可變徑刮管器結構設計及測試

王曉，李清濤，劉傳剛，劉景超，邢洪憲，王堯，鄧晗，姚智翔

中海油能源發展股份有限公司 工程技術分公司（天津 300452）

0 引言

刮管器是重要的套管內壁清潔工具，其性能的好壞在完井作業中對工作液清潔、管柱下入摩阻、封隔器密封、鋼絲作業、儲層保護等有重要影響。目前常用的刮管器多為單一工作內徑的刮管器，僅能在一種內徑的井筒中進行刮管清洗作業[1-4]。當需要清洗的井段為兩種不同內徑時，則需要更換不同的刮管器。由于海上油田刮洗的位置通常在2 000~3 000 m深度，更換刮管器需要耗費大量的時間，嚴重影響了海上作業效率。

設計了一種可變徑刮管器，適用于159.4~220.5 mm（7"~95/8"）套管的刮管需求，并對其核心結構板簧進行了優化設計。基于理論分析和有限元數值模擬方法，研究了滑套可變徑刮管器板簧結構的力學性能，并通過功能實驗與理論、數值模擬結果進行對比，驗證了理論研究的準確性。相關研究方法和結論可為新型可變徑刮管器的設計提供參考。

1 系統構成與結構設計

1.1 工作工況

海上油田套管根據設計差異，不同位置通常有不同的尺寸。其中一種較為常見的結構為上部220.5 mm（95/8"）套管，下部159.4 mm（7"）套管，如圖1所示。當進行刮管清洗作業時，需要先下220.5 mm的刮管器，刮洗完成后，起出刮管器，更換159.4 mm的刮管器，再次下入井中，進行刮洗作業。由于刮洗的位置普遍較深，通常在2 000~3 000 m深，更換刮管器需要耗費大量的時間。

圖1 海上常見套管結構示意圖

可變徑刮管器在220.5 mm和159.4 mm套管內都可以作業，即可以刮完220.5 mm的套管后，直接刮洗159.4 mm套管，一次完成220.5 mm和159.4 mm套管的刮洗作業，如圖2（a）、（b）所示。根據相關使用要求在220.5 mm和159.4 mm套管內時，板簧的彈力需要控制在300~1 300 N。

圖2 可變徑刮管器刮套管示意圖

1.2 可變徑刮管器基本結構

可變徑刮管器的主要結構如圖3所示，主要由芯軸、上接頭、彈簧、固定栓、板簧、刮刀組成。板簧的兩端安裝在固定套上，對板簧起到固定和約束作用，刮刀片安裝在板簧的中央。其中，板簧是可變徑刮管器的核心部件，其主要作用是通過板簧壓縮后產生的反力作用在卡瓦，使卡瓦貼緊套管壁，板簧反力的大小直接決定了刮管器刮削力的大小。板簧結構的設計是影響刮管器設計的核心因素，需要根據使用工況對板簧結構進行詳細的分析及優化設計。

圖3 可變徑刮管器主要部件構成示意圖

2 可變徑刮管器板簧結構受力理論分析及優化設計

2.1 板簧結構受力分析

板簧結構是一種常見的彈性結構，普遍應用于汽車、建筑等領域，具有力學性能穩定、強度高等優點[5-8]。為了滿足大變徑的需求，設計采用了弓形的結構，如圖4（a）所示。可變徑刮管器主要通過徑向位移載荷作用下的彈性變形來實現刮削和變形功能，其板簧結構可簡化為一端固定，一端簡支的梁結構進行受力分析。壓力載荷施加于板簧結構中間位置，板簧結構及截面形狀如圖4（b）所示。

圖4 變徑刮管器板簧結構示意圖

板簧截面慣性矩I為：

根據簡支梁撓度與載荷力公式：

式（1）、式（2）聯合可得，板簧在工作狀態中受到的頂部壓力P為：

同時,對于刮管器存在：

所以：

式中：b為板簧寬度，mm；h為板簧高度，mm；P為板簧的頂部壓力，N；L為板簧長度，mm；E為板簧材料彈性模量，MPa；w為板簧徑向方向的壓縮距離，mm；D為刮管器的外徑，mm；d為對應套管的內徑，mm。

刮管器工作工程中刮削力F為：

式中：F為所有板簧刮削過程的軸向力，N；n為板簧的數目；μ為刮板與套管間的摩擦系數。

2.2 板簧結構優化設計

板簧結構所用材料為60Si2Mn，彈性模量為2.06×1 011 Pa，泊松比為0.3，板簧長度1 000 mm，其截面寬度為22 mm，厚度為5 mm，板簧的壓縮高度需要設計計算，而板簧的高度通過刮管器的外徑進行控制。根據上述公式計算求得刮管器外徑對板簧支反力的影響關系，如圖5所示。

圖5 變徑刮管器板簧支反力隨外徑變化曲線

根據設計要求，刮管器的板簧在220.5 mm和159.4 mm套管內，板簧的彈力需要控制在300~1 300 N。由圖5可知，在220.5 mm和159.4 mm套管內刮管器板簧的支反力均隨著外徑的增大線性增大。當外徑大于247 mm時，板簧支反力大于300 N；當外徑小于274 mm時，板簧支反力小于1 300 N。因此刮管器的外徑D應滿足247 mm≤D≤274 mm。考慮到支反力過大容易造成板簧變形，取刮管的外徑為260 mm。

3 可變徑刮管器板簧有限元分析

3.1 可變徑刮管器板簧模型建立

為了更加準確了解板簧的支反力及變形情況，檢驗其強度是否滿足要求，目前主要通過有限元法建立其模型，模擬計算在工作狀態下板簧的變形情況及應力分布[9-10]。

主要步驟如下：①根據確定的板簧基本結構及尺寸建立板簧的三維模型，并在板簧的頂部設置一個矩形壓塊，模擬套管對板簧的壓縮作用，板簧和壓塊之間設置接觸對。②在板簧的兩端施加滑動約束，壓塊上施加向下的位移荷載，模擬計算不同外徑的套管對刮管器板簧的壓縮作用。對所有結構劃分網格，劃分網格后的模型如圖6所示。在壓縮過程中，板簧的變形較大，計算采用大變形的非線性求解器。

圖6 板簧的網格模型和接觸設置

3.2 數值模擬計算結果分析

運行求解得到板簧在5、20、35、50 mm壓縮距離下表面的Mises應力分布和變形情況，計算結果匯總應力云圖如圖7所示。

圖7 不同壓縮距離時板簧表面Mises應力云圖

當壓縮距離為5、20、35、50 mm時，板簧表面最大Mises應力主要發生板簧的根部，其最大值分別為141、504、828、1 183 MPa。板簧的材質為合金彈簧鋼60Si2Mn，屈服強度1 274 MPa，表面各處的應力均小于其屈服強度，不會發生屈服變形，說明板簧的強度滿足要求。

3.3 結果對比分析

對數值模擬結果進行后處理，得到不同壓縮距離時板簧的支反力和表面最大Mises應力,并計算板簧在不同壓縮距離下支反力的理論值，匯總對比如圖8所示。

圖8（a）為不同壓縮距離時板簧的理論與數值模擬支反力對比圖，兩者的變化規律完全一致，計算結果非常接近，數值模擬計算結果略大于理論計算。以壓縮距離為50 mm時為例，支反力的理論計算值與數值模擬值分別為1 133 N和1 210 N，誤差僅6%。

圖8（b）為不同壓縮距離時板簧的最大表面應力隨壓縮距離的變化情況，其分布幾乎成線性規律。在設計的壓縮行程內，板簧的表面Mises應力始終小于板簧的屈服強度，不會發生屈服變形，滿足設計要求。

圖8 不同壓縮距離時板簧支反力和最大Mises應力變化

4 實驗測試及現場應用

4.1 實驗測試

為了進一步驗證設計的準確性和可靠性，需要對加工好的刮管器板簧結構進行試驗測試。測試過程如圖9所示，將板簧及固定套安裝在一根軸上，軸的尺寸與刮管器芯軸的尺寸保持一致。測試使用的為TWL型拉壓試驗機，加載方式為位移控制加載，加載速度為50 mm/min。壓力試驗機的壓頭作用在板簧的中部，通過電腦記錄板簧的壓縮位移和支反力變化。

測試得到板簧的壓縮位移和支反力變化如圖9（b）所示，在壓縮過程中板簧的支反力隨壓縮位移線性增加，與理論及有限元分析一致。當壓縮位移為50 mm時，實驗測得的支反力為1 250 N，其數值模擬計算為1 210 N，理論計算結果為1 133 N。與實驗測試結果相比，理論計算結果與數值模擬計算結果分別比實驗測試結果小9.36%和3.20%。可見數值模擬計算的準確性略高于理論計算結果，并進一步驗證了設計計算的合理性。

圖9 板簧的實驗室測試

4.2 現場應用

可變徑刮管器取得實驗測試成果后，開始在海上油田常規套管井和防腐套管井應用。目前已經成功應用于渤海、南海等多個海域，使用超過數十口井次。工具出井后沒有出現變形、斷裂等情況，并取得了良好的刮管效果。

5 結論

1）設計了可用于159.4~220.5 mm（7"~9?"）套管的可變徑刮管器，對設計的可變徑刮管器板簧結構進行了理論分析，得到了板簧支反力和長度、寬度、壓縮高度等結構參數的規律，并初步優化了結構尺寸。

2）對可變徑刮管器板簧結構建立了三維有限元模型，分析發現板簧表面最大Mises應力隨壓縮距離線性增大，且達到最大設計壓縮距離50 mm時，最大Mises應力為1 183 MPa，小于其屈服強度，滿足設計要求。

3）對可變徑刮管器板簧結構進行了實驗測試和對比分析，發現當壓縮位移為50 mm時，實驗測得的支反力為1 250 N、數值模擬結果為1 210 N，理論分析計算結果1 133 N，理論計算結果與數值模擬結果與實驗測試結果分別相差9.36%和3.20%。驗證了計算分析的合理性。

通過多次現場應用驗證了設計的合理性，能夠顯著提高現場刮管洗井的工作效率，也為其他尺寸可變徑刮管器的設計提供參考。