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        連續(xù)管防噴盒膠筒摩擦機(jī)理及過(guò)管穩(wěn)定性分析*

        2023-12-04 01:39:42曾永鋒朱再思
        石油機(jī)械 2023年11期
        關(guān)鍵詞:膠筒因數(shù)摩擦力

        鄭 翔 陳 婷 曾永鋒 朱再思 鄧 琳 李 偉 郭 偉

        (1.中石油江漢機(jī)械研究所有限公司 2.長(zhǎng)江大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 3.中國(guó)石化工程建設(shè)有限公司)

        0 引 言

        連續(xù)管技術(shù)具有作業(yè)安全、效率高等優(yōu)勢(shì),在頁(yè)巖氣開(kāi)采中的應(yīng)用越來(lái)越廣泛。目前,我國(guó)頁(yè)巖氣開(kāi)采井況呈現(xiàn)出井深增加、井內(nèi)壓力增大的趨勢(shì),井控設(shè)備的性能直接影響連續(xù)管作業(yè)的安全性[1-2]。防噴盒安裝在注入頭下方,隔離井筒內(nèi)流體,是連續(xù)管作業(yè)井控安全的關(guān)鍵[3-4]。防噴盒的核心密封件為膠筒,在外部液壓力和井內(nèi)介質(zhì)壓力的共同作用下,膠筒與連續(xù)管接觸形成密封。如果連續(xù)管與膠筒之間的摩擦力過(guò)大,則會(huì)加劇密封面磨損,縮短膠筒的使用壽命。密封失效會(huì)造成井內(nèi)流體溢出,危害人員安全,污染環(huán)境[5]。

        學(xué)者們針對(duì)連續(xù)管防噴盒的研究主要包括結(jié)構(gòu)改進(jìn)和失效分析。2008年,陳澈等[5]對(duì)連續(xù)管防噴盒失效原因進(jìn)行了分析,提出了正確的操作和維護(hù)方法。2013年,朱兆亮等[6]將連續(xù)管防噴器膠筒的幾何形狀由等直徑膠筒改為鼓形,并采用雙膠筒結(jié)構(gòu),改善了膠筒端部受力集中的現(xiàn)象,增強(qiáng)了膠筒密封性能。2017年,劉遠(yuǎn)波等[7]改進(jìn)了FB13-70連續(xù)管防噴盒密封結(jié)構(gòu),拓寬了防噴盒適應(yīng)連續(xù)管管徑的范圍。但是,當(dāng)前研究連續(xù)管過(guò)防噴盒膠筒的摩擦阻力及摩擦阻力對(duì)井口連續(xù)管徑向無(wú)支撐段穩(wěn)定性影響的報(bào)道不多。

        連續(xù)管由低碳合金鋼制造,具有尺寸小、柔性大、易發(fā)生失穩(wěn)、加壓困難等特點(diǎn)[8-9]。目前,計(jì)算注入或起升連續(xù)管時(shí)的軸向力往往忽略連續(xù)管過(guò)防噴盒的摩擦阻力或?qū)⑵渥鳛橐粋€(gè)常數(shù)[8,10-13],不能準(zhǔn)確得到連續(xù)管軸向力。另外,依據(jù)注入頭的結(jié)構(gòu),當(dāng)連續(xù)管離開(kāi)注入頭夾持塊至防噴盒導(dǎo)入口時(shí)處于徑向無(wú)支撐狀態(tài)。隨著作業(yè)深度的增加,井筒內(nèi)流體壓力增大,需增加連續(xù)管與膠筒間接觸壓力以保證井口密封,這樣會(huì)導(dǎo)致連續(xù)管過(guò)防噴盒的摩擦阻力增大,連續(xù)管軸向力隨之增大。當(dāng)該軸向力過(guò)大時(shí),無(wú)支撐段連續(xù)管存在失穩(wěn)甚至折斷的風(fēng)險(xiǎn)[10-11]。因此,分析連續(xù)管過(guò)防噴盒時(shí)各因素對(duì)其摩擦阻力影響規(guī)律及其對(duì)井口連續(xù)管無(wú)支撐段穩(wěn)定性的影響十分必要?;诖?,筆者通過(guò)分析防噴盒膠筒的摩擦磨損機(jī)理,采用有限元方法建立連續(xù)管過(guò)防噴盒的摩擦接觸有限元模型,并基于二次開(kāi)發(fā)方法,利用Python語(yǔ)言編寫腳本訪問(wèn)有限元計(jì)算結(jié)果文件,運(yùn)算后得到連續(xù)管摩擦力;同時(shí)研究不同的運(yùn)動(dòng)速度、摩擦因數(shù)和井筒介質(zhì)壓力對(duì)防噴盒膠筒摩擦力的影響規(guī)律,并對(duì)不同參數(shù)下連續(xù)管無(wú)支撐段最大允許長(zhǎng)度值進(jìn)行計(jì)算。所得結(jié)論可為優(yōu)化作業(yè)參數(shù)和計(jì)算連續(xù)管無(wú)支撐段最大允許長(zhǎng)度提供理論基礎(chǔ)。

        1 密封原理及摩擦分析

        防噴盒的密封原理是在外部液壓控制壓力p1和井內(nèi)流體壓力p2的共同作用下,膠筒與連續(xù)管接觸,直到膠筒與缸套、連續(xù)管間的摩擦力等于外部液壓控制壓力p1和井內(nèi)流體壓力p2的合力時(shí)形成密封。防噴盒密封原理如圖1所示。膠筒的結(jié)構(gòu)多為雙瓣式半球齒面嚙合。連續(xù)管注入或起出井時(shí)需穿過(guò)膠筒,膠筒密封面因與連續(xù)管摩擦而發(fā)生磨損。通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)及文獻(xiàn)調(diào)研可知,膠筒的主要失效形式是磨損失效[11]。

        圖1 防噴盒密封原理圖Fig.1 Schematic diagram for sealing of stripper

        圖2為油田現(xiàn)場(chǎng)收集的2個(gè)防噴盒膠筒。由圖2可知,膠筒上下兩端磨損嚴(yán)重,且上端具有明顯的撕裂、掉膠現(xiàn)象。為了進(jìn)一步分析膠筒與連續(xù)管間的摩擦磨損機(jī)制,利用超聲波清洗機(jī)及無(wú)水乙醇對(duì)膠筒進(jìn)行清洗,應(yīng)用奧斯微(AOSVI)高倍數(shù)碼電子顯微鏡觀察表面微觀磨損形貌,放大倍數(shù)為80,相關(guān)設(shè)備及結(jié)果如圖3所示。由圖3可知,膠筒與連續(xù)管的接觸面上沿相對(duì)滑動(dòng)方向出現(xiàn)了大量犁溝狀磨痕。這是由于連續(xù)管材料硬度遠(yuǎn)大于膠筒材料硬度,且連續(xù)管這類井下作業(yè)管柱表面粗糙度較大,可達(dá)15 μm。當(dāng)膠筒與連續(xù)管接觸且發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)時(shí),連續(xù)管表面粗糙微凸體切削(微切削)膠筒表面,形成深度與寬度不同的犁溝。膠筒的主要磨損形式是磨粒磨損,其摩擦力產(chǎn)生的主要因素為機(jī)械作用力[14-15]。

        圖2 使用過(guò)的防噴盒膠筒Fig.2 Used strippers

        圖3 電子顯微鏡及結(jié)果Fig.3 Electron microscope and results

        2 摩擦阻力計(jì)算及結(jié)果分析

        2.1 接觸有限元分析

        依據(jù)連續(xù)管注入頭配套的防噴盒結(jié)構(gòu)及其密封原理,利用ABAQUS軟件建立連續(xù)管過(guò)防噴盒的有限元模型,具體模型如圖4所示。膠筒材料選用力學(xué)性能優(yōu)異、耐磨和耐油的聚氨酯[15-17],邵氏硬度為85 HS;材料模型選擇Mooney-Rivlin模型[18-19],C10=2.101,C01=0.105。模型各部件屬性、尺寸及網(wǎng)格數(shù)量、類型如表1所示。膠筒幾何結(jié)構(gòu)不規(guī)則,對(duì)膠筒劃分網(wǎng)格時(shí),先對(duì)膠筒模型進(jìn)行切分,再采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格(圖4b綠色區(qū)域)和掃略網(wǎng)格(圖4c黃色區(qū)域)劃分技術(shù),網(wǎng)格劃分算法為中性軸算法,膠筒模型切分及網(wǎng)格如圖4b和圖4c所示。

        表1 模型各部件屬性、尺寸及網(wǎng)格參數(shù)Table1 Attributes,dimensions and grid parameters of components in the model

        模型中各部件接觸關(guān)系具體設(shè)置參照文獻(xiàn)[4],采用罰函數(shù)法施加無(wú)穿透接觸約束,使產(chǎn)生接觸的2個(gè)物體滿足無(wú)穿透條件;摩擦模型(切向作用)選擇庫(kù)侖摩擦模型,以摩擦因數(shù)來(lái)表征接觸面間的摩擦學(xué)特性[20-22]。作業(yè)時(shí)受流體、泥沙和油污等井內(nèi)介質(zhì)的影響,連續(xù)管與膠筒接觸界面摩擦學(xué)系統(tǒng)處于復(fù)雜的混合/邊界潤(rùn)滑狀態(tài),摩擦因數(shù)處于0.01~0.40之間,其他接觸對(duì)的摩擦因數(shù)如表2所示[16,23-30]。

        表2 接觸對(duì)間的摩擦因數(shù)Table2 Friction factor between contact pairs

        邊界條件設(shè)置:上壓塊、上活塞套全約束,連續(xù)管和下壓塊可沿Y軸方向移動(dòng)。控制系統(tǒng)壓力和井筒介質(zhì)壓力作用在下壓塊的參考點(diǎn)上。連續(xù)管沿Y軸正方向運(yùn)動(dòng)模擬注入頭起升連續(xù)管,連續(xù)管沿Y軸負(fù)方向運(yùn)動(dòng)模擬注入頭注入連續(xù)管[4]。

        2.2 摩擦阻力計(jì)算方法

        連續(xù)管過(guò)防噴盒摩擦力主要為防噴盒膠筒所受的摩擦力,計(jì)算式為:

        Ff=μF

        (1)

        式中:Ff為摩擦阻力,N;F為膠筒與連續(xù)管接觸面上的接觸力,N;μ為摩擦因數(shù),無(wú)量綱。

        防噴盒膠筒與連續(xù)管接觸面為曲面,如圖5所示。

        圖5 膠筒與連續(xù)管接觸示意圖Fig.5 Schematic diagram for contact between stripper and coiled tubing

        接觸力F無(wú)法直接由ABAQUS軟件輸出,F(xiàn)計(jì)算式為:

        (2)

        式中:p為從面上所有接觸節(jié)點(diǎn)的接觸壓力之和,MPa;A為從面的面積,mm2;N為從面上節(jié)點(diǎn)數(shù)。

        由圖5可知,假設(shè)從面上所有節(jié)點(diǎn)都與主面發(fā)生接觸,圖5中紅色區(qū)域?yàn)橛?jì)算域。膠筒所受摩擦力的具體計(jì)算步驟:基于ABAQUS計(jì)算結(jié)果,利用Python語(yǔ)言二次開(kāi)發(fā)腳本程序提取計(jì)算域節(jié)點(diǎn)的編號(hào)和接觸應(yīng)力,并得到計(jì)算域的節(jié)點(diǎn)總數(shù)和所有節(jié)點(diǎn)的接觸壓力之和;依據(jù)膠筒的結(jié)構(gòu)可計(jì)算從面的面積,具體計(jì)算流程如圖6所示。計(jì)算域內(nèi)總節(jié)點(diǎn)數(shù)為3 564,計(jì)算域的面積為12 154.81 mm2。

        圖6 摩擦阻力計(jì)算流程圖Fig.6 Flowchart for calculation of friction resistance

        2.3 結(jié)果分析

        2.3.1 有限元模型可靠性驗(yàn)證

        當(dāng)連續(xù)管靜止且井筒介質(zhì)壓力為70 MPa、連續(xù)管與膠筒之間摩擦因數(shù)為0.10時(shí),膠筒的應(yīng)變能密度如圖7所示。

        圖7 連續(xù)管靜止時(shí)膠筒應(yīng)變能密度云圖Fig.7 Cloud chart for strain energy density of stripper on coiled tubing static condition

        由圖7可知,膠筒與連續(xù)管接觸密封面下端的應(yīng)變能密度相對(duì)較大,但值較小。在膠筒與連續(xù)管接觸面中心沿Y軸由下至上取路徑S,連續(xù)管靜止(ν=0)、起升和注入時(shí)路徑S上應(yīng)變能密度分布如圖8所示。

        圖8 路徑S上應(yīng)變能密度分布曲線Fig.8 Strain energy density distribution on path S

        依據(jù)裂紋萌生理論,應(yīng)變能越大表示橡膠的疲勞壽命越短,可靠性越低[31]。當(dāng)連續(xù)管處于上下運(yùn)動(dòng)狀態(tài)時(shí),膠筒上下兩端接觸面上應(yīng)變能密度較大。這一現(xiàn)象會(huì)導(dǎo)致膠筒上下兩端接觸面萌生裂紋,發(fā)生疲勞,出現(xiàn)撕裂、掉膠等現(xiàn)象,與第1節(jié)中現(xiàn)場(chǎng)膠筒的失效現(xiàn)象吻合,驗(yàn)證了有限元分析模型的可靠性。

        2.3.2 摩擦力影響因素分析

        (1)連續(xù)管運(yùn)動(dòng)方向和速度。

        文獻(xiàn)[4]研究表明,連續(xù)管的起升和注入影響膠筒與連續(xù)管間的接觸應(yīng)力分布,因此有必要開(kāi)展連續(xù)管的運(yùn)動(dòng)對(duì)膠筒摩擦力的影響研究。假設(shè)連續(xù)管與膠筒之間的摩擦因數(shù)為0.1,計(jì)算連續(xù)管運(yùn)動(dòng)速度v分別為-600、-256、-100、0、256、600 mm/s時(shí)的連續(xù)管摩擦力,結(jié)果如圖9所示。由圖9可知,起升時(shí)連續(xù)管的摩擦力比注入時(shí)大,運(yùn)動(dòng)方向一致時(shí),運(yùn)動(dòng)速度大小對(duì)連續(xù)管的摩擦力幾乎無(wú)影響。

        圖9 運(yùn)動(dòng)速度和方向?qū)B續(xù)管的摩擦力影響Fig.9 Influence of movement velocity and direction on the friction of coiled tubing

        (2)摩擦因數(shù)。

        為了研究膠筒與連續(xù)管的摩擦因數(shù)對(duì)連續(xù)管過(guò)防噴盒摩擦力的影響,計(jì)算當(dāng)井筒介質(zhì)壓力為70 MPa,連續(xù)管與膠筒之間摩擦因數(shù)分別為0.01、0.05、0.10、0.20、0.30和0.40,連續(xù)管起升(v=256 mm/s)和注入(v=-256 mm/s)時(shí)的膠筒摩擦力,結(jié)果如圖10所示。

        圖10 摩擦因數(shù)對(duì)連續(xù)管摩擦力的影響曲線Fig.10 Influence of friction factor on the friction of coiled tubing

        由圖10可知:隨著摩擦因數(shù)增大,起升連續(xù)管時(shí)膠筒的摩擦力增加;注入連續(xù)管時(shí)膠筒的摩擦力先隨摩擦因數(shù)增加而增加,當(dāng)摩擦因數(shù)達(dá)到0.20以后,摩擦力幾乎保持不變。此外,起升連續(xù)管時(shí)膠筒的摩擦力大于注入時(shí),且隨著摩擦因數(shù)增大,差值越來(lái)越大。

        (3)井內(nèi)介質(zhì)壓力。

        為了研究井筒介質(zhì)壓力pw對(duì)膠筒密封能力及連續(xù)管過(guò)防噴盒摩擦力的影響,計(jì)算當(dāng)連續(xù)管與膠筒的摩擦因數(shù)為0.10,井筒介質(zhì)壓力分別為10、30、50和70 MPa,連續(xù)管起升和注入時(shí)的膠筒摩擦力,結(jié)果如圖11所示。由圖11可知:隨著井筒介質(zhì)壓力增大,膠筒的摩擦力逐漸增大;起升連續(xù)管時(shí)膠筒的摩擦力大于注入時(shí),且隨著井內(nèi)介質(zhì)壓力增加,差值越來(lái)越大。這一現(xiàn)象與實(shí)際應(yīng)用一致,進(jìn)一步證明了有限元分析的可靠性。

        圖11 井筒介質(zhì)壓力對(duì)膠筒摩擦力影響曲線Fig.11 Influence of wellbore medium pressure on the friction of stripper

        3 連續(xù)管穩(wěn)定性分析

        依據(jù)注入頭的結(jié)構(gòu)可知,注入時(shí)連續(xù)管離開(kāi)注入頭夾持塊至防噴盒導(dǎo)入口時(shí)處于徑向無(wú)支撐狀態(tài),如圖12所示。

        假設(shè)連續(xù)管的穩(wěn)定性分析符合壓桿穩(wěn)定理論,無(wú)支撐段的連續(xù)管可簡(jiǎn)化為兩端鉸支壓桿[8],不失穩(wěn)的臨界壓力如下式所示:

        (3)

        式中:I為連續(xù)管慣性矩,m4;E為連續(xù)管彈性模量,MPa,L為無(wú)支撐段連續(xù)管的長(zhǎng)度,m;μ為長(zhǎng)度因子,無(wú)量綱。

        連續(xù)管注入井內(nèi)時(shí),由上頂力引起的連續(xù)管軸向壓力Fmax最大,即有:

        (4)

        式中:p0為井口壓力,MPa;D為連續(xù)管外徑,mm。

        注入頭將連續(xù)管注入井內(nèi)需克服的最大力為FT=Fmax+Ff。

        在注入井筒前,連續(xù)管需先經(jīng)過(guò)滾筒和導(dǎo)向器后再進(jìn)入注入頭,共經(jīng)歷 3 次曲率變化。雖然在材料自身作用下產(chǎn)生彈性回復(fù),但仍存在一定的殘余曲率,會(huì)降低連續(xù)管失穩(wěn)的臨界壓力[8]。因此,為了保證連續(xù)管不發(fā)生失穩(wěn),在設(shè)計(jì)連續(xù)管無(wú)支撐段長(zhǎng)度值時(shí),應(yīng)考慮安全系數(shù),取安全系數(shù)值為4[8],即有:

        (5)

        為了得到連續(xù)管與膠筒間摩擦因數(shù)對(duì)連續(xù)管無(wú)支撐段最大允許長(zhǎng)度的影響規(guī)律,計(jì)算當(dāng)井筒介質(zhì)壓力為10、30、50和70 MPa,連續(xù)管與膠筒的摩擦因數(shù)分別為0.05、0.10、0.20、0.30和0.40時(shí),對(duì)應(yīng)的無(wú)支撐段最大允許長(zhǎng)度,結(jié)果如圖13所示。由圖13可知:同一摩擦因數(shù)下,隨著井筒介質(zhì)壓力增大,連續(xù)管無(wú)支撐段的最大允許長(zhǎng)度減??;當(dāng)井筒介質(zhì)壓力為10和30 MPa時(shí),隨著摩擦因數(shù)增大,無(wú)支撐段的最大允許長(zhǎng)度值減小;當(dāng)井筒介質(zhì)壓力為50 MPa時(shí),摩擦因數(shù)在0.05~0.30之間,隨著摩擦因數(shù)增大,無(wú)支撐段的最大允許長(zhǎng)度值減??;摩擦因數(shù)在0.30~0.40之間,無(wú)支撐段的最大允許長(zhǎng)度值變化較小,約為0.50 m。當(dāng)井筒介質(zhì)壓力為70 MPa時(shí),摩擦因數(shù)在0.05~0.20之間,隨著摩擦因數(shù)增大,無(wú)支撐段的最大允許長(zhǎng)度值減??;摩擦因數(shù)在0.20~0.40之間,無(wú)支撐段的最大允許長(zhǎng)度值變化較小,約為0.46 m。

        圖13 不同壓力和摩擦因數(shù)時(shí)無(wú)支撐段最大允許長(zhǎng)度分布Fig.13 Maximum allowable length distribution of unsupported section under different pressures and friction factors

        4 結(jié) 論

        (1)連續(xù)管防噴盒膠筒的主要磨損形式為磨粒磨損;連續(xù)管過(guò)防噴盒的摩擦力是連續(xù)管表面粗糙微凸體對(duì)膠筒密封表面的壓縮與切削產(chǎn)生的機(jī)械作用力。

        (2)連續(xù)管與膠筒之間的摩擦因數(shù)越大,連續(xù)管起升時(shí)摩擦力越大。井筒介質(zhì)壓力為70 MPa時(shí),連續(xù)管注入時(shí)的摩擦力先增加,但隨后幾乎保持不變。

        (3)井筒介質(zhì)壓力、膠筒摩擦因數(shù)越大,連續(xù)管初入井內(nèi)時(shí)失穩(wěn)的可能性越大,連續(xù)管無(wú)支撐段最大允許長(zhǎng)度值越小??紤]到作業(yè)過(guò)程中摩擦因數(shù)的變化和連續(xù)管的殘余曲率,?38.1 mm的連續(xù)管無(wú)支撐段長(zhǎng)度值應(yīng)小于0.46 m。

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