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      側(cè)鉆開窗鉆具組合撓性短節(jié)非線性力學(xué)模型及失效分析

      2022-05-18 06:30:56朱秀星周偉霞薛憲波張保康薛世峰
      鉆采工藝 2022年2期
      關(guān)鍵詞:鉆壓短節(jié)撓性

      朱秀星, 周偉霞, 薛憲波, 張??? 薛世峰, 梁 凱

      1中國石油大學(xué)(華東)儲運與建筑工程學(xué)院 2中海油田服務(wù)股份有限公司油田生產(chǎn)事業(yè)部工程技術(shù)中心 3中國冶金地質(zhì)總局山東正元地質(zhì)勘查院

      0 引言

      套管開窗側(cè)鉆技術(shù)是修復(fù)老井,提高油氣采收率的重要工藝。開窗BHA中,撓性短節(jié)的剛度相比開窗磨鞋、次級磨鞋、鉆鋌等管柱的剛度小,在鉆壓、斜向器側(cè)向力、開窗磨鞋切削力的作用下,借助撓性短節(jié)的彎曲大變形來調(diào)整窗口形態(tài)。若鉆壓等施工參數(shù)及撓性短節(jié)型號設(shè)計不當,撓性短節(jié)易由于變形過大而發(fā)生屈服失效,嚴重影響開窗效果及開窗鉆具的上提作業(yè)。因此,研究撓性短節(jié)非線性大變形過程及失效條件,具有重要意義。

      在側(cè)鉆開窗過程中,撓性短節(jié)的力學(xué)行為是一種多重耦合的非線性大變形。撓性短節(jié)力學(xué)行為的研究可分為:靜力分析和動力分析。前者側(cè)重于解決應(yīng)力和變形問題,而后者主要涉及運動特性[1-2]。目前,撓性短節(jié)力學(xué)分析的研究主要集中在撓性短節(jié)的動力學(xué)模型建立方面,程載斌[3]等人用絕對節(jié)點坐標法建立了三維井眼全井中撓性短節(jié)的多體動力學(xué)模型,研究了井口、鉆頭處邊界以及撓性短節(jié)與井壁的接觸/摩擦模型,認為該多體動力學(xué)模型能很好地表征狹長井眼內(nèi)大長細比撓性短節(jié)的受力、變形和運動狀態(tài);熊長華[4]等人研制出一種新型的撓性短節(jié),認為該新型模型組合長度短,撓性角度大,彎曲靈活,機械強度安全可靠。孫剛[5]等人也建立了SDZ-8151撓性短節(jié)的動力學(xué)仿真模型,仿真計算其懸垂的過程,研究表明,在撓性短節(jié)間隙相同的情況下,內(nèi)徑對撓轉(zhuǎn)角的影響不大,隨著撓性短節(jié)間隙的增大,撓轉(zhuǎn)角也在增大,撓性短節(jié)間隙是影響撓轉(zhuǎn)角度變化的主要因素。此外,也有學(xué)者研究了撓性短節(jié)在黏滑振動下的非線性運動,其中,Liu[6]等人采用空間狀態(tài)分析方法建立了一個四自由度非線性動力學(xué)模型,以此來描述斜井中撓性短節(jié)的運動,研究了撓性短節(jié)與井壁之間的接觸行為,定性地說明了撓性短節(jié)不同傾角對非線性運動的影響,認為撓性短節(jié)和井壁之間的接觸面積增加會導(dǎo)致摩擦扭矩的增加,隨著井斜的減小,撓性短節(jié)的粘滑和旋轉(zhuǎn)運動逐漸減弱,最終轉(zhuǎn)化為井筒內(nèi)的純旋轉(zhuǎn)運動。在鉆進過程中,撓性短節(jié)的上部受拉力,下部受壓力并發(fā)生彎曲,整個撓性短節(jié)在扭矩作用下進行旋轉(zhuǎn)運動。Tang[7]等人針對該現(xiàn)象研究粘滑振動對鉆井設(shè)備和鉆井效率的危害以及高頻扭轉(zhuǎn)沖擊(HFTI)對撓性短節(jié)動力響應(yīng)的影響,實例研究結(jié)果表明,高頻振動對鉆桿狀態(tài)下的撓性短節(jié)振動影響不大,并且HFTI不會激發(fā)甚至加劇撓性短節(jié)振動。許朝輝[8]等人建立開窗過程中的銑鞋-套管相互作用模型,通過仿真計算分析開窗過程中銑鞋的力學(xué)行為、不同參數(shù)對銑鞋受力和鉆速的影響。

      1 撓性短節(jié)非線性力學(xué)模型

      本文研究采用假設(shè):①采用三維擬靜態(tài)分析方法,以簡化模型;②將撓性短節(jié)視為三維彈性梁;③井眼截面為圓形;④忽略撓性短節(jié)接頭的影響[9]。

      1.1 幾何模型

      根據(jù)現(xiàn)場井施工數(shù)據(jù),建立側(cè)鉆開窗BHA的簡化模型,如圖1所示。其中,次級磨鞋、撓性短節(jié)和開窗磨鞋的結(jié)構(gòu)尺寸及材料參數(shù)見表1。由于次級磨鞋和開窗磨鞋的剛度遠大于撓性短節(jié),因此將其作為剛體處理。

      圖1 撓性短節(jié)與開窗BHA力學(xué)分析模型示意圖

      表1 開窗BHA尺寸及材料參數(shù)表

      1.2 本構(gòu)模型

      本文討論的撓性短節(jié)材料為42CrMn,其屈服應(yīng)力為835 MPa,屈服應(yīng)變?yōu)?.004 1,采用雙線性彈塑性模型,該模型的應(yīng)力—應(yīng)變曲線如圖2所示。

      圖2 45CrMn應(yīng)力—應(yīng)變曲線圖

      1.3 載荷及邊界條件

      1.3.1 側(cè)向力

      斜向器是一種引導(dǎo)工具,專門用于引導(dǎo)磨銑工具(例如銑錐)從套管的一側(cè)對套管進行磨銑,從而穿透套管在套管上形成窗口,其斜面的度數(shù)范圍一般為2°~4°[10],本文所用到的斜向器的度數(shù)為2°,模型如圖3(a)所示。在鉆進過程中,撓性短節(jié)由于受到斜向器施加的側(cè)向力產(chǎn)生橫向位移,采用ANSYS數(shù)值模擬軟件進行模擬時,為簡化模型,用側(cè)向力來代替斜向器對撓性短節(jié)的作用,如圖3(b)所示。

      圖3 開窗BHA模型圖

      撓性短節(jié)上端設(shè)置全約束,此時撓性短節(jié)模型簡化為懸臂梁,僅受向右的集中力,可根據(jù)材料力學(xué)中計算撓曲線的方法來計算該模型中斜向器施加給開窗磨鞋的側(cè)向力。

      傳統(tǒng)文化的傳承,是任重而道遠的。它是經(jīng)過歷史的積淀,才能流傳于今;它是古老的,是神秘的,是要繼續(xù)發(fā)揚下去的。但,對如今而言,也許讓很多現(xiàn)代人覺得陌生,覺得無聊枯燥。沒有網(wǎng)絡(luò)上的世界的神通廣大,沒有游戲的刺激,沒有電影的豐富精彩,它像是一種負擔(dān)。傳承,有些沉重。學(xué)一些傳統(tǒng)詩詞,也許,只是為了考試。像傳統(tǒng)戲曲、傳統(tǒng)樂器,越來越少的人學(xué)習(xí),因為這些并不能給他們帶來一份好的工作、好的工資。談傳統(tǒng)文化的傳承,談何容易?要留住“凡有井水處,皆聽單田芳”的情景,是任重而道遠的。

      由于該模型為變截面,且為不同的材料,故在各段內(nèi)截面慣性矩和彈性模量都不同,可用疊加法計算側(cè)向力的大小。用分段剛化法(分段考慮變形)從左向右依次計算不同部分的撓度和轉(zhuǎn)角,將分段考慮的變形進行疊加,即得撓性短節(jié)末端的總變形。在斜向器的作用下,撓性短節(jié)整體的變形可直接由式(1)計算出:

      (1)

      式中:w—撓性短節(jié)受集中力時的最大撓度,m;li—各段長度,m。

      懸臂梁受集中力和集中力偶,由材料力學(xué)中最大撓度和轉(zhuǎn)角的公式可得式(2):

      (2)

      聯(lián)立式(1)和式(2),計算可得當撓性短節(jié)尺寸為表1所示時,其所受側(cè)向力為FR=28.9 kN。

      1.3.2 其它載荷

      撓性短節(jié)受到的其它載荷主要包括鉆壓和扭矩。

      2 撓性短節(jié)力學(xué)響應(yīng)

      2.1 數(shù)值模型

      建立開窗鉆具組合的數(shù)值模型,磨鞋模型采用自由網(wǎng)格劃分,撓性短節(jié)模型采用MultiZone映射網(wǎng)格劃分。由于本文主要研究撓性短節(jié)的力學(xué)響應(yīng),因此對該部分網(wǎng)格進行加密處理。

      采用擬靜態(tài)方法,將斜向器和套管壁對撓性短節(jié)的作用以載荷的方式代替。撓性短節(jié)在鉆進過程中所受的載荷有:鉆壓5 t,扭矩2.5 kN·m,側(cè)向力28.9 kN,切削力為2 701.3 N[11]。

      在開窗磨鞋底面施加豎直向上的鉆壓和切削力,其受力圖及位置如圖4(a)所示;并在開窗磨鞋底面的右側(cè)節(jié)點施加28.9 kN的側(cè)向力,如圖4(b)所示;在開窗磨鞋外邊緣的位置施加2.5 kN·m的扭矩,如圖4(c)所示。

      圖4 鉆具組合受力情況

      2.2 網(wǎng)格的收斂性分析

      網(wǎng)格的劃分精度對于有限元結(jié)果的準確性及其重要。因此,本文首先對撓性短節(jié)的網(wǎng)格劃分進行了收斂性分析。由于在加載過程中,撓性短節(jié)的高應(yīng)力區(qū)出現(xiàn)在與上端部分連接處,所以,只需對撓性短節(jié)中間部分網(wǎng)格進行細化,并通過對比不同網(wǎng)格精度下?lián)闲远坦?jié)連接處的最大壓應(yīng)力,得到最適合的網(wǎng)格劃分密度。

      通過分析可知,撓性短節(jié)中間部分網(wǎng)格大小為20 mm時,其最大壓應(yīng)力為790.24 MPa,當進一步細化撓性短節(jié)中間部分的網(wǎng)格為18 mm時,其最大壓應(yīng)力增大到了795.15 MPa,可見,撓性短節(jié)的最大壓應(yīng)力并未收斂。繼續(xù)減小撓性短節(jié)網(wǎng)格尺寸到16 mm,14 mm以及6 mm時,撓性短節(jié)中間部分與上端部分連接處的最大壓應(yīng)力仍隨之不斷增大,直至撓性短節(jié)中間部分網(wǎng)格大小減小到5 mm時,撓性短節(jié)的最大壓應(yīng)力才逐漸趨于穩(wěn)定。因此撓性短節(jié)網(wǎng)格大小控制為5 mm最為適宜。

      2.3 撓性短節(jié)力學(xué)響應(yīng)

      加載過程中,鉆具組合的最大應(yīng)力為842.69 MPa(壓應(yīng)力),位于撓性短節(jié)與次級磨鞋的過渡段(見圖5)。這是由于受側(cè)向力的作用,撓性短節(jié)彎曲內(nèi)側(cè)的壓應(yīng)力遠大于彎曲外側(cè)的拉應(yīng)力,且彎曲內(nèi)側(cè)壓應(yīng)力由下至上依次增大,因此撓性短節(jié)與次級磨鞋之間的過渡段壓應(yīng)力最大。

      圖5 撓性短節(jié)Von-Mise應(yīng)力云圖

      3 關(guān)鍵參數(shù)影響規(guī)律分析

      鉆壓、扭矩和撓性短節(jié)壁厚對撓性短節(jié)應(yīng)力分布的影響,每一個影響因素包含5個取值。其中,初始模型的鉆壓為5 t,扭矩為2.5 kN·m,撓性短節(jié)壁厚為25.4 mm。

      3.1 鉆壓的影響

      在初始模型的基礎(chǔ)上,分別將鉆壓設(shè)置為3 t、5 t、8 t、10 t和13 t,模擬獲得5種工況下?lián)闲远坦?jié)的應(yīng)力分布,結(jié)果如圖6所示。由圖6可得,當鉆壓分別為3 t、5 t、8 t、10 t和13 t時,撓性短節(jié)的最大壓應(yīng)力隨著鉆壓的增大而依次增大。當鉆壓從3 t增大到13 t時,撓性短節(jié)最大壓應(yīng)力由838.33 MPa增大到860.13 MPa,增大幅度達到2.60%。

      圖6 鉆壓對撓性短節(jié)應(yīng)力與位移的影響

      由于鉆壓施加在撓性短節(jié)的軸向上,不會造成撓性短節(jié)橫向偏移,因此撓性短節(jié)位移并沒有發(fā)生明顯變化。

      3.2 扭矩的影響

      改變扭矩的取值為1.5 kN·m、2.5 kN·m、5 kN·m、7.5 kN·m和10 kN·m,獲得撓性短節(jié)的應(yīng)力與位移分布,如圖7所示。

      圖7 扭矩對撓性短節(jié)應(yīng)力與位移的影響

      由圖7可知,當扭矩從1.5 kN·m增大到10 kN·m,最大壓應(yīng)力由842.42 MPa增大到849.56 MPa,增幅僅為0.85%,撓性短節(jié)的最大壓應(yīng)力隨著扭矩的增大而增大,但增幅很小;扭矩對撓性短節(jié)位移的影響也較小,最大位移由93.45 mm小幅增加到94.76 mm。

      3.3 撓性短節(jié)壁厚度的影響

      分別將撓性短節(jié)壁厚設(shè)置為10.5 mm、15.4 mm、20.4 mm、25.4 mm和30.4 mm,獲得撓性短節(jié)的應(yīng)力與位移分布,如圖8所示。

      由圖8可知,最大壓應(yīng)力和位移均隨著撓性短節(jié)壁厚的增大而減小。撓性短節(jié)壁厚對撓性短節(jié)模型的應(yīng)力變化影響較大,因此當壁厚從10.4 mm增大至30.4 mm時,最大壓應(yīng)力由870.64 MPa減小到804.04 MPa,減幅達到7.65%。

      圖8 撓性短節(jié)壁厚對應(yīng)力與位移的影響

      壁厚增大時撓性短節(jié)的抗變形能力增強,因此其位移變化量明顯,當壁厚從10.4 mm增大至30.4 mm時,開窗磨鞋位移由148.50 mm減小到90.08 mm,減幅為39.34%。

      3.4 極限載荷分析

      基于以上方法,對側(cè)鉆開窗過程中3種常用型號撓性短節(jié)的極限載荷進行分析。當斜向器斜面度數(shù)為2°時,根據(jù)式(1)和式(2),計算出不同型號撓性短節(jié)在受到斜向器作用時的側(cè)向力,并以鉆壓和扭矩為影響因素,采用單一變量原則分析撓性短節(jié)的極限鉆壓和極限扭矩,結(jié)果如表2所示。該結(jié)果為側(cè)鉆開窗施工過程中鉆壓及扭矩的設(shè)計提供了重要的參考。

      表2 不同型號撓性短節(jié)的極限載荷表

      4 結(jié)論

      本文應(yīng)用有限元軟件ANSYS Workbench數(shù)值分析了撓性短節(jié)在鉆進過程中的受力狀態(tài)及關(guān)鍵參數(shù)的影響規(guī)律,得到如下結(jié)論:

      (1)撓性短節(jié)壓應(yīng)力極值出現(xiàn)在撓性短節(jié)與次級磨鞋的過渡位置,由于側(cè)向力的作用,撓性短節(jié)彎曲內(nèi)側(cè)壓應(yīng)力遠大于外側(cè)的拉應(yīng)力,且內(nèi)側(cè)壓應(yīng)力由下至上依次增大。

      (2)在鉆進過程中,撓性短節(jié)壁厚對開窗撓性短節(jié)的應(yīng)力影響最大,扭矩影響最小。當壁厚從10.4 mm增大至30.4 mm時,最大壓應(yīng)力由870.64 MPa減小到804.04 MPa,減幅達到7.65%;當扭矩從1.5 kN·m增大到6 kN·m,最大壓應(yīng)力由842.42 MPa增大到849.56 MPa,增幅僅為0.85%。

      (3)對于?88.9 mm撓性短節(jié),施工過程中建議的極限鉆壓為30 t,極限扭矩為20 kN·m;?101.6 mm撓性短節(jié)建議的極限鉆壓為39 t,極限扭矩為30 kN·m;?127 mm撓性短節(jié)建議的極限鉆壓為50 t,極限扭矩為55 kN·m。

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