于 浩,王 昊,練章華,丁亮亮

(西南石油大學油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點實驗室,四川 成都 610500)

1 引言

螺紋接頭用來連接油套管,由于油套管是一次性加工成型的,相比之下,有機械連接結構的螺紋部位要更容易失效,或者是產(chǎn)生泄漏,影響油田生產(chǎn)。據(jù)調(diào)研,在本世紀初,國內(nèi)油田由于螺紋失效導致的油井管柱失效達到了90%,由此造成的損失巨大[1-6]。而即使螺紋沒有失效,在井下復雜載荷環(huán)境下的長期作業(yè)對其密封性能也是巨大的考驗,特別是在氣田的生產(chǎn)中,相比于油,氣體具有更強的滲透能力,如果螺紋的密封能力達不到要求,一旦發(fā)生泄漏,將導致環(huán)空帶壓等異?，F(xiàn)象,影響開發(fā)的后續(xù)作業(yè),所以螺紋密封的可靠性是保證油氣井正常生產(chǎn)的重要因素[7-10]。近年來,大量的專家學者針對井下特殊螺紋接頭的密封進行了研究。黃翠英[11]等認為密封面接觸壓力大于內(nèi)部壓力且接觸面上大部分處于彈性階段即基本滿足接頭不泄露的要求。王新虎[12]等發(fā)現(xiàn)如果臺肩扭矩在總上扣扭矩中占的比例低會明顯降低拉伸載荷下的螺紋密封完整性。申昭熙[13]等分析了螺紋接頭的主要參數(shù)對螺紋密封性能的影響,認為內(nèi)外螺紋的錐度配合、螺紋中徑過盈量以及密封直徑過盈量直接影響了其密封性能。竇益華[14]等發(fā)現(xiàn)特殊螺紋接頭在受到長周期的交變拉伸載荷之后,密封面的最大接觸應力會減小,導致密封性能下降。曹銀萍[15]等基于ISO熱循環(huán)實驗針對某特殊螺紋接頭開展了數(shù)值模擬,發(fā)現(xiàn)一次完整的熱循環(huán)之后,密封面上的Mises應力以及接觸壓力均有減小。

目前的研究大多是尋找結構上以及外部環(huán)境中影響密封性能的因素,但卻沒有對螺紋接頭的密封性能進行量化評價。本文在現(xiàn)有研究成果的基礎上,基于金屬對金屬密封接觸能機理,得到臨界密封性能參數(shù);同時引入螺紋全長、半長、密封面與臺肩面總長三種接觸長度下的密封性能指數(shù),與臨界密封性能參數(shù)進行比較;得到復雜工況下螺紋連接結構中不同位置的泄漏情況,以直觀的量化螺紋接頭的密封性能。為復雜井下工況特殊螺紋接頭的選型以及后續(xù)對螺紋接頭的結構改進提供幫助。

2 密封性能評價理論分析

對特殊螺紋接頭的密封性能評價可從兩個方面進行:一是對螺紋接頭的完整性進行評價,即螺紋接頭是否發(fā)生結構失效而失去密封能力,具體是觀察接頭是否存在大面積的高應力區(qū)、是否出現(xiàn)大面積的塑形貫通。

二是通過金屬對金屬密封性能指數(shù)來進行表征;考慮到螺紋接頭的密封本質(zhì)上還是金屬對金屬的密封結構,密封性能主要受到密封接觸壓力和密封長度的影響,可使用密封性能指數(shù)來表征阻止氣體通過金屬對金屬密封結構的流動阻力,具體是通過計算法向接觸壓力在密封長度上的積分[16]:

將金屬對金屬密封性能指數(shù)定義為Wa,具體的表達式為

(1)

式中Wa——密封性能指數(shù);L——密封長度,mm;P——密封接觸壓力,MPa。

定義臨界密封指數(shù)Wac,當計算的密封性能指數(shù)大于這一值,可認為此接頭提供了足夠的防泄漏能力。

Wac的計算如下

(2)

式中Pg——內(nèi)壓,MPa;Pa——大氣壓強,MPa。

通常在對螺紋接頭密封性進行評價要結合兩個方面綜合分析,即螺紋接頭沒有大面積失效且密封性能參數(shù)大于臨界值,則螺紋接頭的密封性能能夠得到保證。

將密封性能參數(shù)評價繼續(xù)細化,分別以密封面和臺肩接觸總長度、螺紋半長、螺紋全長三個接觸長度分別計算密封性能指數(shù),并分別與臨界密封指數(shù)進行比較,以求直觀的量化不同工況下螺紋接頭不同位置的泄漏情況,以更準確的評價螺紋接頭的密封能力。

螺紋全長的密封性能指數(shù)計算式上已給出;將螺紋半長的密封性能指數(shù)定義為Wah,具體的表達式為

(3)

式中L——密封長度,mm。

將臺肩與密封面的密封性能指數(shù)定義為Waj,具體的表達式為

(4)

式中,Lt——臺肩密封長度,mm;Lm——密封面接觸長度;mm。

3 有限元分析

3.1 有限元模型建立

選擇油管規(guī)格為:直徑88.9mm,壁厚為6.45mm;螺紋錐度為1∶16,導向面角度為25°,承載面角度為3°,扭矩臺肩角度為-8°,密封形式為錐面-柱面。使用ABAQUS商用有限元分析軟件建立二維軸對稱模型進行分析,取管體長度(包括外螺紋長度)為螺紋長度的三倍。通過對螺紋以及臺肩面上施加一定的過盈約束模擬螺紋的上扣過程,內(nèi)螺紋和外螺紋接觸對模型為面-面接觸,摩擦因子為0.02;單方向的載荷工況選擇等向硬化模型;為提高計算效率,管體和接箍段選擇四面體結構化網(wǎng)格劃分,外螺紋和內(nèi)螺紋嚙合段選擇四面體自由化網(wǎng)格劃分;同時,為保證計算精度,在螺紋嚙合段、密封面以及負角度扭矩臺肩處進行適當?shù)木W(wǎng)格加密:加密后螺紋嚙合段網(wǎng)格密度為0.02,其余部分為0.05。網(wǎng)格劃分如圖1。

圖1 模型網(wǎng)格劃分

3.2 材料參數(shù)

管體和螺紋為各向同性材料,材料屈服后為各向同性強化。計算時材料性能參數(shù)取值如表1。

表1 P110油管材料屬性

3.3 邊界條件及載荷施加

由于此特殊螺紋存在接箍,接箍中面的軸向位移為零,因此在接箍對稱面的節(jié)點上施加軸向位移約束,徑向自由。施加的軸向力轉化為均布載荷作用在管體的大端,其計算公式為

(5)

式中,Fa——軸向應力,MPa;F——軸向力,kN;d0——管體外徑,mm;d1——管體內(nèi)徑,mm。

針對試壓、改造、關井、生產(chǎn)等工況下的載荷范圍進行了大量的模擬,具體加載情況如表2所示。

表2 加載情況

3.4 有限元分析結果

3.4.1 不同上扣工況下的有限元分析

由于實際上扣時最終上扣扭矩難以保證達到最佳上扣扭矩,會出現(xiàn)上扣不完全或是上扣扭矩過大等情況,有必要對不同上扣情況進行模擬。圖2為推薦上扣扭矩范圍內(nèi)臺肩處的Mises應力分布,隨著上扣扭矩的增加,臺肩處的最大Mises應力從466MPa增加到643MPa;由于上扣扭矩是由引扣扭矩、螺紋部分扭矩、密封面扭矩、臺肩扭矩組成,上扣扭矩越大則最后的臺肩處扭矩越大,相應的Mises應力值也越大,模擬結果符合理論分析。

圖2 不同上扣扭矩臺肩處Mises應力云圖

3.4.2 拉伸工況下的有限元分析

在井下,由于受到自重等因素的影響,螺紋接頭會受到拉伸載荷。圖3為工況3中拉伸載荷下接頭的Mises應力云圖。由圖3知:軸向拉伸載荷下,Mises應力集中在首尾段螺紋的承載面上,在施加的極限拉伸載荷下,外螺紋第一扣承載面上的Mises應力值達到了925MPa,遠遠超過了材料的屈服極限,但由于螺紋牙厚較大,所以沒有產(chǎn)生結構破壞;并且隨著拉伸載荷的增大,臺肩面分離,此時臺肩處只密封面起密封作用;不論拉伸載荷的大小,螺紋嚙合部分的平均應力值均不高于管體,說明此螺紋的抗拉性能能夠得到保證。

圖3 拉伸工況下接頭Mises應力云圖

3.4.3 壓縮工況下的有限元分析

圖4為工況3中壓縮載荷下接頭的Mises應力云圖。由圖4可知:隨著壓縮載荷的增大,臺肩面上Mises應力值隨之增加,但由于扭矩臺肩的負角度較小,一定程度上緩解了圓角處的應力集中,接頭的最大Mises應力值還是出現(xiàn)在首尾段螺紋的承載面上;施加的幾種壓縮載荷下接頭的最大Mises應力值均超過材料的屈服極限,結構中出現(xiàn)一定的塑形變形,但未發(fā)生塑形貫通,螺紋整體結構完整。

圖4 壓縮工況下接頭Mises應力云圖

4 密封性能評價

4.1 不同上扣扭矩螺紋密封性能評價

為分析不同上扣扭矩下螺紋接頭的密封情況,對最小上扣扭矩至最大上扣扭矩這一范圍內(nèi)螺紋接頭的密封性能進行分析。圖5為不同扭矩下的特殊螺紋接頭氣密封性能參數(shù)變化曲線圖,可知三種接觸長度下的密封性能指數(shù)均隨上扣扭矩增加而線性增加。

圖5 不同扭矩下接頭密封性能指數(shù)變化圖

4.2 復雜井下工況螺紋密封性能評價

在實際工作中,大量流體在流經(jīng)油管柱的過程中,油管柱內(nèi)壓逐漸升高,油管內(nèi)部壓強會有變化;而由于油管的自重以及油管內(nèi)液柱的出現(xiàn)和消失,相應的油管會受到軸向的拉伸和壓縮載荷,這些復雜載荷會對螺紋接頭的性能產(chǎn)生影響。為此,開展了上扣后復雜工況下的特殊螺紋密封性能研究。圖6、圖7為上扣后復雜載荷下全密封指數(shù)變化圖。

圖6 上扣后拉伸工況下全密封指數(shù)變化圖

圖7 上扣后壓縮工況下全密封指數(shù)變化圖

由圖6可知:接頭承受拉伸載荷時,不同內(nèi)壓下的全密封指數(shù)均大于臨界密封指數(shù),說明使用全密封指數(shù)評價拉伸載荷下此特殊螺紋的密封性能時,螺紋的密封能力是合格的。由圖7可知:接頭上扣后不受軸向載荷而受不同內(nèi)壓作用時,全密封指數(shù)與臨界密封性能參數(shù)較接近,但仍能保持密封能力不發(fā)生泄露;受到軸向載荷越大,螺紋的密封能力越強;值得注意的是,內(nèi)壓100MPa、軸向壓縮載荷加載到73.4噸時,管體變形失效,此時接頭的全密封指數(shù)仍大于臨界密封性能指數(shù),接頭仍保持密封。由圖6、圖7可知:相同載荷下,內(nèi)壓的增大會導致管體膨脹,一定程度上增加了密封的接觸壓力,相應地增強了螺紋的密封性能。

為進一步分析復雜工況下此特殊螺紋的工作情況,使用螺紋半接觸長度下的密封性能指數(shù)Wah對此特殊螺紋的密封性能進行分析。得到的結果如圖8、圖9。

圖8 上扣后拉伸工況下半密封指數(shù)變化圖

圖9 上扣后壓縮工況下半密封指數(shù)變化圖

由圖8、圖9可知:不論是承受拉伸、壓縮載荷,使用螺紋半長計算的密封性能指數(shù)同樣大于對應的臨界密封指數(shù),說明此時螺紋半長處無泄漏,但使用半齒長度上的接觸壓力計算的半密封指數(shù)對螺紋的密封性能進行評價的結果已與使用全密封指數(shù)的評價結果有了差異:由于接觸長度的減少,半密封性能指數(shù)與相應臨界密封指數(shù)的比值已遠低于全密封指數(shù)與相應臨界密封指數(shù)的比值,這表明螺紋發(fā)生泄漏的可能性在增加。為此,使用臺肩以及密封面長度上的接觸壓力計算的密封指數(shù)Waj繼續(xù)進行分析。得到的結果如圖10、圖11所示。

圖10 上扣后拉伸工況下臺肩密封指數(shù)變化圖

圖11 上扣后壓縮工況下臺肩密封指數(shù)變化圖

由圖10可知:接頭承受拉伸載荷時,不同內(nèi)壓下的臺肩密封指數(shù)曲線大部分都在臨界密封性能參數(shù)變化曲線的下方,這表明此特殊螺紋臺肩處泄漏嚴重。內(nèi)壓為0MPa,軸向載荷為1200kN時,臺肩的密封指數(shù)為0,說明此時臺肩已不存在接觸;由圖11可知:接頭承受壓縮載荷時,臺肩處的泄漏情況也不容樂觀;當內(nèi)壓達到25MPa時,上扣后不受軸向載荷的工況下臺肩處就發(fā)生了泄漏;隨著內(nèi)壓的增大,即使受到軸向載荷,臺肩處也會發(fā)生泄漏,但軸向載荷加載到一定水平,臺肩處的接觸應力足夠大時,比如內(nèi)壓為50MPa、軸向載荷大于450kN時,臺肩處的密封指數(shù)就大于臨界密封性能參數(shù),螺紋接頭處實現(xiàn)完全的密封。由圖10、圖11可知:不論是拉伸或是壓縮工況,此特殊螺紋臺肩處的泄漏都比較嚴重,一般來說,拉伸工況中,內(nèi)壓不變時,載荷越大,臺肩處泄漏越嚴重,載荷不變時,內(nèi)壓越大,臺肩處泄漏越不嚴重;在壓縮工況中則是相反的情況。

5 結論

1)針對外徑為88.9mm,壁厚為6.45mm的某油管特殊螺紋接頭,利用ABAQUS有限元軟件建立了特殊螺紋有限元模型,引入一種新的密封性能評價方法,并對其在不同上扣扭矩、軸向拉伸與壓縮、內(nèi)壓+軸向拉伸與壓縮等復雜工況下的力學性能以及密封性能進行了分析。

2)此特殊螺紋接頭在推薦上扣扭矩范圍內(nèi)以及多種載荷加載時,螺紋連接結構的最大Mises應力超過了材料的屈服極限,但結構大部分應力水平較低,整體結構完整。

3)使用本文提出的全密封指數(shù)、半密封指數(shù)、臺肩密封指數(shù)對復雜工況下特殊螺紋密封性能進行了分析,結果表明:不同密封長度下的螺紋密封性能相差較大,使用某一種接觸長度下的密封性能方法是不全面的,細化不同密封長度下螺紋的密封性能評價有助于了解螺紋接頭具體的泄漏位置,為細化螺紋的選型以及螺紋結構的改進提供幫助。