套管切割工具割刀的結(jié)構(gòu)優(yōu)化及試驗研究*

韓同方 馮一璟

(1.中石化勝利石油工程有限公司井下作業(yè)公司 2.中國科學(xué)院電工研究所)

0 引 言

自20世紀(jì)60年代以來，隨著中國海上油氣資源的勘探與開發(fā)深入，應(yīng)用于海洋石油的生產(chǎn)設(shè)施也越來越多。根據(jù)相關(guān)規(guī)定[1-2]，海洋石油設(shè)施設(shè)計使用壽命一般在20 a左右，海上油氣生產(chǎn)設(shè)備退役后若無其他用途，則需進(jìn)行廢棄處置[3]。因此在近幾年，對于這類大量已經(jīng)達(dá)到使用壽命的海上生產(chǎn)設(shè)備及油氣井，需要進(jìn)行必要的棄置處理。

對于棄井作業(yè)而言，套管切割作為核心技術(shù)[4-5]，起著重要作用。套管切割技術(shù)包括爆破切割、化學(xué)切割、磨料射流切割、鉆粒纜切割和機械式割刀切割等，其中機械式割刀由于其結(jié)構(gòu)簡單、易加工，且制造成本低而應(yīng)用廣泛[6-7]。文獻(xiàn)[8]分析了割刀刀尖切割半徑與活塞位移間的關(guān)系，并得到了工具切割套管所需最大扭矩和井口轉(zhuǎn)盤所需提供的最小扭矩的關(guān)系式。文獻(xiàn)[9]根據(jù)套管偏心切割受力模型，建立了切割面位置、割刀磨損長度及偏心切割扭矩的計算模型，并對套管切割實例進(jìn)行了計算分析。文獻(xiàn)[10]從理論和試驗兩方面研究了該裝置的水力特性，為現(xiàn)場判斷套管是否被割斷提供了理論依據(jù)和試驗參數(shù)。文獻(xiàn)[11]利用長桿銑削模型，建立了深水套管切割力學(xué)模型。文獻(xiàn)[12]針對深水套管切割力學(xué)模型單一、切割泵沖選擇困難等問題，利用長桿銑削模型，建立了深水套管切割力學(xué)模型，計算出鉆柱切割扭矩和切割允許的最大泵沖。文獻(xiàn)[13]建立了活塞與割刀的幾何模型，分析了割刀刀尖切割半徑與活塞位移間的關(guān)系，并得到了工具切割套管所需最大扭矩和井口轉(zhuǎn)盤所需提供的最小扭矩的關(guān)系式;最后通過建立的相關(guān)數(shù)學(xué)模型，借助MATLAB軟件對影響其切割效率的因素進(jìn)行了分析。馮定等[14-16]也針對水里切割工具進(jìn)行了結(jié)構(gòu)設(shè)計，并形成了相關(guān)專利。割刀應(yīng)用過程中，由于受到海況影響，操作不當(dāng)非常容易造成割刀的嚴(yán)重磨損和劇烈振動，最終導(dǎo)致割刀發(fā)生斷裂和失效。雖然在結(jié)構(gòu)設(shè)計和理論計算方面對割刀有大量研究，但缺少結(jié)合實際現(xiàn)場割刀的使用情況，對割刀現(xiàn)場應(yīng)用中遇到的問題缺乏實際的指導(dǎo)。

目前，勝利油田海上埕島油田已開發(fā)近30年，部分油井不再具有開發(fā)價值，需封層廢棄。根據(jù)國家相關(guān)要求，油水井廢棄前需將海底泥線以下4 m所有套管切割干凈，恢復(fù)海底原貌?，F(xiàn)場使用的機械式水力割刀在工作過程中受到套管外是否固結(jié)水泥、多層套管是否偏心及割刀本身質(zhì)量的影響，切割過程不穩(wěn)定。本文首先基于套管水力割刀工具的工作原理進(jìn)行分析，結(jié)合實際工況，得到割刀的受力情況；然后，在實際割刀受力基礎(chǔ)上，利用有限元仿真，對割刀進(jìn)行切割模擬，并與割刀實際應(yīng)用情況進(jìn)行對比分析；最終，對割刀進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，并進(jìn)行了現(xiàn)場應(yīng)用。現(xiàn)場應(yīng)用結(jié)果表明，優(yōu)化后的割刀滿足實際需求。研究結(jié)果可為套管切割工具研究與應(yīng)用提供參考。

1 技術(shù)分析

1.1 工具結(jié)構(gòu)

套管切割工具結(jié)構(gòu)如圖1所示。該工具主要由上接頭、活塞座、活塞、彈簧、本體、銷軸和割刀組成。

1.2 工作原理

套管切割工具的工作原理為：當(dāng)工具送入至井內(nèi)切割位置時，地面壓力泵給流體提供工作壓力，流體進(jìn)入工具后，由于流體在通過活塞中心孔時形成節(jié)流效應(yīng)，產(chǎn)生一定的壓差，該壓差達(dá)到工具的工作壓差后，活塞克服彈簧彈力推動割刀尾部的凸起結(jié)構(gòu)，使割刀以銷軸為旋轉(zhuǎn)軸向外伸出,與套管內(nèi)壁接觸并壓緊，此時配合鉆桿的旋轉(zhuǎn)，焊在割刀外表面的硬質(zhì)層開始切割套管；當(dāng)切割完畢后，地面壓力泵降低壓力，活塞處節(jié)流壓差降低，活塞對割刀尾部的推動力降低，上提鉆柱，割刀收回至工具內(nèi)。

1—上接頭;2—活塞座;3—活塞;4—彈簧;5—本體;6—銷軸;7—割刀。圖1 套管切割工具結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure of casing cutting tool

1.3 受力分析

根據(jù)套管切割工具的工作原理和結(jié)構(gòu)，在工作過程中割刀受力如下：

(1)流體在活塞內(nèi)孔節(jié)流形成一定壓差，在壓差作用下活塞具有一定的軸向推力，該力軸向作用在割刀尾部的凸起結(jié)構(gòu)上，帶動割刀下端繞銷軸外伸壓在套管內(nèi)壁；

(2)在工具切割套管過程中，割刀受到來自套管的反作用切向力，該切向力會使割刀產(chǎn)生彎曲變形，當(dāng)該作用力足夠大時，割刀發(fā)生塑性變形最終導(dǎo)致回收時無法收回，造成工具上起困難；

(3)由于工具工作過程中，割刀繞銷軸旋轉(zhuǎn)并伸出，所以銷軸處受力過大會導(dǎo)致其變形，最終會影響割刀的正常伸出、切割及回收過程。

1.4 應(yīng)用問題與分析

套管切割工具于2021年2月在CB3XX井進(jìn)行現(xiàn)場試驗，切割?762.0 mm(30 in)套管，切割深度31.2 m。初始泵壓控制在3～4 MPa，隨后逐漸提高泵壓，切割12 h才將套管切斷。

檢查割刀發(fā)現(xiàn)：鋪焊的三角形硬質(zhì)合金片崩裂脫落，割刀體上的支撐筋外露參與磨損，形成鋼體和套管相磨，造成切割速度緩慢。同時，割刀體凸出觸點部位也有崩裂情況發(fā)生。

1.5 建模及仿真計算

1.5.1 理論建模

割刀受力分析如圖2所示。圖2a為割刀還未伸出時的初始狀態(tài)，以銷軸中心孔為原點，割刀尾部凸起位置與割刀刀翼夾角為θ。圖2b為割刀切割時伸出的工作狀態(tài)，割刀以銷軸O處為旋轉(zhuǎn)中心，在割刀尾部凸起受到活塞的推力F1，割刀繞銷軸旋轉(zhuǎn)并伸出，在割刀切割套管過程中，套管對割刀施加反作用力F2；由于套管的壁厚，切割過程中割刀從接觸套管至切割完畢過程中，會有一個切割角度變化，為方便研究，取割刀切割套管至位置時割刀旋轉(zhuǎn)角度為α。

圖2 割刀受力分析Fig.2 Force analysis of cutter

在如圖2b所示割刀工作狀態(tài)時，位置O處由彎矩平衡有：

F1sin(α+θ)l1=F2l2

(1)

割刀工具在切割套管過程中，切割扭矩由井口轉(zhuǎn)盤提供。根據(jù)文獻(xiàn)[17]，井口總扭矩M等于刀具切割扭矩M1、海水阻力矩M2和鉆柱的慣性扭矩M3之和：

M=M1+M2+M3

(2)

基于長桿銑削模型[18]，割刀圓周切削力為：

(3)

式中：A為單片割刀切割套管時的承壓面積，m2；B為切削寬度，m；t為切削深度，m；Sz為進(jìn)給量，取0.12～0.20 mm；Z為合金切削刃個數(shù)；D為割刀的刀尖直徑，m。

由幾何關(guān)系可知：

t=Δlsin(α+θ)

(4)

式中：Δl為割刀切入套管深度，m。

因此，切割套管過程中，割刀切割扭矩為：

(5)

式中：f為切割過程的阻力系數(shù)，與套管的表面粗糙度、割刀刀尖的磨損等相關(guān)；R為割刀的刀尖半徑，m。

根據(jù)文獻(xiàn)[19]，海水阻力矩為：

M2=43 925.4CρgD2L×10-9

(6)

式中：C為井斜系數(shù)，直井時取1.88×10-4；ρ為海水密度，kg/m3；g為重力加速度，m/s2；D為鉆柱外徑，m；L為切割位置深度，m。

鉆柱的慣性扭矩為：

M3=J?

(7)

(8)

鉆柱內(nèi)徑0.151 m，鉆柱外徑0.168 m，鉆柱線質(zhì)量122.353 kg/m，海水密度1 025 kg/m3，切割進(jìn)給量0.12 mm，合金切削刃12個，切割摩阻系數(shù)3.5，切割承壓面積0.000 03 m2，鉆柱轉(zhuǎn)速25～50 r/min，泵沖85 min-1，切割位置深度850 m，凸起至銷軸距離0.105 m，刀刃至銷軸距離0.538 m，結(jié)構(gòu)夾角43.3°，切割旋轉(zhuǎn)角度48.5°，活塞推力1.2×105N。

聯(lián)立式(1)～式(8)，并根據(jù)相關(guān)參數(shù)，結(jié)合實際工況，計算割刀在切割套管過程中，尾部凸起受力大小為1.2×105N，刀刃受套管的反作用力為2.83×105N，受套管的反扭矩為1.2×104N·m。

1.5.2 有限元仿真

為模擬割刀真實工作情況，研究其實際受力狀態(tài)，根據(jù)其實際結(jié)構(gòu)尺寸建立仿真模型，如圖3所示。仿真過程中為提高計算精度和降低計算成本，做出以下假設(shè)：

(1)仿真中忽略割刀與銷軸之間的摩阻；

(2)割刀實際工作包括受力伸出、切割套管、回收3個階段，仿真主要研究其最大工況，因此重點分析其切割套管過程中的受力行為；

(3)活塞對割刀尾部凸起結(jié)構(gòu)的推動作用等效為一個加載在凸起結(jié)構(gòu)處的推力；

(4)根據(jù)套管切割工具的實際尺寸及工況，將套管對割刀的反作用力等效為一個加載在割刀切割位置的切向力。

圖3 割刀仿真模型Fig.3 Simulation model of cutter

根據(jù)實際刀具使用情況，將軸銷處添加鉸支約束；刀具切割處添加x、y方向位移自由度，位移自由度均為0；根據(jù)上述理論計算結(jié)果對割刀施加對應(yīng)載荷。

對割刀進(jìn)行網(wǎng)格劃分，同時加密割刀的邊界和切割點處的網(wǎng)格，最終網(wǎng)格劃分如圖4所示。

圖4 割刀網(wǎng)格劃分Fig.4 Mesh division of cutter

1.5.3 仿真結(jié)果分析

基于實際切割過程中的作用力和扭矩，利用上述仿真方法對割刀進(jìn)行仿真模擬，相關(guān)仿真結(jié)果如圖5所示。

由仿真模擬可知：刀具切割處變形量約為0.28 mm，最大變形量為0.45 mm，變形量最大值位于凸出觸點處；x方向變形量主要由凸出觸點處載荷引起，最大變形量約為0.26 mm；y方向變形量主要也是由凸出觸點處載荷引起，最大變形量約為0.42 mm；z方向變形量主要由切割扭矩引起，最大變形量位置位于切割處約為0.27 mm；應(yīng)力較大的部位分別是觸點周圍、軸銷安裝處及切割處，觸點處應(yīng)力約為262 MPa，軸銷處的應(yīng)力約為271 MPa，切割處應(yīng)力約為1 575 MPa，但應(yīng)力較大處區(qū)域較小，主要由應(yīng)力集中引起；應(yīng)力相對較大的3處位置中，割刀體與套管切割點位置較大，超出材料的強度值。分析認(rèn)為,該處為線接觸，在較小區(qū)域內(nèi)由應(yīng)力集中所致。工具實際使用中，該部位會鋪焊一層耐磨切割材料，切割初期會采用較小排量施工，以減小節(jié)流壓差，控制切割力，隨著切割時間延長，割刀與套管不再是線接觸后才會提高排量施工，以防止高應(yīng)力損壞切割刀片。銷軸孔內(nèi)應(yīng)力約為271 MPa，相對材料強度而言仍有較高安全系數(shù)。凸出觸點部位受力面較小，工況惡劣，盡管應(yīng)力不算高，仍需進(jìn)行特殊處理后以提高耐磨性和強度。

2 優(yōu)化設(shè)計及應(yīng)用

2.1 結(jié)構(gòu)優(yōu)化

根據(jù)現(xiàn)場試驗應(yīng)用情況和上述仿真結(jié)果，對套管切割工具的割刀相關(guān)結(jié)構(gòu)和材料進(jìn)行了重新設(shè)計和完善，主要包括割刀體尾部的凸出觸點部位的結(jié)構(gòu)和材料優(yōu)化、割刀上的支撐翼板的結(jié)構(gòu)和硬質(zhì)合金的形狀優(yōu)化以及割刀合金尖部的結(jié)構(gòu)優(yōu)化。

(1)針對割刀體凸出觸點部位的崩裂情況，優(yōu)化凸起觸點部位結(jié)構(gòu)，避免在割刀展開過程中活塞與觸點部位接觸發(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，并使在割刀完全展開后與觸點部位的接觸面積增加；在結(jié)構(gòu)優(yōu)化的同時，調(diào)整凸起觸點處表面材料的處理方法，增加其表面強度，從而減緩割刀切割過程中活塞對觸點持續(xù)作用下的局部損壞。

(2)針對原設(shè)計中割刀上的支撐翼板易外露，在割刀切割套管過程中阻礙正常切割的問題，對割刀進(jìn)行了改進(jìn)，如圖6所示。做了如下優(yōu)化：在割刀上去除了支撐翼板，并在高效合金片背部改用硬質(zhì)合金堆焊焊條堆焊鋪焊，通過該方法可避免割刀切割過程中導(dǎo)致部分硬質(zhì)合金發(fā)生塑性變形后與周圍接觸部分形成的鋼磨鋼問題；硬質(zhì)合金原本為三角形結(jié)構(gòu)，當(dāng)割刀與套管切割時，三角形結(jié)構(gòu)的硬質(zhì)合金會在作用力和扭矩的綜合作用下，發(fā)生變形和下凹，這樣會造成割刀對套管的持續(xù)切割效率降低，因此將硬質(zhì)合金以方形形狀進(jìn)行切割，彌補三角形硬質(zhì)合金在切割過程中受力發(fā)生下凹的弱點。

(3)針對割刀合金尖部容易發(fā)生應(yīng)力集中而導(dǎo)致塑性變形和局部斷裂問題，將尖部加工成圓角進(jìn)行過渡，在避免此處發(fā)生應(yīng)力集中的同時，提高割刀切割套管時的材料抗沖擊性能。

圖6 割刀體鋪焊示意圖Fig.6 Schematic diagram of pave welding of cutter

2.2 現(xiàn)場應(yīng)用

割刀改進(jìn)后，于2021年11月在CD7XX井再次進(jìn)行現(xiàn)場試驗，切割?339.7和?762.0 mm套管?，F(xiàn)場施工時，初期仍采用較低排量，以減小節(jié)流壓差，降低切削力，力求不破壞硬質(zhì)層情況下實現(xiàn)高效平穩(wěn)切割套管。工具入井前開泵檢查刀片伸出壓力，工具下到設(shè)計位置后泵壓提高1～2 MPa，以20 r/min的轉(zhuǎn)速切割。隨著切割的深入，通過逐漸加大排量提高泵壓，同時提高轉(zhuǎn)速施工，3 h順利完成切割工作。

施工完成后，焊接在割刀頂層的合金刀片大部破損，背部備用成形合金片及堆焊層基本沒受損壞，工具仍具有切割能力。

3 結(jié)論與建議

(1)割刀體主要受力點在銷軸孔部、活塞推動的內(nèi)凸出部位和與套管接觸切割部位，其中與套管接觸部位受力最大。

(2)在最大受力情況下計算割刀體與套管接觸部位受力，其值超出材料強度值，但實際使用中初始切割時采用的是小排量施工，能夠有效控制該處受力，確保切割順利完成，因此刀體整體強度足夠。

(3)原設(shè)計中支撐筋結(jié)構(gòu)不太合理，硬質(zhì)層磨損、崩脫后存在支撐筋與套管相碰問題，阻礙切割。去掉支撐筋，改為硬質(zhì)合金堆焊材料支撐后能避免該問題，現(xiàn)場使用效果良好。

(4)成形硬質(zhì)切割材料還需進(jìn)一步篩選，以提高抗沖擊性能，減輕崩裂破壞程度。同時現(xiàn)場施工時，對排量和轉(zhuǎn)速應(yīng)進(jìn)行相應(yīng)優(yōu)選，力求實現(xiàn)在合適切割力下平衡切割。