完井生產(chǎn)滑套開關(guān)性能評價指標(biāo)及試驗研究

陸仁德，劉東明，褚建國，高彥才，王建蛟，邊 杰

(1.中海油田服務(wù)股份有限公司 油田生產(chǎn)事業(yè)部完井中心，天津 300451；2.中海油田服務(wù)股份有限公司 油田生產(chǎn)事業(yè)部，天津 300459)

完井生產(chǎn)滑套(以下簡稱滑套)屬于井下流動控制工具的一種，主要功能是控制油管管柱與油套環(huán)空之間的聯(lián)通與關(guān)斷。API SPEC 19AC將滑套歸為完井輔件的一個產(chǎn)品子類[1]?；椎闹饕猛居校和昃笳T噴、循環(huán)壓井、氣舉、多層開采、坐掛等?；椎慕Y(jié)構(gòu)主要由上短節(jié)、下短節(jié)、流動口、關(guān)閉套、密封件等構(gòu)成[2],如圖1所示。對于向下開啟的滑套，可通過滑套開關(guān)工具移動其中的關(guān)閉套，使其上的彈性爪結(jié)構(gòu)運動到下短節(jié)對應(yīng)的彈性爪定位槽中，以保持滑套的開啟或者關(guān)閉狀態(tài)。通常，可以通過配套的滑套開關(guān)工具、鋼絲與震擊器組合，控制關(guān)閉套的運動與定位，以實現(xiàn)滑套的開啟與關(guān)閉，以及狀態(tài)的保持。多層分采用工藝配套規(guī)格相同的滑套，其開關(guān)方向應(yīng)該一致。常規(guī)的定向井一般采用向下打開式滑套。在稠油、大斜度井中作為循環(huán)滑套使用時，一般采用向上打開式滑套[3]。

1-上短節(jié)；2-密封件；3-流動孔；4-關(guān)閉套；5-下短節(jié)。圖1 滑套結(jié)構(gòu)示意

國內(nèi)外學(xué)者對滑套的開關(guān)性能進行了長期的研究。Welch, William R[4]等人對ECM Seal、PEEK Seal、Nitrile Seal等密封材料與密封結(jié)構(gòu)在不同壓力、溫度條件下的長期性能進行了研究，并比較了相同測試條件下100次滑套開啟、關(guān)閉密封組合的損壞與滑套的承壓性能，其研究表明，在超過6.9 MPa(1 000 psi)的環(huán)空壓差下開啟滑套，可能對滑套密封組合產(chǎn)生破壞。呼英俊[5]等人設(shè)計了1套滑套性能測試裝置，并通過控制系統(tǒng)改變沖擊油缸的供油壓力、流量，以改變油缸的最大推力和運動速度，從而調(diào)節(jié)沖擊油缸對沖擊桿的沖擊力，測試生產(chǎn)滑套的不同開啟和關(guān)閉速度。但是，其研究并未給出沖擊力變化對滑套開關(guān)次數(shù)、開啟速度的影響規(guī)律。董社霞[6]等人采用結(jié)構(gòu)力學(xué)分析法及全尺寸試驗法，研究新型高壓滑套的開關(guān)力和密封性能，并與現(xiàn)場作業(yè)測試開關(guān)力進行了比對研究，其仿真結(jié)果與測試結(jié)果表明，彈性爪最大開關(guān)力與出槽后移動力基本相等。劉傳剛[7]、韓超[8]等人建立了充填滑套彈性爪力學(xué)理論模型和三維有限元分析模型，研究了彈性爪的受力狀態(tài)以及應(yīng)力狀態(tài)，但其理論分析時沒有考慮彈性爪出槽過程和出槽后力學(xué)模型的差異，也沒有考慮彈性爪撓度對其接觸角的影響，也未對滑套震擊開關(guān)模式進行分析。余海燕[9]等人提出由于滑套在結(jié)構(gòu)及使用工況上的特殊性，與傳統(tǒng)的往復(fù)運動存在較大差異，現(xiàn)有的滑套密封性能評價指標(biāo)并不成熟，提出從密封效果、抗剪切性、耐磨性、使用壽命、成本等5 個方面對滑套密封性能進行評估研究。影響滑套的開關(guān)性能的因素較多，目前暫沒有評估滑套開關(guān)性能的規(guī)范方法和行業(yè)標(biāo)準。分析影響滑套開關(guān)性能的影響因素，規(guī)范評估滑套開關(guān)性能的指標(biāo)，對指導(dǎo)滑套彈性爪結(jié)構(gòu)的改進設(shè)計、指導(dǎo)滑套性能測試尤為重要。

1 滑套開關(guān)性能關(guān)鍵影響因素分析

結(jié)合滑套的應(yīng)用與測試，滑套的開關(guān)性能可以用以下幾個技術(shù)指標(biāo)來衡量。

1) 最大開關(guān)力?；讖拈_啟到關(guān)閉，或者從關(guān)閉到開啟過程最大的瞬時出槽軸向力。該指標(biāo)反映的是滑套保持狀態(tài)，防止誤開啟、誤關(guān)閉的性能。

2) 震擊次數(shù)。滑套從開啟到關(guān)閉，或者從關(guān)閉到開啟，在不觸發(fā)安全剪切裝置的安全震擊動量作用下，開啟或者關(guān)閉滑套需要震擊的次數(shù)。該指標(biāo)主要評估的是滑套在震擊器配合下開啟或關(guān)閉的難易程度。

3) 帶壓開啟壓差。該指標(biāo)體現(xiàn)了滑套的帶壓開啟性能，即，在不損壞滑套密封和規(guī)定的開啟次數(shù)下，滑套能帶壓開啟的壓差。

本文僅針對第1、2項中的滑套最大開關(guān)力、震擊次數(shù)進行分析研究。第3項中的帶壓開啟壓差指標(biāo)是滑套的密封組合設(shè)計的依據(jù)，主要是分析不同密封材料和密封結(jié)構(gòu)的動態(tài)沖蝕性能，本文暫不作深入研究。

2 瞬時出槽軸向力和出槽后滑動摩擦力的理論求解

分別建立彈性爪出槽過程與出槽后狀態(tài)對應(yīng)的力學(xué)模型，結(jié)合力平衡方程推導(dǎo)得出以上2個狀態(tài)下彈性爪的軸向力與其結(jié)構(gòu)參數(shù)的關(guān)系式，并依據(jù)實際的模型參數(shù)計算得出滑套出槽過程與出槽后的軸向力值。使用Solidworks軟件建立滑套彈性爪的三維簡化模型，并使用ANSYS Workbench軟件對滑套彈性爪結(jié)構(gòu)進行靜力學(xué)分析，驗證力學(xué)模型的準確性。

彈性爪出槽后，在下部接頭內(nèi)腔力的作用下發(fā)生變形，受力模型可簡化為兩端固定的梁。在一端距離為a的位置受垂直梁軸線的集中力Fp作用，簡化模型如圖2所示?？紤]該情況下彈性爪與下短節(jié)定位槽插入面之間的摩擦力，受力分析如圖3所示。梁受集中力后撓度的表達式[10]如式(1)所示：

圖2 彈性爪出槽后受力簡化模型

圖3 彈性爪出槽過程受力簡化模型

(1)

(2)

Le=a+b

(3)

式中：Y為彈性爪徑向撓度，mm;Fp為彈性爪與定位槽斜面之間的徑向正壓力，N;E為彈性爪材料的彈性模量，MPa；I為彈性爪垂直于軸向截面的慣性矩，mm4；Le為彈性爪有效長度，mm；a為作用力距離固定點的距離，mm；b為作用力距離自由端的距離，mm。

依據(jù)力平衡方程可得：

Fpsinαe=Facosαe-fa=Facosαe-μN=

Facosαe-μ(Fpcosαe+Fasinαe)

(4)

整理得：

(5)

式中：Fa為出槽過程彈性爪所受最大軸向力，即瞬時出槽軸向力，N；fa為彈性爪與定位槽斜面之間的摩擦力的軸向分力，N；N為彈性爪與定位槽斜面之間的徑向正壓力，N；μ為彈性爪與定位槽斜面之間的摩擦因數(shù)，無量綱；α為彈性爪設(shè)計插入角度，rad；αe為彈性爪保持面有效角度，rad。

考慮彈性爪梁在某撓度下的插入接觸角度的變化，有：

αe=α+arctan(Y/Le)

(6)

彈性爪在定位槽內(nèi)運動過程中，因彈性爪外徑與定位槽內(nèi)徑之間是間隙配合，故彈性爪受軸向力為零。

3 彈性爪機構(gòu)仿真分析

考慮到彈性爪、彈性爪定位槽圓周對稱的結(jié)構(gòu)特性，使用Solidworks軟件建立簡化的1/4三維彈性爪模型、定位槽模型，并按照初始相對位置差異建立彈性爪剛接觸定位槽、彈性爪出定位槽后的不同裝配體模型，分別用代號A體、B體表示，并導(dǎo)入ANSYS Workbench軟件中進行靜應(yīng)力分析。

在Workbench軟件中設(shè)定彈性爪、定位槽的材料屬性參數(shù)，如表1所示。

表1 滑套的彈性爪和下短節(jié)材料屬性參數(shù)

對彈性爪、定位槽進行網(wǎng)格劃分，結(jié)果如圖4所示，其中A體包含109 417節(jié)點數(shù)，47 737個網(wǎng)格數(shù)。B體包含104 974節(jié)點數(shù)，47 014個網(wǎng)格數(shù)。

a 彈性爪(A體)

以定位槽的外圓柱面為參考建立新的圓柱坐標(biāo)系，并將彈性爪的兩個端面設(shè)定為固定約束，借助定義的圓柱坐標(biāo)系，定位槽1個端面的軸向位移設(shè)定為分步加載，數(shù)值為0.3、0.4、0.5、0.6 mm，并設(shè)定周向與切向位移為0。設(shè)定好接觸面為摩擦接觸，摩擦因數(shù)設(shè)定為0.1。對目標(biāo)進行運行求解，得到結(jié)構(gòu)的徑向位移云圖、等效應(yīng)力云圖，如圖5～6所示。A體、B體最大徑向位移均為0.32 mm，與設(shè)計撓度一致。

a 彈性爪(A體)

a 彈性爪(A體)

4 理論模型與仿真結(jié)果對比

滑套彈性爪設(shè)計參數(shù)如表2所示。

表2 滑套彈性爪設(shè)計參數(shù)

結(jié)合表2中滑套彈性爪的結(jié)構(gòu)尺寸數(shù)值，聯(lián)合式(1)～(6)，計算得彈性爪出槽瞬時最大軸向力F2=7.768 kN，出槽后軸向力F3=1.048 kN。

仿真結(jié)果(如圖5～6所示)與公式計算結(jié)果比較如表3所示。兩種方式所得的出槽力、出槽后力的差額分別為3.45%、8.40%，證明建立的力學(xué)模型是可行的，理論計算結(jié)果滿足工程需要。

表3 計算結(jié)果對比

5 滑套從開啟到關(guān)閉震擊次數(shù)理論求解

考慮到彈性爪從定位槽的插入面滑出過程，軸向位移、徑向位移(通常小于0.5 mm)相比出槽后到下一個定位槽的距離(通常大于50 mm)小很多，為了簡化模型，計算時將出槽過程單位位移做功統(tǒng)一近似按照出槽后做功計算。依據(jù)能量守恒定律，可得出單次震擊關(guān)閉套移動的距離與撞擊塊質(zhì)量、自由落體高度等參數(shù)之間的函數(shù)表達式：

(7)

式中：v0為撞擊塊自由落體運動，撞擊連接裝置前的最大速度，m/s；h0為撞擊塊自由落體高度，m；g為重力加速度，取9.80 m/s2。

依據(jù)碰撞后動量守恒，碰撞后撞擊塊、連接裝置速度，有如下關(guān)系式：

m0v0=m1v1+m0v2

(8)

式中：m0、m1分別為撞擊塊質(zhì)量、連接裝置質(zhì)量，kg；v1為撞擊塊撞擊后連接裝置后的速度，m/s；v2為撞擊塊撞擊連接裝置后的速度，m/s。

考慮到撞擊塊碰撞后，撞擊塊、連接裝置獲得的速度不確定，工程上按照以下2種極限情況考慮：

第1種情況，撞擊塊、連接裝置獲得了相同的速度v3，該種情況損失的動能最大；第2種情況，撞擊塊撞擊后速度為0，連接裝置獲得速度v4，該種情況動能損失最小。如式(9)～(10)所示。

m0v0=(m1+m0)v3

(9)

m0v0=m1v4

(10)

式中：v3為第1種情況下，撞擊塊撞擊后，撞擊塊、連接裝置獲得的共同速度，m/s；v4為第2種情況下，撞擊塊撞擊后，連接裝置獲得的速度，m/s。

2種情況下，撞擊塊撞擊后，撞擊塊、連接裝置獲得動能，如式(11)～(12)所示。

(11)

(12)

式中：W1、W2分別為第1種、第2種情況下，單次震擊后質(zhì)量塊與連接裝置的動能，J。

依據(jù)能量守恒原理，可得到2種情況下，單次震擊關(guān)閉套的位移，如式(13)～(14)所示。

η1(W1+(m0+m1)gh1)=Fch1

(13)

η2(W2+(m0+m1)gh2)=Fch2

(14)

式中：h1為第1種情況下，關(guān)閉套單次震擊位移，m；h2為第2種情況下，關(guān)閉套單次震擊位移，m；η1、η2為能量利用率，無量綱；Fc為關(guān)閉套所受總的軸向力，該力由彈性爪所受軸向力Fa、密封組合對關(guān)閉套軸向摩擦力fc構(gòu)成，N。

Fc=fc+Fa

(15)

滑套從全開到全關(guān)的總行程除以單次震擊的關(guān)閉套位移，可以得出滑套從開到關(guān)所需要的震擊次數(shù)。

(16)

(17)

式中：N1、N2分別為第1種、第2種情況下的滑套從開到關(guān)所需要的震擊次數(shù)，無量綱；L為滑套從全開到全關(guān)的總行程，m。

聯(lián)立式(7)～(17)求解，可得出2種情況下，在設(shè)定撞擊塊質(zhì)量、連接裝置質(zhì)量、自由落體高度下，滑套從開到關(guān)所需要的震擊次數(shù)的求解公式，如式(18)～(19)。

(18)

(19)

6 滑套震擊開關(guān)測試裝置設(shè)計與試驗結(jié)果

設(shè)計了1套滑套開關(guān)震擊試驗裝置，如圖7所示，可測試不同震擊動量下滑套從開啟到關(guān)閉，或者從關(guān)閉到開啟過程的震擊次數(shù)。該測試裝置包含1個固定質(zhì)量的撞擊塊作為振擊環(huán)，讓撞擊塊從設(shè)定的高度自由落體運動到止動位置，并震擊所連接的滑套開關(guān)工具，牽引滑套關(guān)閉套軸向運動，實現(xiàn)滑套從開到關(guān)，或者從關(guān)到開。

圖7 滑套開關(guān)震擊測試裝置結(jié)構(gòu)示意

使用以上滑套開關(guān)震擊測試裝置對某型號滑套進行震擊測試，安裝圖如圖8所示。裝置與滑套相關(guān)參數(shù)如表4所示。

圖8 滑套開關(guān)震擊測試裝置試驗現(xiàn)場

表4 震擊測試裝置與滑套參數(shù)

代入計算的出槽后軸向力為1.348 kN(含組合密封摩擦力約0.3 kN)，能量利用率取0.90，計算得出第1種情況下，不同出槽后軸向力對震擊次數(shù)的影響曲線，如圖9所示。表明影響震擊開關(guān)次數(shù)的主要因素為彈性爪出槽后滑動的摩擦力，二者有線性關(guān)系。

圖9 滑動摩擦力與震擊開關(guān)次數(shù)關(guān)系

對以上滑套進行震擊開關(guān)力測試，并記錄從關(guān)閉狀態(tài)到震擊打開滑套過程所需要的震擊次數(shù)，測試數(shù)據(jù)如表5所示。

表5 震擊開關(guān)測試數(shù)據(jù)

依據(jù)8組震擊開關(guān)測試數(shù)據(jù)，平均震擊次數(shù)為23.25，與計算的震擊次數(shù)21.4、11.2次，誤差分別為8.6%、107%，說明第1種情況，即震擊后撞擊塊與連接裝置以共同速度運動的模型與測試結(jié)果更為接近。第1種情況下，計算模型與實際測試存在一定偏差，主要是能量利用率、震擊后動量轉(zhuǎn)換的不確定性、測試裝置加工誤差導(dǎo)致；低于10%的誤差表明計算模型可以滿足工程應(yīng)用。

7 結(jié)論

1) 建立了滑套彈性爪最大出槽力、出槽后運動軸向力的理論計算模型，并通過有限元仿真的結(jié)果對理論計算模型進行了設(shè)計驗證。

2) 滑套彈性爪的最大出槽力發(fā)生在彈性爪的插入角與下部接頭的配合角即將分離的時刻，且彈性爪出槽后繼續(xù)運動所需的軸向力較最大出槽軸向力明顯下降，所研究滑套約為前者的1/7。

3) 建立了1套滑套震擊開關(guān)次數(shù)與撞擊塊質(zhì)量、自由落體行程、滑套開關(guān)行程的理論計算模型。理論研究表明，影響滑套震擊開關(guān)次數(shù)的主要因素為彈性爪出槽后的滑動摩擦力，二者存在線性關(guān)系。以該理論計算模型為原型設(shè)計制造了滑套震擊開關(guān)測試裝置，測試結(jié)果與模型計算結(jié)果的誤差小于10%，說明理論計算模型可滿足工程應(yīng)用。