采用雙弧面金屬密封結構的新型環空排氣閥性能研究*

(中海油田服務股份有限公司 天津 300456)

隨著海上油田各區塊的不斷開發，越來越多的油井采用了電潛泵采油技術，該技術以過電纜封隔器封堵環空、懸掛電潛泵以實現原油的舉升[1]。開采過程中，當原油壓力小于氣體飽和壓力時，導致原油伴隨氣持續析出到環空，氣體壓力逐漸增大，環空封隔器遭受氣頂、氣蝕而造成過早損壞[2]。該問題的解決方法是在封隔器上安裝由地面液壓控制開啟和關閉的環空排氣閥，及時排除有害氣體，達到保護封隔器的作用。隨著開采深度的增加，南海油田井底溫度高達249 ℃，壓力梯度達到2.4 MPa/100 m，并且有腐蝕性的氣體析出[3]。常規環空排氣閥采用橡膠密封，此類密封易受高溫、高壓強腐蝕氣體的侵蝕，難以保證海上高溫、高壓強腐蝕油田開采過程中，環空排氣閥的正常使用。

為了解決高溫、高壓、強腐蝕環境下井下工具密封可靠性問題，Baker Hughes、Owen及Caledyne等國外公司相繼開展了將金屬密封用于石油鉆采工具中的研究，并且介紹了一部分關鍵技術與密封原理[4-8]。但由于技術壁壘，文獻中對金屬密封的結構類型介紹較少。此外，針對金屬密封技術國內外還沒有提出統一的判據[9-13]。本文作者設計了一種采用雙弧面金屬密封結構的新型環空排氣閥，采用文獻[14]提出的判定依據，即接觸壓力為材料屈服強度的1～3倍時可實現金屬密封，通過有限元軟件分析了新型環空排氣閥在不同下入深度下的金屬密封性能和密封結構強度，并通過室內實驗進行了驗證。

1 新型環空排氣閥結構及密封原理

1.1 新型環空排氣閥結構功能

海上常用過電纜封隔器連同“Y”接頭攜帶電潛泵的完井技術，該技術通過地面供電，啟動井下電潛泵實現采油，電潛泵采油管柱結構如圖1所示。環空排氣閥安裝在過電纜封隔器上部偏心孔處，其結構及實物如圖2所示。啟泵開采過程中，井口打壓至初開壓力，壓力通過液控管線作用在活塞環形截面差上，推動球體上移，微壓彈簧，使球體與殼體之間的作用力減小，排氣閥喪失密封性能，繼續打壓至全開壓力，使球體完全脫離殼體，露出過流孔，連通上下環空，排出下部氣體，減少上浮氣體對封隔器的損壞。由于上下環空由排氣閥溝通，停泵時，可進行正、反循環洗井。當遭遇惡劣環境或井底高壓時，井口放壓或直接剪斷液控管線，在彈簧壓緊力的作用下，達到球體與殼體弧面相切處相互擠壓并貼緊的要求。由于排氣閥設計為中空結構，井底高壓作用在內部結構時，接觸面壓緊力變大，更易實現密封，以保證平臺人員的安全撤離。

圖1 電潛泵采油管柱圖

圖2 新型環空排氣閥結構及實物圖

1.2 雙弧面金屬密封原理

井口壓力或下入深度逐漸減小時，作用在球體上的彈簧壓緊力隨之增大，球體與殼體之間的作用力逐漸增大，發生變形的殼體材料開始填滿球體和殼體之間微小間隙，初步阻斷兩者之間的壓力傳遞通道。由于接觸表面粗糙度的存在，峰谷之間的間隙依然為流體提供了通道。當接觸面之間的壓緊力足夠大時，對應波峰處的接觸數量和變形程度都在加大，開始在接觸面上產生塑性流動，甚至嵌入彼此表面，將凸凹不平的微小泄漏通道堵死，形成更加緊實的密封。

為了產生塑性流動形成緊貼效果，得到更好的密封系統，雙弧面上的接觸壓力應大于殼體材料的彈性極限。因此，兩接觸體應由強度不同的2種材料組成，密封面之間的接觸壓力應為較軟材料屈服強度的1～3倍[14]。

2 有限元分析

2.1 邊界條件的確定

為了描述新型環空排氣閥內部結構的受力情況，將其簡化為圖3所示力學結構。

圖3 力學結構

接觸面閉合，需滿足如下關系：

F1≥N1-f-p1ΔS

(1)

接觸面分離，需滿足如下關系：

N1+f

(2)

p1=p+ρgh

(3)

式中:N1為彈簧壓緊力；p1為液控管線中靜液柱壓力與井口初開壓力之和;ΔS為活塞環形截面差；f為封圈產生的摩擦力；h為臨界下入深度；ρ為壓油密度；g為重力加速度；p為初開壓力；F1為球體對殼體的作用力。

通過結構的力學分析可知，對于結構一定的排氣閥，井口壓力、下入深度及彈簧壓緊力三者決定了球體和殼體之間的接觸行為。井口壓力、彈簧剛度一定時，使密封無法形成的深度為該閥的臨界下入深度即最大工作深度。

為了研究不同下入深度，密封面之間的作用力對密封結構強度和密封性能的影響，首先計算不同下入深度和初開壓力時，球體對殼體的作用力。計算時，彈簧采用耐蝕合金材料Inconel-X750，外徑為28.5 mm，鋼絲直徑為6 mm，總長為270 mm，剛度為30 mm/N，總圈數為25，安裝后壓緊力為3 000 N。密封圈產生的摩擦力為150 N[15]。根據公式(1)、(2)、(3)，計算得出不同下入深度和初開壓力時，球體對殼體的作用力如表1所示。下面將表1中的作用力作為有限元接觸分析的載荷，以研究結構的密封及強度問題。

表1 不同下入深度和初開壓力時，

2.2 有限元模型的建立

如圖4所示，雙弧面密封結構具有三維軸對稱性，所受載荷關于其軸線圓周對稱，取1/4模型，按照表2所示材質性能參數、表3所示密封結構參數，建立結構模型[16]。固定殼體，在對稱面上施加法向約束，球體上施加作用力F1，接觸之間的摩擦因數取0.1，進行網格收斂性分析，得到結構最大Von Mises應力值相對誤差在5%以內的有限元網格模型[17],如圖5所示。

圖4 雙弧面密封結構及實物

部件材料彈性模量E/MPa泊松比屈服強度σ/MPa殼體S174001890.27710球體SCr132120.23862

表3 密封結構參數

圖5 有限元網格模型

2.3 有限元計算結果與分析

2.3.1 不同下入深度下密封結構應力分析

圖6所示為不同下入深度時殼體Mises應力分布云圖，圖7所示為不同下入深度時密封結構最大Mises應力分布。

圖6 不同下入深度時殼體Mises應力分布云圖

圖7 不同下入深度時密封結構最大Mises應力分布

由圖6、7可知：下入深度逐漸增大即球體對殼體作用力逐漸變小的過程中，球體和殼體兩者的最大Mises應力同時減小，材料和結構的差異造成兩者應力減小的趨勢不同。殼體在下入深度小于600 m時，隨著下入深度的減小，殼體發生屈服程度越大，在接觸面上材料發生了大的塑性流動，兩種材料之間更易侵入形成密封；殼體在下入深度為600 m時，最大Mises應力為722 MPa，仍大于材料的屈服強度710 MPa，環形接觸面上材料會發生屈服出現塑性變形,從而可能形成密封。當下入深度大于600 m時，隨著下入深度的增加，殼體最大Mises由722 MPa逐漸減小到小于材料的屈服強度710 MPa，材料處于彈性階段，無法形成金屬密封。

2.3.2 不同下入深度下密封結構的接觸壓力分析

圖8所示為不同下入深度下密封結構的接觸壓力分布云圖，圖9所示為不同下入深度下密封結構的接觸壓力分布。

圖8 不同下入深度下密封結構的接觸壓力分布云圖

圖9 不同下入深度下密封結構的最大接觸壓力分布

如圖9所示，隨著下入深度的增大，最大接觸壓力呈現開始時平穩減小，隨后線性減小的趨勢。在下入深度為0～200 m時，最大接觸壓力較為平穩，最大接觸壓力為材料屈服強度的1.37倍；在下入深度由200 m增大到900 m時，接觸壓力與殼體材料屈服強度的比值由原來的1.37倍減小到0.92倍。當下入深度為600 m時，接觸壓力殼體與材料屈服強度的比值為1，根據文獻[14]的判據，可認為600 m為新型環空排氣閥的最大工作深度。

如圖8所示，在小于600 m的下入深度范圍內，接觸寬度變化趨勢平穩，維持在0.048～0.05 mm的范圍內，有效的接觸寬度保證金屬在下入深度600 m以內的密封可靠性。在大于600 m的下入深度時，接觸寬度由0.05 mm急劇減小為0.004 mm，過程中殼體始終處于彈性變形狀態，在接觸面上沒有發生塑性變形。

圖10 下入深度與接觸寬度之間的關系

3 室內實驗研究

為了驗證新型環空排氣閥開啟壓力及密封性能，設計了如圖11所示的新型環空排氣閥測試裝置，將新型環空排氣閥與量程70 MPa的數顯液壓系統連接，分別實施開啟壓力及密封壓差實驗。

圖11 新型環空排氣閥測試裝置結構圖

按照圖11所示實驗裝置，拆除驗壓路管線，進行開啟壓力實驗。結果如表4所示。比較表4中理論開啟壓力和實驗平均開啟壓力可知，計算結果與測試結果基本相符，兩者誤差在4%～8.1%之間。

表4 不同下入深度下開啟壓力測試數據

針對同一個排氣閥，按照圖11所示連接實驗裝置，采用補壓路管線補壓模擬下入深度的方法，進行驗壓路密封實驗。實驗數據如表5所示。可知，下入深度小于600 m時，密封結果較好；下入深度為600 m時，低壓3 MPa時發生泄漏，隨著壓力的逐漸升高，密封面上的作用力隨之增大，仍可實現金屬密封；在下入深度為700 m和800 m時，排氣閥在逐漸增壓的過程中，低壓及高壓均無法形成密封。可認為600 m為新型環空排氣閥的最大工作深度，與仿真分析的下入深度為600 m時，接觸壓力和材料屈服強度大致相等仍可滿足密封的結論一致。

表5 不同下入深度下密封壓力實驗數據

4 結論

(1)根據排氣閥所服役的環境，設計了一種具有雙弧面金屬密封結構的新型環空排氣閥，仿真分析表明，該新型環空排氣閥在下入深度小于等于600 m時，接觸壓力為殼體材料屈服強度的1～1.37倍，接觸寬度基本保持穩定，能夠實現金屬密封。下入深度大于600 m時，接觸壓力小于殼體屈服強度，無法實現密封。

(2)對新型環空排氣閥進行開啟壓力和密封實驗，結果顯示，開啟壓力與計算結果基本一致，密封效果與有限元模擬結果大致吻合。新型環空排氣閥能夠滿足下入深度小于600 m，密封壓力不大于45 MPa的技術要求。