一種高氣密封油套管特殊扣的研發

胡志立， 李建亮， 吳 丹， 李小兵， 張垂貴，付 強， 李 健， 胡新太， 冉雪輝

（衡陽華菱鋼管有限公司， 湖南 衡陽421000）

API 標準油套管螺紋在過去幾十年得到了廣泛應用， 但因其是針對早期常規油氣井開發， 自身結構缺陷難以適應深井、 超深井、 高溫高壓高腐蝕井等惡劣井況。 在油氣井中， 油套管柱接頭是最薄弱的環節， 根據API 調查， 套管柱失效的86%、 油管柱失效的55%出現在螺紋連接處[1]。也有資料表明， 國外油套管失效事故中64%都發生在螺紋連接處， 而國內比例約為86%[2]。 隨著勘探開發技術的不斷進步， 針對接頭部位， 油套管生產企業不斷開發各種優質的油套管螺紋接頭，以滿足油田用戶的需求， 相比API 螺紋接頭， 這種增加了專用密封結構和扭矩臺肩的優質螺紋接頭被稱為特殊螺紋接頭（即特殊扣）。 特殊扣始于20 世紀40 年代， 在80 年代被廣泛使用， 據報道， 國外特殊螺紋專利產品就有100 多種， 其中在各類油氣田得到廣泛應用的也有幾十種[3]。

由于ISO 13679 CAL Ⅳ級密封試驗不能完全模擬復雜的井下工況, 即使通過了ISO 13679 CALⅣ評價， 完井測試和投產時仍會發生油管螺紋滲漏。 Loomis 公 司2008 年 對FOX/BEAR、 VAM Ace/VAM TOP、 Two-step、 DSS 等四類主要特殊螺紋產品進行了氦氣檢測滲漏情況的調查統計，統計結果顯示， 1 056 口井中， 因接頭泄漏的井數達238 口， 占總數的22.50%[4]， 這表明油套管特殊扣泄漏是很普遍的失效形式[5]， 這也反映了第一代、 第二代特殊扣的密封穩定性不高。 根據美國礦業管理局對8 122 口井的統計結果， 其中生產套管異常起壓井超過50%， 主要由油管泄漏引起[6]。有文獻統計了國內西部某油田投產1～2 年不同區塊94 口氣井的套管套壓情況， 其中， 有的區塊套壓升高比例高達94.7%[7]。

國外一些著名特殊扣廠家， 如V&M、 JFE、TENARIS、 TMK 等紛紛開發了新一代特殊扣。目前國內特殊扣廠家也在不斷研發中， 部分規格已經完成了試驗評價。 相比之前的特殊扣， 新一代特殊扣密封性能的魯棒性遠遠優于前者， 即在拉伸、 壓縮、 內壓、 外壓、 彎曲等各種復雜惡劣工況下仍能保持密封的穩定性， 而且新一代特殊扣大部分規格無需縮口或加厚工藝， 其內壓效率、 外壓效率、 拉伸效率以及壓縮效率均可達到100%管體水平。 本研究采用有限元分析及實物評價試驗方法， 開發了一種具有高氣密封穩定性油套管特殊扣， 縮短了產品開發周期， 降低了開發成本， 以期為特殊扣新產品開發提供參考。

1 特殊扣的設計

1.1 螺紋齒型

本研究特殊扣采用改進的API 偏梯形齒型，承載面角度-4°～-3°， 導向面角度15°～20°， 螺距4 牙/in～6 牙/in， 內齒高略大于外齒高。 采用負角度偏梯形螺紋設計， 在擰接后接頭受到拉伸載荷、 彎曲載荷時， 承載側面上的分力能顯著降低內、 外螺紋端徑向分離的趨勢， 提高接頭的連接性能和抗彎曲能力。 內齒高略大于外齒高， 能降低螺紋脂堆積造成的過大螺紋脂壓力對接頭帶來的不利影響， 同時可提高接頭抗粘扣性能。 合理的導向面角度以及合理齒側間隙能有效防止螺紋錯扣， 同時有利于接頭抗壓縮性能。

1.2 密封面

采用公錐面/錐面+弧面的金屬對金屬密封， 密封面厚度大于50%壁厚， 使得密封部位具有較大剛度， 從而保證密封面徑向過盈， 產生較大密封接觸壓力和密封接觸長度實現密封。 密封面角度、 弧度以及密封過盈量是影響密封性能的關鍵參數， 其中密封面位置設計是影響密封穩定性的關鍵因素。通過大量的有限元計算和實物試驗相結合， 最終確定了合理的密封參數和密封位置分布， 使得其在有限元計算和實物試驗中表現出優異的密封性能。

1.3 扭矩臺肩

圖1 所示為本研究高氣密封特殊扣開發流程。采用負角度扭矩臺肩， 臺肩起到上扣定位、 增強接頭抗壓縮性能以及輔助密封作用， 同時擰接后負角度扭矩臺肩與螺紋承載面一起產生“楔形效應”，使得接頭在復合載荷和彎曲作用下仍然保持良好的密封接觸狀態。 該特殊扣齒型結構可使其對扣、上扣具有良好的操作性能， 連接強度高， 抗粘扣性好； 采用弧面和錐面相結合密封結構， 以及合理的密封結構布置， 使接頭具有優異的密封性能和密封魯棒性能； 鼻端柔性設計和臺肩設計， 使接頭具有良好的上扣定位性和優異的抗壓縮性能；內平設計可消除管體內流體紊流的產生， 提高接頭的抗腐蝕能力。

圖1 高氣密封特殊扣開發流程

2 有限元分析

2.1 模型建立

為了表征該高氣密封特殊扣的性能， 以常用規格Φ139.7 mm×12.7 mm 125V 油套管螺紋接頭為例進行有限元計算分析。 利用ABAQUS 軟件為分析平臺， 對特殊螺紋接頭的接觸部位進行網格細化， 如圖2 所示， 螺紋部位細化網格為0.1 mm，密封面和臺肩部位細化網格為0.05 mm， 采用四節點四邊形單元CAX4， 接觸模式為surface to surface。 取材料彈性模量E=2.05×105MPa，泊松比μ=0.3， 材料模型采用雙線性強化模型，如圖3 所示。 根據接頭的實際材料性能輸入真實應力、 真實應變數據， 根據接頭的受力施加邊界條件。 根據接頭結構和受力特點， 建模時作出以下假設： ①由于螺紋的螺旋升角很小， 忽略其影響， 將其按軸對稱問題處理； ②將接頭的接箍中面處理為對稱面， 該截面內各點只有徑向位移自由度； ③為消除管端效應， 建模時取管體長度約為螺紋長度的3 倍； ④接頭的材料視為均勻的各向同性體。 接觸面的摩擦因數與實際接觸面粗糙度及螺紋脂類型有關， 根據前期試驗反饋， 螺紋部位及密封面和臺肩部位取相應的摩擦因數。

圖2 特殊扣有限元模型接觸部位網格細化

圖3 特殊扣模型的材料特性

2.2 上扣扭矩分析

油套管在使用時， 接頭互相連接下入油氣井中， 上扣是油套管使用的第一步， 上扣扭矩是特殊扣很重要的一項參數， 扭矩過大或過小都會影響接頭的使用性能， 過大將使接頭的壓縮效率降低， 同時容易造成扭矩臺肩或密封面屈服變形；扭矩過小將導致密封面的接觸應力不足， 從而造成密封失效。 上扣扭矩的特性分析是特殊螺紋產品開發中重要的一環， 從扭矩曲線上的螺紋段、 密封段、 臺肩段可以看出接頭結構是否合理。

利用ABAQUS 的接觸分析計算能力， 對Φ139.7 mm×12.7 mm 125V 油套管螺紋和密封面臺肩部位分別進行接觸計算和數據處理， 扭矩T可以由公式（1） 得出。

式中： r——有限元分析結果中提取接觸點半徑， mm；

p——有限元分析結果中提取接觸壓力， MPa；

μ——接觸部位摩擦因數；

L——接觸面軸向長度， mm；

θ——接觸面周向角度， （°）。

有限元模擬上扣扭矩曲線如圖4 所示， 橫坐標參考基準為臺肩剛接觸位置， 正值表示過盈， 負值表示間隙。 圖4 顯示， 臺肩扭矩9 900 N·m， 屈服扭矩45 000 N·m。 最小上扣扭矩20 000 N·m，最大上扣扭矩24 000 N·m， 臺肩扭矩比例為45%，臺肩扭矩比例為41%～50%比較合理。 一般特殊扣臺肩扭矩比例為10%～60%， 鑒于該特殊扣結構特征， 其臺肩受力狀態對密封性能影響小于傳統特殊扣， 因此臺肩扭矩比例設計為10%～70%。

圖4 Φ139.7 mm×12.7 mm 125V 油套管螺紋接頭上扣扭矩模擬曲線

2.3 載荷施加

Φ139.7 mm×12.7 mm 125V 油套管螺紋接頭載荷施加情況如圖5 所示， 實際載荷工況根據需要疊加組合（如Q1 拉伸+內壓， Q2 壓縮+內壓， Q3 壓縮+外壓， Q4 拉伸+外壓等）， 特別需要注意的是施加內壓、 外壓時需要分別穿透螺紋和臺肩部位直達密封面部位以達到最差的密封狀態及最差的壓縮狀態。

圖5 對Φ139.7 mm×12.7 mm 125V 油套管螺紋接頭施加的載荷

2.4 連接強度及壓縮性能

按照ISO 13679： 2002 CAL ⅣA 系復合載荷進行螺紋接頭的復合加載， 如圖6 所示， 分析其在不同工況下的連接強度、 壓縮性能、 應力應變分布狀態。 加載點數值大小見表2。

圖6 ISO 13679：2002 CAL ⅣA 系復合載荷包絡線

表2 ISO 13679：2002 CAL ⅣA 系復合加載點

圖7 所示為上扣及復合加載下的等效應力、應變分布云圖。 其中， 圖7 （a） 為該特殊扣在上扣狀態下的等效應力分布云圖， 可以看出接頭螺紋部位等效應力較低， 鼻端部位應力較高， 其中密封部應力達到最大， 但遠低于材料屈服強度，密封部較高的接觸應力有利于接頭的密封性能，整體接頭應力分布合理； 圖7 （b） 為該特殊扣在上扣+拉伸狀態下（P1 載荷點） 的等效應力分布云圖， 此時臺肩相互分離， 接頭公扣消失， 螺紋處以及母扣的螺紋脂儲存槽部位應力較大， 這兩處位置為接頭的危險截面， 同時可以看出， 即使在最大拉伸作用下， 接頭仍然沒有脫扣趨勢， 所有螺紋均保持良好的嚙合狀態， 表明該接頭具有良好的連接強度； 圖7 （c） 為該特殊扣在上扣+拉伸+內壓狀態下 （P2 載荷點） 的等效應力分布云圖， 顯示臺肩部位應力水平降低， 母扣的螺紋脂儲存槽部位應力水平進一步提高， 但沒有發生材料塑性屈服； 圖7 （d） 和圖7 （e） 為該特殊扣在上扣+壓縮狀態下（P8、 P9 載荷點） 的等效應力和等效應變分布云圖， 可以看出密封面部位和臺肩部位受力較大， 其中臺肩有微小的局部出現塑性屈服， 但塑性區域遠未穿透臺肩， 表明接頭具有良好的抗壓縮性能； 圖7 （f） 和圖7 （g） 分別為該特殊扣在上扣+壓縮+外壓狀態下（P10 載荷點）的等效應力和等效應變分布云圖， 相比純壓縮工況（P8、 P9 載荷點）， 徑向外壓分量使接頭臺肩壓縮進一步加劇， 此工況為所有載荷點中臺肩壓縮最為苛刻的工況， 可以看出密封面部位和臺肩部位受力較大， 均出現局部塑性屈服， 但塑性區域遠未達穿透狀態， 表明接頭具有良好的抗壓縮性能。

圖7 上扣及復合加載下的等效應力、應變分布云圖

2.5 密封性能分析

按照ISO 13679： 2002 CAL ⅣA 系進行特殊扣復合加載試驗， 分析該特殊扣密封性能。 圖8 為特殊扣在上扣及不同復合加載點下密封接觸壓力隨長度變化曲線， 從圖8 可以看出， 不同復合加載點具有較大密封接觸壓力和較長密封接觸長度， 且不同復合加載點密封接觸長度穩定在2.4～2.7 mm， 密封接觸壓力隨接觸長度變化較為平穩， 密封接觸壓力分布合理， 表明該接頭具有較高密封穩定性。

圖8 復合加載點下密封接觸應力隨接觸長度變化曲線

本研究采用冪指數積分密封指數判斷準則來定量評價接頭的密封性能。 針對熱采井， Murtagian 和Xie[8-10]均提出冪指數積分密封指數概念，將密封指數定義為密封面上接觸應力的n 次方對接觸長度的積分， 即

式中： pgas——管柱內氣壓， MPa；

patm——大氣壓力， MPa。

據此， 保證接頭密封性能需滿足Wa≥Wac。

圖9 為該特殊扣在上扣及14 個復合加載點下的冪指數積分密封指數曲線。 在拉伸+外壓復合載荷下（P12、 P13、 P14 載荷點）， 載荷點密封指數較低， 比較容易發生泄漏。 從圖9 可看出， 該特殊扣在所有加載點的密封指數值遠大于理論臨界密封指數值， 且在P12、 P13 和P14 載荷點密封指數保持良好的穩定狀態， 表明該接頭密封穩定性優異。

圖9 復合加載點下的特殊扣冪指數密封指數曲線

3 全尺寸實物評價試驗

全尺寸實物試驗是油套管接頭開發重要環節，也是驗證開發成功的重要標準。 為縮短研發周期，按照公差要求先加工最容易失效的1 號和2 號樣管， 進行試錯試驗； 通過試驗后再加工整套規定的樣管進行ISO 13679： 2002 CAL Ⅳ試驗， 內容包括上卸扣試驗、 復合加載試驗和極限試驗。

3.1 上卸扣試驗

圖10 為樣管上、 卸扣前后的實物照片，其中圖10 （b） 為樣管經過3 次上卸扣后的整體和局部實物照片， 上卸扣試驗按照標準要求， 套管需要3 上2 卸不粘扣。 試驗結果顯示， 螺紋接頭的表面光滑良好， 沒有發生粘扣現象， 這表明螺紋密封面臺肩等接觸部位的過盈量設計合理。

圖10 特殊扣上、卸扣前后實物照片

圖11 所示為三次上扣扭矩曲線， 從圖11 可以看出， 特殊扣上扣扭矩曲線特性較好， 反映了其合理的參數結構。

圖11 特殊扣三次上扣扭矩曲線

3.2 復合加載試驗

復合加載試驗是檢驗特殊扣在拉伸、 壓縮、內壓、 外壓、 彎曲、 高溫等復合工況下的氣密封性能。 經過ISO 13679： 2002 CAL Ⅳ一系列全尺寸實物評價試驗， 未發生泄漏或其他結構失效。 該特殊扣成功通過了ISO 13679： 2002 CALⅣ試驗驗證， 其拉伸、 內壓、 外壓效率達到管體的100%。

4 結 論

（1） 開發的高氣密封穩定性特殊扣， 適用于高溫高壓井、 水平井、 大位移井、 大狗腿度斜井等苛刻井況。

（2） 有限元分析和全尺寸實物評價試驗表明， 該特殊扣上扣特性較好， 具有良好的連接強度和優異的密封穩定性， 其拉伸、 內壓、 外壓等效率均達到管體的100%。