套管接頭臺階密封面的密封性能模擬試驗

蔄靖宇, 安 琦

(1.華東理工大學機械與動力工程學院,上海 200237; 2.上海電力學院數理學院,上海 200090)

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套管接頭臺階密封面的密封性能模擬試驗

蔄靖宇1,2, 安 琦1

(1.華東理工大學機械與動力工程學院,上海 200237; 2.上海電力學院數理學院,上海 200090)

油套管接頭的密封性能是評價螺紋聯接性能的一項重要指標,對油氣井生產安全與環境將產生重要影響。本文通過對油套管接頭擰緊時的受力與摩擦分析,在前期研究成果的基礎上,結合有關文獻推導出臺階油套管接頭上扣時所需的擰緊力矩的計算表達式。搭建了油套管接頭密封性能試驗裝置,針對具有不同密封初始間隙和密封面表面粗糙度的螺紋接頭,模擬試驗研究了擰緊力矩、氣體密封壓力、密封初始間隙和密封表面粗糙度等因素對泄漏率的影響規律,獲得了相應的變化曲線,并對這些曲線進行了分析。

油套管接頭; 密封性能; 擰緊力矩

油套管接頭的密封性能是評價螺紋聯接性能最重要的指標之一,對于API油套管螺紋接頭而言,在一定的扭矩作用下,內外螺紋嚙合的緊密程度決定了螺紋的密封性能。為了提高油套管螺紋的密封性能,一般都設置密封臺階。密封效果受幾何結構及機械加工誤差的影響,有關這方面的研究已有很長歷史。

龔偉安[1]研究發現,螺紋牙高公差帶、牙型角公差帶和錐度公差帶都直接影響API套管螺紋的密封性能,指出在內螺紋鍍一定厚度的錫或鋅層,并使用性能優異的密封脂有利于實現密封。馮德渝[2]針對API油管螺紋的牙型特點分析了錐度誤差、螺距誤差和牙型誤差等因素對API油管螺紋連接密封性能的影響,認為螺距誤差、油管螺紋梳刀制造公差是造成油管螺紋聯接密封性能差的最主要因素。史交齊等[3]針對油套管提出了改善螺紋密封性的措施,其中包括嚴格控制螺紋齒高、牙型角、錐度和中徑的公差。王新虎等[4]就上扣扭矩構成對特殊螺紋密封完整性及結構完整性的影響進行了研究,結果表明,螺紋螺距、錐度、中徑、緊密距偏差等因素明顯影響特殊螺紋的上扣扭矩構成及其各部分比例,而較低的臺肩扭矩與總上扣扭矩比值明顯降低了拉伸載荷下的螺紋密封完整性。

高連新等[5]利用有限元技術和全尺寸試驗相結合的方法,提出了石油套管特殊螺紋接頭密封設計方法,指出金屬對金屬密封結構形式的選擇與過盈量的確定是特殊螺紋密封設計的關鍵。崔順賢等[6]設計了一種端面金屬自密封的膨脹套管特殊鉤形螺紋結構,通過有限元模擬分析,研究了其密封性能。王建東等[7]采用有限元分析方法對錐面/錐面和弧面/錐面兩種不同的主密封結構進行了對比分析,得到不同工況下兩種密封結構的密封能力隨載荷的變化規律。練章華等[8]利用有限元力學分析軟件,設計了一種非API特殊鉤形螺紋端面金屬自密封可膨脹螺紋結構,以彌補套管膨脹后由于內密封面和外密封面變形不協調而引起的密封性能下降問題。步玉環等[9]提出在主密封仍為錐面/錐面密封結構的基礎上增加了變錐面和逆向臺肩結構,新的密封結構改善了主密封面上的接觸壓力分布,但密封結構參數對接觸壓力分布影響較大。

可以看出,目前的文獻大多采用了有限元分析方法對油套管密封性能進行研究,屬于理論研究。而實際的油套管在擰緊過程中受到很多因素的影響,有些因素很難完全通過理論的方法加以考慮,尤其是對于密封性能的研究,由于影響因素太多,通過純粹的理論研究十分困難。

為此,本文在作者前期有關具有臺階密封面油套管接頭力學性能分析研究的基礎上,推導出油套管接頭上扣時所需的擰緊力矩的計算表達式,設計了具有不同密封初始間隙和密封面表面粗糙度的螺紋接頭,搭建了油套管接頭密封性能試驗裝置,通過試驗方法,模擬研究了擰緊力矩、氣體密封壓力、密封初始間隙和密封表面粗糙度對泄漏量的影響規律。

1 上扣擰緊力矩計算方法

管體與接箍擰緊到手緊位置時(未發生徑向過盈)的聯接示意圖如圖1(a)所示,其中δe為手緊后兩密封端面的初始間隙,Da為接箍端面的內孔直徑。從手緊位置起,管體外螺紋在擰緊力矩T的作用下旋進N圈后,管體外螺紋螺尾端的臺階面與接箍端面相互接觸壓緊而形成密封面,管體與接箍擰緊到機緊位置時的聯接狀態如圖1(b)所示。

圖1 管體與接箍的聯接示意圖Fig.1 Simplified schematic of the conical threaded connection

由文獻[10]可知,管體與接箍的密封面發生接觸前,由于螺紋錐度的影響,螺紋牙發生徑向過盈配合,其兩側齒面上必將產生大小相等的接觸壓力;管體與接箍的密封面發生接觸后,臺階密封面上產生了擠壓力,并引起了螺紋牙兩側齒面上接觸壓力的變化(假設接觸壓力的變化量均勻發生)。

螺紋接頭上扣時所需的擰緊力矩T必須克服自身產生的摩擦力矩,這種摩擦力矩由兩部分組成:(1) 所有發生嚙合的螺紋牙兩側齒面上產生的摩擦力矩;(2) 臺階密封面上產生的摩擦力矩。

對發生嚙合的單圈螺紋牙,其兩側齒面上產生的摩擦力矩Tti:

Tti=μ(2pi+ΔpLi-

(1)

式中:μ為摩擦因子;pi為密封面未發生接觸時第i圈螺紋牙齒面上的接觸壓力;ΔpLi、ΔpRi分別為密封面發生接觸后左、右兩側齒面上的接觸壓力的變化量;P為螺距;α為螺紋牙型角;Di為第i圈螺紋的大徑。

作者在前期的研究中[10],通過對帶有臺階密封面的油套管螺紋的力學分析,推導出臺階密封面壓緊力WB的計算方法,由此可以得出臺階密封面上的摩擦力矩Te:

(2)

式中:WB為密封面上的擠壓力;D0為接箍的外徑;Da為接箍端面的內孔直徑。

因此,螺紋接頭上扣時所需的擰緊力矩T:

(3)

當螺紋接頭上扣擰緊N圈時,式(3)中的pi、ΔpLi、ΔpRi和WB由文獻[10]中的模型計算得出。

2 模擬試驗研究

2.1 試樣設計與測量

本試驗參考油套管接頭API 5B標準的尺寸參數自行設計了管體和接箍兩類零件,并組裝成模擬試驗所需的螺紋接頭,其工作原理如圖2所示。

圖2 試驗螺紋接頭工作原理Fig.2 Schematic of the threaded connection for experiment

為了測試表面粗糙度和密封面初始間隙對螺紋接頭密封性能的影響,管體的尺寸和密封面表面粗糙度保持不變。通過改變接箍的長度來調節螺紋接頭密封面初始間隙,并相應地改變其密封面的表面粗糙度,來測試不同條件下的螺紋接頭密封性能。

試驗中共設計了4種不同尺寸及表面要求的接箍試樣,使其與管體試樣擰緊接觸,具體參數見表1。

表1 試樣編號及參數

在測試密封面初始間隙對密封性能的影響時,管體與接箍手緊后初始間隙有3種工況,分別為:管體與接箍a之間無間隙,管體與接箍b之間的間隙0.5 mm,管體與接箍c之間間隙1 mm。在測試表面粗糙度對密封性能的影響時,管體與接箍d之間的初始間隙為0。

管體與接箍加工完成后,須對其密封表面的粗糙度進行檢測。本試驗采用奧地利Alicona公司研發生產的自動變焦三維表面測量儀來測量零件密封面的表面粗糙度,如圖3所示。

圖3 自動變焦三維表面測量儀Fig.3 3D surface measuring instrument

Alicona自動變焦三維表面測量儀可手動測量選定區域的半徑、角度、距離等參數,既可測量線輪廓的粗糙度參數(如Ra);又可測量評定區域的表面形貌及面粗糙度參數(如面輪廓算術平均偏差Sa)。為提高測量精度,本試驗選取面粗糙度評定指標,其方法為在每個試樣的密封面上隨機地挑選5個樣本區域,測量其Sa。測量結果如表2所示。

表2 試樣表面粗糙度Sa的測量結果

由表中數據可以看出,1～4號試樣的表面粗糙度的平均值均小于3.2,5號試樣的表面粗糙度的平均值小于1.6,由此可以判定5個試樣的表面粗糙度均符合設計要求。

2.2 試驗裝置與原理

試驗裝置的工作原理如圖4所示。將管體與接箍擰緊到手緊位置,通過表盤扭力扳手施加指定的扭矩,使螺紋接頭處于機緊位置。將密封套筒從接箍一側套入螺紋接頭,在其兩側與螺紋接頭接觸的縫隙處涂抹液體密封膠,阻止氣體泄漏。連通座的一端通過螺紋連接到密封套筒上,并用生料帶加以密封;另一端連接集氣管。接箍的進氣口開有螺紋,通過三通接頭與輸氣管相連,三通接頭與接箍進氣口之間利用橡膠墊圈和生料帶加以密封。試驗時,打開氮氣瓶開關,通過減壓閥調節氣體壓力,試驗氣體經輸氣管和三通接頭導入螺紋接頭的內部空腔中;由于管體與接箍密封面上發生氣體泄漏,泄露出來的氣體經集氣管導入帶有刻度的玻璃管中,通過讀取玻璃管中水柱的變化量就可測出試驗氣體的泄漏率。搭建的試驗裝置如圖5所示。

圖4 試驗裝置的設計原理Fig.4 Mechanism of the experimental equipment

2.3 試驗過程

應用上述設計的試驗裝置,針對自行設計的螺紋接頭進行密封性能影響因素模擬試驗研究。當擰緊圈數N= 0.025、密封初始間隙δe= 0時,利用式(3)可計算出擰緊力矩T為51.2 N·m。根據上述計算結果,并考慮密封初始間隙不為零的情況以及試驗裝置自身測量精度等因素的影響,測試時擰緊力矩以10 N·m為步長,從80 N·m增加至140 N·m,共7種工況。

圖5 試驗裝置Fig.5 Experimental equipment

本次試驗測試時選擇低壓氣體,氣體壓力以0.05 MPa為步長,從0.1 MPa增加至0.45 MPa,共8種工況。

螺紋接頭密封性能模擬試驗分4組進行,分別為管體與接箍a、b、c、d。其中,前3組中兩密封面的表面粗糙度相同,最后一組兩密封面的表面粗糙度不同。

螺紋接頭密封性能模擬試驗是指在上扣擰緊力矩和氣體壓力一定的條件下,測量單位時間內的氣體泄漏量,即泄漏率。對每一組螺紋接頭,試驗時分別施加擰緊力矩80、90、100、110、120、130 N·m和140 N·m,依次測量氣體壓力為0.10、0.15、0.20、0.25、0.30、0.35、0.40 MPa和0.45 MPa時的氣體泄漏量。

3 試驗結果

3.1 擰緊力矩對泄漏率的影響

圖6所示為試驗氣體壓力一定時,泄漏率與擰緊力矩的變化關系曲線。其中:螺紋接頭兩密封面的表面粗糙度相同,均為3.2 μm;密封面初始間隙為0。研究表明,當氣體(流體)內壓大于密封面上的接觸壓力時,將發生泄漏,否則密封。由圖6可知,在試驗氣體壓力一定的條件下,隨著擰緊力矩的增加,密封面上的接觸壓力逐步增大,阻礙氣體發生泄漏的能力逐步增強,因此,氣體泄漏率逐步下降。當擰緊力矩從80 N·m增加到110 N·m時,氣體泄漏率下降速率較快;當擰緊力矩超過110 N·m后,氣體泄漏率下降速率較為平緩,接近于線性變化。

圖6 內壓一定時,泄漏率與擰緊力矩的變化關系Fig.6 Relationship between leakage rate and make-up

torque under a constant gas pressure

3.2 密封壓力對泄漏率的影響

圖7所示為擰緊力矩一定時,泄漏率與氣體密封壓力的變化關系曲線。其中:螺紋接頭兩密封面的表面粗糙度相同,均為3.2 μm;密封面初始間隙為0。由圖7可知,當擰緊力矩一定時,密封面上的接觸壓力將保持不變,隨著氣體密封壓力的增加,其克服密封阻力發生泄漏的能力逐步增強,因此,氣體泄漏率逐步上升。由圖7還可以看出,當試驗氣體壓力超過一定值(0.2 MPa)后,氣體泄漏率增速明顯增大。

圖7 擰緊力矩一定時,泄漏率與氣體密封壓力的變化關系Fig.7 Relationship between leakage rate and gas sealing pressure under a constant make-up torque

3.3 臺階密封面初始間隙對泄漏率的影響

當密封面初始間隙不同時,泄漏率與擰緊力矩的變化關系如圖8所示。其中:螺紋接頭兩密封面的表面粗糙度相同,均為3.2 μm;密封面初始間隙分別為0、0.5、1.0 mm;試驗氣體密封壓力分別為0.15 MPa和0.30 MPa。由圖可知,在密封面表面粗糙度和試驗氣體密封壓力相同,擰緊力矩一定的條件下,密封面初始間隙越大,其接觸壓力越小,阻礙氣體發生泄漏的能力越弱,氣體發生泄漏的可能性越大。因此,不同的密封面初始間隙對氣體泄漏率有一定的影響,具體表現為:密封面初始間隙越大,氣體泄漏率越大。

圖8 密封面初始間隙不同時,泄漏率與擰緊力矩的變化關系Fig.8 Relationship between leakage rate and make-up torque under different initial sealing clearance

3.4 臺階密封面表面粗糙度對泄漏率的影響

當密封面表面粗糙度不同時,泄漏率與擰緊力矩的變化關系曲線如圖9所示。其中:一組螺紋接頭兩密封面的表面粗糙度相同,均為3.2 μm,另一組螺紋接頭兩密封面的表面粗糙度不同,管體為3.2 μm,接箍為1.6 μm;密封面初始間隙為0,試驗氣體壓力分別為0.15 MPa和0.30 MPa。由圖可知,在密封初始間隙和試驗氣體密封壓力相同,擰緊力矩一定的條件下,密封表面越光滑,其表面上發生接觸的微凸體數量越多,實際接觸面積越大,泄漏通道逐步被封堵,氣體泄漏率越低。同時,擰緊力矩越大,密封表面的光滑程度對氣體泄漏率的影響越大。

圖9 表面粗糙度不同時,泄漏率與擰緊力矩的變化關系Fig.9 Relationship between leakage rate and make-up torque with different roughness

4 結 論

(1) 考慮螺紋接頭擰緊時,發生嚙合的螺紋牙兩側面和臺階密封面上將產生摩擦,利用作者前期的研究成果及有關參考文獻,推導出臺階螺紋接頭擰緊時的擰緊力矩計算公式。設計加工了具有不同密封表面粗糙度的管體和接箍,組裝成具有不同密封初始間隙的螺紋接頭。搭建了螺紋接頭密封性能模擬試驗裝置,通過該裝置可試驗研究擰緊力矩、氣體密封壓力、密封初始間隙和表面粗糙度對泄漏量的影響規律。

(2) 模擬試驗研究了擰緊力矩、密封氣體壓力、臺階密封面初始間隙、臺階密封面表面粗糙度等因素對密封泄漏率的影響規律,得出了具體的影響曲線。研究結果表明,當氣體密封壓力一定時,氣體泄漏率隨擰緊力矩的增大而減小,并且呈現出先快后慢的下降趨勢;當擰緊力矩一定時,氣體泄漏率隨氣體密封壓力的增大而增大,當試驗氣體壓力達到某一臨界值后,氣體泄漏率增速明顯增大;當氣體密封壓力和擰緊力矩一定時,密封面初始間隙越小,密封表面越光滑,氣體泄漏率越小。

[1] 龔偉安.略論套管螺紋密封性能與螺紋公差帶的關系[J].石油機械,1996,24(4):30-34.

[2] 馮德渝.論影響API油管螺紋密封性能的因素[J].石油機械,1997,25(7):8-10.

[3] 史交齊,林凱,解學東,等.提高API螺紋油管和套管密封性的措施[J].石油機械,2002,30(3):47-49.

[4] 王新虎,申照熙.特殊螺紋油管與套管的上扣扭矩構成與密封性能研究[J].石油礦場機械,2010(12):45-50.

[5] 高連新,金燁,張居勤.石油套管特殊螺紋接頭的密封設計[J].機械工程學報,2005,41(3):216-220.

[6] 崔順賢,廖凌,葉頂鵬.端面金屬自密封特殊鉤形螺紋有限元分析[J].石油機械,2009,37(6):8-10.

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[8] 練章華,楊龍,馮耀榮,等.膨脹套管非API特殊螺紋端面金屬自密封結構設計[J].石油礦場械,2011,40(2):31-33.

[9] 步玉環,孔華,國安平,等.特殊螺紋接頭主密封優化研究[J].潤滑與密封,2011,36(4):15-20.

[10] 蔄靖宇,李正美,安琦.油套管接頭臺階密封面的接觸壓力及密封性能[J].華東理工大學學報(自然科學版),2015,41(3):417-423.

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Simulating Experiment on Sealing Performance of Shouldered Face for Tubing and Casing Connection

MAN Jing-yu1,2, AN Qi1

(1.School of Mechanical and Power Engineering,East China University of Science and Technology,Shanghai 200237,China; 2.School of Mathematics and Physics,Shanghai University of Electric Power,Shanghai 200090,China)

Sealing performance is an important parameter for the evaluation on connection performance of tubing and casing connections.It has important influences on production safety and environment in oil and gas well.Based on the author’s previous research,calculation expression of tightening torque on tubing and casing connection with shoulder face in make-up condition is established by analyzing load and friction and referring relevant literatures.Experimental rig is set up to test the sealing performance of tubing and casing connection.The influences of tightening torque,sealing gas pressure,initial seal clearance and the roughness of shoulder surface on the leakage rate are investigated.And some concrete variation curves are obtained and analyzed in detail.

tubing and casing threaded connection; seal performance; tightening torque

1006-3080(2017)03-0443-06

10.14135/j.cnki.1006-3080.2017.03.022

2016-09-02

蔄靖宇(1972-),男,博士,研究方向為螺紋聯接設計。

安 琦,E-mail:anqi@ecust.edu.cn

TH131.3;TH123.4;TE256.9

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