劉祥康, 楊建, 杜明海, 丁亮亮, 劉欣潔, 李玉飛, 周浪

(1.中國石油西南油氣田公司工程技術研究院， 成都 610017； 2.中海油田服務股份有限公司鉆井事業(yè)部， 天津 300452； 3.西南石油大學機電工程學院， 成都 610017)

如今，中國油氣開采已逐步邁向更深領域，井下結(jié)構(gòu)受到更惡劣工況的嚴峻挑戰(zhàn)。油管作為井筒完整性的一關鍵屏障，其正常工作是實現(xiàn)油氣正常開采的重要保障，而油管接頭作為機械連接結(jié)構(gòu)，在生產(chǎn)中相較于管體更容易發(fā)生破壞，油田中由于接頭問題導致的管柱失效比例達到90%[1-3]。為解決這一矛盾，許多廠家研發(fā)了種類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肩，使得其密封性能更好，連接強度更高，采用特殊螺紋接頭的油管在深井超深井、高壓油氣井、熱采井等井下的復雜工況下表現(xiàn)出了良好的工作性能，取得了較好的應用效果。

近年來，中外學者針對特殊螺紋開展了大量的研究。Fen等[4]對特殊螺紋的變錐面及弧面/錐面兩種密封結(jié)構(gòu)的密封性能進行了對比研究，獲得了兩種密封型面密封性能的規(guī)律。Ernen等[5]開展了特殊螺紋金屬對金屬氣密封性能模擬實驗，分析了影響金屬氣密封性能的因素。劉奔等[6]設計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系載荷包絡線范圍對某特殊螺紋進行了系統(tǒng)的仿真模擬，發(fā)現(xiàn)包絡線范圍內(nèi)彎曲載荷對特殊螺紋的性能影響較大。張穎等[8-9]針對特殊螺紋密封性能開展了數(shù)值模擬評價研究，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]對雙粗糙表面施加壓力模擬油管螺紋密封面接觸過程，獲取不同壓力下接觸界面超聲回波信號，分析頻譜特征參數(shù)與接觸應力大小的關系。王建東等[11]開展了一種氣密封特殊螺紋密封完整性分析的管柱三軸設計系數(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線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，并詳細說明了相關評價方法。竇益華等[13]在考慮接頭螺旋升角的情況下，應用有限元分析軟件模擬特殊螺紋接頭整個上扣動態(tài)過程，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。

上述研究借助實驗以及有限元方法，研究了特殊螺紋在上扣以及復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。但存在兩點不足：一是許多研究內(nèi)容中的復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突出的油管屈曲問題；二是許多專家學者在研究過程中大多建立二維軸對稱模型進行分析，此模型在運算效率以及簡單工況下的模擬優(yōu)勢明顯，但難以對彎曲工況進行模擬。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，對此特殊螺紋的連接性能與密封性能進行分析。研究成果對實際現(xiàn)場油管柱完整性及正常生產(chǎn)作業(yè)具有一定的指導意義。

1 油管柱屈曲及特殊螺紋性能評價理論

1.1 油管柱屈曲理論

在高溫高產(chǎn)井生產(chǎn)過程中，由于井口位置以及底部封隔器對油管產(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，進而造成井筒管柱處于壓縮狀態(tài)。當油管壓縮軸向力達到臨界屈曲載荷時，油管會發(fā)生一定屈曲現(xiàn)象。根據(jù)帶封隔器油管柱各中效應所產(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、鼓脹效應、溫度效應、摩阻效應及螺旋屈曲效應作用下油管柱所產(chǎn)生的軸向位移量。

1.2 特殊螺紋性能評價理論

特殊螺紋性能評價包括兩個部分：一是連接強度，通過評價整個接頭Mises的應力分布、是否出現(xiàn)塑性貫通來實現(xiàn)，評價標準為此接頭材料的應力應變曲線，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載條件下的金屬對金屬密封區(qū)域上的接觸壓力的大小與分布。

管內(nèi)流體通過金屬密封區(qū)域微小間隙的流動阻力可表示為

ΔR∝ΔLmin/S

(2)

式(2)中：ΔR為流體通過微小間隙流動阻力，N；ΔLmin為泄漏路徑最小長度，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為泄漏路徑長度，mm；p為接觸壓力，MPa。

σys為屈服強度，MPa；σcs為強度極限，MPa圖1 P110鋼級油管材料應力-應變曲線Fig.1 Stress-strain curve of steel grade P110 tubing material

2 生產(chǎn)過程油管柱屈曲特性及受力分析

為了開展屈曲工況對油管特殊螺紋的性能影響研究，首先需對油管的屈曲情況進行分析。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，同時該油管柱組合處于196.85 mm生產(chǎn)套管內(nèi)。通過計算得知，當產(chǎn)量為6×105m3/d時，井口溫度為16 ℃，井底溫度為152.67 ℃。在此工況下開展生產(chǎn)過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)和封隔器位置(B點)全固定約束，并對油管柱上按照井筒溫度梯度施加相應溫度以及自重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)過程中油壓及環(huán)空流體對其產(chǎn)生的作用。通過對整體模型施加通用接觸對，進而表征油管柱與套管柱在屈曲過程中所產(chǎn)生的接觸作用。

圖3為生產(chǎn)過程井筒油管柱屈曲橫向位移俯視圖，可以看出，此時井筒油管發(fā)生明顯的屈曲現(xiàn)象。其中由于油管在x和y方向存在多個位置都與套管發(fā)生接觸，進而證明在生產(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，進而說明井筒油管柱在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系Fig.4 Relationship between lateral displacement of tubing and well depth

在屈曲狀況下，井筒油管柱會產(chǎn)生一定的彎曲，進而嚴重影響油管柱螺紋的連接強度及安全。圖5為屈曲狀況下井筒油管柱彎矩隨井深分布曲線?？梢钥闯觯S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均勻，其中最大點位于井深為5 620.72 m位置(B點)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)，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，對各屈曲段危險點處開展特殊螺紋連接強度及密封性能分析。特殊螺紋錐度為1∶16，承載面角度為-3°，導向面角度為10°，負扭矩臺肩角度為-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型對模型進行網(wǎng)格劃分，對螺紋嚙合處，密封面過盈處，臺肩處進行網(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 正弦屈曲段危險點A處有限元分析

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

圖7 A點處屈曲前后Mises應力對比Fig.7 Mises stress comparison before and after buckling at point A

為明確顯示油管屈曲對接頭環(huán)向上的應力分布影響，提取屈曲前后臺肩面一半長度處沿環(huán)向路徑上的Mises應力及接觸壓力分布規(guī)律，對比結(jié)果如圖8所示?？梢钥闯觯?，臺肩面上Mises應力分布均勻，數(shù)值約為393 MPa；屈曲后，Mises應力沿環(huán)向增大，應力較大的一側(cè)為壓縮側(cè)，應力較小的一側(cè)為拉伸側(cè)；壓縮側(cè)最大Mises應力值達到 784 MPa，相較于未屈曲前增長99.5%，已經(jīng)發(fā)生塑性變形；拉伸側(cè)最小Mises應力為58 MPa；接觸壓力的變化規(guī)律與Mises應力變化規(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，表明此時臺肩中點處已經(jīng)被拉開，不存在接觸。

圖8 A點處臺肩面上Mises應力、接觸壓力變化Fig.8 Mises stress and contact pressure change on the shoulder surface at point A

3.2 正弦屈曲段危險點C處有限元分析

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

圖9 C點處屈曲前后Mises應力對比Fig.9 Mises stress comparison before and after buckling at point C

屈曲后壓縮側(cè)臺肩面1/2長度處環(huán)向路徑上的最大Mises應力值為800 MPa，相比于未屈曲前增加了360 MPa，超過材料的屈服強度，發(fā)生塑性變形；拉伸側(cè)的Mises應力水平較低，最小Mises應力值僅為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，相較于未屈曲前對應點的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應力分布及接觸壓力分布對比如圖10所示。

圖10 C點處臺肩面上Mises應力、接觸壓力變化Fig.10 Variation of Mises stress and contact pressure on the shoulder at point C

3.3 螺旋屈曲段危險點B處有限元分析

油管螺旋屈曲段危險點B屈曲前后螺紋接頭的Mises應力對比由圖11所示，屈曲前接頭的Mises應力最大處仍然出現(xiàn)在臺肩處，為764 MPa，螺旋屈曲后接頭表現(xiàn)出與正弦屈曲段相同的應力分布特征：環(huán)向上應力分布不勻。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)的應力集中現(xiàn)象，此時接箍臺肩面上最大Mises應力值為 808 MPa，鼻端的最大Mises應力值為877 MPa，相比于正弦屈曲段有一定下降。

圖11 B點處屈曲前后Mises應力對比Fig.11 Mises stress comparison before and after buckling at point B

螺旋屈曲段危險點C處臺肩1/2長度環(huán)向路徑上Mises應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 不同屈曲段危險點處接頭密封性分析

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

圖12 B點處臺肩面上Mises應力、接觸壓力變化Fig.12 Mises stress and contact pressure change on the shoulder surface at point B

圖13 危險點處接頭壓縮端接觸壓力變化曲線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；由于負角度臺肩角阻止鼻端在彎曲載荷的作用下沿著臺肩路徑向管子中心移動，使得靠近臺肩圓角處的接觸壓力較大，而后接觸壓力慢慢下降，臺肩面上的接觸壓力要明顯高于密封面。3個位置的屈曲段危險點壓縮端密封結(jié)構(gòu)上的接觸壓力分布趨勢一致，最大接觸壓力均位于鼻端在徑向上最先與臺肩面接觸的位置，但正弦屈曲段路徑節(jié)點上的最大接觸壓力分別為1 556 MPa(C點)、1 481 MPa(A點)略高于螺旋屈曲段1 392 MPa(B點)。

受拉伸一側(cè)密封面以及臺肩面長度路徑上的接觸壓力變化如圖14所示?？梢钥闯?，危險點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點臺肩面上接觸壓力也為零，表明C點處接頭主、輔助密封結(jié)構(gòu)均失效；相比之下，螺旋屈曲危險點B處拉伸端密封面、臺肩面上仍有接觸壓力，保有一定密封能力。

圖14 危險點處接頭拉伸端接觸壓力變化曲線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)井中油管屈曲對特殊螺紋性能的影響，分析了實際工況下的油管屈曲情況，并在此基礎上，以某特殊螺紋為研究對象，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)油管屈曲對特殊螺紋接頭的Mises應力、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)向的應力分布不均，壓縮一側(cè)的Mises應力、接觸壓力較大，臺肩以及管體大端的第一對螺紋嚙合處的應力集中明顯，Mises應力均超過了材料的屈服強度，臺肩可能被壓潰，螺紋牙可能折斷；拉伸一側(cè)較小。

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