連續管可纏繞接頭環壓關鍵參數研究*

趙博 鄧國輝 茹翔 汪海濤 晁利寧

(1．寶雞石油鋼管有限責任公司 2．國家石油天然氣管材工程技術研究中心 3.西部鉆探吐哈井下作業公司)

0 引 言

海上鉆井平臺受場地制約[1]，經常需要將多盤連續管連接使用。陸地鉆探也向著超深井方向發展，受滾筒容量等因素的制約，單盤連續管已經不能滿足現場施工使用要求，需采用多盤連續管連接一起作業。連續管機械式連接方式可避免場地、人員和設備等因素的制約，成為連續管損壞修復連接或接長的較優選擇。連續管管-管機械連接器具有連接強度大于連續管本體強度、安裝便捷、檢測直觀及疲勞性能下降較少等優點，因具有可纏繞性，被稱為可纏繞連接器[2]。目前，國外多家油服公司已擁有可纏繞接頭及專利，且現場使用效果良好[3-7]。國內中石油江漢機械研究所有限公司已自主研發出適用于外徑38.1 mm的連續管速度管柱可纏繞接頭，并已成功應用于青海和江蘇等油田。

雖然連續管在海上平臺及陸地深井有著非常大的需求，應用前景廣闊，但油田現場連續管和可纏繞連接器壓接參數選擇主要依靠人工經驗，對環壓中關鍵因素的影響規律研究較少。鑒于此，本文采用ABAQUS有限元模擬軟件對連續管環壓及拉伸過程進行建模分析，對?38.1 mm×3.0 mm連續管環壓關鍵參數(環壓深度和環壓輪半徑)進行優選，避免由于環壓參數選擇不當而引起的連續管失效，同時為現場連續管環壓提出指導性意見。

1 有限元分析

1.1 分析對象

可纏繞接頭結構如圖1所示，主要分為本體部分、接頭部分和伸入部分。其中：本體部分要求最大外徑與連續管外徑相同或略大；接頭部分包含預制溝槽和密封槽，采用溝槽設計保證了連接后連續管具有可纏繞性；伸入部分的主要作用為導向或減少應力集中。可纏繞接頭與連續管的連接方式為溝槽環壓[2]。

1—本體部分；2—接頭部分；3—伸入部分。

本模型的建立基于連續管與可纏繞接頭環壓和拉伸過程，模型包含環壓輪、連續管及可纏繞接頭。由于連續管環壓過程僅涉及可纏繞接頭本體部分和伸入部分，故選擇接頭和伸入部分作為可纏繞接頭研究，暫不考慮密封圈。

研究對象為外徑38.1 mm、壁厚3.0 mm的CT80連續管，以及外徑31.5 mm、環壓槽直徑6.5 mm、環壓槽深度2.3 mm的可纏繞接頭。材料力學性能參數如表1所示。

表1 材料力學性能參數Table 1 Mechanical properties of materials

1.2 基本假設

針對環壓過程對有限元模型進行簡化并做如下假設：①連續管和可纏繞接頭均為各向同性材料；②環壓輪強度遠大于連續管強度，環壓輪為解析剛體；③單個環壓輪依次環壓簡化為3個環壓輪順次環壓。基于以上假設，連續管可纏繞接頭模型可簡化為軸對稱模型[8-10]。

1.3 網格劃分

采用ABAQUS軟件，以接頭各部件尺寸為基礎，采用彈塑性非線性模型進行不均勻網格劃分，四邊形區域采用CAX4R4進行網格劃分(雙線性軸對稱四面體減縮積分)，三角形區域采用CAX3(線性軸對稱)進行網格劃分；劃分后可纏繞接頭單元數為17 757，節點數為18 353，如圖2所示。

圖2 3.0 mm環壓輪壓接裝配體網格劃分Fig.2 Grid division of the crimping assembly of 3.0 mm circumferential crimping roller

由于連續管、可纏繞接頭和環壓輪皆具有對稱性，其中心環向位移為0 mm，連續管軸向拉伸均以分布應力的方式加載在管體端面。

2 彈塑性有限元模型

連續管工作中實際受力狀態非常復雜，主要載荷包括邊界約束力、環壓輪環壓壓應力、連續管端面拉應力。在有限元分析中，連續管總的載荷列陣F可表示為[11]：

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

連續管總體剛度矩陣K可表示為:

(6)

式中:D為彈性系數矩陣。

連續管總有限元方程為：

Kα=F

(7)

式中：α為連續管綜合變形。

通過求解式(7)，得到綜合變形α，進而得到單元節點e的位移列向量αe，則變形后的單元應力σ和單元應變ε可通過式(8)和式(9)求出：

ε=Bαe

(8)

σ=D(ε-ε0)+σ0=DBαe-Dε0+σ0

(9)

3 計算結果及分析

3.1 環壓深度對壓接接頭Mises應力的影響

采用環壓輪半徑4.5 mm，環壓深度分別為1.4、2.0和2.6 mm的環壓參數對連續管進行環壓，對比壓接接頭最大Mises應力隨環壓深度的變化規律，結果如圖3所示。由圖3可以看出，環壓深度為1.4 mm時，最大Mises應力位于可纏繞接頭最后一個環壓凹槽連續管底部；環壓深度為2.0 mm時，最大Mises應力位于連續管與可纏繞接頭壓接位置兩側；環壓深度為2.6 mm時，最大Mises應力位于連續管表面。由此得到，不同環壓深度，接頭最大Mises應力集中位置不同。

圖3 半徑4.5 mm時環壓輪環壓最大Mises應力分布Fig.3 Distribution of maximum Mises stress during circumferential crimping with 4.5 mm radius circumferential crimping roller

分析其原因，當環壓深度為1.4 mm時，環壓輪僅作用于連續管，連續管與可纏繞接頭并未產生相互作用力；當環壓深度為2.0 mm時，作用力集中于連續管與可纏繞接頭之間；當環壓深度為2.6 mm時，連續管受環壓輪和快速接頭兩者的相互作用。

圖4為環壓深度2.6 mm、壓輪半徑分別為5.5和6.0 mm時，壓接接頭Mises應力云圖。從圖4可以看出，當環壓深度為2.6 mm時，不同半徑環壓輪壓接接頭最大Mises應力位置相同。

圖4 環壓深度2.6 mm時不同壓輪半徑環壓Mises應力分布Fig.4 Distribution of Mises stress during circumferential crimping with different radius of circumferential crimping rollers at 2.6 mm circumferential crimping depth

3.2 環壓深度對接頭拉伸性能的影響

環壓輪半徑4.5 mm時環壓至1.6、2.0及2.6 mm深度，400 MPa拉應力作用下拉伸應力云圖如圖5所示。環壓深度分別為1.6和2.0 mm時，接頭拉應力作用于環壓輪(見圖5a和圖5b)；環壓深度2.6 mm時，連續管環壓至貼合，拉應力集中于連續管最后一個環壓輪(見圖5c)，易在最后一個環壓輪部位產生應力集中導致連續管斷裂。

圖5 環壓輪半徑4.5 mm時不同環壓深度最大Mises應力分布Fig.5 Distribution of maximum Mises stress of different circumferential crimping depths at 4.5 mm circumferential crimping roller radius

分析可知，在選擇連續管環壓深度時，應避開導致接頭產生應力集中的環壓深度，使拉應力均勻分布于壓接接頭3個環壓槽凹槽部位，以提高連續管接頭使用性能。

圖6為環壓深度1.8 mm，拉應力400 MPa時，壓接接頭最大拉應力位置。從圖6可以看出，相同環壓深度，不同環壓輪半徑環壓，拉伸應力集中位置相同，均位于可纏繞接頭第一個環壓輪與可纏繞接頭接觸部位兩端部。結合圖4得到，環壓深度一定，連續管最大應力集中位置相同。

圖6 環壓深度1.8 mm時不同環壓輪半徑環壓最大Mises應力分布Fig.6 Distribution of maximum Mises stress during circumferential crimping with different radius of circumferential crimping rollers at 1.8 mm circumferential crimping depth

3.3 環壓輪半徑對壓接接頭Mises應力的影響

采用環壓深度2.2 mm，環壓輪半徑3.5、4.0、4.5、5.0、5.5及6.0 mm對連續管、可纏繞接頭進行環壓，得到環壓輪半徑對壓接接頭Mises應力的影響，結果如圖7所示。

由圖7可以看出，隨著環壓輪半徑的增加，壓接接頭最大Mises應力呈現出先增加后減少再增加的趨勢，環壓輪半徑4.5 mm時最小。

圖7 環壓深度2.2 mm時不同半徑環壓輪壓接接頭Mises應力Fig.7 Mises stress of crimping joint of different radius of circumferential crimping rollers at 2.2 mm circumferential crimping depth

圖8為環壓深度2.2 mm，環壓輪半徑3.5、4.5和6.0 mm時，連續管表面Mises應力分布圖。從圖8可以看出：當環壓輪半徑為3.5 mm時，連續管凹槽底部Mises應力最大；隨著環壓輪半徑的增加，當環壓輪半徑為4.5 mm，壓接接頭Mises應力分布較均勻，平均應力較低；當環壓輪半徑為6.0 mm時，壓接接頭最大Mises應力出現在連續管表面。環壓深度相同時，環壓輪尺寸決定壓接接頭應力分布狀態。

圖8 深度2.2 mm時不同半徑環壓輪環壓Mises應力分布Fig.8 Distribution of Mises stress during circumferential crimping with different radius of circumferential crimping rollers at 2.2 mm circumferential crimping depth

3.4 環壓輪半徑對接頭Mises應力的影響

圖9為不同環壓輪半徑環壓時，接頭軸向拉伸最大Mises應力變化趨勢。

圖9 環壓深度2.2 mm時不同環壓輪半徑壓接接頭最大Mises應力Fig.9 Maximum Mises stress of crimping joint of different radius of circumferential crimping rollers at 2.2 mm circumferential crimping depth

對比圖7和圖9可以得到，接頭環壓最大Mises應力與接頭拉伸最大Mises應力呈相互對應關系，即連續管環壓后殘余應力值越小，接頭抗拉強度越高，符合材料變形規律。

3.5 環壓深度和環壓輪半徑優選

采用不同半徑環壓輪壓接連續管至不同深度，并對環壓接頭進行400 MPa拉伸，得到接頭最大承載力，如表2所示。對表2進行分析，可以優選連續管最佳環壓參數環壓深度及環壓輪半徑。

由表2數據得到，接頭拉伸強度與環壓深度不呈正相關。對環壓和拉伸過程分析可知，連續管接頭失效或可能失效的原因如下：①環壓深度1.4 mm，環壓輪半徑3.5、4.0及4.5 mm時，壓接接頭最大Mises應力達到連續管抗拉強度，此類點為環壓可能失效點；②環壓深度2.6 mm，環壓輪半徑5.0、5.5及6.0 mm時，連續管受壓輪、可纏繞接頭雙重作用，壓接接頭所受Mises應力大于或等于連續管抗拉強度，如圖4紅色區域，環壓直接導致連續管失效；③表2中部分接頭抗拉強度達980 MPa，達到可纏繞接頭屈服強度，接頭最大拉伸強度位于可纏繞接頭環壓槽兩端。接頭使用過程中，此類應力集中點可導致可纏繞接頭接觸區域發生變形。因此，在環壓深度選擇時，應避開此類環壓深度(1.6、1.8及2.0 mm)。

表2 400 MPa拉應力作用下接頭最大承載力Table 2 Maximum bearing capacity of joint under 400 MPa tensile stress

針對?38.1 mm×3.0 mm連續管環壓，環壓深度不能選擇1.4 mm淺環壓深度，也不能選擇2.6 mm完全貼合環壓深度。環壓深度選擇時，應避開連續管環壓和拉伸過程產生的應力集中，優選環壓深度2.2 mm較合適。 故優選環壓深度2.2 mm、環壓輪半徑4.5 mm進行環壓。

4 試驗分析

對環壓后連續管與可纏繞接頭進行破壞性剖析，由于應力釋放，連續管與可纏繞接頭應力變化，連續管環壓后應力測量較困難，本文采用連續管與可纏繞接頭環壓實際間距ab、cd、ef與模型測量數據對比的方式進行模型驗證。

圖10為連續管實際環壓深度1.43、1.50及1.44 mm情況下實物局部剖面圖。

圖10 實際剖開測量位置Fig.10 Measurement position in physical profile

環壓次序為圖中所示1-2-3環壓順序，試驗采用測深儀對環壓后環壓深度進行測量，得到實際環壓深度；采用游標卡尺對環壓完成后底部a、c、e內徑，b、d、f外徑進行測量，每組數據測量3次取平均，計算得到實際環壓ab間隙、cd間隙及ef間隙，采用實際測量數據與建模數據對比。

圖11為實際測量底部間隙與建模底部間隙對比圖。圖11中橫坐標為次序號，縱坐標為底部間隙值。由圖11可知，不同環壓深度環壓后連續管與可纏繞接頭底部間隙與建模測量間隙基本一致。

圖11 實際測量與建模底部間隙對比Fig.11 Comparison of bottom clearance between actual measurement and modeling

5 結 論

(1)不同環壓深度，接頭抗壓接和拉伸機理不同；環壓深度決定接頭最大Mises應力和拉應力分布位置；相同環壓深度，環壓輪半徑決定壓接接頭應力分布狀態。

(2)接頭拉伸強度與環壓深度不呈正相關，環壓深度選擇應避開壓接接頭Mises應力集中和拉伸應力集中導致的連續管或可纏繞接頭失效點。

(3)針對?38.1 mm×3.0 mm連續管環壓，優選環壓深度2.2 mm、環壓輪半徑4.5 mm，此時壓接接頭抗拉強度較高。