Φ120 mm柔性篩管球鉸接頭結構強度分析與優(yōu)化

劉鑫陽,胡中志*,朱軍

(1.四川輕化工大學機械工程學院,宜賓 644000;2.大慶鉆探鉆井四公司定向井分公司,松原 138000)

超短半徑多分支水平井鉆完井技術是鉆井領域最新發(fā)展的前沿技術之一,是指在原垂直井段直接進行側向開窗,在相應的鉆井工具的作用下,造斜后進行水平鉆進的技術。該技術能進一步提高油井的采收率,是挖掘油氣資源和老井穩(wěn)產增產的有效手段[1-2]。研究表明,常規(guī)剛性螺紋連接管柱無法下入曲率過大的井眼,不利于超短半徑水平井完井作業(yè)的開展。使用柔性接頭連接的防砂篩管作為淺層超短半徑多分支水平井配套的井下防砂管,能夠很好地適應不同造斜率對完井管柱安全下入能力和防砂需求[3-4]。中海油服通過應用超短半徑鉆井技術,配套以柔性篩管為核心的完井工藝技術體系,實現(xiàn)了有效厚度僅0.7 m儲層的經濟性動用,突破了該技術在薄油層應用的極限并取得了較高的提產效果[5]。

近年來,學者們針對柔性防砂篩管開展了不同柔性結構的設計研究。畢延森等[6]通過對T型水平井柔性篩管泵送下入技術研究,完成了國際上首次煤氣層T型水平井柔性管柱下入專用工具及工藝流程設計,得到了完整的柔性篩管完井管柱泵送下入技術。張彬奇等[7]針對超短半徑水平井完井作業(yè),進行了相關完井工具的設計與測試,其中以萬向節(jié)構成的柔性篩管通過相關測試,并符合現(xiàn)場應用要求。張曉誠等[8]研制了適用于海上油田的柔性完井工具,其中包括一種以萬向節(jié)連接的柔性篩管,最終形成了海上油田超短半徑完井工藝體系。田啟忠等[9]提出一種采用球接關節(jié)連接的方式降低管串剛度的柔性篩管,通過將篩管短節(jié)之間的剛性螺紋連接轉變成球鉸關節(jié)連接,更能進一步提高篩管管串在彎曲井眼中的通過能力。

上述研究都是基于柔性篩管結構進行設計與評價,而對關鍵連接部件柔性接頭的力學性能及優(yōu)化方案未見詳細研究。因此,現(xiàn)以球鉸連接柔性篩管為研究對象,從理論分析和數(shù)值模擬進行研究,探究柔性球鉸接頭的力學性能和優(yōu)化方案,為提高球鉸連接柔性篩管的延伸能力提供參考借鑒。

1 柔性篩管模型建立

1.1 柔性篩管結構模型

球鉸連接柔性篩管是由多個剛性單元通過球鉸連接而成的機構,結構示意圖如圖1所示。球鉸接頭兩邊與基管連接,接頭一端是螺紋連接端,另一端是球面腔,兩端通過螺紋連接而成,且在連接處形成球型接合腔。

圖1 柔性篩管結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of flexible screen tube structure

1.2 柔性篩管井下模型的建立

球鉸連接柔性篩管井下完井示意圖如圖2所示。單節(jié)柔性篩管單元之間通過球鉸連接,柔性篩管在井壁內的徑向運動受井壁約束,致使篩管受力擺動與井壁間發(fā)生接觸。

圖2 柔性篩管完井示意圖Fig.2 Schematic diagram of flexible screen completion

考慮到下入超短半徑水平井的彎曲形態(tài),建立結點坐標系描述篩管的相對運動,并用結點坐標系下的質量矩陣、阻尼矩陣和單元剛度矩陣來描述最終得到的整體動力學方程。

(1)

式(1)中:M為總體質量矩陣;C為結構阻尼矩陣;δ為結點坐標系下的位移列陣;K為剛度矩陣;F為載荷列陣。

2 多體柔性篩管下入阻力估算

柔性篩管送入井下時造斜段和水平段的受力情況并不相同,因此需分別進行不同位置時的受力分析。柔性篩管通過造斜段時如圖3所示,其中柔性篩管的與造斜段的幾何關系如式(2)所示,通過計算取Lsmax絕對值可得出能通過造斜段的最大單元長度,以及相鄰篩管單元在受限井眼空間中的相對擺動角度θ。

Ro為井眼曲率半徑;Ls為篩管單元長度;DH為井眼直徑;DS為篩管單元的最大外徑;θ為相鄰篩管單元的擺動角度圖3 造斜段中的柔性篩管Fig.3 Flexible screen tubes in the inclined section

(2)

式(2)中:Ro為井眼的曲率半徑,mm;DH為井眼直徑,mm;DS為篩管單元的最大外徑,mm;θ為兩個相鄰篩管單元之間的相對擺動角度,(°);Lsmax為可以通過彎曲段的篩管單元最大長度,mm。

由于接觸力的作用,井壁對篩管單元產生一個與接觸力垂直的摩擦力,采用微元法對柔性篩管進行受力狀態(tài)分析[10-11],然后計算出柔性篩管在造斜段的軸向摩阻力,造斜段柔性篩管微元與井壁接觸時的受力狀態(tài)如圖4所示。為便于計算做出如下假設:阻力計算方程中不考慮篩管的撓曲變形及其引起的軸力效應,不考慮流體對篩管的作用力影響。

Fθi為彎曲段篩管單元i所受到的軸向阻力;η為法向方向;τ為切向方向圖4 造斜段柔性篩管微元受力狀態(tài)Fig.4 Bending section flexible screen element stress state

由圖4可知,柔性篩管在造斜段部分的軸向摩阻力為

(3)

柔性篩管在水平段移動過程中,在摩擦力作用下使球型關節(jié)擺動,且兩端會與井壁發(fā)生接觸,即柔性篩管所受阻力如式(4)所示。

(4)

式(4)中:Fs(t)為水平段柔性篩管在t時刻受到的摩擦阻力,N;fi(t)為第i節(jié)篩管在t時刻所受到的摩擦力,N;mi為第i節(jié)篩管的質量,kg;xi(t)為慣性坐標系中i節(jié)篩管在t時刻質心的x坐標。

運用ADAMS對多體柔性篩管運行阻力進行仿真模擬,篩管質量為14.4 kg/m,篩管單元長度0.5 m,柔性篩管與井壁間的摩擦系數(shù)為0.3。建立水平段仿真模型如圖5所示,將移動副產生的驅動反力等效于柔性篩管井下運動所受阻力,其下入長度與所受摩擦阻力之間的變化規(guī)律如圖6所示,可以看出,隨著總長度的增加,所受阻力逐漸呈現(xiàn)指數(shù)型增長。

圖5 柔性篩管水平段運動模型示意圖Fig.5 Schematic diagram of horizontal motion model of flexible screen

圖6 井下柔性篩管總長度與所受阻力擬合曲線Fig.6 Fitting curve between the total length of the flexible screen tube and the resistance

3 球鉸連接柔性篩管有限元模型建立

3.1 材料力學特性

選取N80鋼為柔性篩管和接頭材料,屈服強度為758 MPa,抗拉強度946 MPa,楊氏模量為2.06×105MPa,泊松比0.3,密度為7 850 kg/m3。篩管材料應力-應變曲線如圖7[12]所示。

圖7 應力-應變曲線Fig.7 Stress-strain curve

接頭有限元分析過程中,以Von-Mises屈服準則作為材料彈塑性的判定依據(jù)。即接頭中的Von-Mises應力小于材料屈服強度時,材料強度滿足要求。達到材料的屈服強度時,說明模型在該工況達到塑性狀態(tài)。Von-Mises應力計算公式為[13]

(5)

式(5)中:σi(i=x,y,z)為各向正應力;σs為Von-Mises等效應力。

3.2 有限元模型建立及網(wǎng)格劃分

為簡化計算,做如下假設:①將基管和球座、球頭作為一個整體建模;②不考慮鉆井液的黏性力[14]。

柔性篩管接頭具體參數(shù)如表1所示,基管外徑為73.03 mm,內徑62 mm,接頭直徑為120 mm,球頭半徑50 mm。柔性篩管接頭簡化后的結構如圖8所示。

表1 球鉸接頭尺寸具體參數(shù)Table 1 Specific parameters of spherical joint dimensions

Φ1為接頭直徑;Φ2為基管外徑;r為基管內半徑;L1為接頭長度;L2為球座距接頭邊緣長度;R為球頭外徑;T1為邊緣壁厚;T2為球頭厚度;α為接頭邊緣的傾斜角度;β為球頭邊緣傾角圖8 球鉸接頭結構簡圖Fig.8 Schematic diagram of spherical joint structure

為了構建出高精度和高計算效率的有限元模型,采用分塊劃分網(wǎng)格的方法對柔性篩管進行網(wǎng)格劃分。在球形接頭部分使用精細網(wǎng)格,特別是球頭與球座相接觸的區(qū)域;篩管基管段使用相對稀疏的網(wǎng)格,且考慮網(wǎng)格無關性來控制計算規(guī)模和精度要求。利用SolidWorks軟件建立三維模型,后導入ANSYS中進行分析如圖9所示。整體有限元模型網(wǎng)格節(jié)點數(shù)747 145個,其單元個數(shù)為514 295個,整體平均單元質量0.85,滿足計算精度要求。有限元模型的邊界條件:母接頭外邊界為固定約束,公接頭上可以施加軸向載荷,接觸算法采用增廣拉格朗日算法,球鉸接頭處摩擦系數(shù)為0.15。

圖9 接頭三維結構化網(wǎng)格模型Fig.9 Three dimensional structured mesh model of the joint

4 仿真結果分析

4.1 單節(jié)柔性篩管接頭拉伸載荷應力、滑動特征分布

分析發(fā)現(xiàn)當邊緣傾斜角度α一定時,接頭的最大邊緣厚度T1會影響球形接頭在球腔中的最大承受載荷以及最大轉動角度,因此有必要對不同厚度的篩管接頭進行力學性能分析。當下放的柔性篩管長度在10～50 m逐漸增加時,不同最大壁厚篩管受拉力載荷關系曲線如圖10所示?？梢钥闯?拉力載荷由1.4 kN增長到7 kN,載荷與應力的增長基本同步。隨著軸向載荷的增加,球頭處最大等效應力呈線性增加,且隨著邊緣厚度的逐漸增加,球頭處的最大等效應力開始逐漸減少,同時接頭可擺動角度范圍也隨之減少,如圖11所示。綜合考慮力學性能和轉角范圍,選用最大邊緣壁厚為16 mm的篩管接頭進行極限載荷研究。

圖10 接頭應力、邊緣壁厚與軸向力關系Fig.10 Relationship between joint stress,edge wall thickness and axial force

圖11 邊緣壁厚與轉動角度關系Fig.11 Relationship between edge wall thickness and rotation angle

當邊緣壁厚為16 mm時,接頭轉角最大值為14.731°,其軸向力與應力的關系式為y=7.829x+0.162。通過計算,當軸向拉力為96.830 kN會使篩管達到屈服強度,達到抗拉強度時軸向拉力為120.843 kN,考慮到篩管作為井下一次性消耗用品,未發(fā)生斷裂或脫落時都滿足下井條件。仿真計算極限軸向載荷的結果表明,當軸向力達到最大時,最大應力發(fā)生在球頭端球頸內表面,球頭被拉伸發(fā)生變形而斷裂失效,失效時的Von-Mises應力云圖如圖12所示。此時球頭在球腔中的滑動距離為0.288 76 mm,未發(fā)生脫落現(xiàn)象,如圖13所示。等效于柔性篩管自重總長度需達到856.31 m,才會使得篩管接頭斷裂失效,因此總體長度遠超實際施工的長度要求,因此球頭強度滿足下井需求。

圖12 失效時軸向拉力應力云圖Fig.12 Cloud diagram of axial tensile stress during failure

圖13 失效時球頭滑動距離Fig.13 Slip distance of ball head when failure occurs

4.2 軸向壓力對接頭力學特性影響

柔性篩管在井下送進過程中會不斷受到由摩擦阻力產生的軸向擠壓力。當篩管接頭受擠壓力未發(fā)生擺動,接頭部位只受到軸向壓力的影響;當篩管接頭受力擺動后,不僅會受到軸向力的作用,篩管基管外表面還會與接頭發(fā)生接觸產生一個接觸應力。圖9所示的有限元模型中,對無擺動和極限擺動的球形接頭分別施加40 kN軸向壓力,考察接頭在兩種極端狀況時的應力分布特征。圖14為無擺動時施加40 kN軸向壓力條件下接頭Von-Mises應力分布云圖?？梢钥闯?當篩管接頭不發(fā)生擺動時,最大等效應力發(fā)生在球頭頂端部位,球頭在球腔中被擠壓發(fā)生壓縮,最大峰值應力為456.72 MPa,該工況下沒有超過篩管材料的屈服強度,并未發(fā)生塑性壓縮變形。圖15為篩管不發(fā)生擺動時極限軸向力作用下的接頭等效應力圖,當加載的軸向力達到66.48 kN,會達到材料的屈服強度,發(fā)生塑性壓縮變形,其塑性變形僅發(fā)生在球頭端部與球腔接觸位置的小范圍內發(fā)生。

圖14 40 kN無擺動應力云圖Fig.14 Stress cloud diagram without swinging at 40 kN

圖15 屈服時擠壓應力圖Fig.15 Compression stress diagram at yield

圖16為篩管擺動到極限位置40 kN軸向載荷等效應力云圖?？梢钥闯?總體等效應力遠大于無擺動時的應力。當柔性篩管轉動至極限角度時會與接頭邊緣相接觸,會產生一個較大的局部應力,峰值應力為1 195.4 MPa,接觸部位發(fā)生塑性變形,但屈服面積較小,且最大承受載荷為19.989 kN。這說明球鉸擺動增大了連接處的擠壓效應,加重了連接處的承載負擔。分析結果表明,對于不同擺角的球形接頭,其危險截面出現(xiàn)的位置也不相同,其接頭力學性能指標如表2所示。當柔性篩管發(fā)生彎曲擺動時,最先發(fā)生失效部位為接頭與篩管擺動相互碰撞接觸位置,因此需進行優(yōu)化處理,從而增強柔性篩管在復雜井下環(huán)境中的整體強度。

表2 優(yōu)化前柔性接頭力學性能Table 2 Mechanical properties of flexible joint before optimization

圖16 最大擺動角度等效應力Fig.16 Maximum swing angle equivalent stress

4.3 接頭優(yōu)化設計

由圖16中的仿真結果可知,篩管在轉動到極限轉角位置時會與接頭產生局部應力,為減小該部分應力,故對接頭進行優(yōu)化處理。將篩管轉動到極限位置時與接頭的接觸部位不同傾斜角度,研究傾斜角度α變化對擺動時接頭力學性能的影響。對不同α的柔性篩管接頭施加40 kN軸向力仿真分析得到如圖17所示變化規(guī)律。

圖17 傾斜角度與接頭抗擠壓強度關系Fig.17 Relationship between inclination angle and joint compressive strength

由圖17可知,傾斜角度對篩管接頭的抗擠壓強度影響較大,且整體變化趨勢為隨著傾斜角度的增加先增大再減小,因此需計算傾斜角度的最優(yōu)值。擬合的抗擠壓強度與傾斜角度的關系:y=-3.714 3α3+204.46α2-3 715.3α+23 092,R2=0.987 4,當傾斜角度α為16°時會達到抗擠壓強度的最大值,此時篩管接頭總體等效應力為761.22 MPa,且篩管的擺動轉角為15.31°,轉角范圍提高3.93%,造斜段的通過性進一步提高。

球頭的厚度T2也會影響接頭的整體等效應力,當傾斜角度一定時,對不同厚度球頭的力學性能進行研究。其厚度對接頭力學性能的影響如圖18所示,接頭應力隨著球頭厚度的增加逐漸降低,整體變化擬合優(yōu)度高的曲線呈現(xiàn)為一個單調遞減的復合函數(shù),擬合關系式為:y=680.051-111.001 4×0.901 2T2,R2=0.990 3。因此,根據(jù)最大球頭厚度T2max=R-r/cosβ,可得到球頭厚度最大為16.85 mm時,既不影響篩管基管內的通過性又能保證接頭的力學性能最好。

圖18 不同球頭厚度應力變化趨勢Fig.18 Stress variation trend of different ball head thickness

對優(yōu)化后的模型施加相同約束條件,該模型的力學性能指標如表3所示。經過仿真計算,在接頭不發(fā)生擺動情況下極限承受擠壓力為230.904 kN,擺動最大角度時的極限承受載荷為64.629 kN。

表3 優(yōu)化后接頭力學性能Table 3 The mechanical properties of the joint were optimized

因此,對于Φ120 mm的柔性篩管接頭,考慮其安全性、經濟性以及不影響管內通過性的情況下,對邊緣壁厚、傾斜角度以及球頭厚度進行優(yōu)化會改善接頭受力情況,有利于提高柔性篩管接頭在復雜井眼環(huán)境下的作業(yè)強度。

5 結論

(1)根據(jù)柔性篩管在彎曲段和水平段所受阻力的不同特性,建立的井下柔性篩管接觸分析模型和多體動力學仿真分析,得到柔性篩管的下入阻力隨長度的增加逐漸呈指數(shù)型增長。

(2)基于有限元法對篩管接頭承受載荷進行分析,并對其失效形式進行了論述。受極限拉伸載荷時的危險截面出現(xiàn)在球頭端球頸內表面,球頭在球腔中的滑動距離較小,沒有發(fā)生脫落;受軸向擠壓力時隨擺動角度的增加會增大連接處的擠壓效應,達到最大擺動角度時基管與接頭接觸位置受力最大。

(3)影響柔性篩管接頭力學性能的因素較多,其中邊緣最大壁厚、傾斜角度與球頭厚度對接頭的力學性能影響較大。利用強度條件、幾何條件對其進行優(yōu)化處理能降低接觸位置的應力集中現(xiàn)象,有利于提高柔性篩管在井下復雜環(huán)境中的延伸長度和作業(yè)強度。