特殊螺紋油管接頭重復上卸扣后的密封性能研究

單 涵,高連新,王 成,戴涵洋

(1.華東理工大學 機械與動力工程學院,上海 200237;2.江蘇常寶鋼管股份有限公司,江蘇常州 213018)

0 引言

隨著油氣田探勘的不斷深入,油氣井的開采不斷往深井、超深井等高難度復雜井發展,油井的復雜工況對油套管性能提出了更加嚴苛的要求[1-2]。為有效減少油氣井發生油套管粘扣及泄漏事故,保證油氣井開采過程的安全,首先需要保證特殊螺紋接頭具有良好的上扣性能[3-4]。接頭的上扣質量直接影響到其服役時的密封性能和連接強度。全尺寸實物試驗可最為直觀準確地評價接頭性能,但存在試驗周期長以及試驗成本高等局限性[5]。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的重要工具。近些年來,國內外的許多學者提出了不同的方法對特殊螺紋接頭的上扣性能進行分析[6-8]。孫建安等[9]在試驗和有限元分析的基礎上,介紹了特殊螺紋接頭上扣扭矩曲線與接頭結構的關系。許紅林等[10]建立了特殊螺紋接頭上扣扭矩理論計算公式,研究了不同過盈量和螺紋脂摩擦系數對接頭總上扣扭矩及其構成的影響規律。竇益華等[11]應用有限元分析方法模擬了特殊螺紋接頭的上扣動態過程,并考慮了在最大、最佳、最小扭矩作用下的接頭密封性能。目前國內外文獻中大多對最終上扣狀態進行應力分析,對上卸扣動態模擬以及重復上卸扣過程的仿真研究較少[12-15]。

ISO 13679作為目前被廣泛應用的特殊螺紋評價標準,規定了特殊螺紋油管接頭的氣密封試驗需要在9次上卸扣后進行。在進行重復上卸扣試驗過程中,接頭處的氣密封性能會受到一定的影響。本文提出一種有限元分析方法,對某特殊螺紋接頭進行9次上卸扣的全過程模擬,仿真分析該接頭的密封性能;此外進行相應的實物試驗,驗證該有限元分析方法的可行性與準確性。

1 特殊螺紋接頭有限元模型

1.1 結構模型

以規格?88.9 mm×6.45 mm、鋼級為13Cr-110的某油管特殊螺紋接頭為研究對象,該特殊螺紋接頭由連接螺紋、扭矩臺肩和金屬/金屬密封面三部分組成,見圖1。其中連接螺紋的牙型為鋸齒形,承載面角度為-3°,導向面角度為10°,螺紋錐度為1∶16,有利于螺紋的對扣和上扣。扭矩臺肩為-15°,起上扣定位作用,分擔螺紋的上扣扭矩,減小接頭的環向應力。密封面采用錐面-錐面密封結構。

圖1 特殊螺紋接頭示意Fig.1 Schematic diagram of premium connection

1.2 材料模型

特殊螺紋接頭在上卸扣過程中一般會出現局部的塑性變形,因此必須同時考慮彈性應變和塑性應變,建立有限元分析的彈塑性本構模型,在彈性區采用胡克定律,在塑性區采用von Mises屈服準則以及Prandtl-Reuss塑性流動增量理論。關鍵材料力學性能參數見表1,實測拉伸性能曲線見圖2。

表1 樣管管材力學性能參數Tab.1 Mechanical property parameter table of sample tube material

圖2 13Cr油管基體材料拉伸曲線Fig.2 Tensile curve of the 13Cr oil tubing base material

該特殊螺紋接頭的有限元模型如圖3所示,有限元模型采用CAX4I四節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,在進行網格無關性驗證后,將密封面-扭矩臺肩段的網格大小定義為0.05 mm,螺紋段的網格大小定義為0.1 mm,端面的網格大小定義為0.5 mm,長度方向的網格大小定義為1 mm,其中油管公扣接頭的網格數量16 059個,接箍處網格數量20 052個。

圖3 特殊螺紋接頭有限元模型Fig.3 Finite element model of premium connection

1.3 上卸扣模型

JUN等[16]首次提出了上卸扣的模擬方法,本文對該方法進行了優化改進,并提出了上卸扣有限元模型,如圖4所示。該模型的熱應變只允許在公扣的陰影區域產生,并且只在軸向發生收縮或伸張。在初始狀態下,通過對螺紋嚙合過盈量和密封面臺肩接觸過盈量的匹配,可實現特殊螺紋接頭上扣過程的有限元模擬。在該次上扣完成之后,公扣與母扣產生位移,螺紋段、密封面以及臺肩處均處于接觸狀態。在卸扣過程中,公扣的陰影區域發生軸向收縮,公扣與母扣的臺肩以及密封面處脫離。在下一次上扣時,公扣的陰影區域發生軸向伸張,公扣與母扣的臺肩面以及密封面再次發生接觸。該模型模擬了特殊螺紋接頭上扣、卸扣以及再次上扣的過程。

圖4 上卸扣有限元模型Fig.4 Make-up and break-out finite element model

在有限元建模時需進行以下簡化和假設:(1)由于在實際上卸扣試驗過程中,螺紋段的參數尺寸幾乎不變,而密封面以及臺肩面處的參數尺寸相對變化較大,因此該有限元分析方法忽略了螺紋上卸扣對其密封性能的影響;(2)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;(3)接頭的材料為低合金鋼或高合金鋼,可視為各向同性體;(4)接觸面的摩擦系數與螺紋脂類型有關,根據摩擦系數經驗值給定相應部位,其中螺紋部分摩擦因數取0.02,密封面臺肩部位摩擦因數取0.03。

1.4 氣密封判據

XIE等[7]針對氣密封性能要求苛刻的熱采井,在實物試驗的基礎之上研究了金屬/金屬密封面的密封性能與接觸應力以及接觸長度的關系,并提出了密封指數法作為判定特殊螺紋接頭氣密封性能的依據,其公式如下:

(1)

式中,L為接觸長度,mm;σ為接觸應力,MPa;n為密封相關性指數,n取1。

2 特殊螺紋接頭密封性能仿真分析

本文模擬了特殊螺紋接頭進行9次上卸扣試驗的全過程,在動態模擬過程中對不同接觸長度下的接觸應力進行記錄,在每次上扣完成后對該接頭的密封性能進行評估,并通過密封接觸長度、接觸應力、塑性應變以及樣管的軸向與環向應變對其密封性能的變化展開對比分析。

2.1 密封面接觸應力-接觸長度

決定密封性能的主要因素是密封面上的接觸應力與有效接觸長度。以第1次上扣為例,密封面的接觸應力云圖見圖5,該油管的介質壓力最大為96 MPa,只有密封面接觸壓力大于該介質壓力時才會起到密封效果,因此將密封面上接觸壓力大于96 MPa的區域定義為有效接觸長度。圖6為不同上扣次數下的密封面接觸應力沿錐度方向分布曲線,圖7為密封面上有效接觸長度變化歷程。

圖5 密封面接觸應力分布云圖Fig.5 Contact stress nephogram of sealing surface

圖6 不同上扣次數下接觸應力分布曲線Fig.6 Contact stress profile under different number of make-ups

由圖6和圖7可知,在9次上卸扣模擬過程中,完成第1次上扣時的密封面上的有效接觸長度以及最大接觸應力均最大,隨著上扣次數的增加,最大接觸應力由1 516 MPa逐漸下降至975 MPa,密封面上的有效接觸長度呈現先減小后增大的趨勢,其中第2次上扣完成后密封接觸長度變化最為明顯,由原先的最大有效接觸長度1.93 mm降低至最小有效接觸長度1.63 mm,之后隨著上扣次數的增加,密封面上的有效接觸長度逐漸增大。

采用密封指數法來評估不同上扣次數下該接頭的密封性能,圖8為密封指數變化歷程,由圖8可以看出,隨著上扣次數的增加,密封指數呈下降趨勢,第2次完成上扣時密封指數的變化量最大,由1 220 MPa·mm降低為1 059 MPa·mm,完成9次上卸扣后,密封指數降低為第一次上扣時的73%。由此可說明隨著上扣次數的增加,密封性能逐漸下降,其中第1次與第2次的密封性能降低最為顯著。結合圖6和圖7可說明,在第2次到第4次上扣時,密封接觸長度相等,但接觸應力逐漸下降,從而使密封性能逐漸下降。從第4次上扣開始,隨著上扣次數的增加,密封接觸長度呈增大的趨勢,但接觸應力的總體水平逐漸下降,密封性能不斷降低。

圖8 密封指數變化歷程Fig.8 Change process of sealing index

2.2 密封面等效塑性應變

密封面上的塑性應變也是影響特殊螺紋接頭密封性能的重要因素,結合圖8可知,該接頭在第1次、第2次、第5次以及第9次上扣之間的密封性能變化較為顯著,因此可將以上4個塑性應變結果進行對比分析。

圖9為密封面的塑性應變云圖,上扣時公扣與母扣均出現了不同范圍的塑性應變,其中母扣發生塑性應變的區域較大。結合圖6可知,在完成第2次與第5次上扣時,密封面上的塑性應變增加到一定程度后,會對接頭密封面的接觸應力分布狀態產生影響,接頭中發生塑性應變的位置,其接觸應力發生驟降,隨后又恢復到高接觸應力,因此可推斷密封面的塑性應變會使接觸應力降低從而影響密封性能。同時隨著塑性應變的增大,使得公扣與母扣的接觸面積脹大,即使得密封面接觸起點前移,因此在后續的上卸扣試驗中,有效接觸長度呈現逐漸增大的趨勢。

(a)第1次上扣

(b)第2次上扣

(c)第5次上扣

(d)第9次上扣圖9 密封面塑性應變云圖Fig.9 Plastic strain nephogram of sealing surface

取每次上扣后公扣與母扣處的最大等效塑性應變,見表2和圖10。隨著上扣次數的增加,塑性應變發生的區域逐漸增大且最大塑性應變呈增大趨勢。第2次上扣后接頭密封面上的最大等效塑性應變的變化規律接近于一次函數,公扣的最大塑性應變擬合曲線的皮爾遜相關系數為0.994;母扣的最大塑性應變擬合曲線的皮爾遜相關系數為0.991。

表2 公扣與母扣處的最大塑性應變Tab.2 Maximum plastic strain at the box and pin

圖10 最大等效塑性應變歷程Fig.10 Maximum equivalent plastic strain process

2.3 公母扣軸向應變與環向應變

在公扣內表面與母扣外表面上,分別取A,B兩點作為評估點,用于判定在上扣過程中公扣與母扣的微觀應變,見圖11。圖12為A,B兩點在上扣過程中的環向應變和軸向應變曲線?？梢钥闯?在上扣過程中公扣在軸向收縮而母扣在軸向伸長,母扣外表面直徑增大而公扣內表面直徑減小。由此可說明隨著上扣次數的增加,公扣與母扣的密封面過盈量逐漸減小,使得最大接觸應力以及密封有效接觸長度減小,從而影響該接頭的密封性能,因此在第2次上扣完成后,有效接觸長度明顯減小。

圖11 評估點示意Fig.11 Schematic diagram of evaluation point

(a)環向應變

(b)軸向應變圖12 上扣過程的應變曲線Fig.12 Strain change in the make-up process

3 特殊螺紋接頭上卸扣實物試驗

油井下井過程中最先進行的工序就是螺紋的上扣連接,規范合理的上扣連接才能保證接頭具有良好的密封性能和連接強度。特殊螺紋接頭在井下服役過程中需要承受更大的軸向力與壓力載荷,因此需要合適的上扣扭矩來保證該接頭的密封性。過大的扭矩可能導致螺紋、臺肩或者密封面處發生嚴重的塑性變形、粘扣等,進而影響接頭的密封性能;過小的扭矩會導致密封面處的過盈量不足,接觸應力過小而達不到密封效果[6]。

取規格為?88.9 mm×6.45 mm、鋼級為13Cr-110的某油管特殊螺紋接頭,進行9次上卸扣試驗。試驗在扭矩試驗系統上完成,該油管的介質壓力最大為96 MPa,其最大扭矩為4 830 N·m,最佳扭矩為4 400 N·m,最小扭矩為3 970 N·m。試驗過程中使用最佳上扣扭矩,試樣垂直于地面,備鉗夾持接箍,動力大鉗帶動管體,見圖13。在試驗過程中均未發生粘扣或其他異?，F象,上扣扭矩未超過固定值。

圖13 上卸扣試驗Fig.13 Make-up and break-out test

3.1 氣密封性能驗證

在完成9次上卸扣試驗后,對該油管特殊螺紋接頭進行氣密封試驗。試驗在復合加載試驗系統中完成,試樣安裝在試驗設備上的形貌見圖14(a);泄漏檢測采用氣泡泄漏檢測裝置,如圖14(b)所示。結果表明該試樣在整個試驗過程中的氣體泄漏速率均小于0.06 cm3/min,依據ISO 13679[5]可判定其密封性能合格。

圖14 氣密封試驗Fig.14 Pneumatic sealing test

3.2 密封面直徑和螺紋中徑

在試驗過程中,每完成1次上卸扣試驗,分別測量公扣與母扣的螺紋中徑及密封面直徑,測量過程中記錄偏差的最大值與最小值,并取平均值作為此次偏差值。

圖15為管體螺紋參數偏差的變化歷程。

(a)密封面直徑

(b)螺紋中徑圖15 管體螺紋參數偏差變化歷程Fig.15 Deviation change process of the tube thread parameters

由圖15可以看出,試驗過程中公扣密封面直徑和螺紋中徑呈減小趨勢,母扣密封面直徑和螺紋中徑呈增大趨勢。試驗前后公扣與母扣的螺紋中徑的變化量均為0.01 mm,公扣與母扣的密封面直徑的變化量分別為0.05 mm和0.06 mm,實測結果與有限元模擬結果的偏差可控制在10%內,兩者的對比表見表3。

表3 有限元模擬與實測結果對比Tab.3 Comparison between finite element simulation and measured results

由此可說明在上扣過程中,由于公扣與母扣的接觸使得公扣在環向收縮而母扣在環向脹大,螺紋過盈量以及密封面過盈量均減少,其中密封面過盈量變化較為顯著,該試驗結果與有限元分析結果一致,驗證了該有限元分析方法的可行性與準確性。

3.3 密封面接觸長度

選用5組規格為?88.9 mm×6.45 mm、鋼級為13Cr-110的某油管特殊螺紋接頭,分別進行1次,2次,5次,7次以及9次的上卸扣試驗。其中在母扣處做鍍銅處理,公扣與母扣接觸時會在公扣密封面上留下銅粉痕跡,完成試驗后對每組樣管的公扣密封面進行切片,并對試樣編號為1-5,用3D數碼顯微鏡對以上5個試樣進行檢測。

在完成上扣后,密封面處接觸壓力較大的區域會留下明顯的劃痕,同時在靠近公扣鼻尖的位置會留下與母扣接觸后的銅粉,將銅粉位置視為密封面接觸的起始位置,將劃痕的結束位置視為密封面接觸的結束位置,借助3D數碼顯微鏡測量該接觸長度,5個試樣的檢測結果見圖16。

圖16 密封接觸長度測量結果Fig.16 Measurement results of contact length

由實測結果可知:隨著上扣次數的增加,實測密封接觸長度的變化趨勢與有限元模擬結果一致,實測結果與有限元模擬結果的偏差可控制在5%內,兩者的對比表見表4。

表4 有限元模擬與實測結果對比Tab.4 Comparison between finite element simulation and measured results

4 結論

(1)特殊螺紋接頭的氣密封性能隨著上卸扣次數的增加而降低,最終其密封指數降低為第1次上扣時的73%,因此在實物試驗與有限元分析中都不可忽略上卸扣對接頭氣密封性能的影響。

(2)隨著上扣次數的增加,密封面上的塑性應變逐漸增大,最終公母扣上的塑性應變分別為0.311%和1.492%,過大的塑性應變會使得密封接觸面積脹大,從而影響密封接觸應力的分布以及有效接觸長度。

(3)公扣密封面直徑和螺紋中徑呈減小趨勢,母扣密封面直徑和螺紋中徑呈增大趨勢。公扣與母扣的螺紋中徑的變化量均為0.01 mm,公扣與母扣的密封面直徑的變化量分別為0.05 mm和0.06 mm,密封過盈量的顯著減小會影響該接頭的密封性能。

(4)隨著上扣次數的增加,密封面過盈量的減小使得該接頭的密封接觸應力與有效接觸長度均減小,當密封面塑性應變增大到一定程度后,會使得密封接觸面積脹大,因此特殊螺紋接頭的密封有效接觸長度呈現先減小后增大的趨勢。

(5)本文提出的有限元模型可有效模擬特殊螺紋接頭上扣與卸扣的動態過程,與實物試驗對比分析后驗證了該方法的可行性與準確性,為深入了解上卸扣試驗對接頭密封性能的影響提供了有效方法。