新型抗縫隙腐蝕特殊螺紋結構的優化研究*

李傳紅，吳修彬，魏智勇，李 強

(1.萊蕪職業技術學院 機械與汽車工程系，山東 濟南 271199;2.大連理工大學 機械科學與工程學院，遼寧 大連 116024)

0 引 言

特殊螺紋接頭改進了API螺紋的缺陷，采用金屬/金屬接觸密封，提升了管柱的密封效果，對氣井的安全生產尤為關鍵[1]。當前主流特殊螺紋接頭的密封結構一般由扭矩臺肩和密封面構成，其中密封面起主要密封作用，扭矩臺肩起輔助密封作用，同時也能防止扭矩過大對密封面造成損傷。而接頭的損傷除了由過載引起之外[2]，還可能由腐蝕導致。

縫隙腐蝕是一種縫內金屬的局部腐蝕，常見于連接件的接觸面或缺陷處[3]。相較于均勻腐蝕[4]而言，表面有縫隙的金屬承載面更易受到縫隙腐蝕的影響[5]。一般而言，當縫隙寬度處于0.025 mm～0.15 mm且有腐蝕介質滯留在縫隙內即可能發生縫隙腐蝕。對于特殊螺紋接頭而言，出現縫隙腐蝕的主要原因是其在井下常承受拉伸或彎曲載荷作用，當載荷過高時接頭的密封面和臺肩位置易出現縫隙，導致接頭腐蝕的發生[6]。

關于螺紋接頭腐蝕行為及腐蝕機理，不同學者開展了不同層面的分析，取得了一定成果。如魏秀本等人[7]對鋼筋螺紋接頭的耐蝕問題進行了理論分析，界定了鋼筋螺紋連接的應用范圍；解仲英等人[8]對螺紋接頭的縱裂刺穿失效現象開展了分析，得出了接頭縫隙腐蝕和氫脆開裂是接頭主要失效原因的結論；呂拴錄等人[9]對油管用特殊螺紋接頭的腐蝕問題進行了研究，發現了局部沖刷腐蝕是導致該井油管接頭腐蝕的原因；王新虎等人[10]分析了壓應力對特殊螺紋套管材料腐蝕的影響，發現了壓應力與材料屈服強度之間的比例對套管材料腐蝕速率有直接影響；李亞慧等人[11]針對某井13Cr油管公扣的內壁腐蝕問題開展了研究，發現了其內壁腐蝕是CO2和Cl-共同作用的結果，且腐蝕速率受到臺肩處縫隙寬度的影響；蔡銳等人[12]對某井L80油管螺紋接頭的腐蝕原因開展了分析，結合宏觀分析、金相組織分析及腐蝕產物分析等手段檢驗了管道腐蝕失效原因，并結合現場試驗手段驗證了腐蝕分析結論的可靠性；其研究結果表明，該螺紋接頭在下井時存在粘扣，導致螺紋接頭密封性的降低及井下流體的滲入，最終導致接頭出現縫隙腐蝕。

綜合各學者的研究過程及研究成果可知，縫隙腐蝕是接頭腐蝕的常見類型，接頭等效應力過高導致粘扣、拉力過大導致密封面脫離等情況均可導致縫隙腐蝕的發生，并極大程度提升接頭的失效概率，導致接頭使用壽命及可靠性的急劇下降。對于特殊螺紋接頭而言，縫隙腐蝕常發生在其臺肩或密封面處，而該位置的尺寸和配合精度又對接頭的承載和密封性能影響極大。為保證特殊螺紋接頭的使用安全性，在特殊螺紋接頭的設計過程中必須考慮縫隙腐蝕對接頭的影響。接觸面之間的縫隙寬度是決定縫隙腐蝕發生的關鍵因素，故對接頭結構設計時，可以首先分析井下復雜載荷作用下接頭臺肩及密封面處強度及接觸面縫隙寬度的變化，結合分析結果優化接頭的結構設計，在保證接頭密封和承載性能的同時提升其抗縫隙腐蝕的能力。

基于有限元方法，本文以油氣井常用的某典型特殊螺紋接頭(下文稱之為A型螺紋接頭)結構為基礎，通過分析影響螺紋接頭連接強度和密封性能的因素，獲得參數變化后接頭連接強度、密封性能及密封面間隙寬度的變化情況，實現對接頭結構的優化，以期獲得一種能夠抵抗縫隙腐蝕，且不明顯提高加工難度和成本的新型螺紋接頭結構。

1 優化前螺紋接頭力學行為分析

對螺紋接頭進行結構優化之前，首先應對未優化螺紋接頭的力學行為進行分析，獲得其優化前的連接強度、密封性能及接觸面縫隙寬度，判定其使用可靠性及抗縫隙腐蝕能力，為結構優化奠定基礎。

1.1 螺紋接頭有限元模型建立

1.1.1 螺紋接頭結構參數

A型螺紋接頭是一種管用螺紋接頭，為錐形螺紋接頭，其螺紋段采用了改進偏梯形螺紋。接頭密封結構分為兩個部分，第一部分采用了球面-球面構成主密封面；第二部分為柱面-柱面過盈配合構成副密封。

A型螺紋接頭的扭矩臺肩形式是錐面結構，錐面與管柱軸線夾角(后文中簡稱臺肩角度)為75°。

A型A型螺紋接頭的連接螺紋結構參數如表1所示。

表1 A型螺紋接頭的螺紋參數

A型螺紋接頭采用1∶16的錐管偏梯形螺紋形式，與API偏梯形螺紋相同，其螺紋導向面角為10°，承載面角度為3°。

1.1.2 有限元模型

A型螺紋接頭的螺紋升角僅為0.7°，螺旋升角對螺紋牙載荷分布影響可忽略不計[13]。故筆者使用軸對稱模型建立接頭的有限元模型[14]，對接頭上扣[15]后不同軸向拉力作用下的力學行為[16]進行有限元分析[17]。A型螺紋接頭共19齒，為了分析方便，將與副密封面臨近的齒作為齒1。

A型螺紋接頭結構及有限元模型如圖1所示。

圖1 A型螺紋接頭結構及有限元模型

1.2 不同軸向拉力作用下接頭力學行為分析

1.2.1 密封結構強度及密封性能隨軸向拉力變化

(1)密封面密封性能及強度隨軸向拉力變化

A型螺紋接頭密封結構的接觸應力及等效應力隨軸向拉力變化如圖2所示。

圖2 不同軸向拉力作用下密封面性能變化

由圖2可知：A型接頭上扣后，密封結構接觸面之間的接觸應力呈現駝峰型分布。隨軸向拉力增加，扭矩臺肩和主密封面的接觸應力均快速下降，拉力達到800 kN時，主密封上接觸應力較上扣后最大下降率達65.7%，臺肩上接觸應力最大下降率達到56.7%；副密封和過渡錐面上的接觸應力變化較小，接觸應力最大下降率為25.3%；整個密封結構上接觸應力分布情況基本不變，整體看來，接頭在軸向拉力作用下密封性能下降比較明顯。不同軸向拉力作用下，主密封和扭矩臺肩等效應力隨軸向拉力遞增而遞增，過渡錐面和副密封上等效應力隨軸向拉力增大而降低，且上扣后過渡錐面等效應力超過材料屈服強度。當拉力達到800 kN時，扭矩臺肩上等效應力最大增長率為21.5%，主密封上等效應力最大增長率為64.4%，過渡錐面和副密封上等效應力最大下降率分別為29.9%和27.7%。

A型接頭密封結構的接觸應力和等效應力隨軸向拉力的變化情況表明，接頭的密封結構設計存在一定不合理之處，上扣后接頭密封結構發生塑性變形，影響重復使用；且軸向拉力作用下主密封面和扭矩臺肩的強度和密封性能均明顯下降，有必要對臺肩和主密封面結構進行優化設計；接頭副密封末段(與1號齒相鄰)上扣后接觸應力水平極低，并存在連續接觸應力為0的區域，極易發生縫隙腐蝕[18]。

(2)接頭縫隙腐蝕危險性判斷

為了確定接頭的副密封是否存在縫隙腐蝕隱患，筆者提取了不同拉力作用下密封結構的接觸面之間的距離變化情況如圖3所示。

圖3 不同軸向拉力作用下接觸面縫隙寬度變化

由圖3可知：不同拉力作用下，密封結構的接觸面距離幾乎未發生變化；密封結構中，過渡錐面和副密封柱面均存在不接觸點，且副密封末段縫隙寬度達到0.03 mm，處于發生縫隙腐蝕的范圍；過渡錐面及副密封的接觸面有連續段縫隙寬度處于發生縫隙腐蝕的范圍[19]，存在較大發生縫隙腐蝕的隱患。故需要對接頭結構進行合理改進，從而降低或消除副密封和過渡錐面位置處的縫隙腐蝕隱患。

1.2.2 螺紋接頭連接強度隨軸向拉力變化

軸向拉力是螺紋接頭在井下承受的主要載荷之一，當螺紋齒在軸向拉力作用下發生失效時，螺紋連接的強度將受到極大影響，極可能進一步造成接頭接觸面脫離并發生縫隙腐蝕。

A型接頭在不同軸向拉力作用下各齒的等效應力變化，如圖4所示。

圖4 不同軸向拉力作用下齒等效應力分布

由圖4可知：接頭各齒的等效應力在拉力作用下呈現出碗型分布，當拉力達到400 kN時，第19齒的等效應力超過材料屈服強度，出現局部塑性變形；當拉力超過600 kN時，第18齒乃至第17齒開始出現屈服。結果表明，接頭的齒受力分布極不均勻：在軸向拉力作用下，不完整齒上應力明顯高于完整齒，但第17齒、18齒為不完整齒，其承載能力遠低于其余完整齒。齒的受力特點顯示，A型接頭在軸向拉力過大時將在螺紋消失點附近發生局部屈服，并逐漸向內擴展。螺紋連接強度的下降將使得螺紋發生進一步的軸向變形，導致密封面脫離，增加縫隙腐蝕發生的危險。

這一結果說明，A型接頭的承載能力及抗縫隙腐蝕能力[20]均受到齒型限制，需要對齒型進行優化。

2 接頭優化設計

通過優化前對A型螺紋接頭的力學行為分析結果可知，為了提高A型接頭的承載能力及抗縫隙腐蝕能力，需要通過對齒型、臺肩角度、副密封及過渡錐面結構參數進行優化。故筆者將臺肩角度、齒承載面角度、過渡錐面及副密封面尺寸作為接頭性能優化的備選參數，分別分析各參數變化對接頭性能的影響。

2.1 臺肩角度優化設計

2.1.1 臺肩角度對接頭強度影響

為了優化特殊螺紋接頭上扣與承拉時受力情況，筆者首先對接頭的臺肩角度進行優化，不同臺肩角度接頭上扣后齒承載面上等效應力變化以及螺紋接頭上扣后在管端施加200 kN軸向拉力后齒上的等效應力分布如圖5所示。

圖5 臺肩角度對接頭強度影響

由圖5可知：上扣后螺紋接頭各齒上的等效應力隨著齒號變大而變小，齒最大等效應力則隨著臺肩角度變小而變小。不同臺肩角度情況時，在軸向拉力作用下，齒承載面等效應力呈現典型的碗型分布。當臺肩角度發生變化時，前10齒的等效應力隨臺肩角度減小而降低，第11齒到第19齒的等效應力基本不隨臺肩角度變化而發生改變。當臺肩角度在65°～75°之間時，接頭第1齒的承載面等效應力超過了材料的屈服強度，齒承載面發生輕度屈服。A型接頭的第1齒在軸向拉力作用下承載比例較其余齒更高。過高的等效應力易造成齒1位置發生破壞，影響接頭的整體連接強度，提升縫隙腐蝕發生的概率。

假定臺肩角度處于65°～75°之間，齒1發生破壞，失去承載能力。此時齒1破壞前后，接頭各齒上等效應力變化如圖6所示。

圖6 軸向拉伸200 kN，有無齒1各齒承載面等效應力對比

由圖6可知：在軸向拉力作用下，齒1破壞后齒2等效應力明顯高于齒1未斷裂時；在臺肩角度超過65°時，齒2等效應力超過了材料屈服強度，存在發生破壞的可能性，進一步惡化接頭的受力變形情況。

綜上所述，一定程度減小臺肩角度有利于齒承載能力的提升，為了降低第1齒乃至后續齒破壞可能，臺肩角度應低于65°。

2.1.2 臺肩角度對接頭密封性能影響

不同臺肩角度的螺紋接頭上扣后，施加200 kN軸向拉力前后密封面等效應力分布如圖7所示。

圖7 密封面等效應力分布隨臺肩角度變化情況

由圖7可知：臺肩角度未修改時，錐面和副密封面上的等效應力值最高，臺肩和主密封面等效應力較低，雖然保護了主密封面，但上扣后錐面和副密封面上均發生屈服，影響重復使用；當臺肩角度減小時，接頭上扣后臺肩上的等效應力呈現先減小后增大趨勢，臺肩角度60°時為臺肩上等效應力變化的拐點；接頭上扣后主密封面上的等效應力峰值隨臺肩角度減小而上升。

2.1.3 臺肩最優角度判定

結合齒承載面與密封面上等效應力隨臺肩角度變化情況，從接頭的承載能力、抗縫隙腐蝕能力、密封性能等多個角度出發，理想的臺肩角度應定義為60°。

2.2 齒承載面角度優化設計

2.2.1 齒承載面角度上扣后齒等效應力變化

齒承載面的角度影響螺紋接頭的軸向承載能力。

在螺紋臺肩為60°條件下，改變特殊螺紋接頭的齒承載面角度后，分別獲得上扣后及各齒等效應力的分布情況分別如圖(8，9)所示。

圖8 不同齒承載面角度上扣后齒等效應力分布

圖9 不同齒承載面角度拉力200 kN后齒等效應力分布

由圖(8，9)可知：隨著齒承載面的角度增大，前16齒上扣后的承載比例逐漸得到提升，螺紋齒的承載曲線由碗型逐漸轉化為馬鞍形，當齒承載面超過5°時，等效應力水平幾乎達到了屈服應力；上扣后承受軸向拉力作用時，主要承載齒的等效應力水平隨齒承載面角度增大而提升，但后3齒的等效應力水平則隨齒承載面角度下降而顯著提升，當齒承載面角度低于2°時，在200 kN拉力作用下，后3齒承載面等效應力已經超過了材料屈服強度。

前文已述，螺紋連接強度的下降將使得螺紋發生進一步的軸向變形，導致密封面脫離，增加縫隙腐蝕發生的危險。故考慮螺紋連接強度要求，齒承載面角度應介于2°～5°之間。

2.2.2 齒承載面角度對接頭承拉能力影響分析

為確定齒承載面角度變化對接頭密封面強度的影響，筆者提取了臺肩角度60°、齒承載面角度變化時，上扣后及軸向承拉200 kN時密封面等效應力變化情況如圖10所示。

圖10 密封面等效應力分布隨齒承載面角度變化情況

由圖10可知：隨著承載面角度的增加，上扣后接頭臺肩上的承載比例逐漸增加，主密封面與臺肩相鄰的前半段等效應力逐漸提升，而與錐面相鄰的后半段等效應力則呈現下降趨勢；副密封面上等效應力則與承載面角度變化呈負相關態勢。上扣后承受200 kN軸向拉力后，密封面各位置等效應力隨齒承載面角度變化規律與上扣后規律一致，拉力作用下密封面最大等效應力較上扣后略低。與齒承載面角度未修正前結果相比可知，齒承載面角度在圖示范圍內變化基本不影響接頭密封面的強度。

2.2.3 齒承載面角度對接頭抗縫隙腐蝕能力影響分析

為確定齒承載面角度變化對螺紋接頭抗間隙腐蝕能力的影響，筆者提取了齒承載面角度變化條件下，拉力為200 kN時接頭密封面的縫隙寬度變化，如圖11所示。

圖11 不同齒承載面角度拉力200 kN接觸面縫隙寬度變化

由圖11可知：接頭的臺肩和主密封位置密封效果良好，而錐面和副密封位置存在間隙，且位于發生縫隙腐蝕的寬度范圍內；隨著齒承載面的角度逐漸降低，錐面和副密封的縫隙寬度逐漸下降，當承載面角度不大于2°時，接頭錐面和副密封處接觸面間縫隙寬度已經低于發生縫隙腐蝕的寬度下限，由于齒承載面角度低于2°時，接頭后3齒在拉力作用下承載比例迅速上升，極易發生屈服失效。

2.2.4 齒最優承載面角度判定

結合齒承載面上等效應力隨齒承載面角度變化情況，從接頭的承載能力、抗縫隙腐蝕能力、密封性能等多個角度出發，理想的齒承載面角度應定義為2°。

2.3 接箍過渡錐面及副密封面結構優化

2.2中對齒承載面角度的優化可以極大程度降低接頭發生縫隙腐蝕的概率，但從優化結果可知，過渡錐面處接觸面之間仍存在縫隙，且縫隙寬度較為接近發生縫隙腐蝕的寬度下限。故需要對該部分進行優化設計，降低該部分存在的間隙值。

分析接頭的密封面設計可知，為了上扣時公扣易旋入，在接箍的副密封面處設計了球面進行過渡和引扣，且接箍的過渡錐角與公扣密封面過渡錐角大小不同(分別為5.65°和4.07°)。當公扣旋入接箍時，其過渡錐面和副密封面均會在接箍對應接觸位置的擠壓下發生彈性變形，原結構的過渡錐面位置處，公扣錐角小于母扣錐角。

接箍接觸面優化前后結構對比如圖12所示。

以圖12(a)所示方向為例，公扣與接箍擰緊過程中公扣的密封面將在擠壓作用下沿軸向右變形，徑向尺寸變小，從而導致錐角變大，母扣變形趨勢與公扣相反。為了保證上扣后過渡錐面處公母扣接觸緊密，將接箍接觸面結構修改為圖12(b)所示結構，其中接箍錐角進一步降低為1.96°，且取消了接箍的過渡球面。

圖12 接箍接觸面優化前后結構對比

接箍結構優化后，提取不同軸向拉力作用下接觸面縫隙寬度，如圖13所示。

圖13 接箍優化后不同軸向拉力接觸面縫隙寬度變化

由圖13可知：取消接箍過渡球面之后，接頭過渡錐面和副密封上縫隙寬度明顯下降，遠低于產生縫隙腐蝕的最小縫隙寬度。

3 接頭優化前后力學性能對比

前文已經證明了接頭的結構優化可以提升其抗縫隙腐蝕能力，但接頭的優化后的整體力學性能是否滿足使用要求仍需進一步證明。

為確保接頭優化后力學性能符合使用要求，基于優化后的接頭結構開展了有限元分析，提取其密封面等效應力和接觸應力隨拉力變化情況，如圖14所示。

圖14 優化后接頭密封面應力分布情況

由圖14可知：優化后的接頭結構承受不同大小的軸向拉力時，密封面上不再產生塑性變形，改變了過渡錐面上連續屈服的現象；密封結構的等效應力變化規律與優化前基本保持一致，但主密封上等效應力變化則顯著高于優化前結構，當拉力達到800 kN時，扭矩臺肩上等效應力最大增長率為59.1%，主密封上等效應力最大增長率為104.7%，過渡錐面和副密封上等效應力最大下降率分別為35.4%和26.2%。A型接頭上扣后，密封結構接觸面之間的接觸應力仍呈現駝峰型分布。隨軸向拉力增加，扭矩臺肩和主密封面的接觸應力均快速下降，拉力達到800 kN時，主密封上接觸應力較上扣后最大下降率達96.05%，臺肩上接觸應力最大下降率達到94.3%，接頭在軸向拉力作用下密封性能下降比較明顯。對比優化前后接頭力學性能可知，接頭優化前后應力變化規律基本保持不變，接頭優化后對軸向拉力變化更加敏感。

4 結束語

本文分析了影響A型特殊螺紋接頭連接強度和密封性能的因素，基于有限元方法對油氣井常用的A型特殊螺紋接頭的力學行為及抗縫隙腐蝕性能進行分析，并結合分析結果進行了接頭結構的多因素優化設計，取得了以下結論：

(1)A型接頭上扣后，密封結構接觸面之間的接觸應力呈現駝峰型分布。接頭的密封結構設計存在一定不合理之處，上扣后接頭密封結構發生塑性變形，影響重復使用；軸向拉力作用下主密封面和扭矩臺肩的強度和密封性能均明顯下降，過渡錐面及副密封的接觸面存在較大發生縫隙腐蝕的隱患；

(2)A型接頭在不同軸向拉力作用下，各齒的等效應力呈現出碗型分布，軸向拉力過大時A型接頭將在螺紋消失點附近發生局部屈服，并逐漸向內擴展，導致密封面脫離，其承載能力及抗縫隙腐蝕能力均受到齒型限制；

(3)基于有限元分析結果，確定了臺肩角度60°、齒承載面角度2°、降低接箍錐角、取消接箍過渡球面的結構優化方案。結果表明，優化后的接頭密封結構之間的縫隙寬度遠低于優化前結構，優化后的特殊螺紋接頭具備很好的抵抗縫隙腐蝕的能力；且接頭優化后不在出現密封面上的連續屈服，優化前后密封面等效應力及接觸應力變化規律相近，但優化后接頭對軸向拉力變化更加敏感。