況雨春 陳永龍 閔桃源

西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，成都,610500

0 引言

近年來(lái)，隨著油田的不斷開(kāi)發(fā)以及生產(chǎn)作業(yè)井年限的不斷增長(zhǎng)，我國(guó)大多數(shù)油田已進(jìn)入中后期開(kāi)發(fā)階段。一方面，由于部分老井出現(xiàn)工程事故、套管損壞等原因?qū)е聼o(wú)法采用常規(guī)修井技術(shù)使破損井得到恢復(fù)；另一方面，在對(duì)井網(wǎng)進(jìn)行調(diào)整時(shí)，為了降低綜合開(kāi)發(fā)成本，利用小井眼開(kāi)窗側(cè)鉆技術(shù)，在原有井筒基礎(chǔ)上進(jìn)行二次開(kāi)發(fā)，極大地減少了資金投入[1]。但小井眼開(kāi)窗側(cè)鉆中容易出現(xiàn)“兩小一高”(即排量小、扭矩小、壓耗高)的問(wèn)題，使得鉆進(jìn)動(dòng)力不足，循環(huán)壓耗高，作業(yè)成本高，鉆井效率低?？紤]到φ139.7 mm套管連續(xù)鉆井技術(shù)在國(guó)內(nèi)技術(shù)配套尚不成熟，且無(wú)法進(jìn)行旋轉(zhuǎn)鉆進(jìn)來(lái)降低有效側(cè)鉆深度[2]，故采用φ80 mm直連型鉆桿，以有效提高鉆井效率，提升鉆井液攜巖能力，有效傳遞工作扭矩，提升油氣開(kāi)采效率。

隨著小井眼開(kāi)窗側(cè)鉆技術(shù)的廣泛應(yīng)用，由井下彎曲段引起的鉆具接頭失效問(wèn)題日益突出。據(jù)不完全統(tǒng)計(jì)，國(guó)外64%的油套管失效事故發(fā)生在螺紋處，國(guó)內(nèi)則高達(dá)86%[3-4]，造成了極大的經(jīng)濟(jì)損失。究其原因，主要是鉆具接頭在承受緊扣扭矩的同時(shí)還要承受彎曲段彎曲載荷作用，彎曲段斜率不同，接頭螺紋承受的彎曲應(yīng)力也不同，因此，分析彎曲載荷作用下接頭力學(xué)性能就顯得尤為重要。近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)油套管接頭進(jìn)行了大量試驗(yàn)和理論研究，得到了較為準(zhǔn)確的結(jié)果。BAHAI[5]利用二維軸對(duì)稱模型分析軸向力和彎曲載荷作用下鉆具接頭應(yīng)力集中因子；蘭洪波等[6]設(shè)計(jì)了新型雙臺(tái)肩鉆具接頭，分析了螺紋在不同工況下的應(yīng)力；陳守俊等[7]采用二維圓錐管螺紋模型，分析不同過(guò)盈量下套管螺紋的應(yīng)力變化情況；SHAHANI等[8]通過(guò)三維和二維有限元模型對(duì)比，研究不同載荷作用下鉆桿接頭的接觸應(yīng)力分布; FUKUOKA等[9]對(duì)帶有螺旋升角的接頭螺紋三維模型進(jìn)行了有限元分析；祝效華等[10]建立了套管接頭三維有限元模型，分析拉彎復(fù)合載荷下的力學(xué)行為。然而，由于二維軸對(duì)稱模型不帶螺旋升角，故無(wú)法模擬螺紋上扣且無(wú)法準(zhǔn)確表征偏執(zhí)載荷作用下的應(yīng)力變化情況，雖然部分文獻(xiàn)分析了鉆具接頭三維有限元模型，考慮了螺旋升角作用，但是下井前未對(duì)接頭施加緊扣扭矩，因此，同樣無(wú)法準(zhǔn)確得到接頭的力學(xué)性能以及疲勞壽命。

針對(duì)上述問(wèn)題，本文建立了高抗彎鉆具接頭螺紋的三維有限元模型，采用實(shí)際工況的加載順序，并基于正交優(yōu)化試驗(yàn)方法，對(duì)影響螺紋受力的關(guān)鍵因素進(jìn)行正交優(yōu)化，獲得高抗彎鉆具接頭關(guān)鍵參數(shù)，對(duì)比計(jì)算優(yōu)化前后接頭的力學(xué)性能，突出其在小井眼開(kāi)窗側(cè)鉆中的優(yōu)勢(shì)。

1 彎曲載荷作用下鉆具接頭受力分析

小井眼開(kāi)窗側(cè)鉆中，鉆具接頭承受彎矩載荷作用時(shí)，彎矩載荷由臺(tái)肩和螺紋牙共同承擔(dān)，且臺(tái)肩處產(chǎn)生的應(yīng)力對(duì)螺紋牙具有一定的增強(qiáng)作用(圖1)。設(shè)鉆具接頭承受的彎矩為M，臺(tái)肩處承受的彎矩為M1，螺紋牙根部承受的彎矩為M2，則M=M1+M2?？紤]到M1和M2的相對(duì)大小與臺(tái)肩及螺紋牙根部的抗彎剛度有關(guān)[11]，有

(1)

其中，J1為臺(tái)肩截面慣性矩，J2為公螺紋牙根部截面慣性矩，E為接頭材料彈性模量，則有

M=M1+M2=M2(1+J1/J2)=M1(1+J1/J2)

(2)

圖1 鉆具接頭外螺紋彎曲應(yīng)力分布示意圖Fig.1 Bending stress distribution chart of the tool joint

在鉆井過(guò)程中，鉆桿接頭往往處于復(fù)雜的交變載荷作用下，為保證接頭臺(tái)肩面在工作時(shí)不分離，由彎曲載荷在臺(tái)肩面引起的最大應(yīng)力σmax不應(yīng)大于預(yù)壓力σ1，假設(shè)

σmax=ασ1

(3)

σmax=M1/W1

(4)

M1=2J1ασ1/D

(5)

式中，W1為抗彎截面模量。

其中，常數(shù)α(α≤1)表征鉆桿受彎曲載荷的程度；D為鉆具接頭外徑。由式(4)可求得臺(tái)肩處所能承受的彎矩。由式(1)和式(5)可求得公螺紋所承受的彎矩為

(6)

鉆具接頭在承受彎曲載荷時(shí)，公螺紋承受的最大彎曲應(yīng)力在第一圈螺紋牙根處，其彎曲應(yīng)力

σpin=D1ασ1/D

(7)

式中，D1為螺紋齒頂圓直徑。

母扣螺紋牙根處因彎曲產(chǎn)生的最大應(yīng)力

(8)

式中，Jβ為母螺紋牙根部β截面上的最大彎曲應(yīng)力；d為接頭內(nèi)徑。

由上述分析結(jié)果可知，若減小因彎曲載荷在螺紋牙根部產(chǎn)生的應(yīng)力即減小彎矩M2，可通過(guò)設(shè)計(jì)雙臺(tái)肩鉆具接頭和改變螺紋參量的方式，利用主副臺(tái)肩共同承擔(dān)彎曲載荷，增強(qiáng)螺紋牙抗彎能力，以達(dá)到減小峰值彎曲應(yīng)力、提高鉆具接頭抗彎性能的目的。

基于鉆桿用雙臺(tái)肩矮牙特錐扣模型(圖2)，利用有限元軟件對(duì)鉆具接頭受力特點(diǎn)進(jìn)行分析，并采用正交優(yōu)化方法對(duì)螺紋錐度、牙型角、螺距等關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，在不減小鉆具接頭抗拉/壓、抗扭能力的前提下，提高接頭抗彎能力，對(duì)其進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)，旨在設(shè)計(jì)出能滿足小井眼開(kāi)窗側(cè)鉆的鉆具接頭。

2 鉆具接頭彈塑性有限元模型

2.1 鉆具接頭本構(gòu)模型試驗(yàn)

鉆具接頭所用材料為SAE4137H合金鋼，系各向同性彈塑性材料。使用對(duì)接頭材料(3個(gè)相同的試樣，即試樣①～試樣③)進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，獲得了應(yīng)力應(yīng)變曲線，從中可以得出：材料彈性模量為210 GPa, 屈服強(qiáng)度為860 MPa，抗拉強(qiáng)度為975 MPa，泊松比為0.29?？紤]到含40%～60%質(zhì)量鋅粉末的螺紋脂的影響，配合面間(包括

(a) 公螺紋

(b) 母螺紋

(c) 螺紋牙型

螺紋之間和臺(tái)肩面之間)的摩擦因數(shù)取0.08[12]。

螺紋接頭在受到復(fù)雜載荷作用，當(dāng)某一位置應(yīng)力達(dá)到材料的屈服極限時(shí)，該位置就會(huì)發(fā)生一定的彈塑性變形。在螺紋接頭有限元分析時(shí)，為了真實(shí)反映出螺紋受力，有必要定義其在彈塑性階段的應(yīng)力應(yīng)變，在workbench中采用真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系來(lái)定義塑性階段的變化，它與名義應(yīng)力和應(yīng)變的關(guān)系為[13]

ε=ln (1+εnom)

(9)

σ=σnom(1+εnom)

(10)

其中，εnom為名義應(yīng)變，σnom為名義應(yīng)力。材料的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如圖3所示。

圖3 真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.3 True stress-strain curve

2.2 鉆具接頭模型的網(wǎng)格劃分

本文以矮牙特錐扣鉆具接頭為研究對(duì)象，為了構(gòu)建高計(jì)算精度和高效率的有限元模型，在臺(tái)肩和螺紋牙接觸部分劃分精細(xì)網(wǎng)格，在遠(yuǎn)端(即未接觸部分)采用相對(duì)稀疏的網(wǎng)格。采用Solid185六面體單元對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格數(shù)量為879 260，節(jié)點(diǎn)數(shù)為951 179。

2.3 有限元仿真模型試驗(yàn)驗(yàn)證

為了確保數(shù)值仿真結(jié)果的可靠性，本文通過(guò)鉆具接頭脹扣試驗(yàn)，利用拆裝架液壓裝置對(duì)螺紋接頭施加緊扣扭矩(圖4a)，對(duì)比研究不同緊扣扭矩下接頭外緣的膨脹變化規(guī)律。試驗(yàn)以API標(biāo)準(zhǔn)NC31型特殊扣為研究對(duì)象，建立與圖4b中相同規(guī)格的連接螺紋力學(xué)模型。為了保證試驗(yàn)結(jié)果的可靠性，改變接頭螺紋錐度和外徑，分別測(cè)得3組不同結(jié)構(gòu)接頭脹扣數(shù)據(jù)，如圖5中結(jié)構(gòu)①～結(jié)構(gòu)③。利用有限元仿真結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比(圖5)。試驗(yàn)結(jié)果與有限元仿真結(jié)果變化趨勢(shì)相同，峰值差異不超過(guò)30%，可以忽略不計(jì)?？傮w上兩者結(jié)果吻合性較好，驗(yàn)證了三維模型建模的準(zhǔn)確性以及仿真結(jié)果的可靠性，表明所建模型及分析方法能滿足鉆具接頭力學(xué)性能研究的需要。

(a) 試驗(yàn)臺(tái)架

(b) 螺紋接頭

圖5 試驗(yàn)結(jié)果與有限元結(jié)果對(duì)比Fig.5 Comparison of experimental results and finite element results

3 彎曲載荷對(duì)鉆具接頭連接強(qiáng)度和密封性能的影響

接頭螺紋在下井前須承受一定的上扣扭矩，對(duì)于需要開(kāi)窗側(cè)鉆的老井和破損井，扭矩載荷和彎曲載荷是其在井下承受的主要載荷。由于螺紋在上扣之后將持續(xù)影響其在后續(xù)工況中的受力，彎曲載荷作用下接頭臺(tái)肩和螺紋牙嚙合面接觸狀態(tài)以及受力狀況將變得極其復(fù)雜，故這種受力變形將決定接頭的連接強(qiáng)度和密封性能。為更有效地模擬鉆具接頭在井下受力情況，對(duì)鉆具接頭進(jìn)行三維有限元分析，為避免數(shù)值振蕩，采用光滑的加載曲線進(jìn)行加載(圖6)[14]。第一步施加緊扣扭矩，加載完畢后卸載；第二步施加彎曲載荷，加載完畢后保持作用不卸載[15]。

圖6 加載曲線Fig.6 Loading curve

3.1 彎曲載荷對(duì)鉆具接頭連接強(qiáng)度的影響

在小井眼開(kāi)窗側(cè)鉆中，彎曲載荷作用對(duì)鉆具接頭連接強(qiáng)度的影響是不容忽視的。對(duì)比鉆具接頭僅承受緊扣扭矩、承受緊扣扭矩并施加不同彎曲載荷和軸向載荷時(shí)連接螺紋最大等效應(yīng)力的變化情況，如圖7所示。可以看出，鉆具接頭僅承受緊扣扭矩時(shí)，螺紋牙部分最大等效應(yīng)力為597 MPa；當(dāng)施加100 kN彎曲載荷時(shí)，螺紋部分最大等效應(yīng)力增大了125 MPa；在材料彈性階段，應(yīng)力呈線性增加趨勢(shì)，當(dāng)彎曲載荷超過(guò)200 kN時(shí)，應(yīng)力變化趨勢(shì)減緩，在300 kN時(shí)達(dá)到材料的拉伸極限，總體變化規(guī)律滿足材料的彈塑性本構(gòu)關(guān)系。施加軸向載荷時(shí)，螺紋部分最大等效應(yīng)力增速明顯減小，最大等效應(yīng)力增大35 MPa，僅為施加彎曲載荷時(shí)的10%，表明鉆具接頭對(duì)彎曲載荷更加敏感，它對(duì)連接螺紋應(yīng)力狀態(tài)影響很大，因此，在小井眼開(kāi)窗側(cè)鉆中須考慮彎曲載荷的影響。

圖7 彎曲載荷作用下連接螺紋最大等效應(yīng)力Fig.7 Maximum equivalent stress of the threaded connection under bending load

不同橫向載荷作用時(shí)各螺紋牙最大等效應(yīng)力變化情況如圖8所示(規(guī)定靠近主臺(tái)肩第一圈螺紋牙為第1牙，依次向右類推)。等效應(yīng)力是評(píng)價(jià)鉆具接頭各螺紋牙連接強(qiáng)度的關(guān)鍵指標(biāo)，可以看出，隨著彎曲載荷逐漸增大，各螺紋牙應(yīng)力呈現(xiàn)出逐漸增大的趨勢(shì)，最大應(yīng)力集中在第一圈及最后一圈牙根處，而中間段螺紋牙應(yīng)力變化平緩，總體上呈現(xiàn)出“中間低，兩邊高”的特點(diǎn)。當(dāng)彎曲載荷為250 kN時(shí)，靠近主副臺(tái)肩處的螺紋牙根部應(yīng)力已經(jīng)達(dá)到材料的屈服極限，繼續(xù)增大外載荷容易導(dǎo)致鉆具接頭出現(xiàn)疲勞破壞，螺紋牙根部產(chǎn)生裂紋。

圖8 不同橫向載荷作用下螺紋牙最大等效應(yīng)力Fig.8 Maximum equivalent stress of thread teeth under different transverse loads

不同彎曲載荷下第一圈及最后一圈螺紋牙周向應(yīng)力變化情況如圖9、圖10所示?？梢钥闯?，在彎曲載荷作用下螺紋牙應(yīng)力逐漸增大的同時(shí)，沿周向分布不均勻性也在增大。當(dāng)僅承受緊扣扭矩時(shí)，螺紋牙沿周向應(yīng)力分布較均勻；當(dāng)施加彎曲載荷時(shí)，公扣第一圈螺紋牙應(yīng)力主要集中在拉伸端附近。施加300 kN彎曲載荷時(shí)，公扣第一圈螺紋牙拉伸端附近應(yīng)力達(dá)到了材料的屈服極限，但在壓縮端附近應(yīng)力值較小，導(dǎo)致產(chǎn)生周向應(yīng)力分布不均勻現(xiàn)象。公扣最后一圈螺紋牙周向應(yīng)力較第一圈螺紋牙相比相差較大，其最大應(yīng)力主要集中在壓縮端和拉伸端之間，其余部位為低應(yīng)力值區(qū)域，最后一圈螺紋牙同樣在300 kN時(shí)發(fā)生屈服。根據(jù)鉆具接頭在彎曲載荷作用下的受力狀態(tài)，彎曲載荷對(duì)連接螺紋性能影響很大，進(jìn)行小井眼開(kāi)窗側(cè)鉆時(shí)，應(yīng)充分考慮井眼曲率對(duì)接頭連接強(qiáng)度的影響，進(jìn)而減小因外載荷過(guò)大而導(dǎo)致鉆具接頭擠毀的概率。

圖9 公扣第一圈螺紋牙應(yīng)力Fig.9 Stress on the first circle of pin thread tooth

圖10 公扣最后一圈螺紋牙應(yīng)力Fig.10 Stress on the last circle of pin thread tooth

3.2 彎曲載荷對(duì)鉆具接頭密封性能的影響

為了研究小井眼開(kāi)窗側(cè)鉆中彎曲載荷對(duì)鉆具接頭密封性能的影響，分析了其在彎曲載荷作用下主副臺(tái)肩面以及螺紋牙嚙合面上接觸壓力沿周向變化的情況。鉆具接頭在不同彎曲載荷作用時(shí)第一圈及最后一圈螺紋牙接觸壓力如圖11、圖12所示。在未承受彎曲載荷時(shí)，螺紋牙嚙合面沿周向接觸壓力分布較均勻。雖然彎曲載荷作用時(shí)螺紋牙一端受壓一端受拉，但此時(shí)第一圈及最后一圈螺紋牙接觸壓力并未受到劇烈影響，且接觸壓力變化幅度較小，表明螺紋牙嚙合面密封良好。在300 kN橫向載荷作用下，第一圈及最后一圈螺紋牙接觸壓力保持在450 MPa以上，雖然起到了較好的密封效果，但最大接觸壓力值達(dá)到了750 MPa，考慮到井下工況復(fù)雜，動(dòng)載荷持續(xù)作用下易導(dǎo)致嚙合面因壓力過(guò)高而產(chǎn)生粘扣，破壞其密封性能。

圖11 公扣第一圈螺紋牙接觸壓力Fig.11 Contact pressure on the first circle of pin thread tooth

圖12 公扣最后一圈螺紋牙接觸壓力Fig.12 Contact pressure on the last circle of pin thread tooth

鉆具接頭主、副臺(tái)肩面周向接觸壓力如圖13、圖14所示?？梢钥闯觯鞲迸_(tái)肩嚙合面接觸壓力主要集中在壓縮段，導(dǎo)致受壓段接觸壓力過(guò)大。當(dāng)橫向載荷為200 kN時(shí)，副臺(tái)肩部分嚙合面已經(jīng)達(dá)到材料的屈服極限，且增長(zhǎng)速度高于主臺(tái)肩處接觸壓力。由于接觸壓力往壓縮端偏移，導(dǎo)致周向壓力分布極不均勻，拉伸端在100 kN載荷下出現(xiàn)部分嚙合面脫離現(xiàn)象。由此可見(jiàn)，彎曲載荷越大，主副臺(tái)肩嚙合面密封失效面積越大，對(duì)鉆具接頭密封性能影響越嚴(yán)重，且過(guò)大的接觸壓力容易致使嚙合面受壓一側(cè)產(chǎn)生黏接以及過(guò)度磨損，受拉一側(cè)(即低接觸壓力區(qū)域)出現(xiàn)密封失效，鉆井液通過(guò)臺(tái)肩或螺紋牙進(jìn)入鉆具接頭內(nèi)部而出現(xiàn)應(yīng)力腐蝕，因此，彎曲載荷不僅對(duì)鉆具接頭連接強(qiáng)度影響很大，對(duì)其密封性能的影響也不容忽視。

圖13 主臺(tái)肩面接觸壓力Fig.13 Contact pressure of the main shoulder surface

圖14 副臺(tái)肩面接觸壓力Fig.14 Contact pressure of the side shoulder surface

4 高抗彎鉆具接頭主要結(jié)構(gòu)參數(shù)正交優(yōu)化

本文基于雙臺(tái)肩特殊扣型鉆具接頭，考慮螺紋結(jié)構(gòu)參數(shù)間相互耦合作用，引入正交優(yōu)化試驗(yàn)方法，設(shè)計(jì)出承載性能較優(yōu)的高抗彎鉆具接頭。通過(guò)此前建立的雙臺(tái)肩鉆具接頭，對(duì)影響螺紋承載性能的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)(錐度、螺距及牙型角等)進(jìn)行正交優(yōu)化，利用正交表“均衡搭配”和“整齊可比”的基本原則，設(shè)定4個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)為試驗(yàn)因素，每個(gè)因素包含5種水平，在一定范圍內(nèi)使各水平均勻取值，總共進(jìn)行25次正交試驗(yàn)，使得計(jì)算結(jié)果和取值更加合理和具有代表性。

以鉆具接頭抗彎性能為分析指標(biāo)，在不減小接頭抗扭性能和抗拉/壓性能的前提下進(jìn)行正交優(yōu)化，基于表1中設(shè)定的試驗(yàn)因素和試驗(yàn)水平，設(shè)計(jì)了4因素5水平的正交表，在橫向彎曲載荷作用下，對(duì)不同參數(shù)組合下螺紋接頭應(yīng)力結(jié)果進(jìn)行了極差分析，極差大小即體現(xiàn)試驗(yàn)因素對(duì)接頭抗彎性能的影響程度，試驗(yàn)結(jié)果分析表見(jiàn)表2?？梢钥闯觯髟囼?yàn)因素對(duì)抗彎性能影響的主次順序分別為螺距、導(dǎo)向側(cè)角度、承載側(cè)角度及錐度。在試驗(yàn)水平范圍內(nèi)，其最優(yōu)組合為：錐度1∶10，螺距7牙/英寸，承載側(cè)角度20°，導(dǎo)向側(cè)角度14°。

表1 鉆具接頭試驗(yàn)因素水平表

表2 正交優(yōu)化試驗(yàn)結(jié)果分析表

4.1 鉆具接頭抗拉/壓性能對(duì)比分析

對(duì)比計(jì)算高抗彎鉆具接頭與API鉆具接頭在不同軸向拉/壓力作用下的最大等效應(yīng)力。API結(jié)構(gòu)與ST高抗彎結(jié)構(gòu)性能對(duì)比如圖15所示，可以看出，在相同軸向拉力作用下，高抗彎鉆具接頭最大等效應(yīng)力小于API接頭最大等效應(yīng)力，且母扣螺紋牙應(yīng)力明顯小于公扣螺紋牙應(yīng)力。兩種鉆具接頭在不同軸向拉力作用時(shí)最大應(yīng)力滿足材料彈塑性變化規(guī)律，在1 MN時(shí)達(dá)到材料的屈服極限。API鉆具接頭公扣和母扣最大等效應(yīng)力大于高抗彎鉆具接頭應(yīng)力，表明在抗拉性能方面，ST抗彎接頭優(yōu)于API接頭。

圖15 API結(jié)構(gòu)與ST結(jié)構(gòu)抗拉性能對(duì)比Fig.15 Comparison of tensile properties between API structure and ST structure

不同壓力下API結(jié)構(gòu)與ST高抗彎結(jié)構(gòu)性能對(duì)比如圖16所示，可以看出，兩種鉆具接頭變化趨勢(shì)基本相同，在2 MN壓縮載荷作用時(shí)應(yīng)力呈線性關(guān)系變化，當(dāng)外力超過(guò)2.5 MN時(shí)最大等效應(yīng)力增速減緩，且達(dá)到材料的屈服極限?？傮w上API鉆具接頭公扣和母扣最大等效應(yīng)力大于ST高抗彎接頭最大等效應(yīng)力，表明ST接頭在抗壓性能方面優(yōu)于API接頭。

圖16 API結(jié)構(gòu)與ST結(jié)構(gòu)抗壓性能對(duì)比Fig.16 Comparison of compressive properties between API structure and ST structure

4.2 緊扣扭矩對(duì)比

對(duì)比計(jì)算高抗彎鉆具接頭與API鉆具接頭在緊扣扭矩作用下的最大等效應(yīng)力，結(jié)果如圖17所示?？梢钥闯觯瑑煞N鉆具接頭最大等效應(yīng)力變化趨勢(shì)大致相同，在緊扣扭矩作用下，API結(jié)構(gòu)鉆具接頭最大等效應(yīng)力大于ST結(jié)構(gòu)鉆具接頭等效應(yīng)力，且公扣上產(chǎn)生的應(yīng)力均大于其對(duì)應(yīng)母扣的最大應(yīng)力。隨著緊扣扭矩逐漸增大，兩種扣型鉆具接頭應(yīng)力變化規(guī)律趨近于材料的彈塑性變化規(guī)律，在6 kN·m緊扣扭矩下，API接頭已經(jīng)達(dá)到屈服極限，與API鉆具接頭相比，高抗彎鉆具接頭抗扭性能提高約10%。

圖17 API結(jié)構(gòu)與ST結(jié)構(gòu)抗扭性能對(duì)比Fig.17 Comparison of torque properties between API structure and ST structure

4.3 抗彎性能對(duì)比

圖18 API結(jié)構(gòu)與ST結(jié)構(gòu)抗彎性能對(duì)比Fig.18 Comparison of bending properties between API structure and ST structure

對(duì)比計(jì)算高抗彎鉆具接頭與API鉆具接頭在彎曲載荷作用下的最大等效應(yīng)力，結(jié)果如圖18所示。可以看出，在彎曲載荷作用下，兩種鉆具接頭中公扣最大等效應(yīng)力均大于母扣承受的應(yīng)力，且彎曲載荷相同時(shí)，與API鉆具接頭相比，高抗彎鉆具接頭抗彎性能提高15%，減少了因造斜率過(guò)高而導(dǎo)致的螺紋失效事故。為了研究高抗彎鉆具接頭在彎曲載荷作用下的密封特性，對(duì)比計(jì)算緊扣扭矩作用下兩種鉆具接頭的接觸壓力特征，考慮到僅對(duì)螺紋參數(shù)進(jìn)行正交優(yōu)化，因此，分析第一圈及最后一圈螺紋牙嚙合面接觸壓力變化情況，如圖19所示?？梢钥闯觯谝蝗白詈笠蝗β菁y牙接觸壓力變化較均勻，雖然彎曲載荷作用時(shí)螺紋牙一端受壓一端受拉，但此時(shí)第一圈及最后一圈螺紋牙接觸壓力并未受到劇烈影響，且接觸壓力變化幅度較小，表明螺紋牙嚙合面密封良好，且均未達(dá)到材料的屈服極限。與API鉆具接頭相比，高抗彎鉆具接頭密封性能提高約11%。

圖19 API結(jié)構(gòu)與ST結(jié)構(gòu)密封性能對(duì)比Fig.19 Comparison of sealing performance between API structure and ST structure

5 結(jié)論

(1)本文基于鉆具接頭受彎時(shí)彈塑性關(guān)系，利用正交優(yōu)化試驗(yàn)方法，綜合考慮連接螺紋在井下的連接強(qiáng)度和密封性能，設(shè)計(jì)了一種高抗彎鉆具接頭，該鉆具接頭在滿足抗拉/壓、扭矩性能前提下可提高抗彎性能。得出各因素對(duì)抗彎性能影響的主次順序分別為螺距、導(dǎo)向側(cè)角度、承載側(cè)角度及錐度。經(jīng)正交優(yōu)化方法計(jì)算出各彎曲載荷下各關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)的較優(yōu)組合，分別為：錐度1∶10，螺距7牙/英寸，承載側(cè)角度20°，導(dǎo)向側(cè)角度14°。

(2)對(duì)比計(jì)算了API鉆具接頭和ST高抗彎鉆具接頭在拉/壓、扭矩、彎曲作用下的應(yīng)力，其等效應(yīng)力滿足材料的彈塑性變化規(guī)律，且在外載荷作用下連接強(qiáng)度以及密封性能方面，高抗彎鉆具接頭均優(yōu)于常規(guī)鉆具接頭，表明設(shè)計(jì)的高抗彎鉆具接頭能有效地滿足小井眼開(kāi)窗側(cè)鉆的鉆井條件。