單 涵 王 成 許雷明 高連新

(1.華東理工大學(xué)機械與動力工程學(xué)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(fù)雜井發(fā)展，油井的復(fù)雜工況對油套管性能提出了更加嚴(yán)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(nèi)外廣泛采用的特殊螺紋接頭性能評價標(biāo)準(zhǔn)[2]，依據(jù)該標(biāo)準(zhǔn)可最為直觀準(zhǔn)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(zhì)單位要求高等局限性。由于特殊螺紋結(jié)構(gòu)設(shè)計復(fù)雜，接觸性能復(fù)雜以及受載條件的多樣性，難以用解析法準(zhǔn)確描述接頭的密封性能[3]。

隨著計算機技術(shù)的進(jìn)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(nèi)外學(xué)者采用有限元方法研究了特殊螺紋接頭的微觀應(yīng)變、局部受力以及氣密封性能[4-5]。曹銀萍等[6]依據(jù)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(yīng)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(yīng)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(xiàn)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(biāo)準(zhǔn)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(jié)果與實物試驗結(jié)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(jù)ISO 13679規(guī)定的密封準(zhǔn)則(氣體泄漏量)來判定特殊螺紋的氣密封性能[2]，如15 min內(nèi)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(zhǔn)確地驗證特殊螺紋的實際氣密封性能，在產(chǎn)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(jīng)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(yīng)力，依據(jù)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(jié)構(gòu)中公扣與接箍的主密封面通過金屬/金屬過盈配合實現(xiàn)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(xiàn)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(yīng)力以及接觸長度的關(guān)系，提出了密封指數(shù)Wa作為特殊螺紋接頭密封性能的判斷依據(jù)，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(yīng)力，MPa；n為密封相關(guān)性指數(shù)，有螺紋脂時n取1.2，無螺紋脂時n取1.4。

密封指數(shù)法雖然考慮了接觸應(yīng)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(chǔ)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(jù)，其中密封能SC表達(dá)式見公式(2)，密封有效內(nèi)/外壓所需的密封能SD表達(dá)式見公式(3)，密封能倍數(shù)SC/SD表達(dá)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(jù)。

(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(quán)指數(shù)，取1.95；A為密封常數(shù)；K為表面處理影響系數(shù)，取0.8；m為表面粗糙度影響系數(shù)，取-0.033；p為密封有效壓力，MPa。

2 A系載荷包絡(luò)線試驗簡介

ISO 13679中A系載荷包絡(luò)線試驗的目的是評價高載荷及復(fù)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(nèi)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(yīng)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(luò)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(jù)ISO 13679標(biāo)準(zhǔn)，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(shù)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(shù)

A系試驗載荷包絡(luò)線包括高溫90%VME試驗載荷包絡(luò)線，QⅠ～ QⅢ循環(huán)試驗載荷包絡(luò)線以及室溫90%和95%VME試驗載荷包絡(luò)線，A系載荷包絡(luò)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(luò)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(nèi)壓以及外擠等載荷時應(yīng)變較大，螺紋在上扣和使用過程中一般會出現(xiàn)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(yīng)力、工程應(yīng)變轉(zhuǎn)換為真實應(yīng)力、對數(shù)應(yīng)變進(jìn)行計算。

圖2 13Cr油管實測拉伸曲線

有限元模型采用CAX4I四結(jié)點雙線性軸對稱四邊形單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，在密封面、扭矩臺肩以及螺紋進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)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(wǎng)格數(shù)量為16 059個，接箍處網(wǎng)格數(shù)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(jìn)行以下簡化和假設(shè)：(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(jié)構(gòu)；(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(shù)與螺紋脂類型有關(guān)，根據(jù)對摩擦因數(shù)的實測結(jié)果，將接頭中各接觸面的摩擦因數(shù)設(shè)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(xiàn)，分別為螺紋導(dǎo)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(dǎo)向面、承載面即密封面-臺肩面設(shè)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(jù)ISO 13679 CAL Ⅳ級試驗要求，可得如表3所示的A系載荷包絡(luò)線試驗載荷參數(shù)。

表3 A系載荷包絡(luò)線試驗載荷參數(shù)

在有限元計算時需施加軸向載荷、內(nèi)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(jié)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(jié)合圖1(a)、圖5和圖6可知，在高溫環(huán)境90%VME載荷包絡(luò)線第2次循環(huán)時，“拉伸+內(nèi)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(shù)為6.6；隨著內(nèi)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(shù)為7.2。在相同的拉伸載荷下，增大內(nèi)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(nèi)壓+高拉伸”工況，特殊螺紋在“低內(nèi)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(nèi)壓載荷點15e的密封能降低量為44.8%，且密封能倍數(shù)最小(僅為4.1)，這表明在高內(nèi)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(nèi)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(nèi)，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(jié)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(shù)值接近。1號試樣在經(jīng)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(shù)為5.7，載荷點22e的密封能倍數(shù)為7.5。由此可知，氣密封螺紋連接在室溫90%VME“拉伸+內(nèi)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(jié)合圖1(c)、圖9、圖11可知，在室溫環(huán)境下90%VME載荷包絡(luò)線第二次循環(huán)時，密封能降低量均小于14.7%，在“拉伸+內(nèi)壓”載荷點中，15a的密封能降低量最大(為7.8%)，其密封能倍數(shù)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(shù)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(luò)線第二次循環(huán)時密封能顯著下降，“拉伸+內(nèi)壓”載荷點15a的密封能降低量最大(為36.8%)，密封能倍數(shù)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(shù)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(yīng)變也是影響密封性能的重要因素。結(jié)合圖1與仿真結(jié)果可知，載荷點15e、26a90、25a95(載荷點示意圖見圖1)在對應(yīng)的載荷循環(huán)中密封能倍數(shù)最小，其中載荷點26a90和25a95均表示“拉伸+外壓”的復(fù)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(guān)鍵載荷點，重點分析其密封能。

圖12所示為密封面在關(guān)鍵載荷點的塑性應(yīng)變云圖，公扣與接箍處的平均塑性應(yīng)變見表4。上扣時塑性應(yīng)變均出現(xiàn)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(yīng)變，且接箍處的塑性應(yīng)變區(qū)域出現(xiàn)擴大趨勢，當(dāng)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(yīng)變區(qū)域均明顯擴大，隨著試驗的運行平均塑性應(yīng)變逐漸增大。

表4 公扣與接箍處的平均塑性應(yīng)變

圖13所示為密封面在關(guān)鍵載荷點的接觸應(yīng)力-接觸長度曲線。由圖12和表4可知，當(dāng)加載到15e時接頭密封面出現(xiàn)了明顯的塑性應(yīng)變，結(jié)合上扣與載荷點15e的接觸應(yīng)力-接觸應(yīng)變曲線可知，接頭中發(fā)生塑性應(yīng)變的位置，其接觸應(yīng)力發(fā)生驟降，隨后又恢復(fù)到高接觸應(yīng)力。因此可推斷密封面發(fā)生塑性應(yīng)變會使接觸應(yīng)力降低從而影響密封性能；同時螺紋接頭在內(nèi)壓作用下將外螺紋的密封面脹大，使得密封面接觸的結(jié)束位置后移。結(jié)合26a90與25a95載荷點的接觸應(yīng)力-接觸應(yīng)變曲線可知，隨著載荷循環(huán)次數(shù)的增加，密封面上的接觸長度與接觸應(yīng)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(guān)鍵載荷點的接觸應(yīng)力-接觸長度曲線

6 結(jié)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(fù)合載荷，仿真分析了該接頭的密封性能，取得如下結(jié)論：

(1)特殊螺紋接頭對高溫(180 ℃)和室溫95%VME包絡(luò)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(yīng)重點關(guān)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(yīng)變是影響接頭密封性能的重要因素，塑性應(yīng)變會使接觸應(yīng)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(yīng)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(jié)果與實物試驗結(jié)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。