高溫高產(chǎn)井油管屈曲對(duì)特殊螺紋性能的影響

劉祥康, 楊建, 杜明海, 丁亮亮, 劉欣潔, 李玉飛, 周浪

(1.中國(guó)石油西南油氣田公司工程技術(shù)研究院， 成都 610017； 2.中海油田服務(wù)股份有限公司鉆井事業(yè)部， 天津 300452； 3.西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院， 成都 610017)

如今，中國(guó)油氣開(kāi)采已逐步邁向更深領(lǐng)域，井下結(jié)構(gòu)受到更惡劣工況的嚴(yán)峻挑戰(zhàn)。油管作為井筒完整性的一關(guān)鍵屏障，其正常工作是實(shí)現(xiàn)油氣正常開(kāi)采的重要保障，而油管接頭作為機(jī)械連接結(jié)構(gòu)，在生產(chǎn)中相較于管體更容易發(fā)生破壞，油田中由于接頭問(wèn)題導(dǎo)致的管柱失效比例達(dá)到90%[1-3]。為解決這一矛盾，許多廠家研發(fā)了種類(lèi)繁多的特殊螺紋接頭以代替?zhèn)鹘y(tǒng)API(American Petroleum Institute)接頭，特殊螺紋接頭相較于API接頭增加了密封面與扭矩臺(tái)肩，使得其密封性能更好，連接強(qiáng)度更高，采用特殊螺紋接頭的油管在深井超深井、高壓油氣井、熱采井等井下的復(fù)雜工況下表現(xiàn)出了良好的工作性能，取得了較好的應(yīng)用效果。

近年來(lái)，中外學(xué)者針對(duì)特殊螺紋開(kāi)展了大量的研究。Fen等[4]對(duì)特殊螺紋的變錐面及弧面/錐面兩種密封結(jié)構(gòu)的密封性能進(jìn)行了對(duì)比研究，獲得了兩種密封型面密封性能的規(guī)律。Ernen等[5]開(kāi)展了特殊螺紋金屬對(duì)金屬氣密封性能模擬實(shí)驗(yàn)，分析了影響金屬氣密封性能的因素。劉奔等[6]設(shè)計(jì)了一種鋁合金油管特殊螺紋及其配套使用的密封部件用于酸壓作業(yè)，并分析了該接頭不同位置的接觸壓力。曹銀萍等[7]基于Petroleumandnaturalgasindustries：proceduresfortestingcasingandtubingconnections(IOS/TC 13679—2002)B系載荷包絡(luò)線(xiàn)范圍對(duì)某特殊螺紋進(jìn)行了系統(tǒng)的仿真模擬，發(fā)現(xiàn)包絡(luò)線(xiàn)范圍內(nèi)彎曲載荷對(duì)特殊螺紋的性能影響較大。張穎等[8-9]針對(duì)特殊螺紋密封性能開(kāi)展了數(shù)值模擬評(píng)價(jià)研究，并提出了優(yōu)化特殊螺紋氣密封結(jié)構(gòu)的方法。韓婷等[10]對(duì)雙粗糙表面施加壓力模擬油管螺紋密封面接觸過(guò)程，獲取不同壓力下接觸界面超聲回波信號(hào)，分析頻譜特征參數(shù)與接觸應(yīng)力大小的關(guān)系。王建東等[11]開(kāi)展了一種氣密封特殊螺紋密封完整性分析的管柱三軸設(shè)計(jì)系數(shù)研究，確定了高溫和室溫兩種環(huán)境下螺紋安全適用包絡(luò)線(xiàn)載荷范圍及合理的三軸安全系教。閆龍等[12]利用有限元模型分析彎曲載荷下特殊螺紋接頭的結(jié)構(gòu)、密封及抗疲勞性能，并詳細(xì)說(shuō)明了相關(guān)評(píng)價(jià)方法。竇益華等[13]在考慮接頭螺旋升角的情況下，應(yīng)用有限元分析軟件模擬特殊螺紋接頭整個(gè)上扣動(dòng)態(tài)過(guò)程，考慮在最大、最佳、最小扭矩作用下，分析特殊螺紋油管接頭的密封性能。

上述研究借助實(shí)驗(yàn)以及有限元方法，研究了特殊螺紋在上扣以及復(fù)雜工況下的連接性能以及密封性能，為特殊螺紋的研究提供了很好的思路。但存在兩點(diǎn)不足：一是許多研究?jī)?nèi)容中的復(fù)雜工況下研究只包含了內(nèi)壓、外擠以及軸向載荷而忽略了惡劣工況下相當(dāng)突出的油管屈曲問(wèn)題；二是許多專(zhuān)家學(xué)者在研究過(guò)程中大多建立二維軸對(duì)稱(chēng)模型進(jìn)行分析，此模型在運(yùn)算效率以及簡(jiǎn)單工況下的模擬優(yōu)勢(shì)明顯，但難以對(duì)彎曲工況進(jìn)行模擬。為此，建立某特殊螺紋的三維有限元模型，考慮高溫高產(chǎn)井中溫度、內(nèi)壓、軸向載荷與屈曲情況，對(duì)此特殊螺紋的連接性能與密封性能進(jìn)行分析。研究成果對(duì)實(shí)際現(xiàn)場(chǎng)油管柱完整性及正常生產(chǎn)作業(yè)具有一定的指導(dǎo)意義。

1 油管柱屈曲及特殊螺紋性能評(píng)價(jià)理論

1.1 油管柱屈曲理論

在高溫高產(chǎn)井生產(chǎn)過(guò)程中，由于井口位置以及底部封隔器對(duì)油管產(chǎn)生一定約束作用，使得井筒油管因自重、內(nèi)外壓力、溫度以及管內(nèi)流體摩阻等作用引起的變形并不能得到有效釋放，進(jìn)而造成井筒管柱處于壓縮狀態(tài)。當(dāng)油管壓縮軸向力達(dá)到臨界屈曲載荷時(shí)，油管會(huì)發(fā)生一定屈曲現(xiàn)象。根據(jù)帶封隔器油管柱各中效應(yīng)所產(chǎn)生的軸向位移量，最終可得油管柱綜合變形位移為

ΔL=ΔL1+ΔL2+ΔL3+ΔL4+ΔL5

(1)

式(1)中：ΔL1、ΔL2、ΔL3、ΔL4、ΔL5分別為活塞效應(yīng)、鼓脹效應(yīng)、溫度效應(yīng)、摩阻效應(yīng)及螺旋屈曲效應(yīng)作用下油管柱所產(chǎn)生的軸向位移量。

1.2 特殊螺紋性能評(píng)價(jià)理論

特殊螺紋性能評(píng)價(jià)包括兩個(gè)部分：一是連接強(qiáng)度，通過(guò)評(píng)價(jià)整個(gè)接頭Mises的應(yīng)力分布、是否出現(xiàn)塑性貫通來(lái)實(shí)現(xiàn)，評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)為此接頭材料的應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)，如圖1所示；二是密封性能，特殊螺紋主要依靠主、輔助密封結(jié)構(gòu)保證密封性能，密封能力取決于每種負(fù)載條件下的金屬對(duì)金屬密封區(qū)域上的接觸壓力的大小與分布。

管內(nèi)流體通過(guò)金屬密封區(qū)域微小間隙的流動(dòng)阻力可表示為

ΔR∝ΔLmin/S

(2)

式(2)中：ΔR為流體通過(guò)微小間隙流動(dòng)阻力，N；ΔLmin為泄漏路徑最小長(zhǎng)度，mm；S為微小間隙的橫截面積，mm2。

增大金屬密封區(qū)域的接觸壓力可增大泄漏阻力，有效增強(qiáng)特殊螺紋的密封能力，產(chǎn)生的泄漏阻力可表示為

(3)

式(3)中：l為泄漏路徑長(zhǎng)度，mm；p為接觸壓力，MPa。

σys為屈服強(qiáng)度，MPa；σcs為強(qiáng)度極限，MPa圖1 P110鋼級(jí)油管材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)Fig.1 Stress-strain curve of steel grade P110 tubing material

2 生產(chǎn)過(guò)程油管柱屈曲特性及受力分析

為了開(kāi)展屈曲工況對(duì)油管特殊螺紋的性能影響研究，首先需對(duì)油管的屈曲情況進(jìn)行分析。以塔里木區(qū)塊某超深氣井為例，其井筒管柱結(jié)構(gòu)如表1所示。其中油管上封隔器位于井深6 250 m處，同時(shí)該油管柱組合處于196.85 mm生產(chǎn)套管內(nèi)。通過(guò)計(jì)算得知，當(dāng)產(chǎn)量為6×105m3/d時(shí)，井口溫度為16 ℃，井底溫度為152.67 ℃。在此工況下開(kāi)展生產(chǎn)過(guò)程中井筒油管柱屈曲狀態(tài)分析。

根據(jù)表1，利用ABAQUS軟件建立油管柱屈曲有限元模型如圖2所示，其中井口(A點(diǎn))和封隔器位置(B點(diǎn))全固定約束，并對(duì)油管柱上按照井筒溫度梯度施加相應(yīng)溫度以及自重W，此外在井筒油管柱內(nèi)外壁施加一定壓力以還原生產(chǎn)過(guò)程中油壓及環(huán)空流體對(duì)其產(chǎn)生的作用。通過(guò)對(duì)整體模型施加通用接觸對(duì)，進(jìn)而表征油管柱與套管柱在屈曲過(guò)程中所產(chǎn)生的接觸作用。

圖3為生產(chǎn)過(guò)程井筒油管柱屈曲橫向位移俯視圖，可以看出，此時(shí)井筒油管發(fā)生明顯的屈曲現(xiàn)象。其中由于油管在x和y方向存在多個(gè)位置都與套管發(fā)生接觸，進(jìn)而證明在生產(chǎn)工況下部分井筒油管已產(chǎn)生了螺旋屈曲現(xiàn)象。

表1 井筒油管柱結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structural parameters of wellbore tubing string

Fwh為井口端約束力，N；Fw為自重，N；Fb為井底端約束力，N圖2 油管柱屈曲有限元模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of finite element model of tubing string buckling

為明確作業(yè)過(guò)程中不同井深位置下油管的屈曲狀況，分別取出井筒油管柱在x和y方向位移沿井深分布曲線(xiàn)如圖4所示。可以看出，井口至4 182 m井段油管柱并未發(fā)生屈曲現(xiàn)象，而下部管柱出現(xiàn)明顯的屈曲現(xiàn)象，且隨著井段加深，油管屈曲狀態(tài)也隨著發(fā)生相應(yīng)改變，其中4 182～4 481.9 m井段油管只在y方向上產(chǎn)生明顯位移，即發(fā)生正弦屈曲，4 481.9～6 000.3 m井段油管柱在x與y方向上都出現(xiàn)明顯的位移，表明該井段油管發(fā)生螺旋屈曲，然而在6 000.3～6 250 m(封隔器位置)井段管柱屈曲狀況發(fā)生改變，其只在x方向出現(xiàn)明顯位移，進(jìn)而說(shuō)明井筒油管柱在x方向產(chǎn)生正弦屈曲現(xiàn)象。

圖3 井筒油管柱屈曲橫向位移俯視圖Fig.3 Top view of buckling lateral displacement of wellbore tubing string

圖4 油管橫向位移隨井深變化關(guān)系Fig.4 Relationship between lateral displacement of tubing and well depth

在屈曲狀況下，井筒油管柱會(huì)產(chǎn)生一定的彎曲，進(jìn)而嚴(yán)重影響油管柱螺紋的連接強(qiáng)度及安全。圖5為屈曲狀況下井筒油管柱彎矩隨井深分布曲線(xiàn)。可以看出，隨著不同井段下管柱的屈曲狀況不同，管柱上彎矩分布呈現(xiàn)明顯差異。其中在4 182～4 481.9 m正弦屈曲井段管柱彎矩主要集中在x方向，其中最大彎矩可達(dá)到598.2 N·m，在4 481.9～6 000.3 m 井段管柱上彎矩在x及y方向上彎矩分布都相對(duì)均勻，其中最大點(diǎn)位于井深為5 620.72 m位置(B點(diǎn))處，而在底部6 000.3～6 250 m正弦屈曲井段管柱上彎矩主要集中在y方向上，最大彎矩位于6 070.27 m處(C點(diǎn))，為673.2 N·m。

3 屈曲狀態(tài)下特殊螺紋有限元分析

基于所分析管柱的屈曲情況，對(duì)各屈曲段危險(xiǎn)點(diǎn)處開(kāi)展特殊螺紋連接強(qiáng)度及密封性能分析。特殊螺紋錐度為1∶16，承載面角度為-3°，導(dǎo)向面角度為10°，負(fù)扭矩臺(tái)肩角度為-15°，密封形式為錐面-錐面，密封面角度為20°，以此建立三維有限元模型，采用C3D8R六面體減縮積分單元類(lèi)型對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，對(duì)螺紋嚙合處，密封面過(guò)盈處，臺(tái)肩處進(jìn)行網(wǎng)格加密，得到公扣端網(wǎng)格數(shù)為104 016，母扣端網(wǎng)格數(shù)為148 200，網(wǎng)格劃分如圖6所示。

圖6 特殊螺紋模型網(wǎng)格劃分Fig.6 Mesh division of special thread model

3.1 正弦屈曲段危險(xiǎn)點(diǎn)A處有限元分析

圖7為油管沿x方向正弦屈曲段危險(xiǎn)點(diǎn)A屈曲前后螺紋接頭的Mises應(yīng)力對(duì)比情況，在屈曲前，由于內(nèi)壓，軸向力與溫度的綜合作用，接頭在臺(tái)肩處的Mises應(yīng)力較高，達(dá)到762 MPa；屈曲后，由屈曲所帶來(lái)的彎曲載荷造成了接頭環(huán)向上嚴(yán)重的應(yīng)力分布不均勻，表現(xiàn)為彎曲載荷下受壓一側(cè)的臺(tái)肩、鼻端以及管體大端第一對(duì)嚙合齒上應(yīng)力水平較高，其中臺(tái)肩面靠近圓角處的Mises應(yīng)力達(dá)到843 MPa，與臺(tái)肩接觸的鼻端末尾Mises應(yīng)力達(dá)到887 MPa，大大超過(guò)了材料的屈服強(qiáng)度，受壓一側(cè)的臺(tái)肩有失效的風(fēng)險(xiǎn)；另外，受拉一側(cè)靠近接箍中心線(xiàn)的前兩牙內(nèi)螺紋的齒底應(yīng)力水平也較高，達(dá)到699 MPa。

圖7 A點(diǎn)處屈曲前后Mises應(yīng)力對(duì)比Fig.7 Mises stress comparison before and after buckling at point A

為明確顯示油管屈曲對(duì)接頭環(huán)向上的應(yīng)力分布影響，提取屈曲前后臺(tái)肩面一半長(zhǎng)度處沿環(huán)向路徑上的Mises應(yīng)力及接觸壓力分布規(guī)律，對(duì)比結(jié)果如圖8所示。可以看出，屈曲前，臺(tái)肩面上Mises應(yīng)力分布均勻，數(shù)值約為393 MPa；屈曲后，Mises應(yīng)力沿環(huán)向增大，應(yīng)力較大的一側(cè)為壓縮側(cè)，應(yīng)力較小的一側(cè)為拉伸側(cè)；壓縮側(cè)最大Mises應(yīng)力值達(dá)到 784 MPa，相較于未屈曲前增長(zhǎng)99.5%，已經(jīng)發(fā)生塑性變形；拉伸側(cè)最小Mises應(yīng)力為58 MPa；接觸壓力的變化規(guī)律與Mises應(yīng)力變化規(guī)律一致，屈曲前接觸壓力分布均勻，屈曲后壓縮段的最大接觸壓力由 423 MPa 增加到996 MPa；拉伸端有6°圓心角的區(qū)域內(nèi)接觸壓力減小到0，表明此時(shí)臺(tái)肩中點(diǎn)處已經(jīng)被拉開(kāi)，不存在接觸。

圖8 A點(diǎn)處臺(tái)肩面上Mises應(yīng)力、接觸壓力變化Fig.8 Mises stress and contact pressure change on the shoulder surface at point A

3.2 正弦屈曲段危險(xiǎn)點(diǎn)C處有限元分析

油管沿y方向正弦屈曲段危險(xiǎn)點(diǎn)C屈曲前后螺紋接頭的 Mises 應(yīng)力對(duì)比如圖9所示，相比于沿x方向正弦屈曲工況，此時(shí)彎曲載荷更大。螺旋屈曲前，由于內(nèi)壓，軸向力等復(fù)雜載荷的綜合作用，接頭在臺(tái)肩處的Mises應(yīng)力達(dá)到764 MPa；屈曲后，由屈曲所帶來(lái)的彎曲載荷同樣造成了接頭環(huán)向上嚴(yán)重的應(yīng)力分布不均勻，但沿y方向正弦屈曲段受壓一側(cè)特殊螺紋的應(yīng)力集中更嚴(yán)重，其中臺(tái)肩面靠近圓角處的Mises應(yīng)力達(dá)到了864 MPa,與臺(tái)肩面接觸的外螺紋鼻端末尾上Mises應(yīng)力為894 MPa，管體大端第一牙嚙合處的Mises應(yīng)力值達(dá)到880 MPa。

圖9 C點(diǎn)處屈曲前后Mises應(yīng)力對(duì)比Fig.9 Mises stress comparison before and after buckling at point C

屈曲后壓縮側(cè)臺(tái)肩面1/2長(zhǎng)度處環(huán)向路徑上的最大Mises應(yīng)力值為800 MPa，相比于未屈曲前增加了360 MPa，超過(guò)材料的屈服強(qiáng)度，發(fā)生塑性變形；拉伸側(cè)的Mises應(yīng)力水平較低，最小Mises應(yīng)力值僅為70 MPa；壓縮側(cè)的接觸壓力明顯高于拉伸側(cè)接觸壓力，最大值為1 030 MPa，相較于未屈曲前對(duì)應(yīng)點(diǎn)的485 MPa增加了112.3%；壓縮側(cè)接觸壓力為零的區(qū)域相較于沿x方向正弦屈曲工況下更大，有38°圓心角的區(qū)域內(nèi)不存在接觸。環(huán)向上的Mises應(yīng)力分布及接觸壓力分布對(duì)比如圖10所示。

圖10 C點(diǎn)處臺(tái)肩面上Mises應(yīng)力、接觸壓力變化Fig.10 Variation of Mises stress and contact pressure on the shoulder at point C

3.3 螺旋屈曲段危險(xiǎn)點(diǎn)B處有限元分析

油管螺旋屈曲段危險(xiǎn)點(diǎn)B屈曲前后螺紋接頭的Mises應(yīng)力對(duì)比由圖11所示，屈曲前接頭的Mises應(yīng)力最大處仍然出現(xiàn)在臺(tái)肩處，為764 MPa，螺旋屈曲后接頭表現(xiàn)出與正弦屈曲段相同的應(yīng)力分布特征：環(huán)向上應(yīng)力分布不勻。但相比于正弦屈曲段單一方向上的彎曲載荷，螺旋屈曲段不同方向上的彎曲載荷一定程度上緩解了結(jié)構(gòu)的應(yīng)力集中現(xiàn)象，此時(shí)接箍臺(tái)肩面上最大Mises應(yīng)力值為 808 MPa，鼻端的最大Mises應(yīng)力值為877 MPa，相比于正弦屈曲段有一定下降。

圖11 B點(diǎn)處屈曲前后Mises應(yīng)力對(duì)比Fig.11 Mises stress comparison before and after buckling at point B

螺旋屈曲段危險(xiǎn)點(diǎn)C處臺(tái)肩1/2長(zhǎng)度環(huán)向路徑上Mises應(yīng)力及接觸壓力分布規(guī)律如圖12所示。屈曲前后，壓縮一側(cè)的Mises應(yīng)力由449 MPa升至769 MPa，接觸壓力由498 MPa升至940 MPa；拉伸一側(cè)Mises應(yīng)力由452 MPa降至64 MPa，接觸壓力由479 MPa降至26 MPa。

3.4 不同屈曲段危險(xiǎn)點(diǎn)處接頭密封性分析

由于不同屈曲段的特殊螺紋接頭在油管屈曲后臺(tái)肩面1/2長(zhǎng)度的環(huán)向路徑上出現(xiàn)了接觸壓力為零的情況，因此有必要對(duì)壓縮端以及拉伸端的密封能力進(jìn)行分析，沿錐度方向上提取不同屈曲段危險(xiǎn)點(diǎn)屈曲后接頭受壓縮一側(cè)密封面以及臺(tái)肩面長(zhǎng)度路徑上的接觸壓力變化曲線(xiàn)如圖13所示。

圖12 B點(diǎn)處臺(tái)肩面上Mises應(yīng)力、接觸壓力變化Fig.12 Mises stress and contact pressure change on the shoulder surface at point B

圖13 危險(xiǎn)點(diǎn)處接頭壓縮端接觸壓力變化曲線(xiàn)Fig.13 Change curve of contact pressure of the compression end of the joint at the dangerous point

由圖13可知，壓縮側(cè)密封面與臺(tái)肩面上的接觸壓力變化規(guī)律一致；受彎后，首先與鼻端接觸的密封面上接觸壓力較大，之后呈下降趨勢(shì)；由于負(fù)角度臺(tái)肩角阻止鼻端在彎曲載荷的作用下沿著臺(tái)肩路徑向管子中心移動(dòng)，使得靠近臺(tái)肩圓角處的接觸壓力較大，而后接觸壓力慢慢下降，臺(tái)肩面上的接觸壓力要明顯高于密封面。3個(gè)位置的屈曲段危險(xiǎn)點(diǎn)壓縮端密封結(jié)構(gòu)上的接觸壓力分布趨勢(shì)一致，最大接觸壓力均位于鼻端在徑向上最先與臺(tái)肩面接觸的位置，但正弦屈曲段路徑節(jié)點(diǎn)上的最大接觸壓力分別為1 556 MPa(C點(diǎn))、1 481 MPa(A點(diǎn))略高于螺旋屈曲段1 392 MPa(B點(diǎn))。

受拉伸一側(cè)密封面以及臺(tái)肩面長(zhǎng)度路徑上的接觸壓力變化如圖14所示。可以看出，危險(xiǎn)點(diǎn)A、C處接頭拉伸一側(cè)的密封面上接觸壓力均為零，主密封結(jié)構(gòu)失去效用，其中C點(diǎn)臺(tái)肩面上接觸壓力也為零，表明C點(diǎn)處接頭主、輔助密封結(jié)構(gòu)均失效；相比之下，螺旋屈曲危險(xiǎn)點(diǎn)B處拉伸端密封面、臺(tái)肩面上仍有接觸壓力，保有一定密封能力。

圖14 危險(xiǎn)點(diǎn)處接頭拉伸端接觸壓力變化曲線(xiàn)Fig.14 Change curve of contact pressure of the tensile end of the joint at the dangerous point

4 結(jié)論

為研究高溫高產(chǎn)井中油管屈曲對(duì)特殊螺紋性能的影響，分析了實(shí)際工況下的油管屈曲情況，并在此基礎(chǔ)上，以某特殊螺紋為研究對(duì)象，建立了其三維有限元模型，分析了典型屈曲工況下特殊螺紋接頭的連接強(qiáng)度與密封性能，得出如下結(jié)論。

(1)高溫高產(chǎn)井中，油管處于復(fù)雜的井下工況，油管沿井深依次出現(xiàn)沿x方向正弦屈曲，螺旋屈曲，沿y方向正弦屈曲。

(2)油管屈曲對(duì)特殊螺紋接頭的Mises應(yīng)力、接觸壓力分布影響較大，具體表現(xiàn)為不同屈曲工況下，接頭均表現(xiàn)出環(huán)向的應(yīng)力分布不均，壓縮一側(cè)的Mises應(yīng)力、接觸壓力較大，臺(tái)肩以及管體大端的第一對(duì)螺紋嚙合處的應(yīng)力集中明顯，Mises應(yīng)力均超過(guò)了材料的屈服強(qiáng)度，臺(tái)肩可能被壓潰，螺紋牙可能折斷；拉伸一側(cè)較小。

(3)屈曲后受拉側(cè)的密封面以及臺(tái)肩面上的接觸壓力小，有效密封長(zhǎng)度短，難以滿(mǎn)足密封要求；井底正弦屈曲段危險(xiǎn)點(diǎn)受拉側(cè)的密封面及臺(tái)肩面上的接觸壓力均為零，表明此時(shí)鼻端與臺(tái)肩面已分離，密封結(jié)構(gòu)失去密封能力。