周先軍, 吳延澤, 刁曉勇, 崔光宇, 尚慶軍

(1.中國石油大學(xué)(華東)機(jī)電工程學(xué)院,山東青島 266580; 2.中國石化勝利油田石油開發(fā)中心有限公司,山東東營 257000)

油管是油氣鉆采過程中不可或缺的專用管材,其聯(lián)接強(qiáng)度和密封性能直接影響鉆采作業(yè)的成敗和油氣井的壽命。油管接頭是影響油管性能的關(guān)鍵部位。據(jù)統(tǒng)計(jì),油管失效事故約64%發(fā)生在螺紋聯(lián)接部位(中國此數(shù)字高達(dá)86%)[1]。相比于傳統(tǒng)的API標(biāo)準(zhǔn)[2]螺紋扣型,氣密封螺紋接頭(氣密扣)具有更可靠的聯(lián)接強(qiáng)度及密封性能,隨著深井、超深井、高溫高壓油氣井的廣泛開發(fā),常規(guī)API螺紋扣型不能滿足苛刻工況要求,正逐步被聯(lián)接強(qiáng)度高、氣密封性能優(yōu)異的氣密封螺紋接頭所替代[3-5]。氣密扣的密封結(jié)構(gòu)形式是影響其性能的關(guān)鍵因素,辛紀(jì)元等[6]仿真研究了主密封結(jié)構(gòu)形式為錐面/錐面、柱面/球面、錐面/球面3種氣密扣在上扣、拉伸及內(nèi)壓載荷工況下的密封性能;王建東等[7]通過仿真和試驗(yàn)評價(jià)的方法對比分析了球面/錐面與錐面/錐面密封結(jié)構(gòu)的氣密扣在不同工況下的接觸壓力、密封長度和密封面泄漏長度的變化;李騰[8]對BGT、FOX扣型在不同拉伸載荷工況下的性能進(jìn)行了研究,通過仿真分析了兩種扣型密封面上的接觸壓力。但是,目前氣密扣有限元仿真中普遍將氣密扣簡化為二維軸對稱模型,忽略了接頭螺紋升角的影響,仿真結(jié)果存在一定誤差[9],尤其是彎曲載荷工況下的氣密扣并非軸對稱模型,難以采用二維模型仿真。筆者考慮螺紋升角的影響,通過綜合利用Hypermesh網(wǎng)格劃分軟件及ANSYS仿真軟件進(jìn)行不同結(jié)構(gòu)形式的氣密封螺紋接頭的性能研究。

1 有限元模型建立

選取鋼級為P110,尺寸為114.3 mm×8.56 mm的VAM TOP、NK3SB兩種油管氣密扣為研究對象。彈性模量、泊松比、屈服強(qiáng)度和唐氏模量分別為206 GPa、0.3、758 MPa和80 GPa。

根據(jù)相關(guān)技術(shù)資料獲得VAM TOP、NK3SB氣密扣的基本形狀尺寸,通過Solidworks軟件建立氣密扣幾何模型。

為便于仿真,根據(jù)氣密扣的結(jié)構(gòu)和受力特點(diǎn),簡化及假設(shè)如下:

(1)氣密扣外螺紋與內(nèi)螺紋齒頂與齒底簡化為無圓角狀態(tài),公扣不完整螺紋簡化為完整螺紋狀態(tài);

(2)考慮接頭兩側(cè)的對稱性,取接頭一半建立模型;

(3)為消除邊界效應(yīng)影響,管體長度大于管端至螺紋消失點(diǎn)長度的2倍[10];

(4)接頭材料視為各向同性;

(5)接觸面的摩擦系數(shù)與金屬表面處理方式、螺紋脂類型等因素有關(guān),一般取0.015～0.025[11-12],假定接頭中各個(gè)接觸表面的摩擦系數(shù)為0.02。

將幾何模型導(dǎo)入Hypermesh軟件進(jìn)行單元離散,單元類型選用solid185單元,最終將VAM TOP離散為122 134個(gè)單元,NK3SB離散為114 780個(gè)單元,有限元模型如圖1所示。

兩種氣密扣密封面及扭矩臺肩過盈量分別為0.1和0.02 mm,機(jī)緊上扣20圈。兩種氣密扣機(jī)緊上扣1圈對應(yīng)的過盈量如表1所示。3種工況的邊界條件如表2所示。

表1 兩種扣型上扣對應(yīng)的齒形過盈量 mmTable 1 Amount of tooth interference after makeup

表2 邊界條件Table 2 Boundary condition

圖1 VAM TOP扣型和NK3SB扣型有限元模型Fig.1 Finite element model of VAM TOP and NK3SB

2 上扣工況聯(lián)接及密封性能評價(jià)

2.1 等效應(yīng)力分布

兩種扣型上扣工況下的von Mises應(yīng)力云圖如圖2所示。分析可得,VAM TOP扣型上扣工況下公扣的最大應(yīng)力位于密封面與臺肩面的過渡面區(qū)域,且該區(qū)域有較嚴(yán)重的應(yīng)力集中,最高應(yīng)力為688 MPa,母扣的最大應(yīng)力同樣位于密封面與扭矩臺肩之間的過渡區(qū)域,該區(qū)域應(yīng)力集中現(xiàn)象也較為明顯,最高應(yīng)力為661 MPa,略低于公扣的最高應(yīng)力值;NK3SB扣型上扣條件下公扣的最大應(yīng)力位于螺紋小端第一圈承載面齒根區(qū)域,最高應(yīng)力為325 MPa,母扣的最大應(yīng)力位于臺肩與密封面過渡區(qū)域,最大應(yīng)力為471 MPa。因此,上扣工況下NK3SB扣型的應(yīng)力小于VAM TOP扣型,應(yīng)力分布更為均勻,更不容易發(fā)生失效,兩種扣型的最高應(yīng)力均位于臺肩面與密封面的過渡區(qū)域,該位置有較嚴(yán)重的應(yīng)力集中。

圖2 VAM TOP 和NK3SB von Mises等效應(yīng)力云圖Fig.2 von Mises equivalent stress of VAM TOP and NK3SB

2.2 密封面接觸應(yīng)力分布

VAM TOP扣型的主密封和氣密扣扭矩臺肩接觸應(yīng)力分布如圖3所示。由圖3(a)可知,密封面接觸應(yīng)力沿軸向呈兩端高中間低的U型分布,其中最大接觸應(yīng)力位于小端起始位置,應(yīng)力為435 MPa,最小接觸應(yīng)力位于密封面中部區(qū)域,最小值為218 MPa。從圖3(b)可以看出,接觸應(yīng)力沿徑向呈外徑較高、內(nèi)徑較低的分布趨勢,最高應(yīng)力約為534 MPa,徑向位移最小處無接觸應(yīng)力作用。圖4為NK3SB密封面和扭矩臺肩面接觸應(yīng)力分布。由圖4(a)可知,接觸應(yīng)力沿軸向呈中間高兩端低的峰狀分布,最高應(yīng)力為650 MPa。從圖4(b)中可以看出,沿徑向接觸應(yīng)力分布較均勻,應(yīng)力水平保持在143～ 253 MPa。

此外,由圖4可知,接觸應(yīng)力沿周向均表現(xiàn)出一定的螺旋變化特性。圖5為兩種扣型周向波動幅度最大點(diǎn)的接觸應(yīng)力分布,表3為接觸應(yīng)力數(shù)據(jù)分析。

結(jié)合圖5及表3分析可得,兩種扣型主密封及副密封接觸應(yīng)力沿圓周方向的分布均表現(xiàn)出一定的螺紋變化趨勢,說明螺紋對氣密的密封性能有一定影響。對比分析兩種扣型,NK3SB扣型主密封受螺紋影響較小,VAM TOP副密封受螺紋影響較小,密封性能更為穩(wěn)定。

圖3 VAM TOP密封面和臺肩面接觸應(yīng)力Fig.3 Sealing surface and shoulder contact stress of VAM TOP

圖4 NK3SB密封面和臺肩面接觸應(yīng)力Fig.4 Sealing surface and shoulder contact stress of NK3SB

圖5 波動幅度最大點(diǎn)的接觸應(yīng)力周向分布Fig.5 Circumferential contact stress at the maximum fluctuation point

表3 接觸應(yīng)力數(shù)據(jù)分析Table 3 Contact stress analysis

3 拉伸工況聯(lián)接及密封性能評價(jià)

3.1 螺紋等效應(yīng)力分析

油管在下井時(shí)首先承受拉伸載荷,尤其是上部靠近井口位置處受拉伸載荷最大,圖6為兩種扣型拉伸工況螺紋等效應(yīng)力分布。比較分析兩種扣型在不同軸向載荷作用下螺紋的等效應(yīng)力分布曲線可得,隨著軸向拉伸載荷逐漸增大,螺紋的應(yīng)力分布也逐漸發(fā)生變化,整體的應(yīng)力水平逐漸升高,兩種扣型螺紋的應(yīng)力分布逐漸由小端較高、大端較低的L型變?yōu)閮啥烁?、中間低的U型,說明軸向載荷作用下兩種扣型螺紋的兩端起主要承載作用。

由圖6可知,兩種扣型的應(yīng)力主要集中于小端前三圈螺紋,VAM TOP前三圈螺紋的應(yīng)力水平約為375、300和250 MPa;NK3SB前三圈螺紋的應(yīng)力水平約為325、300、275 MPa,不同圈數(shù)螺紋應(yīng)力水平存在明顯的階躍變化,NK3SB扣型應(yīng)力階躍變化幅度較VAM TOP偏小,說明該扣型上扣工況下螺紋承載應(yīng)力變化更緩和,螺紋應(yīng)力分布更均勻。

此外,載荷增加過程中,螺紋大端前三圈的等效應(yīng)力波動幅度較大,該區(qū)域不同圈螺紋應(yīng)力水平發(fā)生階躍變化。以屈服強(qiáng)度當(dāng)量軸向載荷工況為例,VAM TOP大端前三圈螺紋的應(yīng)力約為650、425、350 MPa,應(yīng)力波動幅度為46%;NK3SB前三圈螺紋的應(yīng)力約為750、500、475 MPa,應(yīng)力波動幅度為37%,由此可見,兩種扣型均能滿足100%的管體抗拉強(qiáng)度,但NK3SB扣型較VAM TOP螺紋應(yīng)力分布更均勻,有利于提高螺紋的聯(lián)接強(qiáng)度。

圖6 拉伸工況VAM TOP和NK3SB螺紋等效應(yīng)力Fig.6 Equivalent stress of VAM TOP and NK3SB thread under different tensile load

3.2 密封面接觸應(yīng)力分析

圖7為VAM TOP和NK3SB扣型在不同軸向載荷下主副密封接觸應(yīng)力變化曲線。由圖7(a)可知,隨著拉伸載荷增大,密封面的接觸應(yīng)力呈整體降低狀態(tài),密封面整體的密封狀態(tài)由上扣狀態(tài)下兩端高中間低的U型轉(zhuǎn)變?yōu)榫鶆虻摹耙弧弊中?當(dāng)軸向載荷增大到100%管體屈服強(qiáng)度水平時(shí),最高接觸應(yīng)力由425 MPa降低為51 MPa,減小幅度為88%;臺肩面的最高接觸應(yīng)力由635 MPa降低為139 MPa,降低幅度為78.1%。

圖7 VAM TOP和NK3SB主副密封接觸應(yīng)力Fig.7 Sealing contact stress of VAM TOP and NK3SB

由圖7(b)可得,當(dāng)軸向載荷由零逐漸增加到100%管體屈服強(qiáng)度水平時(shí),密封面的接觸應(yīng)力由612 MPa減小到268 MPa,減小幅度為56.2%;當(dāng)拉伸載荷增加到80%管體屈服強(qiáng)度水平時(shí),臺肩面已發(fā)生脫離,失去輔助密封功能。

通過上述分析可得,軸向載荷作用下兩種扣型的密封性能均呈下降趨勢,直至載荷增大到100%管體強(qiáng)度水平仍具有一定的密封能力,兩者比較而言,NK3SB扣型的主密封性能更穩(wěn)定,而VAM TOP扣型的反向角度臺肩的副密封性能更穩(wěn)定。

4 彎曲工況聯(lián)接及密封性能評價(jià)

4.1 螺紋等效應(yīng)力分析

油管在下井時(shí),由于井身軌跡的彎曲狗腿度使管柱承受彎曲載荷,通過對施加不同彎曲載荷的有限元模型仿真得到特殊螺紋彎曲載荷下的應(yīng)力分布特點(diǎn),圖8為VAM TOP及NK3SB扣型在不同彎曲工況下螺紋承載面等效應(yīng)力分布情況。

由圖8可知,在彎曲載荷作用下兩種扣型螺紋應(yīng)力相對上扣工況發(fā)生了顯著波動,螺紋受拉側(cè)應(yīng)力升高,受壓側(cè)應(yīng)力降低,等效應(yīng)力從螺紋小端開始至螺紋大端,波動幅度逐步擴(kuò)大,此外,彎曲載荷越大螺紋應(yīng)力波動幅度越大。

由圖8可知,VAM TOP扣型應(yīng)力波動幅度小于NK3SB扣型,以30°/30m彎曲狗腿度工況大端第一圈螺紋等效應(yīng)力為例,NK3SB扣型螺紋等效應(yīng)力最大值為425 MPa,最小值為167 MPa,波動幅度為60.7%;VAM TOP扣型螺紋等效應(yīng)力最大值為275 MPa,最小值為125 MPa,波動幅度為54.5%,故VAM TOP扣型應(yīng)力波動較為平緩,螺紋的抗彎曲性能更優(yōu)異。

圖8 彎曲載荷下VAM TOP和NK3SB螺紋等效應(yīng)力Fig.8 Equivalent stress of VAM TOP and NK3SB thread under different bending loads

4.2 密封面接觸應(yīng)力分析

圖9為VAM TOP扣型密封面e處及臺肩面f處在彎曲載荷作用下接觸應(yīng)力沿周向的分布曲線,圖10為NK3SB扣型密封面d處及臺肩面j處在彎曲載荷作用下接觸應(yīng)力沿周向的分布曲線。從圖9、10中可以看出,隨著彎曲載荷增大,接觸應(yīng)力較上扣狀態(tài)發(fā)生了明顯偏移,接觸面受壓端接觸應(yīng)力逐漸增大,受拉端接觸應(yīng)力逐漸減小。

圖9 VAM TOP密封面和臺肩面接觸應(yīng)力Fig.9 Contact stress of sealing surface and shoulder of VAM TOP

圖10 NK3SB密封面和臺肩面接觸應(yīng)力Fig.10 Contact stress of sealing surface and shoulder of NK3SB

觀測VAM TOP扣型受拉側(cè)(對應(yīng)圖9中90°處)及受壓側(cè)(對應(yīng)圖9中270°處)的接觸應(yīng)力沿軸向的分布,當(dāng)彎曲狗腿度升高至30°/30m時(shí),密封面受壓側(cè)應(yīng)力最大增幅為37.3%,受拉側(cè)最大降幅為44.6%,臺肩面受壓側(cè)應(yīng)力最大增幅為50.1%,受拉側(cè)最大降幅為45.6%。觀測NK3SB扣型受拉側(cè)(對應(yīng)圖10中90°處)及受壓側(cè)(對應(yīng)圖10中270°處)得到的接觸應(yīng)力沿軸向的分布曲線,分析可得,當(dāng)彎曲狗腿度升高至30°/30 m時(shí),密封面受壓側(cè)應(yīng)力最大增幅為30.3%,受拉側(cè)最大降幅為38.2%,臺肩面受壓側(cè)應(yīng)力最大增幅為64.5%,受拉側(cè)最大降幅為82.6%。由此可知,NK3SB扣型主密封的抗彎曲能力更優(yōu)異,VAM TOP扣型副密封抗彎曲能力更優(yōu)異。

5 結(jié) 論

(1)上扣工況下,兩種扣型臺肩與密封面過渡區(qū)域有較為嚴(yán)重的應(yīng)力集中,是氣密扣結(jié)構(gòu)最薄弱的環(huán)節(jié);密封面接觸應(yīng)力沿周向表現(xiàn)出一定的螺旋特性,NK3SB扣型主密封受螺紋影響較小,VAM TOP副密封受螺紋影響較小。

(2)拉伸工況下,螺紋兩端的前三圈起主要承載作用,NK3SB扣型螺紋應(yīng)力較VAM TOP扣型分布更為均勻;拉伸載荷增大,兩種扣型的密封性能均呈下降趨勢,NK3SB扣型的主密封性能更為穩(wěn)定,而VAM TOP扣型的反向角度臺肩的副密封性能更為穩(wěn)定。

(3)兩種扣型在彎曲載荷作用下的螺紋等效應(yīng)力相對上扣工況發(fā)生了顯著波動,受拉側(cè)應(yīng)力上升,受壓側(cè)應(yīng)力下降,比較而言,VAM TOP扣型應(yīng)力波動較為平緩;兩種扣型密封性能隨著彎曲載荷的升高而降低,NK3SB扣型的主密封性能更穩(wěn)定,而VAM TOP扣型的反向角度臺肩的副密封性能更為穩(wěn)定。