Φ120 mm柔性筛管球铰接头结构强度分析与优化

刘鑫阳,胡中志*,朱军

(1.四川轻化工大学机械工程学院,宜宾 644000;2.大庆钻探钻井四公司定向井分公司,松原 138000)

超短半径多分支水平井钻完井技术是钻井领域最新发展的前沿技术之一,是指在原垂直井段直接进行侧向开窗,在相应的钻井工具的作用下,造斜后进行水平钻进的技术。该技术能进一步提高油井的采收率,是挖掘油气资源和老井稳产增产的有效手段[1-2]。研究表明,常规刚性螺纹连接管柱无法下入曲率过大的井眼,不利于超短半径水平井完井作业的开展。使用柔性接头连接的防砂筛管作为浅层超短半径多分支水平井配套的井下防砂管,能够很好地适应不同造斜率对完井管柱安全下入能力和防砂需求[3-4]。中海油服通过应用超短半径钻井技术,配套以柔性筛管为核心的完井工艺技术体系,实现了有效厚度仅0.7 m储层的经济性动用,突破了该技术在薄油层应用的极限并取得了较高的提产效果[5]。

近年来,学者们针对柔性防砂筛管开展了不同柔性结构的设计研究。毕延森等[6]通过对T型水平井柔性筛管泵送下入技术研究,完成了国际上首次煤气层T型水平井柔性管柱下入专用工具及工艺流程设计,得到了完整的柔性筛管完井管柱泵送下入技术。张彬奇等[7]针对超短半径水平井完井作业,进行了相关完井工具的设计与测试,其中以万向节构成的柔性筛管通过相关测试,并符合现场应用要求。张晓诚等[8]研制了适用于海上油田的柔性完井工具,其中包括一种以万向节连接的柔性筛管,最终形成了海上油田超短半径完井工艺体系。田启忠等[9]提出一种采用球接关节连接的方式降低管串刚度的柔性筛管,通过将筛管短节之间的刚性螺纹连接转变成球铰关节连接,更能进一步提高筛管管串在弯曲井眼中的通过能力。

上述研究都是基于柔性筛管结构进行设计与评价,而对关键连接部件柔性接头的力学性能及优化方案未见详细研究。因此,现以球铰连接柔性筛管为研究对象,从理论分析和数值模拟进行研究,探究柔性球铰接头的力学性能和优化方案,为提高球铰连接柔性筛管的延伸能力提供参考借鉴。

1 柔性筛管模型建立

1.1 柔性筛管结构模型

球铰连接柔性筛管是由多个刚性单元通过球铰连接而成的机构,结构示意图如图1所示。球铰接头两边与基管连接,接头一端是螺纹连接端,另一端是球面腔,两端通过螺纹连接而成,且在连接处形成球型接合腔。

图1 柔性筛管结构示意图Fig.1 Schematic diagram of flexible screen tube structure

1.2 柔性筛管井下模型的建立

球铰连接柔性筛管井下完井示意图如图2所示。单节柔性筛管单元之间通过球铰连接,柔性筛管在井壁内的径向运动受井壁约束,致使筛管受力摆动与井壁间发生接触。

图2 柔性筛管完井示意图Fig.2 Schematic diagram of flexible screen completion

考虑到下入超短半径水平井的弯曲形态,建立结点坐标系描述筛管的相对运动,并用结点坐标系下的质量矩阵、阻尼矩阵和单元刚度矩阵来描述最终得到的整体动力学方程。

(1)

式(1)中:M为总体质量矩阵;C为结构阻尼矩阵;δ为结点坐标系下的位移列阵;K为刚度矩阵;F为载荷列阵。

2 多体柔性筛管下入阻力估算

柔性筛管送入井下时造斜段和水平段的受力情况并不相同,因此需分别进行不同位置时的受力分析。柔性筛管通过造斜段时如图3所示,其中柔性筛管的与造斜段的几何关系如式(2)所示,通过计算取Lsmax绝对值可得出能通过造斜段的最大单元长度,以及相邻筛管单元在受限井眼空间中的相对摆动角度θ。

Ro为井眼曲率半径;Ls为筛管单元长度;DH为井眼直径;DS为筛管单元的最大外径;θ为相邻筛管单元的摆动角度图3 造斜段中的柔性筛管Fig.3 Flexible screen tubes in the inclined section

(2)

式(2)中:Ro为井眼的曲率半径,mm;DH为井眼直径,mm;DS为筛管单元的最大外径,mm;θ为两个相邻筛管单元之间的相对摆动角度,(°);Lsmax为可以通过弯曲段的筛管单元最大长度,mm。

由于接触力的作用,井壁对筛管单元产生一个与接触力垂直的摩擦力,采用微元法对柔性筛管进行受力状态分析[10-11],然后计算出柔性筛管在造斜段的轴向摩阻力,造斜段柔性筛管微元与井壁接触时的受力状态如图4所示。为便于计算做出如下假设:阻力计算方程中不考虑筛管的挠曲变形及其引起的轴力效应,不考虑流体对筛管的作用力影响。

Fθi为弯曲段筛管单元i所受到的轴向阻力;η为法向方向;τ为切向方向图4 造斜段柔性筛管微元受力状态Fig.4 Bending section flexible screen element stress state

由图4可知,柔性筛管在造斜段部分的轴向摩阻力为

(3)

柔性筛管在水平段移动过程中,在摩擦力作用下使球型关节摆动,且两端会与井壁发生接触,即柔性筛管所受阻力如式(4)所示。

(4)

式(4)中:Fs(t)为水平段柔性筛管在t时刻受到的摩擦阻力,N;fi(t)为第i节筛管在t时刻所受到的摩擦力,N;mi为第i节筛管的质量,kg;xi(t)为惯性坐标系中i节筛管在t时刻质心的x坐标。

运用ADAMS对多体柔性筛管运行阻力进行仿真模拟,筛管质量为14.4 kg/m,筛管单元长度0.5 m,柔性筛管与井壁间的摩擦系数为0.3。建立水平段仿真模型如图5所示,将移动副产生的驱动反力等效于柔性筛管井下运动所受阻力,其下入长度与所受摩擦阻力之间的变化规律如图6所示,可以看出,随着总长度的增加,所受阻力逐渐呈现指数型增长。

图5 柔性筛管水平段运动模型示意图Fig.5 Schematic diagram of horizontal motion model of flexible screen

图6 井下柔性筛管总长度与所受阻力拟合曲线Fig.6 Fitting curve between the total length of the flexible screen tube and the resistance

3 球铰连接柔性筛管有限元模型建立

3.1 材料力学特性

选取N80钢为柔性筛管和接头材料,屈服强度为758 MPa,抗拉强度946 MPa,杨氏模量为2.06×105MPa,泊松比0.3,密度为7 850 kg/m3。筛管材料应力-应变曲线如图7[12]所示。

图7 应力-应变曲线Fig.7 Stress-strain curve

接头有限元分析过程中,以Von-Mises屈服准则作为材料弹塑性的判定依据。即接头中的Von-Mises应力小于材料屈服强度时,材料强度满足要求。达到材料的屈服强度时,说明模型在该工况达到塑性状态。Von-Mises应力计算公式为[13]

(5)

式(5)中:σi(i=x,y,z)为各向正应力;σs为Von-Mises等效应力。

3.2 有限元模型建立及网格划分

为简化计算,做如下假设:①将基管和球座、球头作为一个整体建模;②不考虑钻井液的黏性力[14]。

柔性筛管接头具体参数如表1所示,基管外径为73.03 mm,内径62 mm,接头直径为120 mm,球头半径50 mm。柔性筛管接头简化后的结构如图8所示。

表1 球铰接头尺寸具体参数Table 1 Specific parameters of spherical joint dimensions

Φ1为接头直径;Φ2为基管外径;r为基管内半径;L1为接头长度;L2为球座距接头边缘长度;R为球头外径;T1为边缘壁厚;T2为球头厚度;α为接头边缘的倾斜角度;β为球头边缘倾角图8 球铰接头结构简图Fig.8 Schematic diagram of spherical joint structure

为了构建出高精度和高计算效率的有限元模型,采用分块划分网格的方法对柔性筛管进行网格划分。在球形接头部分使用精细网格,特别是球头与球座相接触的区域;筛管基管段使用相对稀疏的网格,且考虑网格无关性来控制计算规模和精度要求。利用SolidWorks软件建立三维模型,后导入ANSYS中进行分析如图9所示。整体有限元模型网格节点数747 145个,其单元个数为514 295个,整体平均单元质量0.85,满足计算精度要求。有限元模型的边界条件:母接头外边界为固定约束,公接头上可以施加轴向载荷,接触算法采用增广拉格朗日算法,球铰接头处摩擦系数为0.15。

图9 接头三维结构化网格模型Fig.9 Three dimensional structured mesh model of the joint

4 仿真结果分析

4.1 单节柔性筛管接头拉伸载荷应力、滑动特征分布

分析发现当边缘倾斜角度α一定时,接头的最大边缘厚度T1会影响球形接头在球腔中的最大承受载荷以及最大转动角度,因此有必要对不同厚度的筛管接头进行力学性能分析。当下放的柔性筛管长度在10～50 m逐渐增加时,不同最大壁厚筛管受拉力载荷关系曲线如图10所示。可以看出,拉力载荷由1.4 kN增长到7 kN,载荷与应力的增长基本同步。随着轴向载荷的增加,球头处最大等效应力呈线性增加,且随着边缘厚度的逐渐增加,球头处的最大等效应力开始逐渐减少,同时接头可摆动角度范围也随之减少,如图11所示。综合考虑力学性能和转角范围,选用最大边缘壁厚为16 mm的筛管接头进行极限载荷研究。

图10 接头应力、边缘壁厚与轴向力关系Fig.10 Relationship between joint stress,edge wall thickness and axial force

图11 边缘壁厚与转动角度关系Fig.11 Relationship between edge wall thickness and rotation angle

当边缘壁厚为16 mm时,接头转角最大值为14.731°,其轴向力与应力的关系式为y=7.829x+0.162。通过计算,当轴向拉力为96.830 kN会使筛管达到屈服强度,达到抗拉强度时轴向拉力为120.843 kN,考虑到筛管作为井下一次性消耗用品,未发生断裂或脱落时都满足下井条件。仿真计算极限轴向载荷的结果表明,当轴向力达到最大时,最大应力发生在球头端球颈内表面,球头被拉伸发生变形而断裂失效,失效时的Von-Mises应力云图如图12所示。此时球头在球腔中的滑动距离为0.288 76 mm,未发生脱落现象,如图13所示。等效于柔性筛管自重总长度需达到856.31 m,才会使得筛管接头断裂失效,因此总体长度远超实际施工的长度要求,因此球头强度满足下井需求。

图12 失效时轴向拉力应力云图Fig.12 Cloud diagram of axial tensile stress during failure

图13 失效时球头滑动距离Fig.13 Slip distance of ball head when failure occurs

4.2 轴向压力对接头力学特性影响

柔性筛管在井下送进过程中会不断受到由摩擦阻力产生的轴向挤压力。当筛管接头受挤压力未发生摆动,接头部位只受到轴向压力的影响;当筛管接头受力摆动后,不仅会受到轴向力的作用,筛管基管外表面还会与接头发生接触产生一个接触应力。图9所示的有限元模型中,对无摆动和极限摆动的球形接头分别施加40 kN轴向压力,考察接头在两种极端状况时的应力分布特征。图14为无摆动时施加40 kN轴向压力条件下接头Von-Mises应力分布云图。可以看出,当筛管接头不发生摆动时,最大等效应力发生在球头顶端部位,球头在球腔中被挤压发生压缩,最大峰值应力为456.72 MPa,该工况下没有超过筛管材料的屈服强度,并未发生塑性压缩变形。图15为筛管不发生摆动时极限轴向力作用下的接头等效应力图,当加载的轴向力达到66.48 kN,会达到材料的屈服强度,发生塑性压缩变形,其塑性变形仅发生在球头端部与球腔接触位置的小范围内发生。

图14 40 kN无摆动应力云图Fig.14 Stress cloud diagram without swinging at 40 kN

图15 屈服时挤压应力图Fig.15 Compression stress diagram at yield

图16为筛管摆动到极限位置40 kN轴向载荷等效应力云图。可以看出,总体等效应力远大于无摆动时的应力。当柔性筛管转动至极限角度时会与接头边缘相接触,会产生一个较大的局部应力,峰值应力为1 195.4 MPa,接触部位发生塑性变形,但屈服面积较小,且最大承受载荷为19.989 kN。这说明球铰摆动增大了连接处的挤压效应,加重了连接处的承载负担。分析结果表明,对于不同摆角的球形接头,其危险截面出现的位置也不相同,其接头力学性能指标如表2所示。当柔性筛管发生弯曲摆动时,最先发生失效部位为接头与筛管摆动相互碰撞接触位置,因此需进行优化处理,从而增强柔性筛管在复杂井下环境中的整体强度。

表2 优化前柔性接头力学性能Table 2 Mechanical properties of flexible joint before optimization

图16 最大摆动角度等效应力Fig.16 Maximum swing angle equivalent stress

4.3 接头优化设计

由图16中的仿真结果可知,筛管在转动到极限转角位置时会与接头产生局部应力,为减小该部分应力,故对接头进行优化处理。将筛管转动到极限位置时与接头的接触部位不同倾斜角度,研究倾斜角度α变化对摆动时接头力学性能的影响。对不同α的柔性筛管接头施加40 kN轴向力仿真分析得到如图17所示变化规律。

图17 倾斜角度与接头抗挤压强度关系Fig.17 Relationship between inclination angle and joint compressive strength

由图17可知,倾斜角度对筛管接头的抗挤压强度影响较大,且整体变化趋势为随着倾斜角度的增加先增大再减小,因此需计算倾斜角度的最优值。拟合的抗挤压强度与倾斜角度的关系:y=-3.714 3α3+204.46α2-3 715.3α+23 092,R2=0.987 4,当倾斜角度α为16°时会达到抗挤压强度的最大值,此时筛管接头总体等效应力为761.22 MPa,且筛管的摆动转角为15.31°,转角范围提高3.93%,造斜段的通过性进一步提高。

球头的厚度T2也会影响接头的整体等效应力,当倾斜角度一定时,对不同厚度球头的力学性能进行研究。其厚度对接头力学性能的影响如图18所示,接头应力随着球头厚度的增加逐渐降低,整体变化拟合优度高的曲线呈现为一个单调递减的复合函数,拟合关系式为:y=680.051-111.001 4×0.901 2T2,R2=0.990 3。因此,根据最大球头厚度T2max=R-r/cosβ,可得到球头厚度最大为16.85 mm时,既不影响筛管基管内的通过性又能保证接头的力学性能最好。

图18 不同球头厚度应力变化趋势Fig.18 Stress variation trend of different ball head thickness

对优化后的模型施加相同约束条件,该模型的力学性能指标如表3所示。经过仿真计算,在接头不发生摆动情况下极限承受挤压力为230.904 kN,摆动最大角度时的极限承受载荷为64.629 kN。

表3 优化后接头力学性能Table 3 The mechanical properties of the joint were optimized

因此,对于Φ120 mm的柔性筛管接头,考虑其安全性、经济性以及不影响管内通过性的情况下,对边缘壁厚、倾斜角度以及球头厚度进行优化会改善接头受力情况,有利于提高柔性筛管接头在复杂井眼环境下的作业强度。

5 结论

(1)根据柔性筛管在弯曲段和水平段所受阻力的不同特性,建立的井下柔性筛管接触分析模型和多体动力学仿真分析,得到柔性筛管的下入阻力随长度的增加逐渐呈指数型增长。

(2)基于有限元法对筛管接头承受载荷进行分析,并对其失效形式进行了论述。受极限拉伸载荷时的危险截面出现在球头端球颈内表面,球头在球腔中的滑动距离较小,没有发生脱落;受轴向挤压力时随摆动角度的增加会增大连接处的挤压效应,达到最大摆动角度时基管与接头接触位置受力最大。

(3)影响柔性筛管接头力学性能的因素较多,其中边缘最大壁厚、倾斜角度与球头厚度对接头的力学性能影响较大。利用强度条件、几何条件对其进行优化处理能降低接触位置的应力集中现象,有利于提高柔性筛管在井下复杂环境中的延伸长度和作业强度。