑變化時可根據式(12)求得。

1.3 密封結構優(yōu)選

全金屬靜密封在熱采井下工具實際應用中，其外管外徑大多分布在40～60 mm(如排氣閥)與100～140 mm(如安全閥和封隔器)2個區(qū)間內[13-14]。對比外管半徑 30、70 mm 2種尺寸下，錐-錐密封和球-錐密封在不同上扣扭矩下的最大接觸應力(圖3)，可以發(fā)現：①R1=30 mm時，人工上卸扣所能達到的扭矩一般小于600 N·m，在此扭矩范圍內，球-錐密封所能提供的最大接觸應力大于錐-錐密封，扭矩越小則兩者差值越大，所以對于外管尺寸較小的靜密封，采用球-錐的主密封方式更方便裝配且密封接觸應力更大；同時為了防止密封面屈服產生塑性變形，需要臺肩來分擔主密封面的上扣扭矩形成組合密封結構，以保證主密封接觸壓力的穩(wěn)定。②R1=70 mm時，如果要產生大于300 MPa的密封接觸應力，則球-錐密封與錐-錐密封均需進行液壓上扣機裝配，此時2種密封結構均可選擇。

圖3 不同尺寸條件下錐-錐密封與球-錐密封接觸應力對比

1.4 密封結構參數優(yōu)化設計

圖4 不同全金屬靜密封結構示意圖

根據金屬靜密封基礎數據(表1)對“內球外錐”密封結構的關鍵尺寸參數進行優(yōu)化。影響關鍵密封性能的參數主要包括球面半徑Rq、錐面角度β和臺肩角度γ。①考慮到整個金屬密封的總上扣扭矩為600 N·m，一般臺肩的上扣扭矩占總扭矩的75%，因此球-錐密封的上扣扭矩為150 N·m，同時設定Rq=22.5 mm，通過式(7)～(12)可得不同球面半徑和錐面角度下的平均接觸應力和密封面半寬(圖5a)，可以看到隨著錐面角度的增加，密封面寬度減小，最大接觸應力和平均接觸應力也逐漸減小，為了保持較大的密封寬度和接觸應力，錐面角度應盡可能小。②通過球-錐密封接觸點的位置(圖5b)可以看到，在6°～14°時，接觸點的位置較為靠近球面的中間平面，能夠避免接觸位置靠近尖角產生應力集中。綜合以上2點，錐面角度選擇6°～10°較為合理。

表1 金屬靜密封基礎數據Table 1 Basic data of metal static seal

在給定接觸應力600 MPa的條件下，不同球面半徑的密封面寬度和上扣扭矩如圖6所示。可以看到，隨著球面半徑增加，密封面寬度和上扣扭矩逐步增加，因此應盡可能增加球面半徑以提高密封面寬度和密封效果；球面半徑也受密封結構幾何尺寸的限制，當Rq>40 mm時，球-錐密封由于更靠近球面邊緣而引起應力集中，因此Rq=40 mm是較為合理的選擇。

圖5 錐面角度對密封參數和接觸點位置的影響

圖6 球面半徑對密封參數的影響(pqmax=600 MPa)

臺肩角度對上扣扭矩的影響見圖7。當R1=27.5 mm時，隨著臺肩角度的增加，臺肩上扣扭矩快速減小，同時球面上扣扭矩占總上扣扭矩的比例增加。為了讓該比例保持在20%～30%內，臺肩角度選擇15°較為合適，此時金屬靜密封結構的總體上扣扭矩為218 N·m。

圖7 臺肩角度對上扣扭矩的影響(R1=27.5 mm)

2 全金屬滑動密封結構關鍵參數優(yōu)選

全金屬滑動密封結構采用彈性金屬密封，相較于橡膠材料，彈性金屬密封不受溫度變化影響，但由于其強度高變形困難，會導致密封與滑動難以平衡，因而需要對配合的滑動密封機構的材質、尺寸和表面處理工藝進行優(yōu)選。

1) 材質。

金屬材質在高溫條件下也會產生一定的尺寸膨脹和強度衰減，從而改變金屬密封環(huán)與外部結構的過盈量，影響滑動密封的效果。選取材料分別為沉淀硬化型馬氏體不銹鋼17-4PH、沉淀硬化型鎳基合金Inconel 718和馬氏體耐熱鋼9Cr1Mo 的活塞桿進行優(yōu)化試驗分析。試驗工裝如圖8所示，金屬密封環(huán)被上下固定套和墊環(huán)固定于密封套內部的上下腔體內，活塞桿穿過密封套與金屬密封環(huán)形成密封，同時可以在密封套與下接頭連接的腔體內上下移動。

圖8 全金屬滑動密封試驗工裝結構示意圖

不同材料活塞桿密封試驗結果見表2?？梢钥吹?，使用馬氏體不銹鋼17-4PH和耐熱鋼9Cr1Mo材質活塞桿的全金屬滑動密封機構在常溫30 ℃下及高溫350 ℃下均能有效實現密封，鎳基合金Inconel 718材質活塞桿的全金屬滑動密封機構在250 ℃下密封失效。分析認為，這一現象是由于鎳基合金Inconel 718的熱膨脹系數隨溫度增加而增大的最多而造成的。因此對于全金屬滑動密封機構，應優(yōu)先選擇馬氏體不銹鋼17-4PH和耐熱鋼9Cr1Mo兩種材質。

表2 3種不同材料活塞桿密封試驗結果Table 2 Sealing test results of piston rod with three different materials

2) 表面處理工藝。

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對表面鹽浴復合處理和表面鍍鉻處理2種工藝進行優(yōu)選。進行表面鹽浴復合處理后，工件表面粗糙度Ra<1.6 μm，表面硬度得以提高，因而很好地改善了不銹鋼的粘扣現象；進行表面鍍鉻處理后，工件表面粗糙度Ra<0.8 μm，工件耐腐蝕性能得以提高。也就是說，2種表面處理工藝均能很好地適應全金屬滑動密封機構，實現可靠滑動與密封。

3) 配合尺寸優(yōu)選。

由于金屬密封環(huán)一般用于徑向靜密封，采用其推薦的安裝過盈量時會產生較大的摩擦力[15-16]，對于滑動密封的壽命和動作執(zhí)行產生不利影響。為了更好地平衡摩擦力和密封性能，采用室內試驗的方法評估過盈量對摩擦力和高低溫密封性能的影響，其試驗工裝結構見圖8。通過下接頭連接試壓管線打壓，當活塞桿開始移動時即可得到當前配合尺寸的摩擦力，然后通過將試驗工裝放入油浴槽可進行高溫密封試驗，試驗結果見表3。可以看到，隨著直徑過盈量的增加，摩擦力快速增加，同時高溫下的密封性能明顯改善。其中，直徑12.96 mm、過盈量0.14 mm的活塞桿摩擦力大小適中(400 N)，同時具有較好的密封可靠性。

表3 活塞桿-金屬密封環(huán)動密封試驗結果Table 3 Dynamic sealing test results of piston rod and metal sealing ring

3 全金屬密封結構在井下高溫排氣閥的應用

3.1 高溫排氣閥結構

高溫排氣閥一般安裝在高溫環(huán)空封隔器上部，上部通過液控管線連接地面液控柜，在熱采過程中通過地面液控柜壓力控制高溫排氣閥的開啟和關閉，為環(huán)空注氮、洗壓井等工藝措施提供環(huán)空通道。高溫排氣閥的結構如圖9所示，該工具共使用4個全金屬靜密封結構，和2個全金屬滑動密封結構，上接頭上部連接使用NPT卡套密封的液控管線，下部通過靜密封連接閥座，同時閥座內部和密封套也是采用金屬密封連接，于是形成上部密閉腔體；閥座下部和下接頭通過金屬密封連接，同時在排氣閥關閉時閥座和活塞桿形成球-錐密封，形成下部密封腔體；為了保證活塞桿在上下密封腔之間形成可靠密封，設置了兩處滑動密封，分別通過固定壓套和墊環(huán)將金屬密封環(huán)固定在密封套內部。地面打壓時上部密封腔壓力增加壓縮彈簧同時活塞桿下移，下部密封腔和上部環(huán)空溝通形成環(huán)空通道；地面液控柜泄壓則下部密封腔壓力配合彈簧回彈力帶動活塞桿上移，活塞桿下部的球-錐密封隔斷上下環(huán)空。

圖9 高溫排氣閥結構示意圖

3.2 高溫排氣閥室內密封試驗

3.2.1試驗設備

試驗設備主要包括高溫油槽、高溫排氣閥、壓力平衡容器、壓力表和打壓泵，如圖10所示。高溫排氣閥兩端及閥座中部(閥座中部過流槽加工前先配鉆試壓孔完成試驗)分別連接內部容積大于0.004 m3的壓力平衡容器[17]，一方面用來平衡高溫排氣閥閥體移動時內部容積變動產生的壓力變化，另一方面防止高溫油槽內的熱油返出傷害其他設備。高溫排氣閥連接上接頭、閥座和下接頭三路管線分別連接壓力表和打壓泵，形成上腔、中間腔體和下腔，這3個腔體壓力分別代表液控端、封隔器上部環(huán)空以及封隔器下部環(huán)空的壓力，模擬高溫排氣閥在井下實際工作的狀態(tài)。

圖10 高溫排氣閥室內試驗流程示意圖

3.2.2試驗方法

1) 多輪次高低溫密封試驗。 ①將高溫油槽升溫至350 ℃；②在中間腔體放空的狀態(tài)下，下腔和上腔依次打壓至35 MPa并在高溫下保壓8 h；③將上下腔體壓力補壓至35 MPa并穩(wěn)壓15 min，測試高溫下高溫排氣閥關閉后液控端以及承下壓的密封性能；④高溫油槽停止加熱并冷卻至30 ℃，下腔、上腔、中間腔體依次打壓至35、35、27 MPa，然后穩(wěn)壓15 min，分別測試高溫排氣閥回到低溫后的承上壓、液控端承壓以及承下壓的密封性能[18-19]；⑤重復步驟①～④4輪次。

2) 多輪次高低溫啟閉試驗。①在每輪次高溫時，依次對中間腔體和下腔階梯打壓至0、10、21 MPa，然后在每個壓力點測試高溫排氣閥的開啟壓力5次；②在每輪次低溫時，依次對中間腔體和下腔階梯打壓至0、10、21 MPa，然后在每個壓力點測試高溫排氣閥的開啟壓力5次。

3.2.3試驗結果

1) 多輪次高低溫密封試驗。

從多輪次高低溫密封試驗的高溫保壓曲線(圖11)可以看出，在350 ℃條件下，經過5輪次共41 h的保壓，上腔和下腔壓力均緩慢下降，每輪次上腔和下腔壓降均小于4.1 MPa，證明高溫排氣閥的全金屬密封結構高溫長期密封較為可靠。從多輪次高低溫密封試驗的試驗結果(表4)可以看出，每輪次高溫和低溫的15 min保壓試驗壓降均小于5%，滿足API Specification 14A的要求。

2) 多輪次高低溫啟閉試驗。

多輪次高低溫啟閉試驗結果見表5。隨著高溫試驗輪次增加，高溫排氣閥初開壓力逐漸減小并穩(wěn)定在11.0 MPa，30 ℃下的初開壓力也逐漸減小并穩(wěn)定在13.8 MPa，在5輪次150次有效啟閉試驗中，高溫排氣閥均能正常關閉，表明其開啟關閉功能可靠。

圖11 高溫排氣閥5輪次高溫保壓曲線

表4 5輪次高低溫密封試驗結果(單位：MPa)Table 4 Results of five rounds high and low temperature sealing tests(Unit：MPa)

表5 5輪次高低溫啟閉試驗結果Table 5 Results of five rounds high and low temperature opening and closing tests

3.3 高溫排氣閥現場試驗

為了檢驗全金屬密封結構高溫排氣閥的長期工作的可靠性，在渤海X油田的B36井開展了現場試驗。B36井完鉆井深1 752 m，水深12.2 m，采用508 mm隔水導管、339.7 mm表層套管和244.5 mm生產套管與防砂篩管完井。高溫排氣閥下入深度為189.1 m。

B36井為渤海第一口蒸汽驅井，注熱溫度為280～311 ℃，油管壓力6.4～9.3 MPa，套管壓力6～8.8 MPa，注汽速度8～11.8 t/h，環(huán)空采用間歇注氮進行隔熱，截至2020年10月，總注熱時間為100 d，總注入量20 266 t，注熱過程中高溫排氣閥溫度及地面液控壓力變化如圖12所示。在注熱過程中，地面液控柜在油套環(huán)空溫度達到平衡后，一直保持在27.5 MPa附近，表明高溫排氣閥在長期高溫及多輪次高低溫交變的工況下，其全金屬靜密封和滑動密封密封性能良好。

圖12 渤海X油田B36井高溫排氣閥控制壓力及溫度變化曲線

4 結論

1) 通過的理論分析與室內試驗，并設計并優(yōu)化了“內球外錐”全金屬靜密結構的密封性能、可裝配性能，以及全金屬滑動密封結構的活塞桿直徑和過盈量，使其在具有較好的高低溫密封性能同時摩擦力較小。

2) 以高溫排氣閥為例介紹了在全金屬密封結構在熱采井下工具上的應用，通過室內多輪次高溫試驗和現場試驗表明全金屬密封結構在長期高溫及多輪次高低溫交變工況下具有較好的密封可靠性和動作可靠性。

3) 基于室內試驗和現場試驗的結果，建議全金屬密封機構在高溫井下安全閥、高溫封隔器等熱采井下工具中推廣應用，助力渤海稠油熱采規(guī)?；_發(fā)；同時在全金屬密封結構材料優(yōu)選和動靜密封結合等方面繼續(xù)研究，進一步降低滑動摩擦力和漏失量，提高全金屬密封結構的適用性和可靠性。