螺紋黏結(jié)對圓螺紋套管連接強(qiáng)度的影響

李 兵，高連新

（華東理工大學(xué)機(jī)械與動力工程學(xué)院，上海 200237）

螺紋黏結(jié)是圓螺紋套管常見的失效形式，經(jīng)常會造成接頭密封性能下降、連接強(qiáng)度降低，甚至脫扣掉井。目前，國內(nèi)外大多數(shù)廠家還沒有完全解決圓螺紋套管的螺紋黏結(jié)問題，每年油田因套管螺紋黏結(jié)失效造成的損失十分巨大。正因如此，螺紋黏結(jié)問題一直是科研工作者研究的熱點［1-3］。

根據(jù)ISO 13679—2019《石油天然氣工業(yè) 套管及油管螺紋連接試驗程序》的定義，螺紋黏結(jié)是“金屬材料接觸表面在螺紋滑動或旋轉(zhuǎn)過程中，發(fā)生冷焊而產(chǎn)生的撕裂現(xiàn)象”。因此，螺紋黏結(jié)是由螺紋局部高接觸應(yīng)力作用下金屬表面相對滑動造成的，通常歸咎于兩接觸表面有沒有足夠的潤滑。ISO 13679—2019將螺紋黏結(jié)分為3個等級，即：①螺紋輕度黏結(jié)（light galling），可以用砂紙修復(fù)的螺紋黏結(jié)；②螺紋中度黏結(jié)（moderate galling），可以用銼刀和砂紙修復(fù)的螺紋黏結(jié)；③螺紋嚴(yán)重黏結(jié)（severe galling），用銼刀和砂紙不能修復(fù)的螺紋黏結(jié)。

上述分類方法以可否修復(fù)作為判定螺紋黏結(jié)的依據(jù)，具有較強(qiáng)的可操作性，但這種分類方法也存在兩點不足：①螺紋可否修復(fù)受判定人的主觀影響很大，缺少量化標(biāo)準(zhǔn)；②修復(fù)后的螺紋會不會影響其連接強(qiáng)度、密封性能，ISO 13679—2019并沒有給出對應(yīng)關(guān)系。

因螺紋黏結(jié)引發(fā)的套管掉井事故屢見不鮮［4］，說明螺紋黏結(jié)對連接強(qiáng)度有明顯影響。目前，研究者從螺紋加工質(zhì)量、現(xiàn)場操作等方面開展了大量工作［5-19］，但鑒于螺紋黏結(jié)的影響因素多，螺紋黏結(jié)問題并沒有完全解決。特別是對已經(jīng)發(fā)生黏結(jié)的螺紋，其連接強(qiáng)度會有多大削弱，可否繼續(xù)使用，目前還缺乏相關(guān)的數(shù)據(jù)，對這些問題很有必要開展深入研究。

1 螺紋黏結(jié)形貌分析

參考ISO 13679—2019標(biāo)準(zhǔn)對螺紋黏結(jié)的定義，將發(fā)生不同程度螺紋黏結(jié)的API圓螺紋齒形放大，可以得到螺紋損傷后，牙型表面的輪廓形貌。圓螺紋套管螺紋黏結(jié)形貌如圖1所示。

圖1（a）所示為上扣前的標(biāo)準(zhǔn)螺紋牙型，其表面光滑平整，齒形輪廓清晰。

圖1（b）所示為外螺紋表面出現(xiàn)輕度螺紋黏結(jié)的齒形形貌。在嚙合螺紋應(yīng)力集中部位的齒頂、齒側(cè)面上均有螺紋黏結(jié)痕跡，但此時的螺紋黏結(jié)面積較小，齒形修磨后可繼續(xù)使用。

圖1 圓螺紋套管螺紋黏結(jié)形貌

圖1（c）所示為外螺紋表面出現(xiàn)中度黏結(jié)的齒形形貌。此時承載面和導(dǎo)向面均產(chǎn)生了明顯螺紋黏結(jié)，螺紋黏結(jié)損傷面積明顯大于輕度黏結(jié)。

圖1（d）所示為發(fā)生嚴(yán)重螺紋黏結(jié)的油管牙型。齒面損傷十分嚴(yán)重，已看不出螺紋外觀的原始輪廓。齒頂因擠壓、磨削已無形狀。

螺紋黏結(jié)發(fā)生在接頭上（內(nèi)螺紋略）的具體位置如圖2所示：有的發(fā)生在嚙合螺紋的小端（圖2a），有的發(fā)生在嚙合螺紋大端（圖2b），還有少數(shù)發(fā)生在嚙合螺紋的中部（圖2c）。上述螺紋黏結(jié)均屬于3個等級中的嚴(yán)重黏結(jié)。

圖2 螺紋發(fā)生黏結(jié)的位置

本文以C110鋼級Φ139.7 mm×7.72 mm規(guī)格圓螺紋套管為對象，研究螺紋黏結(jié)發(fā)生在嚙合螺紋大端、小端及中間位置情況，對接頭連接強(qiáng)度的影響程度。

2 有限元模型的建立與驗證

研究螺紋黏結(jié)對螺紋連接強(qiáng)度的影響，最可靠的方法是全尺寸試驗法，即找到一批發(fā)生了不同類型螺紋黏結(jié)的套管，進(jìn)行拉伸至失效試驗。但試驗很難收集到大量的具有典型螺紋黏結(jié)特征的樣品，而且全尺寸試驗費(fèi)時費(fèi)力，目前比較傾向于采用有限元法。采用有限元法分析套管接頭的力學(xué)性能，主要涉及分析模型、計算程序、失效判據(jù)等技術(shù)問題，使得采用不同模型、不同程序、不同失效判據(jù)時結(jié)果有較大不同。因此，本文首先驗證試驗驗證模型的可靠性，然后再利用驗證過的模型進(jìn)一步分析螺紋黏結(jié)對接頭連接強(qiáng)度的影響。

針對C110鋼級Φ139.7 mm×7.72 mm規(guī)格圓螺紋套管建模，模型參數(shù)采用實測幾何尺寸和實測機(jī)械性能，根據(jù)接頭結(jié)構(gòu)和受力特點，將其按軸對稱問題處理，選用的單元類型為軸對稱三結(jié)點三角形實體單元，模型的有限元劃分以及螺紋部分網(wǎng)格的局部細(xì)分如圖3所示。

圖3 接頭的有限元模型網(wǎng)格劃分

在接頭的內(nèi)壁和外壁粘貼應(yīng)變片。測量接頭在上扣、上扣+拉伸條件下的應(yīng)變分布，以及接頭的拉伸失效載荷，并與有限元結(jié)果進(jìn)行比較。試驗流程如下：①測量接頭及螺紋外形尺寸；②測量接頭材料的機(jī)械性能；③在接頭內(nèi)、外壁粘貼應(yīng)變片，如圖4所示；④上扣試驗（上扣3圈，記錄應(yīng)變值）；⑤拉伸至失效試驗（對上扣后的試樣施加拉伸載荷1 500 kN，記錄應(yīng)變值，然后拉伸至失效，記錄失效值）。

圖4 應(yīng)變片布置

上扣條件下接箍外壁的應(yīng)變分布如圖5所示?？梢?，上扣后套管接頭的變形以環(huán)向變形為主（大部分位置都在1 000×10-6以上），軸向變形較小（大部分位置都接近于0）。在靠近螺紋大端的第2～3個應(yīng)變片位置，接箍的變形最大，經(jīng)分析變形主要是由于螺紋徑向過盈產(chǎn)生的環(huán)向變形。從計算和試驗檢測對比可知，二者不論是分布規(guī)律還是數(shù)值大小，都是非常接近的。

圖5 上扣條件下接箍外壁的應(yīng)變分布

上扣條件下管體內(nèi)壁的應(yīng)變分布如圖6所示。將圖6與圖5對比可知，上扣后管體內(nèi)表面產(chǎn)生的應(yīng)變值比較大，遠(yuǎn)大于接箍外表面的應(yīng)變值；而且由于上扣后外螺紋受到內(nèi)螺紋的壓縮，外螺紋的環(huán)向應(yīng)變均為負(fù)值，代表處于受壓狀態(tài)。

圖6 上扣條件下管體外螺紋內(nèi)壁的應(yīng)變分布

接頭上扣后繼續(xù)施加1 500 kN的拉伸載荷，研究此時接箍外壁和管體內(nèi)壁的應(yīng)變變化，其中接箍外壁的應(yīng)變分布如圖7所示。比較圖5和圖7可知，施加拉伸載荷以后，接箍外壁的環(huán)向應(yīng)變有所增大（最大環(huán)向應(yīng)變增大了大約15%），原因是圓螺紋60°牙型角比較平緩，在拉伸載荷作用下承載面產(chǎn)生了較大的徑向分力，使接箍脹大所致。與環(huán)向應(yīng)變相比，軸向應(yīng)變變化比較明顯，這跟施加的是軸向拉伸載荷有關(guān)。總之，從圖5～7可見，從應(yīng)變的分布趨勢看，計算結(jié)果與試驗結(jié)果非常接近，說明通過有限元法可以準(zhǔn)確地了解接頭上的應(yīng)力、應(yīng)變分布情況。從具體數(shù)值上看，計算結(jié)果與試驗結(jié)果有一定的差異，但差異不大，可以完全滿足工程精度的要求。

圖7 拉伸條件下接箍外壁的應(yīng)變分布

最后對上述模型繼續(xù)施加拉伸載荷，選擇應(yīng)變增量/載荷比率作為失效判據(jù)，接頭在拉伸載荷為1 997.375 kN時發(fā)生螺紋脫扣失效。試驗結(jié)果為2 113 kN，失效形式為接頭滑脫。有限元法與試驗結(jié)果相比，誤差為5.49%，而且失效形式也完全一致，可見有限元分析結(jié)果的精度是足夠的。

3 螺紋黏結(jié)對連接強(qiáng)度的影響分析

接頭從手緊位置開始，上扣3圈達(dá)到機(jī)緊位置，此時參與嚙合的螺紋共有22牙，對各個嚙合螺紋牙從小端起進(jìn)行編號，嚙合螺紋牙編號如圖8所示。

圖8 嚙合螺紋牙編號

利用上述有限元模型，首先計算接頭拉伸失效前各個螺紋分擔(dān)的軸向拉伸載荷，見表1。規(guī)定沿外螺紋接箍面向右為正方向。從計算結(jié)果可見，接頭拉伸失效前，22牙螺紋共同分擔(dān)了1 997.375 kN的拉伸載荷，但在這些螺紋中，各螺紋牙分擔(dān)的力并不是均勻的，而是有很大的差距，靠近大端的第1、2牙螺紋（即圖8中的第21、22號螺紋）分擔(dān)的力最大，約占總載荷的26.4%，從第20號螺紋向前分擔(dān)力均較小，尤其是靠近小端的1～7牙螺紋，這么多螺紋只分擔(dān)了總載荷的15.9%。

表1 螺紋未發(fā)生黏結(jié)時各個嚙合螺紋分擔(dān)的力 N

因為各牙螺紋分擔(dān)的載荷很不均勻，所以當(dāng)處于不同位置的螺紋損壞，對接頭連接強(qiáng)度的影響應(yīng)該是不同的。因此，這里利用有限元法研究第1～3號、10～13號、20～22號螺紋分別發(fā)生黏結(jié)損壞，對接頭連接強(qiáng)度的影響。

建立模型時，螺紋輕度黏結(jié)定義為：內(nèi)螺紋完好，外螺紋承載面?zhèn)瓤拷X頂處有一深度0.1 mm，寬度0.3 mm的凹坑（圖9a）。中度黏結(jié)定義為：內(nèi)螺紋完好，外螺紋同一位置的凹坑深度0.2 mm，寬度0.6 mm（圖9b）。嚴(yán)重黏結(jié)定義為：內(nèi)螺紋完好，外螺紋同一位置的凹坑深度0.8 mm，寬1.5 mm（圖9c），此時外螺紋基本磨平。

圖9 螺紋黏結(jié)模型示意

進(jìn)行模擬分析時，首先假設(shè)螺紋發(fā)生了輕度黏結(jié)，且有3牙螺紋同時黏結(jié)，計算當(dāng)這3牙螺紋處于不同位置（大端、小端和中部）時接頭的連接強(qiáng)度值，然后再用同樣的步驟和方法計算螺紋中度黏結(jié)和嚴(yán)重黏結(jié)的情況，計算結(jié)果見表2。

表2 不同黏結(jié)程度及黏結(jié)位置情況下螺紋的連接強(qiáng)度

可見，螺紋發(fā)生輕度黏結(jié)對接頭連接強(qiáng)度的影響很小，不論螺紋黏結(jié)發(fā)生在嚙合螺紋的大端、小端還是中部，對接頭連接強(qiáng)度的削弱均不超過1.2%。經(jīng)分析，這與螺紋的受力特點有關(guān)：在拉伸載荷作用下，各牙的螺紋受力并不均勻，部分螺紋牙削弱后改變了螺紋的受力分布，使得損壞螺紋所分擔(dān)的力向臨近的其他螺紋轉(zhuǎn)移，使得接頭連接強(qiáng)度并未顯著降低。

當(dāng)螺紋黏結(jié)程度加深，達(dá)到中度黏結(jié)水平，對接頭連接強(qiáng)度的影響開始顯現(xiàn)。此時，如果螺紋黏結(jié)發(fā)生在嚙合螺紋的大端，接頭連接強(qiáng)度下降6.9%；如果發(fā)生在小端，接頭連接強(qiáng)度下降3.2%；如果發(fā)生在螺紋中部，接頭連接強(qiáng)度下降4.8%。

當(dāng)螺紋發(fā)生嚴(yán)重黏結(jié)，接頭連接強(qiáng)度下降明顯：若嚴(yán)重黏結(jié)位置位于嚙合螺紋的大端，連接強(qiáng)度下降19.6%；若位于嚙合螺紋的小端和中部，連接強(qiáng)度下降6.5%和8.2%。經(jīng)分析，當(dāng)螺紋發(fā)生嚴(yán)重黏結(jié)，外螺紋基本上被磨平，螺紋黏結(jié)的3牙螺紋完全失去承載能力，因此對接頭連接強(qiáng)度造成了顯著影響。特別是當(dāng)大端的3牙螺紋完全不能承受載荷以后，承載最大的第21、22號嚙合螺紋向小端方向轉(zhuǎn)移，由于螺紋具有1∶16的錐度，轉(zhuǎn)移后螺紋所在基體的厚度顯著減薄，即危險截面面積變小，對接頭連接強(qiáng)度的影響最大，使接頭連接強(qiáng)度降低了19.6%。

4 結(jié) 論

（1）建立了圓螺紋套管接頭應(yīng)力分析的有限元模型，計算了接箍外壁和管體內(nèi)壁的應(yīng)變大小及分布規(guī)律，并在相應(yīng)位置粘貼應(yīng)變片，實際測量了應(yīng)變的具體數(shù)值，將試驗結(jié)果用于有限元建模，保證了分析模型的可靠性。

（2）利用有限元模型，研究了螺紋輕度黏結(jié)、中度黏結(jié)和嚴(yán)重黏結(jié)對圓螺紋套管接頭連接強(qiáng)度的影響。有限元分析結(jié)果表明，螺紋輕度黏結(jié)對接頭連接影響不明顯；螺紋中度黏結(jié)若發(fā)生在嚙合螺紋的大端，會使連接強(qiáng)度降低5%左右；螺紋發(fā)生嚴(yán)重黏結(jié)時，接頭連接強(qiáng)度下降明顯。若螺紋嚴(yán)重黏結(jié)位置位于嚙合螺紋的大端，連接強(qiáng)度下降約20%；若位于嚙合螺紋的小端和中部，連接強(qiáng)度下降6%～8%。

（3）油田使用圓螺紋套管時，若螺紋發(fā)生輕度黏結(jié)，經(jīng)修復(fù)后可以繼續(xù)使用，修復(fù)的目的是去掉毛刺，防止上扣時黏結(jié)進(jìn)一步加??；若發(fā)生中度或嚴(yán)重黏結(jié)，且螺紋黏結(jié)位置在嚙合螺紋大端，應(yīng)停止使用并更換新的接頭。