單 涵 王 成 許雷明 高連新

(1.華東理工大學機械與動力工程學院 上海 200237；2.江蘇常寶普萊森鋼管有限公司 江蘇常州 213200)

隨著我國油氣井開發(fā)不斷向深井、超深井等高難度復雜井發(fā)展，油井的復雜工況對油套管性能提出了更加嚴苛的要求。特殊螺紋接頭作為管柱連接中最為薄弱的環(huán)節(jié)，確保其密封性能對于油氣田開發(fā)起著尤為重要的作用[1]。

目前對于特殊螺紋接頭密封性能評價的方法主要包括解析法、試驗法及有限元分析方法。ISO 13679是目前國內外廣泛采用的特殊螺紋接頭性能評價標準[2]，依據該標準可最為直觀準確地評價接頭性能，但存在試驗成本高，試驗周期長以及對試驗資質單位要求高等局限性。由于特殊螺紋結構設計復雜，接觸性能復雜以及受載條件的多樣性，難以用解析法準確描述接頭的密封性能[3]。

隨著計算機技術的進步，有限元分析方法逐漸成為研究開發(fā)的重要工具。近些年來，國內外學者采用有限元方法研究了特殊螺紋接頭的微觀應變、局部受力以及氣密封性能[4-5]。曹銀萍等[6]依據ISO 13679B系試驗載荷仿真分析了某特殊螺紋接頭的密封性能，研究了彎曲載荷對接頭應力及接觸壓力分布狀態(tài)的影響。竇益華等[7]仿真分析了不同上扣扭矩對特殊螺紋接頭應力分布的影響，提出了最佳上扣扭矩下接頭的密封性能最佳。曹銀萍等[8]按照ISO 13679熱循環(huán)試驗施加載荷，仿真分析了某特殊螺紋接頭的連接強度與密封性能。上述文獻均借助有限元軟件仿真分析了特殊螺紋接頭的密封性能，但基于ISO 13679A系試驗載荷的特殊螺紋接頭仿真研究較少。本文作者基于ISO 13679A系標準試驗程序以及接頭密封機制，運用有限元分析方法模擬了特殊螺紋接頭受載條件，并仿真分析了其密封性能，密封性能仿真結果與實物試驗結果一致，證明該方法具有替代實物試驗的可行性。

1 特殊螺紋接頭的密封機制

目前主要有2種評價特殊螺紋接頭密封性能的方法。一種是實物試驗的評價方法，依據ISO 13679規(guī)定的密封準則(氣體泄漏量)來判定特殊螺紋的氣密封性能[2]，如15 min內特殊螺紋接頭的氣體泄漏量小于等于0.9 cm3，則判定其密封性能合格。雖然實物試驗的方法能最為準確地驗證特殊螺紋的實際氣密封性能，在產品開發(fā)中起著不可替代的作用，但是其具有時間周期長、經濟成本高等局限性，并且無法了解特殊螺紋微觀受力[9]。第二種是通過有限元分析方法來獲取密封面上的接觸長度與接觸應力，依據密封機制來判斷特殊螺紋接頭在不同工況下的氣密封性能[10]。運用有限元分析方法可以了解特殊螺紋受力特點，并且可提高研發(fā)效率、節(jié)省人力物力[11-12]。

特殊螺紋接頭結構中公扣與接箍的主密封面通過金屬/金屬過盈配合實現密封，再加上扭矩臺肩的輔助密封作用，與僅依靠螺紋配合來實現密封的傳統(tǒng)API接頭相比具有更優(yōu)異的氣密封性能[13]。

2004年，針對氣密封性能要求苛刻的熱采井，MURTAGIAN等[14]研究了金屬/金屬密封面的密封性能與接觸應力以及接觸長度的關系，提出了密封指數Wa作為特殊螺紋接頭密封性能的判斷依據，見公式(1)。

(1)

式中：L為密封接觸長度，mm；σ(l)為密封接觸長度上的接觸應力，MPa；n為密封相關性指數，有螺紋脂時n取1.2，無螺紋脂時n取1.4。

密封指數法雖然考慮了接觸應力與接觸長度對密封性能的影響，但未考慮泄漏速率以及密封面直徑對密封性能的影響，對特殊螺紋的氣密封性能判定具有一定的局限性。

2017年，XIE和MATTHEWS[15]在實物試驗的基礎之上，考慮了螺紋的密封面直徑D、密封接觸壓力σ、泄漏速率Q以及表面涂層等多因素，提出了有限元分析的氣密性判據，其中密封能SC表達式見公式(2)，密封有效內/外壓所需的密封能SD表達式見公式(3)，密封能倍數SC/SD表達式見公式(4)。若b≥1則說明接頭具有密封性，且該值越大說明氣密封性能越好。文中采用密封能作為特殊螺紋接頭密封性能的判據。

(2)

SD=ADKQmp

(3)

b=SC/SD

(4)

式中：L為密封接觸長度，mm；N為密封能加權指數，取1.95；A為密封常數；K為表面處理影響系數，取0.8；m為表面粗糙度影響系數，取-0.033；p為密封有效壓力，MPa。

2 A系載荷包絡線試驗簡介

ISO 13679中A系載荷包絡線試驗的目的是評價高載荷及復合載荷時螺紋接頭是否能滿足密封性能[2]。該試驗是通過對試樣施加外壓/內壓和拉伸/壓縮載荷，使其接近最大服役條件并加速潛在的泄漏可能性[16]。CAL Ⅳ是分別在高溫和室溫下加載。

A系試驗分為3個部分：(1)高溫試驗(90%VME)，(2)QⅠ-QⅢ循環(huán)試驗，(3)室溫試驗(90%VME和95%VME)，其中VME表示等效應力水平。A系高溫試驗與室溫試驗中，載荷點按逆時針-順時針方向在TLE(試驗載荷包絡線)的4個象限中施加。A系QⅠ-QⅢ循環(huán)試驗中，載荷在QⅠ載荷點13Cycle和QⅢ載荷點22e之間循環(huán)施加，載荷點13Cycle溫度控制在65 ℃以下，載荷點22e溫度為試驗高溫。

文中以規(guī)格φ88.9 mm×6.45 mm 13Cr某油管特殊螺紋接頭為研究對象，依據ISO 13679標準，在4個密封試樣中，試樣1、2為螺紋過盈量高且密封過盈量低，是理論上最容易泄漏的試樣，因此選取試樣1來檢驗該特殊螺紋的密封性能，樣管參數如表1所示，樣管的拉伸效率及壓縮效率均為100%。

表1 樣管參數

A系試驗載荷包絡線包括高溫90%VME試驗載荷包絡線，QⅠ～ QⅢ循環(huán)試驗載荷包絡線以及室溫90%和95%VME試驗載荷包絡線，A系載荷包絡線試驗載荷譜如表2和圖1所示。

圖1 CAL Ⅳ級A系載荷循環(huán)試驗

表2 A系包絡線試驗載荷譜

3 特殊螺紋接頭有限元模型建立及載荷施加

該接頭密封面采用錐面-錐面密封，由于螺紋連接部位在承受較大拉伸、壓縮、內壓以及外擠等載荷時應變較大，螺紋在上扣和使用過程中一般會出現局部的塑性變形。13Cr油管在高溫(180 ℃)以及室溫(23 ℃)下的實測拉伸曲線如圖2所示。在有限元分析時需將工程應力、工程應變轉換為真實應力、對數應變進行計算。

圖2 13Cr油管實測拉伸曲線

有限元模型采用CAX4I四結點雙線性軸對稱四邊形單元進行網格劃分，在密封面、扭矩臺肩以及螺紋進行網格細化。該特殊螺紋接頭的有限元模型如圖3所示，其中油管公扣接頭的網格數量為16 059個，接箍處網格數量為20 052個。

圖3 特殊螺紋接頭的有限元模型

在有限元建模時需進行以下簡化和假設：(1)由于螺紋升角很小，可忽略其影響，將接頭視為二維軸對稱結構；(2)接頭的材料為低合金鋼或高合金鋼，可視為各向同性體；(3)接觸面的摩擦因數與螺紋脂類型有關，根據對摩擦因數的實測結果，將接頭中各接觸面的摩擦因數設為0.03。

特殊螺紋接頭的接觸問題屬于一種高度的非線性問題，需建立3個面-面接觸對來實現，分別為螺紋導向面接觸對、螺紋承載面接觸對以及密封面-臺肩處的接觸對。將公扣接頭的螺紋導向面、承載面即密封面-臺肩面設置為從面。軸向載荷通過建立連續(xù)分布節(jié)點耦合來施加，接箍端面的約束為固定約束。根據ISO 13679 CAL Ⅳ級試驗要求，可得如表3所示的A系載荷包絡線試驗載荷參數。

表3 A系載荷包絡線試驗載荷參數

在有限元計算時需施加軸向載荷、內壓載荷、外擠載荷以及溫度場等邊界條件，軸對稱模型及載荷邊界條件如圖4所示。

4 特殊螺紋接頭密封性能仿真結果

一次完整的特殊螺紋接頭CAL Ⅳ級A系試驗由2次高溫下90%VME載荷循環(huán)試驗，5次QⅠ～ QⅢ載荷溫度循環(huán)試驗，2次室溫下90%VME載荷循環(huán)試驗以及2次室溫下95%VME載荷循環(huán)試驗組成，載荷加載路徑見圖1。

圖5、圖6所示分別為樣管在高溫A系90%VME載荷循環(huán)時的密封能以及2次循環(huán)的密封能降低量。結合圖1(a)、圖5和圖6可知，在高溫環(huán)境90%VME載荷包絡線第2次循環(huán)時，“拉伸+內壓”載荷點(12e-15e)密封能顯著降低，其中最大拉伸載荷點12e的密封能降低量最大(為62.1%)，其密封能倍數為6.6；隨著內壓的增加，載荷點13e的密封能降低量減少至33.9%，密封能倍數為7.2。在相同的拉伸載荷下，增大內壓會使得外螺紋接觸面積脹大，從而增加了接觸壓力與接觸長度，使得密封性能增強，這表明相較于“高內壓+高拉伸”工況，特殊螺紋在“低內壓+高拉伸”的工況下的氣密封性能更差，因此在此工況更容易發(fā)生泄漏，需要控制合適的最大拉伸載荷。最大內壓載荷點15e的密封能降低量為44.8%，且密封能倍數最小(僅為4.1)，這表明在高內壓工況下，降低拉伸載荷對特殊螺紋的氣密封性能的優(yōu)化并沒有顯著作用，因此需要控制最大內壓載荷?！袄?外壓”載荷點以及“壓縮+外壓”載荷點(22e～26e)密封能降低量較小，控制在5%之內，均能滿足氣密封要求。

圖5 高溫90%VME載荷循環(huán)時各載荷點的密封能

圖6 高溫90%VME載荷循環(huán)后各載荷點的密封能降低量

圖7、圖8所示分別為1號試樣在A系載荷溫度循環(huán)時的密封能以及5次循環(huán)的密封能降低量。結合圖1(b)、圖7和圖8可知，載荷點13Cycle的密封能SD為62 m·MPa1.95，載荷點22e的密封能SD為65 m·MPa1.95，兩者數值接近。1號試樣在經過載荷點13Cycle(室溫)～22e(高溫)的5次載荷溫度循環(huán)后，其密封能變化量可控制在2%，無顯著變化，載荷點13Cycle的密封能倍數為5.7，載荷點22e的密封能倍數為7.5。由此可知，氣密封螺紋連接在室溫90%VME“拉伸+內壓”與高溫90%VME“壓縮+外壓”這2種工況循環(huán)下具有良好的氣密封性能。

圖7 載荷溫度循環(huán)時13Cycle、22e載荷點的密封能

圖8 載荷溫度循環(huán)時13Cycle、22e載荷點的密封能降低量

圖9、圖10以及圖11所示分別為室溫A系90%VME、95%VME載荷循環(huán)時的密封能以及2次循環(huán)的密封能降低量。結合圖1(c)、圖9、圖11可知，在室溫環(huán)境下90%VME載荷包絡線第二次循環(huán)時，密封能降低量均小于14.7%，在“拉伸+內壓”載荷點中，15a的密封能降低量最大(為7.8%)，其密封能倍數為6.2；在“拉伸+外壓”載荷點中，25a與26a的密封能降低量分別為13.7%與13.5%，密封能倍數分別為4.0與3.4，在此次循環(huán)中均能滿足氣密封性能要求。

圖9 室溫90%VME載荷循環(huán)時各載荷點的密封能

圖10 室溫95%VME載荷循環(huán)時各載荷點的密封能

圖11 室溫下不同VME載荷2次循環(huán)的密封能降低量

由圖11可知，在室溫環(huán)境下95%VME載荷包絡線第二次循環(huán)時密封能顯著下降，“拉伸+內壓”載荷點15a的密封能降低量最大(為36.8%)，密封能倍數為5.7。在“拉伸+外壓”載荷點中，25a與26a的密封能降低量分別為21.5%和22.7%，密封能倍數分別為2.7和3.0，在此次循環(huán)中均能滿足氣密封性能要求。

5 特殊螺紋接頭密封性能分析

決定密封性能的主要因素是接觸面上的接觸壓力與接觸長度，同時密封面上的平均塑性應變也是影響密封性能的重要因素。結合圖1與仿真結果可知，載荷點15e、26a90、25a95(載荷點示意圖見圖1)在對應的載荷循環(huán)中密封能倍數最小，其中載荷點26a90和25a95均表示“拉伸+外壓”的復合載荷工況，以上載荷點的密封性能相對較差，因此可將其視為關鍵載荷點，重點分析其密封能。

圖12所示為密封面在關鍵載荷點的塑性應變云圖，公扣與接箍處的平均塑性應變見表4。上扣時塑性應變均出現在接箍處，加載到高溫載荷循環(huán)的15e時，公扣處已發(fā)生塑性應變，且接箍處的塑性應變區(qū)域出現擴大趨勢，當加載到室溫載荷循環(huán)的26a90與25a95時，公扣與接箍處的塑性應變區(qū)域均明顯擴大，隨著試驗的運行平均塑性應變逐漸增大。

表4 公扣與接箍處的平均塑性應變

圖13所示為密封面在關鍵載荷點的接觸應力-接觸長度曲線。由圖12和表4可知，當加載到15e時接頭密封面出現了明顯的塑性應變，結合上扣與載荷點15e的接觸應力-接觸應變曲線可知，接頭中發(fā)生塑性應變的位置，其接觸應力發(fā)生驟降，隨后又恢復到高接觸應力。因此可推斷密封面發(fā)生塑性應變會使接觸應力降低從而影響密封性能；同時螺紋接頭在內壓作用下將外螺紋的密封面脹大，使得密封面接觸的結束位置后移。結合26a90與25a95載荷點的接觸應力-接觸應變曲線可知，隨著載荷循環(huán)次數的增加，密封面上的接觸長度與接觸應力均減少，接頭的密封性能會逐漸降低。因此CAL Ⅳ級試驗相較于CALⅠ、CALⅡ、CAL Ⅲ試驗對特殊螺紋接頭的氣密封性能提出了更苛刻的要求。

圖13 關鍵載荷點的接觸應力-接觸長度曲線

6 結論

建立了某特殊螺紋接頭的有限元模型，按照ISO 13679 CAL Ⅳ級A系試驗施加復合載荷，仿真分析了該接頭的密封性能，取得如下結論：

(1)特殊螺紋接頭對高溫(180 ℃)和室溫95%VME包絡線載荷循環(huán)相對敏感，密封能降低量較大，在實物試驗與有限元分析中都應重點關注這2個階段的氣密封性能變化。

(2)密封面處的平均塑性應變是影響接頭密封性能的重要因素，塑性應變會使接觸應力下降從而降低接頭的密封性能。

(3)一次完整的A系循環(huán)試驗后，特殊螺紋接頭密封面上的接觸應力和接觸長度均減小，接頭整體仍能保持氣密封性能。

(4)運用有限元分析方法可有效模擬ISO 13679 A系試驗過程中的受載條件，密封性能模擬結果與實物試驗結果一致，該方法可提高特殊螺紋接頭的開發(fā)效率并具有替代實物試驗的可行性。