高連新 王成 許雷明

摘要：針對(duì)某西部油田商檢時(shí)發(fā)現(xiàn)的特殊螺紋油管接頭現(xiàn)場端接箍脹大問題，進(jìn)行調(diào)查研究、有限元分析、上扣驗(yàn)證試驗(yàn)和密封驗(yàn)證試驗(yàn)。結(jié)果表明：特殊螺紋油管接頭工廠端上扣后，現(xiàn)場端接箍的螺紋中徑脹大很小，但密封面直徑脹大較大；接頭的壁厚越厚、上扣轉(zhuǎn)矩越大、拐點(diǎn)轉(zhuǎn)矩越低和臺(tái)肩寬度越窄，密封面直徑脹大就越明顯。研究還發(fā)現(xiàn)接箍過大的脹大量會(huì)導(dǎo)致接頭密封失效。為防止接箍脹大而影響密封性能，建議生產(chǎn)廠嚴(yán)格控制拐點(diǎn)轉(zhuǎn)矩、適當(dāng)延長轉(zhuǎn)矩臺(tái)肩寬度，并將這兩項(xiàng)指標(biāo)列入檢驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn); 同時(shí)，建議油田制訂驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)時(shí)限定接箍密封面直徑脹大量，并據(jù)此調(diào)整驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)的公差范圍。

關(guān)鍵詞：油管接箍; 特殊螺紋接頭; 脹大; 分析

中圖分類號(hào)：TE931.207? ?文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

doi：10.3969/j.issn.1001-3482.2023.03.002

Abstract：The field end coupling expanded significantly was founded during the tubing premium connections at a western oilfield. Investigation and research， finite element analysis， deduction verification test， and seal verification test were conducted. The results show that after the factory end of the tubing premium connection is made up， the pitch diameter expansion on coupling field end is very small， but the seal diameter expansion is quite large， and the thicker the pipe wall thickness， the greater the makeup torque， the lower the shoulder torque， and the narrower the torque shoulder width， the expansion is more obvious. The research also found that the expansion of the coupling has a notable impact on its seal performance， and excessive expansion will lead to joint seal failure. In order to prevent the coupling expansion from damaging its seal performance， it is recommended that the manufacturers should strictly control the makeup torque， extend the width of the torque shoulder， and take these two parameters under control. It is recommended that the oilfield formulates the inspection and acceptance of the coupling seal surface diameter expansion to limit the cover diameter accordingly.

Key words：tubing coupling; premium thread connection; expansion; analysis

特殊螺紋接頭一般包括連接螺紋、轉(zhuǎn)矩臺(tái)肩和金屬/金屬密封結(jié)構(gòu)。由于金屬/金屬密封結(jié)構(gòu)使接頭具有良好的密封性能，被廣泛用于天然氣井的開采［1-3］。為保證接頭的密封性能，需要嚴(yán)格控制密封面直徑的加工公差，因此，密封面直徑是特殊螺紋接頭生產(chǎn)時(shí)重點(diǎn)控制、商檢時(shí)重點(diǎn)檢驗(yàn)的項(xiàng)目。

某西部油田在對(duì)某批次88.9 mm和114.3 mm油管的特殊螺紋接頭進(jìn)行商檢時(shí)（其結(jié)構(gòu)和測(cè)量位置如圖1所示），發(fā)現(xiàn)接箍現(xiàn)場端的密封面直徑有明顯的脹大現(xiàn)象，部分接頭密封面直徑的檢驗(yàn)結(jié)果超出了商檢標(biāo)準(zhǔn)。

從調(diào)取的工廠檢驗(yàn)記錄看，接箍現(xiàn)場端的密封面直徑在工廠端上扣前檢驗(yàn)是合格的，因此懷疑是工廠端上扣引起了現(xiàn)場端接箍脹大。但是，還存在以下疑問：

1） 既然現(xiàn)場端接箍脹大，為什么螺紋中徑?jīng)]有出現(xiàn)不合格？

2） 現(xiàn)場端接箍脹大量受哪些因素影響？

3） 這種由于一端上扣導(dǎo)致的脹大對(duì)接頭的密封性能有多大影響？

為找出工廠端上扣導(dǎo)致接箍現(xiàn)場端脹大的原因，并分析脹大后對(duì)接頭密封性能的影響程度，本文進(jìn)行了調(diào)查研究、有限元分析和試驗(yàn)驗(yàn)證。

1 接箍現(xiàn)場端脹大情況調(diào)查

1.1 油田商檢情況

油田商檢的某特殊螺紋油管共3種，鋼級(jí)為C110，螺紋中徑、密封面直徑公差均為±0.07 mm，商檢結(jié)果如表1。其中，螺紋中徑均符合公差要求，不合格原因是密封面直徑超差。壁厚較薄的88.9 mm×6.45 mm規(guī)格油管接頭商檢全部合格。壁厚較厚的88.9 mm×9.52 mm和114.3 mm×12.7 mm 2個(gè)規(guī)格的油管接頭商檢不合格率分別達(dá)到32.9%和39.5%。

1.2 工廠現(xiàn)場檢驗(yàn)情況

從工廠隨機(jī)抽取上述3種特殊螺紋接頭油管各50組，每組包括一件接箍和一件外螺紋，接箍已進(jìn)行表面鍍銅處理。檢測(cè)接箍現(xiàn)場端的密封面直徑和螺紋中徑（用齒頂圓直徑代替中徑）。然后，工廠端按最佳轉(zhuǎn)矩上扣（上扣轉(zhuǎn)矩分別為4 900、8 400和16 700 N·m）。上扣完成后，再檢測(cè)接箍現(xiàn)場端的密封面直徑和螺紋中徑，結(jié)果如圖2～4所示。

從試驗(yàn)結(jié)果看，接箍工廠端上扣后現(xiàn)場端脹大，對(duì)于88.9 mm×6.45 mm、88.9 mm×9.52 mm和114.3 mm×12.7mm的試樣，密封面直徑平均增大了0.027 、0.050 和0.063 mm，螺紋中徑平均增大了0.007、0.008和0.012 mm。顯然，密封面直徑脹大明顯，螺紋中徑脹大較小。

進(jìn)一步統(tǒng)計(jì)3種油管密封面直徑脹大量的分布，如圖5所示。對(duì)于88.9 mm×6.45 mm規(guī)格的油管接頭，50個(gè)樣品中只有1個(gè)樣品的直徑脹大量超過0.04 mm，密封面直徑公差的工廠內(nèi)控標(biāo)準(zhǔn)是±0.03 mm，考慮脹大0.04 mm后最大公差是+0.07 mm，理論上只有1個(gè)樣品超商檢標(biāo)準(zhǔn)。一般情況下，脹大量最大的試樣不會(huì)剛好處于內(nèi)控標(biāo)準(zhǔn)極限值（+0.03 mm），所以該規(guī)格商檢沒問題。對(duì)于88.9 mm×9.52 mm和114.3 mm×12.7 mm規(guī)格油管接頭，由于接箍脹大量有較大比例超過了0.04 mm，理論上商檢時(shí)會(huì)有很大比例超標(biāo)。

2 有限元模擬分析

2.1 分析模型

特殊螺紋接頭由內(nèi)、外螺紋擰接在一起組成，其接觸面是1個(gè)空間螺旋曲面，幾何形狀復(fù)雜，受力還涉及材料非線性、幾何非線性及復(fù)雜的摩擦邊界等問題［4-6］，難以用解析法求解。本文采用有限元法進(jìn)行受力分析。根據(jù)接頭的結(jié)構(gòu)和受力特點(diǎn)，建模時(shí)將其按軸對(duì)稱問題處理，并將接箍中面處理為對(duì)稱面，該截面內(nèi)各點(diǎn)只有徑向位移自由度。

特殊螺紋接頭在上卸扣和受力過程中會(huì)出現(xiàn)局部屈服，因此需要同時(shí)考慮材料的彈性和塑性，在彈性區(qū)采用Hook定律，在塑性區(qū)采用Von Mises屈服準(zhǔn)則及Prandtl-Reuss塑性流動(dòng)增量理論。模型中接箍和管體的材料相同，彈性模量2.1×105 MPa，泊松比0.3。為便于和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，強(qiáng)度取實(shí)測(cè)值：屈服強(qiáng)度802 MPa， 抗拉強(qiáng)度865 MPa，伸長率22%。

建模的難點(diǎn)是對(duì)接頭施加轉(zhuǎn)矩，上扣轉(zhuǎn)矩是非軸對(duì)稱載荷，無法直接施加在軸對(duì)稱模型上，建模時(shí)按照控制過盈量的辦法施加轉(zhuǎn)矩。圖6為88.9 mm×9.52 mm C110特殊螺紋接頭的上扣轉(zhuǎn)矩曲線，圖中曲線1、2、3分別代表螺紋過盈量最小、最佳、最大的情況。拐點(diǎn)轉(zhuǎn)矩以前的曲線代表螺紋和密封面過盈產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩，拐點(diǎn)以后的曲線則是臺(tái)肩過盈產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩。由于臺(tái)肩是軸向過盈，因此拐點(diǎn)后的一段曲線很陡，拐點(diǎn)轉(zhuǎn)矩一般占比20%～６０%。拐點(diǎn)轉(zhuǎn)矩后的圈數(shù)增量用δ表示，由于拐點(diǎn)轉(zhuǎn)矩不同，圈數(shù)增量也不一樣，顯然δ1＞δ2＞δ3。對(duì)接頭施加轉(zhuǎn)矩時(shí)，根據(jù)設(shè)計(jì)圖紙給出的螺紋過盈量、金屬/金屬密封過盈量施加拐點(diǎn)以前的轉(zhuǎn)矩，根據(jù)臺(tái)肩接觸后的圈數(shù)增量δ施加拐點(diǎn)以后的轉(zhuǎn)矩。

選用庫倫摩擦模型模擬螺紋、密封面及臺(tái)肩之間的摩擦。摩擦因數(shù)與螺紋脂類型有關(guān)，根據(jù)測(cè)試結(jié)果，螺紋部位摩擦因數(shù)取0.06，密封面和臺(tái)肩部位摩擦因數(shù)取0.08。采用四節(jié)點(diǎn)四邊形雙線性非協(xié)調(diào)軸對(duì)稱單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，在密封面、轉(zhuǎn)矩臺(tái)肩以及螺紋處進(jìn)行局部網(wǎng)格細(xì)化。接頭的有限元模型如圖7所示，其中外螺紋網(wǎng)格數(shù)量為15 154，接箍網(wǎng)格數(shù)量為22 082。

2.2 接箍脹大量的計(jì)算

2.2.1 上扣轉(zhuǎn)矩的影響

對(duì)于88.9 mm×9.52 mm規(guī)格的接頭，建模時(shí)螺紋和密封面的過盈量取名義值，因此上扣轉(zhuǎn)矩曲線為圖6中的曲線2。由試驗(yàn)知，接頭的最小、最佳、最大轉(zhuǎn)矩對(duì)應(yīng)的圈數(shù)增量δ2分別約為0.030、0.033和0.036圈。由于螺紋的螺距是4.233 mm，可知對(duì)應(yīng)的臺(tái)肩軸向過盈量為0.127、0.140和0.152 mm。將上述參數(shù)輸入模型，計(jì)算得到接箍現(xiàn)場端沿密封面從A點(diǎn)到B點(diǎn)（如圖1）的脹大量如圖8a所示。

可見，轉(zhuǎn)矩相同時(shí)，越靠近臺(tái)肩（或A點(diǎn)），密封面脹大越明顯。因?yàn)槊芊饷嬷睆綔y(cè)量位置距臺(tái)肩很近，螺紋中徑測(cè)量位置距臺(tái)肩很遠(yuǎn)，所以螺紋中徑受接箍脹大的影響遠(yuǎn)小于密封面，這也是商檢時(shí)只有密封面直徑超差，而螺紋中徑?jīng)]有超差的原因。從圖8a還可以看出，在最佳轉(zhuǎn)矩情況下，密封面脹大量為0.046 6 mm（圖8有限元計(jì)算得到的是半徑方向脹大量，即，脹大量的1/2），與上文的工廠檢驗(yàn)結(jié)果（按最佳轉(zhuǎn)矩上扣，平均脹大0.050 mm）基本吻合，說明本文所建模型是合理的。而且，上扣轉(zhuǎn)矩越大，密封面直徑的脹大量越大。

2.2.2 拐點(diǎn)轉(zhuǎn)矩的影響

圖8b是拐點(diǎn)轉(zhuǎn)矩對(duì)脹大量的影響。可見，試樣都按最佳轉(zhuǎn)矩上扣，拐點(diǎn)轉(zhuǎn)矩占比20%、40%和60%時(shí)，現(xiàn)場端密封面直徑分別脹大了0.061 2、0.046 6和0.022 1 mm。在線加工時(shí)，螺紋過盈量波動(dòng)會(huì)導(dǎo)致拐點(diǎn)轉(zhuǎn)矩不同。上文的工廠檢驗(yàn)，油管外徑、壁厚、上扣轉(zhuǎn)矩都相同，卻出現(xiàn)了接箍脹大量不同的現(xiàn)象，主要原因就在于此。因此，對(duì)生產(chǎn)廠來說，縮小螺紋中徑的公差、進(jìn)而將拐點(diǎn)轉(zhuǎn)矩控制在更窄的范圍內(nèi)，可以有效控制接箍現(xiàn)場端的脹大量。

2.2.3 壁厚的影響

圖8c是壁厚對(duì)脹大量的影響?？梢?，外徑相同時(shí)，壁厚對(duì)接箍密封面脹大量有顯著影響，壁厚越厚脹大就越明顯。對(duì)于88.9 mm的油管接頭，壁厚6.45、9.52和12.09 mm時(shí)，密封面脹大量分別為0.025 8、0.046 6和0.060 4 mm。

2.2.4 臺(tái)肩寬度的影響

圖8d是臺(tái)肩寬度對(duì)脹大量的影響。對(duì)于88.9 mm×9.52 mm的接頭，按最佳轉(zhuǎn)矩上扣，拐點(diǎn)轉(zhuǎn)矩占比為40%的情況下，臺(tái)肩寬度為38.1、25.4、12.7 mm時(shí)，密封面脹大0.024 9、0.046 6和0.072 1 mm。說明臺(tái)肩的寬度越寬對(duì)控制接箍的脹大越有利。

2.3 接箍脹大對(duì)密封性能的影響分析

決定密封性能的主要因素是密封面上的接觸壓力與接觸長度［7-10］。利用有限元法計(jì)算88.9 mm×9.52 mm C110特殊螺紋接頭在如下4種情況下接觸壓力在密封面上的分布。

1） 按最佳轉(zhuǎn)矩上扣、拐點(diǎn)轉(zhuǎn)矩占比40%、臺(tái)肩寬25.4 mm。這種情況下加工尺寸接近名義值，轉(zhuǎn)矩控制較好，屬于正常生產(chǎn)的情況。

2） 按最小轉(zhuǎn)矩上扣、拐點(diǎn)轉(zhuǎn)矩占比20%、臺(tái)肩寬25.4 mm。這種情況加工尺寸處于公差的極限，轉(zhuǎn)矩控制不夠理想，接箍脹大量大，對(duì)密封最不利，屬于雖然合格，但處于極限的情況。

3） 按最小轉(zhuǎn)矩上扣、拐點(diǎn)轉(zhuǎn)矩占比20%、臺(tái)肩寬38.1 mm。在加工和上扣控制不理想的情況下，適當(dāng)加長臺(tái)肩寬度。

4） 按最小轉(zhuǎn)矩上扣、拐點(diǎn)轉(zhuǎn)矩占比20%、臺(tái)肩寬12.7 mm。在加工和上扣控制不理想的情況下，臺(tái)肩寬度還比正常設(shè)計(jì)短。

第1種情況下，工廠端、現(xiàn)場端的接觸壓力分布如圖9a?，F(xiàn)場端上扣后，工廠端密封面上的接觸壓力有所下降，特別是密封面兩端降幅較大，同時(shí)，現(xiàn)場端的接觸壓力高于工廠端。經(jīng)分析主要原因是現(xiàn)場端上扣后分擔(dān)了工廠端的作用力，使工廠端密封面上的接觸壓力下降。

第4種情況下，工廠端、現(xiàn)場端的接觸壓力分布如圖9b。這種情況趨勢(shì)與圖9a接近，但由于臺(tái)肩分擔(dān)的轉(zhuǎn)矩更大，所以靠近臺(tái)肩處的接觸壓力明顯高于第1種情況。其他2種情況的接觸壓力分布介于此二者之間，此處從略。

式中：S為密封強(qiáng)度，MPan·mm；Sac為臨界密封強(qiáng)度，MPan·mm；p（l）為接觸壓力，MPa；l為接觸長度，mm；n為修正系數(shù)，n=1.557；A為密封常數(shù)，A=7.88；K為表面處理系數(shù)，K=0.8；m為表面光潔度的影響系數(shù)，m=-0.033 3；Q為泄漏率，Q=0.9 cm3 /15min；D為密封直徑，mm；p為密封有效壓力，MPa。

利用上述判據(jù)定量研究接頭的密封性能。依據(jù)API RP 5C5［16］標(biāo)準(zhǔn)，計(jì)算得到88.9 mm×9.52 mm C110接頭的載荷包絡(luò)線，沿包絡(luò)線設(shè)置14個(gè)加載點(diǎn)，如圖10。

將接頭的相關(guān)參數(shù)代入式（2），密封有效壓力p按圖10取值，計(jì)算得到臨界密封強(qiáng)度Sac。建立上文4種情況下接頭的有限元模型，對(duì)模型按圖10所示的加載點(diǎn)施加載荷，計(jì)算得到各個(gè)加載點(diǎn)（加載點(diǎn)0代表上扣工況）的密封強(qiáng)度S，并與臨界密封強(qiáng)度Sac比較，如圖11所示。

從計(jì)算結(jié)果可見，接箍脹大對(duì)密封性能有影響。對(duì)于前3種情況，各加載點(diǎn)的密封強(qiáng)度均大于臨界值，接箍脹大對(duì)密封性能的影響較??；對(duì)于第4種情況，加載點(diǎn)2、3（同時(shí)承受拉伸和內(nèi)壓）的密封強(qiáng)度低于臨界值，接箍脹大對(duì)密封性能影響很大。對(duì)比圖中第1、3種情況的S值可見，在螺紋的加工和轉(zhuǎn)矩控制不理想的情況下，如果增加臺(tái)肩寬度，仍能減少接箍脹大對(duì)密封性能的影響。

3 試驗(yàn)研究與驗(yàn)證

3.1 上扣驗(yàn)證試驗(yàn)

生產(chǎn)線很難精確控制加工精度和轉(zhuǎn)矩，因此出現(xiàn)了接頭外徑、壁厚都相同，但密封面脹大量卻有較大差異的情況（如圖5）。為驗(yàn)證壁厚、轉(zhuǎn)矩對(duì)接箍脹大的影響，在實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行了上扣驗(yàn)證試驗(yàn)。利用實(shí)驗(yàn)室的車床按名義尺寸加工88.9 mm×9.52 mm C110鋼級(jí)的特殊螺紋接頭5組，編號(hào)為1#～5#，每組包括1件接箍和1件外螺紋。由于是同一臺(tái)車床順序加工，因而可保證5組試樣工廠端螺紋及密封面的過盈量接近。對(duì)5組試樣的接箍鍍銅后將工廠端上扣，1#、2#按最佳轉(zhuǎn)矩（8 400 N·m）、3#、4#按最大轉(zhuǎn)矩（9 500 N·m）、5#按1.3倍最大轉(zhuǎn)矩（12 350 N·m）。實(shí)驗(yàn)室條件下可以將上扣轉(zhuǎn)速控制在2 r/min以下，從而精確地控制上扣轉(zhuǎn)矩值。上扣前、后檢測(cè)接箍現(xiàn)場端的密封面直徑和螺紋中徑，結(jié)果如表2。

由表2知，上扣轉(zhuǎn)矩對(duì)接箍脹大有較大影響。上扣轉(zhuǎn)矩從最佳值提高到最大值，現(xiàn)場端密封面直徑脹大量從0.045～0.050 mm增大到0.055 mm。再進(jìn)一步將轉(zhuǎn)矩增大到12 350 N·m，脹大量從0.055 mm增大到0.070 mm。從試驗(yàn)結(jié)果還可以看出，在工廠端過盈量相同的情況下（即拐點(diǎn)轉(zhuǎn)矩相同），如果上扣轉(zhuǎn)矩相同，則現(xiàn)場端接箍脹大量也相同，比如1#和2#試樣都按8 400 N·m上扣，脹大量為0.045 mm和0.050 mm，3#和4#試樣都按9 500 N·m上扣，脹大量均為0.055 mm。

再驗(yàn)證不同壁厚情況下接箍的脹大量。利用實(shí)驗(yàn)室車床按名義尺寸加工88.9 mm× 6.45 mm C110鋼級(jí)的接頭2組，編號(hào)為6#～7#。按最佳轉(zhuǎn)矩對(duì)鍍銅后的接箍工廠端上扣，上扣前、后檢測(cè)接箍現(xiàn)場端的密封面直徑和螺紋中徑，如表3。

由表3知，外徑相同的特殊螺紋接頭，都按最佳轉(zhuǎn)矩上扣，壁厚9.52 mm時(shí)接箍現(xiàn)場端分別脹大了0.045和0.050 mm，而壁厚6.45 mm時(shí)只脹大了0.03 mm，說明壁厚的影響很大。試驗(yàn)測(cè)得的脹大量與有限元模擬結(jié)果非常接近，誤差分別只有2.0%和9.0%。

3.2 密封驗(yàn)證試驗(yàn)

為檢驗(yàn)接箍脹大對(duì)密封性能的影響，并與上文的分析結(jié)果對(duì)比，進(jìn)行密封驗(yàn)證試驗(yàn)。首先取88.9 mm×9.52 mm接箍密封面直徑變化最大的試樣（圖5b中脹大了0.075 mm的試樣）進(jìn)行試驗(yàn)。因?yàn)樵嚇拥墓S端已按最佳轉(zhuǎn)矩上扣，先卸開工廠端，按最小轉(zhuǎn)矩重新上扣，然后再對(duì)現(xiàn)場端也按最小轉(zhuǎn)矩上扣。

上扣后接頭在180 ℃溫度下烘干24 h，然后安裝在帶外壓釜的復(fù)合加載試驗(yàn)機(jī)上，如圖12a，按照?qǐng)D10所示的加載順序進(jìn)行氣密封試驗(yàn)。內(nèi)壓以干燥的氮?dú)鉃榻橘|(zhì)，外壓介質(zhì)為水。利用圖12b所示的檢漏裝置檢測(cè)工廠端、現(xiàn)場端是否發(fā)生泄漏。在整個(gè)試驗(yàn)過程中，工廠端和現(xiàn)場端均未發(fā)生泄漏。

按上述參數(shù)重新加工一個(gè)接箍，將臺(tái)肩寬度從25.4 mm減小為12.7 mm，檢測(cè)接箍現(xiàn)場端密封面直徑脹大量約0.125 mm。按同樣流程進(jìn)行氣密封試驗(yàn)，試驗(yàn)到加載點(diǎn)2時(shí)發(fā)生了泄漏，泄漏量約4.8 cm3/15min。圖13a為試驗(yàn)完成后，將試樣剖開后的形貌，圖13b是正常設(shè)計(jì)的臺(tái)肩寬度25.4 mm的形貌對(duì)比?？梢?，如果接箍臺(tái)肩寬度過小，工廠端上扣引起的脹大會(huì)更嚴(yán)重，并影響接頭的密封性能。

4 結(jié)論

1） 某西部油田商檢時(shí)出現(xiàn)了特殊螺紋油管接箍脹大，致使密封面直徑超差的問題，主要原因是油管的壁厚較厚、鋼級(jí)較高，同時(shí)轉(zhuǎn)矩臺(tái)肩寬度不足。

2） 接箍脹大會(huì)削弱接頭的密封性能。提升拐點(diǎn)轉(zhuǎn)矩和增加臺(tái)肩寬度對(duì)減小接箍脹大效果明顯，但增加臺(tái)肩寬度更容易實(shí)現(xiàn)，因此，高鋼級(jí)、厚壁油管特殊螺紋接頭設(shè)計(jì)時(shí)可適當(dāng)增加臺(tái)肩寬度。

3） 不同規(guī)格的特殊螺紋接頭，接箍一端上扣都會(huì)使另一端的密封面直徑脹大，壁厚越厚、上扣轉(zhuǎn)矩越大則脹大越明顯。對(duì)于薄壁、低鋼級(jí)油管，脹大問題并不突出。近年來，厚壁、高鋼級(jí)（上扣轉(zhuǎn)矩大）油管開始大量使用，使接箍脹大問題顯現(xiàn)出來，應(yīng)引起油田和生產(chǎn)廠的重視。

4） 為使特殊螺紋油管接頭商檢順利進(jìn)行，一方面，建議生產(chǎn)廠通過嚴(yán)格控制螺紋中徑公差來減小拐點(diǎn)轉(zhuǎn)矩波動(dòng)，從而控制接箍脹大量；另一方面，油田在制訂驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)時(shí)，應(yīng)考慮現(xiàn)場端接箍脹大的影響。

參考文獻(xiàn)

［1］ 徐德奎.復(fù)雜載荷作用下套管特殊螺紋接頭密封性能有限元分析［J］.石油礦場機(jī)械，2019，48（2）：20-26.

［2］ 呂拴錄，彭建新，高文祥，等.試壓過程中特殊螺紋油管接頭沖刷腐蝕防護(hù)環(huán)擠出原因分析［J］.鉆采工藝，2021，44（4）： 123-126.

［3］ 竇益華，強(qiáng)楠，于洋，等.特殊螺紋油管接頭上扣轉(zhuǎn)矩有? 限元分析［J］.機(jī)電工程技術(shù)，2022，51（4）：56-59.

［4］ 白松，張建兵，杜志杰.基于ISO 13679熱循環(huán)試驗(yàn)要求的套管特殊螺紋強(qiáng)度分析［J］.石油礦場機(jī)械，2017，46（6）：40-46.

［5］ 胡志立，李小兵，趙映輝，等.油套管特殊螺紋接頭工廠端上扣對(duì)現(xiàn)場端接箍參數(shù)及性能的影響［J］.焊管，2022，45（9）：27-32.

［6］ 吳翔實(shí)，高連新，袁鵬斌，等.特殊螺紋石油套管接頭密封結(jié)構(gòu)優(yōu)選［J］.石油機(jī)械，2017，45（6）：30-35.

［7］ 狄勤豐，王楠，陳鋒，等.磨損套管螺紋接頭密封面力學(xué)特性［J］.石油學(xué)報(bào)，2021，42（5）：669-676.

［8］ 王領(lǐng)，張紅生，啜廣山，等.海洋油氣油管套管特殊螺紋接頭評(píng)價(jià)技術(shù)研究［J］.中國海上油氣，2022，34（5）：171-178.

［9］ ISO：10400. Petroleum and natural gas industries equations and calculations for the properties of casing， tubing， drill pipe and line pipe used as casing or tubing ［S］. International Standard，2007：22-23.

［10］ Murtagian G R， Fanrlli V， Viliasanteja， etal.Sealability of stationary metal-to-metal seals［J］．Journal of Tribology，2004，126（6）：591-596.

［11］ 曹銀萍，竇益華，于洋，等.基于ISO13679B系試驗(yàn)載荷特殊螺紋接頭密封性能研究［J］.潤滑與密封，2019，44（9）：7-12.

［12］ 李凡，王夫軍，竇益華，等.特殊螺紋接頭密封面能量耗散與密封特性研究［J］.石油機(jī)械，2022，50（11）：140-146.

［13］ 王鵬，周均元，李宏偉，等.考慮包辛格效應(yīng)的特殊螺紋連接循環(huán)加載變形仿真分析［J］.機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2022，58（16）：21-32.

［14］ 程永欽，劉碩瓊，齊奉中，等.多因素作用下儲(chǔ)氣庫注采井油管接頭氣密性分析［J］.潤滑與密封，2022，47（7）：168-176.

［15］ XIE J R，MATTHEWS C．Experimental investigation of metal-to-metal seal behavior in premium casing connections for thermal wells［C］. SPE Canada Heavy 0il Technical Conference．2017．

［16］ American Petroleum Institute： Procedures for Testing Casing and Tubing Connections， API RP 5C5：2017［S］. American Petroleum Institute， Washington， DC （2017）