具有管鉗咬痕油管的拉伸強度試驗及數值模擬研究

竇益華,朱帥,李明飛

西安石油大學機械工程學院 （陜西 西安 710065）

在油氣井生產過程中，存在由于管重、壓力、管柱磨損等復雜因素作用下造成的油套管柱斷裂、破口等事故，造成井內泄壓，油氣泄漏，井完整性被破壞，嚴重影響正常生產。另外，隨著油田開發進入中后期，油氣井腐蝕損壞也成為困擾石油開采的一大難題[1-2]。目前，一些學者針對上述問題進行了探索和分析，利用試驗和理論知識分析了含有缺陷的管柱強度影響因素，很大程度上解決了現場遇到的問題[2-7]。但油管失效問題的原因復雜，失效事故仍然頻頻出現，因此還需對其失效原因進行更深層次的探索和試驗模擬。為更好地了解油管在高溫高壓深井中發生以上常見事故的原因，需要對其進行模擬實際工況下的拉伸至斷裂試驗和數值分析[8-9]，以探索在確定工況下油管所能承受的極限強度。

1 油管破壞試驗

1.1 試樣基本情況及設計

為了使試驗具有普遍性和可參考性，試驗的試樣取油氣田常用的鋼級P110S，規格Φ88.9 mm×6.45 mm，扣型為BGT2的油管。

試驗流程為：對油管試樣進行一次上扣試驗，再進行拉伸直至失效，試驗過程中采集軸向應力，試驗結束后輸出應變數據，得出結論。

1.2 試驗項目

1.2.1 上扣試驗

考慮下入油管會對油管進行連接上扣，為了使試樣盡可能符合實際情況，結合工況，給Φ 88.9 mm×6.45 mm P110S BGT2試樣進行1次上扣，油管上扣的具體條件見表1。

表1 油管上扣試驗條件

1.2.2 極限載荷試驗

上扣試驗完成后，對油管兩端進行焊接封堵、冷卻，采用600T復合加載試驗系統在室溫下進行油管拉伸至失效試驗，自動采集應變。具體條件和要求如下：

1）試樣編號：Φ88.9 mm×6.45 mm P110S BGT2。

2）應變采集要求：試樣應變片粘貼位置要求如圖1所示，類型為常溫單軸向應變片；每個截面圓周方向均布4個應變片，環向間隔角度為90°，共3個截面12片；3組應變片軸向方向在一條直線上。距離母扣A端350 mm處為位置1，距離母扣A端15～20 mm處為位置2，距離母扣B端15～20 mm處為位置3。

圖1 應變片粘貼位置要求

3）試驗步驟：逐漸增大拉伸載荷，直至失效。

Φ88.9 mm×6.45 mm P110S BGT2試樣現場實況如圖2和圖3所示，包括試樣拉伸前管體的上扣連接、堵頭、裝載以及試樣拉伸至失效等圖。

圖2 試樣拉伸前管體

圖3 試樣拉伸至失效

1.3 Φ88.9 mm×6.45 mmP110S BGT2油管拉伸至失效結果分析

油管拉伸至失效試驗完全結束后，進行現場拉斷位置的測量，結果為Φ88.9 mm×6.45 mm P110S BGT2油管拉斷位置在距離近接箍A端頭160 mm處，油管失效。

油管拉伸至失效試驗完全結束后，系統導出油管受軸向力拉伸時的軸向載荷變化數據和圖像，導出試樣應變數據。為方便計算和分析，對數據進行取點處理，利用材料力學相關知識對數據進行計算轉化，得到各點對應位置的應力數據，并對其進行整理分析。Φ88.9 mm×6.45 mm P110S BGT2油管拉伸至失效數據取樣見表2。

表2 油管數據取樣

根據數據統計結果，對Φ88.9mm×6.45 mmP110S BGT2油管拉伸至失效數據進行趨勢分析。圖4為油管拉伸至失效載荷-時間圖，它體現了油管從開始進行拉伸直至失效的軸向載荷變化趨勢，為了防止由于加載速率過快導致試驗結果不準確的情況，在拉力為1 000 kN和1 300 kN時恒力加載了100 s和50 s左右使其受力穩定。圖5為油管拉伸至失效應力-應變圖，可以從趨勢中看出，3組貼應變片的位置應變情況非常接近，說明油管質量對其失效的影響非常小，拉斷處可認為是管體的任意位置。

圖4 Φ88.9 mm×6.45 mmP110S BGT2油管拉伸至失效載荷-時間圖

圖5 Φ88.9 mm×6.45 mmP110S BGT2油管拉伸至失效應力-應變圖

2 管鉗咬痕對管柱力學性能影響試驗

2.1 試樣基本情況

為了使試驗具有普遍性和可參考性，試驗的試樣取油氣田上常用的鋼級為P110S，規格為Φ88.9 mm×6.45 mm，扣型為BGT2的油管。

2.2 試驗項目

2.2.1 管鉗咬痕模擬試驗

油管在實際下放過程中，由于操作原因，無法避免對油管造成咬痕傷害，破壞油管的完整度，為了使試驗更加符合實際，對Φ88.9mm×6.45 mm P110S BGT2油管進行咬痕模擬試驗。

Φ88.9mm×6.45 mm P110S BGT2油管咬痕數據見表3。

2.2.2 極限載荷試驗

對油管兩端進行焊接封堵、冷卻，采用600T復合加載試驗系統在室溫下進行油管拉伸至失效試驗，自動采集應變。應變采集要求如下：

1）應變片粘貼位置如圖6和圖7所示，類型為常溫單軸向應變片；每個截面圓周方向均布3個應變片，環向間距為120°，共3個截面9片；3組應變片軸向方向在一條直線上。圖6中貼應變片處依次為位置1、2、3。

2）應變片粘貼前，測量貼應變片位置的外徑、壁厚參數。

表3 油管咬痕數據

圖6 應變片粘貼軸向位置要求

圖7 應變片粘貼圓周方向位置要求

試驗步驟：逐漸增大拉伸載荷，直至失效。

Φ88.9 mm×6.45 mm P110S BGT2試樣現場實況如圖8和圖9所示，包括試樣拉伸前管體的管鉗咬痕、管體表面腐蝕以及試樣拉伸至失效等圖。

2.3 Φ88.9 mm×6.45 mmP110S BGT2油管拉伸至失效曲線

油管拉伸至失效試驗完全結束后，進行現場拉斷位置的測量，結果為Φ88.9 mm×6.45 mm P110S BGT2油管拉斷位置在1位置與2位置之間,距離1位置190 mm處，油管失效。油管拉伸至失效試驗完全結束后，系統導出油管受軸向力拉伸時的軸向載荷變化數據和圖像，導出試樣應變數據。為方便計算和分析，對數據進行取點處理，利用材料力學相關知識對數據進行計算轉化，得到各點對應位置的應力數據，并對其進行整理分析。Φ88.9 mm×6.45 mm P110S BGT2油管拉伸至失效數據取樣見表4。

圖8 試樣拉伸前管體

圖9 試樣拉伸至失效

根據上述數據統計結果，對Φ88.9 mm×6.45mmP110S BGT2油管拉伸至失效數據進行趨勢分析，發現油管從開始進行拉伸直至失效的軸向載荷變化趨勢，為了防止由于加載速率過快導致試驗結果不準確的情況，中間在拉力為1 000 kN和1 300 kN時恒力分別加載了50 s左右使其受力穩定。圖10為油管拉伸至失效應力-應變圖。可以從趨勢中看出，位置1和位置3的應變情況非常接近，位置2的應變較其他兩組位置偏大，且油管拉斷位置距離位置2最近，說明管鉗咬痕對管柱力學性能影響較大。拉斷位置附近表面腐蝕情況較其他兩組位置嚴重，說明在管鉗咬痕等量條件下，表面腐蝕情況對管柱力學性能有一定的影響。

表4 油管數據取樣

3 有限元分析

3.1 對比管鉗咬痕影響管柱力學性能試驗的有限元分析

針對外徑88.9 mm，壁厚6.45 mm套管，考慮管鉗咬痕對管柱力學性能影響，利用ANSYS workbench有限元軟件建立了具有管鉗咬痕的油管力學網格模型，油管材料彈性模量取206 GPa，泊松比取0.3，材料類型選擇solide45，模型幾何長度?。ù笥谟凸芡鈴?0倍）1 m，咬痕尺寸長4.35 mm，寬2.25 mm，深1.016 mm，上下間隔2.25 mm，三列周向間隔120°，共10×3個咬痕。模型一端固定，一端施加1 380 kN的軸向載荷。建立的具有管鉗咬痕油管模型和網格劃分如圖11所示。

圖10 Φ88.9 mm×6.45 mmP110S BGT2油管拉伸至失效應力-應變圖

圖11 具有管鉗咬痕油管模型

對建立的有限元模型分別計算其應力和應變，顯示其整體應力云圖和應變云圖，顯示其應力最大位置和最小位置，顯示應變最大位置和最小位置，如圖12和圖13所示。

由以上有限元結果可以看出，應變和應力最大位置均在咬痕的長邊上，說明管體被拉伸，在咬痕處軸向變形最大；最小位置均在咬痕的短邊上，說明咬痕處的環向變化小于其他位置，更加能體現出應力主要集中在咬痕的長邊上。

根據管鉗咬痕對管柱力學性能的影響試驗得到的失效處應變，利用應力應變公式得到其失效處局部應力為986.76 MPa，P110S油管名義應力為758 MPa，其應力集中系數為1.3。與有限元分析得到的失效應力1 007.5 MPa進行對比，由于有限元建?？紤]的油管質量均質且理想化，而實際油管存在質量不均勻且含有腐蝕等缺陷，故有限元得到的結果略大于試驗結果，誤差為2.1%，在允許的誤差范圍內。

圖12 油管應力云圖

圖13 油管應變云圖

3.2 不同管鉗咬痕參數影響管柱力學性能試驗的有限元分析

為了探索不同咬痕參數對管柱力學性能的影響，對管柱咬痕參數進行修改后的有限元分析。建立咬痕尺寸長5 mm，寬2.25 mm，上下間隔2.25 mm，深1.016 mm，三列周向間隔120°，共10×3個咬痕；建立咬痕尺寸長4.35 mm，寬2.5 mm，上下間隔2.25 mm，深1.016 mm，三列周向間隔120°，共10×3個咬痕；建立咬痕尺寸長4.35 mm，寬2.25 mm，上下間隔2.25 mm，深1.3 mm，三列周向間隔120°，共10×3個咬痕。模型一端固定，一端施加1 380 kN的軸向載荷。得到的應力云圖如圖14～圖16所示。

圖14 咬痕長度對管柱力學性能影響應力云圖

圖15 咬痕寬度對管柱力學性能影響應力云圖

圖16 咬痕深度對管柱力學性能影響應力云圖

由以上有限元結果可以看出，只改變咬痕長度后最大應力為952.32 MPa，其最大應力值比原始咬痕最大應力值降低了5.48%；只改變咬痕寬度后最大應力為979.64 MPa，其最大應力值比原始咬痕最大應力值降低了2.77%；只改變咬痕深度后最大應力為985.29 MPa，其最大應力值比原始咬痕最大應力值降低了2.2%。由此可見，改變咬痕長度對管柱力學性能影響最大，咬痕長度越長，油管抗拉強度越低，油管越容易發生失效。

4 結論

1）以鋼級為P110S，規格為Φ88.9 mm×6.45 mm的油管為例，介紹了未受破壞的油管拉伸至失效和有管鉗咬痕油管拉伸至失效的試驗。對比兩種不同情況對油管強度影響的大小，其中未受破壞的油管不同位置的應變大小相近，結果表明失效位置可發生在油管任意位置；有管鉗咬痕油管失效發生在近咬痕的位置處，受管鉗破壞的油管強度在其破壞處影響最大，其應力集中系數為1.3。

2）對受管鉗咬痕油管進行有限元數值模擬，結果說明在咬痕處發生應力集中現象，變形量最大值也發生在油管咬痕位置。咬痕長度變化后失效位置應力值降低程度最大，咬痕寬度變化影響次之，咬痕深度變化影響最小。故咬痕長度越長，油管抗拉強度越低，油管越容易發生失效。為尋找油管在井下發生破壞的原因提供了思路和方法，對井完整性保護具有重要的意義。