連續(xù)油管防噴器閘板導向結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計

郭雪，叢恩會，張賀臣，屈志明

連續(xù)油管防噴器閘板導向結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計

郭雪，叢恩會，張賀臣，屈志明

（河北華北石油榮盛機械制造有限公司，河北 滄州 062552）

為提高井控安全設(shè)備的使用性能，針對連續(xù)油管在結(jié)構(gòu)設(shè)計和使用過程中的特殊性，對連續(xù)油管閘板防噴器的核心部件——管柱密封閘板總成的導向結(jié)構(gòu)進行了優(yōu)化設(shè)計，其中包括閘板前端導向塊厚度、導向角度，底部導向槽的結(jié)構(gòu)尺寸以及與閘板總成配合的導向桿的結(jié)構(gòu)尺寸的優(yōu)化設(shè)計。在保證閘板防噴器密封可靠性的同時，避免了在進行管柱密封過程中對閘板總成和連續(xù)油管造成損傷。經(jīng)導向試驗證實，優(yōu)化后的管柱密封閘板總成的導向能力有大幅提高，增強了連續(xù)油管閘板防噴器的安全可靠性。

連續(xù)油管；閘板防噴器；閘板體；導向桿；優(yōu)化設(shè)計

隨著我國石油產(chǎn)業(yè)的快速發(fā)展，連續(xù)油管作業(yè)憑借其成本低、安全高效、操作便捷等優(yōu)點，解決了許多常規(guī)開采作業(yè)技術(shù)難以解決的問題，在鉆井、修井、完井、油氣開發(fā)等作業(yè)領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用[1-5]。

隨著連續(xù)油管技術(shù)的發(fā)展，與之相配套的井控裝備也發(fā)展迅速[6-9]。連續(xù)油管閘板防噴器作為保證作業(yè)安全的核心裝置，具有封閉井口、密封、懸掛、剪切等功能，在出現(xiàn)井噴、井涌等緊急情況時，為控制井內(nèi)壓力提供安全保障。根據(jù)作業(yè)井深的要求，一卷連續(xù)油管通常幾百甚至幾千米長，作業(yè)過程中需要導向器支撐其質(zhì)量并引導連續(xù)油管進入或?qū)С鲎⑷腩^[10-12]。由于連續(xù)油管自身撓度大、長度長的特點[13-14]，導致雖有扶正機構(gòu)，但無法保證其在防噴器通徑內(nèi)部閘板密封位置居中，在作業(yè)過程中油管發(fā)生偏移，甚至有較大側(cè)向力的情況比較普遍。因此，對閘板防噴器的關(guān)鍵部件管柱閘板的導向性能較以往提出了更高的要求[15-16]。本文以5 1/8-10000連續(xù)油管閘板防噴器為例，對閘板導向結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化設(shè)計。

1 管柱閘板導向結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計

1.1 閘板體導向結(jié)構(gòu)優(yōu)化

連續(xù)油管閘板防噴器的管柱閘板總成位于防噴器內(nèi)部閘板腔內(nèi)部，主要包括閘板體、前密封、頂密封三個零件，閘板體前端有導向塊，底部有導向槽，如圖1所示。

圖1 管柱閘板總成示意圖

在關(guān)閉過程中，由主液缸關(guān)腔進液壓油推動活塞帶動閘板總成向通徑中心移動，此時閘板體前端上、下兩側(cè)導向塊將管柱導入前密封中心孔，推擠橡膠抱緊管柱實現(xiàn)密封，如圖2所示。閘板體前端導向塊的結(jié)構(gòu)直接影響到閘板體的導向能力。

1.1.1 導向塊厚度優(yōu)化

閘板體前端導向塊的厚度對其自身強度和閘板體承受井壓的能力都會產(chǎn)生影響。導向塊越厚，閘板另一側(cè)導向槽深度就越深，導致閘板體前密封槽與導向槽相交處厚度越小，會降低閘板體承受井壓的能力。因此，需優(yōu)化出合適的導向塊厚度，在保證閘板體密封可靠性的前提下，提高閘板體導向塊的強度及導向能力。

建立閘板體的三維模型，并導入有限元分析軟件中進行分析計算。在閘板體承受69 MPa的額定工作壓力下，對不同厚度導向塊的閘板體進行有限元計算。閘板體力學性能為：屈服強度R0.2≥517 MPa，抗拉強度R≥655 MPa，延伸率18%。

圖2 閘板導向過程示意圖

由于閘板體結(jié)構(gòu)復雜，因此采用四節(jié)點四面體單元對閘板體進行網(wǎng)格劃分，并采用局部網(wǎng)格細化的方式。單元格平均長度4 mm。采用彈性模型，彈性模量2.06×105MPa，泊松比0.3，建立的有限元模型如圖3所示。

圖3 閘板體有限元模型

應(yīng)用相同方法對不同厚度導向塊的閘板體危險截面的應(yīng)力進行對比，結(jié)果如表1所示。閘板體應(yīng)力強度校核參照API 6A中引用API 6X的校核準則要求，許用應(yīng)力值S＝2/3R0.2，薄膜加彎曲應(yīng)力許用值P＋P≤1.5S。

表1 在額定井壓下閘板體危險截面A－B的應(yīng)力對比

由表1可以看出，在導向塊厚度達到33 mm時，薄膜應(yīng)力和點的薄膜加彎曲應(yīng)力值均超過許用值，有發(fā)生閘板體變形、密封失效的風險，因此選定導向塊厚度為28 mm。

在導向塊厚度為28 mm時，閘板體在額定井壓下的Mises應(yīng)力分析結(jié)果云圖如圖4所示，可以看出，最大應(yīng)力值為661.1 MPa，位于閘板體與殼體通徑相貫線接觸位置，危險截面－的薄膜應(yīng)力為222.3 MPa，點和點的薄膜與彎曲應(yīng)力和分別為264.7 MPa和413.4 MPa，均小于許用應(yīng)力，滿足強度要求。

圖4 額定井壓下閘板體Mises應(yīng)力分析結(jié)果

1.1.2 導向角度優(yōu)化

所需密封管柱在側(cè)向力的作用下貼緊通徑邊緣的極限位置時，導向塊在導向過程中的受力分析如圖5所示。

F為主液缸推力，kN；Fτ為主液缸推力沿油管外圓切向分力，kN；Fd為主液缸推力沿油管外圓徑向分力，kN；Fdx、Fτx為Fτ、Fd沿x軸方向的分力，kN；α為導向塊前端傾角，（°）。

推導出極限位置的關(guān)系式為：

＝·cos（2）

F＝·sin（3）

F＝·sin（4）

F＝F·cos（5）

式中：為主液缸直徑，mm；為液控關(guān)閉壓力，MPa。

當切向分力大于導向塊與管柱的靜摩擦力時，管柱將沿導向塊前端斜面滑動，此時推力的切向分力等于滑動摩擦力，則：

F＝μF（6）

F＝μF·sin＝(sin)2（7）

F＝·sin·cos（8）

＝F－F＝·sin(cos－sin) （9）

式中：為摩擦系數(shù)；為導向塊產(chǎn)生的沿軸方向的推力，即徑向推力，kN。

在相同液控壓力21 MPa下，可以計算出不同導向塊前端傾角能產(chǎn)生的徑向推力值，得出二者的關(guān)系曲線，如圖6所示?？梢钥闯?，在為40°～55°時，在相同液控壓力下，產(chǎn)生的徑向推力較大，且在此范圍內(nèi)的角度改變對徑向推力影響相對較小。

結(jié)合上述分析結(jié)果，在相同液缸推力下，管柱在通徑邊緣極限位置時，對前端傾角的導向塊進行強度分析，建立2 3/8"管柱和導向塊的二維有限元分析模型，如圖7所示。當分別為40°、45°、50°、55°時，分析導向塊和管柱的應(yīng)力情況。

在相同液控推力下，多種前端傾角導向塊的Mises應(yīng)力計算結(jié)果曲線如圖8所示?？梢钥闯觯S著導向塊前端傾角的增加，導向塊的Mises應(yīng)力值相應(yīng)提高。因此為保證導向塊的強度可靠性，選定＝40°。

圖7 導向塊前端傾角的有限元分析模型

圖8 導向塊的Mises應(yīng)力結(jié)果曲線

經(jīng)多次加載計算得出，在最大可提供14 kN的徑向推力的情況下，導向塊的Mises應(yīng)力云圖如圖9所示，最大應(yīng)力值476.7 MPa，位于與管柱接觸位置，管柱的最大應(yīng)力為179.8 MPa，均不超過閘板體和油管的屈服強度517 MPa和620 MPa，不會發(fā)生塑性變形。

圖9 40°導向塊Mises應(yīng)力云圖

1.2 導向桿結(jié)構(gòu)優(yōu)化

導向桿采用螺紋連接結(jié)構(gòu)固定在側(cè)門上，前端伸入防噴器閘板腔內(nèi)閘板體底部導向桿槽內(nèi)，用來約束閘板體在閘板軸向的旋轉(zhuǎn)自由度，克服閘板體在導向管柱過程中前端導向塊受力時產(chǎn)生的扭矩。導向桿和閘板體的位置關(guān)系如圖10和圖11所示。

圖10 改進后導向桿示意圖

圖11 導向桿和閘板體的三維有限元模型

1.2.1 導向桿直徑的確定

導向桿直徑由閘板體底部導向槽深度決定。由于閘板腔內(nèi)空間受限，在保證閘板總成密封井壓可靠性的前提下，根據(jù)閘板體外徑尺寸和側(cè)門導向桿螺紋位置，導向桿直徑尺寸最大可設(shè)計為18 mm。并且將閘板體底部導向桿槽設(shè)計為雙槽結(jié)構(gòu)，如圖10所示。

1.2.2 導向桿強度校核

導向桿的直徑為18 mm，長度為168 mm，力學性能為：屈服強度R0.2≥725 MPa，抗拉強度R≥862 MPa，延伸率為16%。

為模擬在閘板體前端導向塊受到徑向推力時導向桿的受力情況，建立導向桿和閘板體的三維模型，導入有限元軟件，并且采用剛性體模擬閘板腔體，導向桿采用六面體單元進行網(wǎng)格劃分，單元長度2 mm，共劃分9273個節(jié)點、8044個單元格，如圖11所示。

由于導向桿在閘板體對管柱進行導向時受力情況較惡劣，在閘板體導向塊前端施加14 kN徑向力，對閘板腔剛性體施加全約束，在導向桿與側(cè)門連接螺紋處施加位移約束，在閘板腔剛性體和閘板體、閘板體和導向桿之間建立接觸約束。

導向桿有限元計算結(jié)果如圖12所示，導向桿最大應(yīng)力位于導向桿與側(cè)門固定端外圓處，值為667.9 MPa，未超過材料的屈服強度，不會發(fā)生塑性變形。在徑向推力不超過14 kN時，導向桿滿足強度要求。

圖12 導向桿Mises應(yīng)力云圖

綜上所述，改進后導向桿直徑18 mm，在單個閘板體導向塊承載徑向推力不超過14 kN時，不會損傷導向桿。由于閘板體導向時兩個閘板體同時作用，因此管柱在通徑極限位置所受徑向推力不超過28 kN時，不會損傷導向桿。如徑向推力超過28 kN，可能導致導向桿變形或損傷。

2 管柱閘板導向試驗

2.1 試驗?zāi)康?/h3>

采用5 1/8-10000連續(xù)油管閘板防噴器內(nèi)裝2 3/8"半封閘板總成，對通徑內(nèi)部的連續(xù)油管加載側(cè)向力使其緊貼通徑內(nèi)壁。然后關(guān)閉閘板，依靠閘板體導向塊對油管進行導向居中操作。試驗過程中，逐級增加側(cè)向力，并記錄各項技術(shù)參數(shù)。

試驗采用優(yōu)化前后的2 3/8"閘板總成各一付，分別進行試驗，并對比分析試驗結(jié)果。

2.2 試驗方案

采用導向試驗裝置連接在5 1/8-10000防噴器殼體側(cè)法蘭位置，用液控壓力關(guān)閉導向試驗裝置，為2 3/8"油管提供側(cè)向力，使其緊貼在防噴器主通徑壁上。

導向試驗裝置關(guān)閉油路一側(cè)連接有蓄能器和壓力表，蓄能器可保證在油管被導向過程中側(cè)向力的穩(wěn)定性，壓力表可精確讀取實際的關(guān)閉壓力，用以計算出側(cè)向力值。

試驗過程中采用多次逐步增加側(cè)向力的方式加載。在側(cè)向力加載完成后，逐步升高防噴器關(guān)閉壓力關(guān)閉閘板，觀察油管是否被導向居中，并記錄試驗過程中的各項技術(shù)參數(shù)。

2.3 試驗結(jié)果

按照上述方案進行閘板總成導向密封試驗，試驗過程照片如圖13所示，兩種導向塊厚度的閘板導向密封試驗結(jié)果如表2所示。

圖13 試驗過程照片

可以看出，結(jié)構(gòu)優(yōu)化前的閘板體，在油管側(cè)向力為15 kN時，雖成功導向，但閘板體和油管均發(fā)生了明顯變形和刮傷；結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的閘板體，在油管側(cè)向力為32 kN時，閘板體和油管發(fā)生變形和刮傷。

表2 2 3/8"閘板體優(yōu)化前后導向塊導向試驗數(shù)據(jù)記錄表

3 結(jié)論

在閘板總成原始設(shè)計的基礎(chǔ)上，為保證閘板體承壓強度，通過對比分析不同厚度導向塊的閘板體在額定井壓69 MPa時的應(yīng)力結(jié)果，選定導向塊厚度為28 mm。通過分析導向塊前端傾角和徑向推力的關(guān)系曲線，以及對不同前端傾角導向塊的強度分析對比曲線，優(yōu)化選定導向塊前端傾角為40°。充分利用閘板腔內(nèi)幾何結(jié)構(gòu)空間，優(yōu)化導向桿結(jié)構(gòu)，設(shè)計導向桿直徑為18 mm，閘板體底部導向桿槽設(shè)計為雙槽結(jié)構(gòu)。

將優(yōu)化前后的閘板體分別進行導向試驗，由試驗結(jié)果可以看出，在不使油管和閘板體產(chǎn)生刮傷、壓痕和變形的前提下，優(yōu)化后的閘板體導向能力較優(yōu)化前提高了兩倍以上。

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Optimization Design of Ram Guide Structure for Coiled Tubing BOP

GUO Xue，CONG Enhui，ZHANG Hechen，QU Zhiming

(Rongsheng Machinery Manufacture Ltd. of Huabei Oilfield, Cangzhou 062552, China )

To improve the performance of the well control safety equipment, considering the particularity of coiled tubing during the process of structural design and actual use, the guide structure of pipe ram assembly which serves as the core component of the coiled tubing ram BOP is optimized from the aspects of the ram front guide block thickness, the guide angle, the structural size of the bottom guide groove and the structural size of the guide rod fitted with the ram assembly, which ensures the sealing reliability and avoids the damage to the tubing. The guiding test proves that the guiding ability of the optimized pipe ram assembly is greatly improved, which enhances the safety and reliability of coiled tubing BOP.

coiled tubing；ram bop；ram body；guide rod；optimization design

TE242

A

10.3969/j.issn.1006-0316.2023.01.003

1006-0316 (2023) 01-0014-06

2022-05-05

郭雪（1983－），女，遼寧法庫人，碩士研究生，高級工程師，主要從事防噴器產(chǎn)品設(shè)計和力學分析計算工作，E-mail：guoxuesnow@sina.com。