氣體封隔器密封單元的增強方法與安全分析

程文佳 李越 徐鳳祥 魏瑞濤 葛垣 王雷鵬

(1.中海油田服務股份有限公司天津分公司 2.陜西思銳機電科技有限公司)

0 引 言

封隔器是油氣井分層分段開采的關鍵工具。近年來，隨著鉆井深度不斷增加，井底溫度和壓力不斷增大，高溫高壓井已成為新的常態[1-2]。封隔器膠筒在高溫高壓載荷工況下極易發生失效，不僅會影響油氣井的生產安全，也會造成較為嚴重的經濟損失[3-4]。因此，開展高溫高壓等特殊工況下封隔器密封單元增強方法的研究與實踐十分重要。

國內外學者對不同使用工況下封隔器膠筒的密封性能進行了分析，并取得了一定成果。郭飛等[5]研制了一種能夠適用于井下350 ℃高溫和20 MPa高壓的封隔器密封性能測試裝置，分析了惡劣工況下膠筒紫銅包覆量、環空腔體內介質種類對膠筒力學性能和密封性能的影響。張付英等[6]使用有限元的方法分析了不同條件下膠筒與套管間接觸應力以及溫度對封隔器膠筒密封性能的影響，發現溫度變化對封隔器的密封性能影響較大，升溫可提高膠筒與套管之間的接觸應力，而降溫會使膠筒與套管的接觸應力減小。王龍[7]通過對封隔器卡瓦合金塊的4個關鍵結構參數進行正交試驗，優化了卡瓦合金塊的安裝間距、安裝傾角、直徑以及卡瓦楔角，減輕了原有卡瓦的應力集中現象。盧明等[8]考慮橡膠材料、幾何形狀和受力狀態等多重非線性特征，設計了自重“長硬膠筒-短軟膠筒-長硬膠筒”的密封結構，發現工作階段封隔器主要依靠中膠筒實現密封。水浩澈[9]利用有限元方法分析了膠筒在不同溫度下的最大接觸應力及密封吸能系數，發現軸向載荷不變時，隨著溫度升高，膠筒的最大接觸應力增加，密封性能提升。F.HASSANI等[10]研究了HNBR彈性體封隔器在熱老化中的機械性能，發現老化可能引發密封元件的彈性失效和斷裂；當施加的壓應力沒有達到填料元件膨脹和密封間隙所需的力，就會造成彈性失效。當使用溫度超過150 ℃就會發生斷裂。V.L.POLONSKY等[11]將封隔器圓柱形膠筒設計為圓錐形，同時使用軟硬膠筒組合和彈簧環防突裝置，增強了封隔器的密封性能。WANG J.N.等[12]通過對封隔器膠筒不同參數研究，指出橡膠的壓縮距離及橡膠和套管的接觸壓力與設定載荷均成正比。

上述研究大多集中于單一工況下封隔器膠筒結構的密封性能，缺乏綜合考慮封隔器膠筒運動、材料、受力、結構，以及高溫高壓條件下密封性能的研究。鑒于此，筆者提出了多材料、多串聯的封隔器膠筒結構增強方案，提高坐封成功率和避免發生初始破壞。對常規三單元密封膠筒結構進行了區域化增強和再設計；通過拉伸試驗和Yeoh理論獲得橡膠的本構模型參數；建立組合式三單元膠筒有限元三維模型，研究井下極端工況下(環境溫度204℃、密封壓力70 MPa)膠筒的應力和變形規律；結合所設計的氣體封隔器膠筒密封單元實物，進行了安全性評價試驗，取得了良好的密封效果。

1 封隔器密封單元增強方法

1.1 傳統三單元膠筒結構

傳統的單一橡膠密封件在高溫作用下，材料的自身剛度和強度極大地減弱。在軸向坐封力下變形量增大，極易發生結構失穩，而組合密封可通過不同材料密封組件優勢互補來滿足井下復雜環境的要求。但目前一些常規的組合密封膠筒在實際應用中仍存在許多問題：一是膠筒坐封壓力小，在高壓下容易壓潰，如圖1所示；二是在高溫高壓環境下，封隔器膠筒穩壓效果差，無法達到現場使用要求。

圖1 常規三單元膠筒破壞圖

1.2 多材料組合式增強方案

鑒于現有封隔器三單元膠筒結構存在的問題，以及含硫化氫氣體封隔器對密封單元的要求，提出了多材料、多串聯的封隔器膠筒結構增強方案。該方案能使膠筒在坐封時避免發生初始破壞，提高結構整體的應力水平，防止局部高應力水平造成膠筒破損，降低膠筒長時間在極端工況下老化帶來的性能損失。所設計的HPHT105-232-V0型含硫化氫高溫高壓氣體封隔器密封單元結構如圖2所示。膠筒總成最大外徑207.5 mm，最小內徑173.0 mm，試驗套管最大內徑222.5 mm。

圖2 多材料組合式膠筒結構

相較于常規三單元膠筒結構，新結構的上、下邊膠筒與金屬護肩之間有護環，同時在金屬護肩上方依次增加三角環、支撐環、壓環。護環材料為聚四氟乙烯(PTFE)。PTFE護環能夠誘導下部膠筒變形，防止膠筒在承受極端載荷時出現失穩而發生結構破壞。三角環材料為聚醚醚酮(PEEK)，在封隔器膠筒工作過程中起填充作用。金屬護肩可防止PTFE護環由于流動應力擠出套筒，防止密封性能減弱。壓環材料為20CrNiMo，用于支撐上部非金屬護肩及邊膠筒。膠筒材料為耐腐蝕、耐高溫的四丙氟橡膠(AFLAS)，上、中、下膠筒依次為AFLAS90、AFLAS80、AFLAS90的硬-軟-硬組合。膠筒之間設有42CrMo的金屬隔環，使膠筒能夠各自變形而互不影響，保證膠筒的應力平衡。中膠筒在封隔器整體結構中起主要密封作用，中膠筒內部中間位置設計有U形槽，誘導其充分變形從而獲得更高的接觸應力，以增強封隔器的密封能力。封隔器密封單元的材料參數如表1所示。

表1 封隔器材料參數表

2 密封單元材料的性能測試

2.1 測試標準與方法

AFLAS90試樣的制作參考GB/T 528—2009[13]，試樣尺寸如圖3(左上)所示。首先將試樣安裝在204 ℃恒溫箱中，溫度的調節參考GB/T 2941—1991[14]。橡膠試樣的測試過程參考GB/T 528—2009，試驗前檢查試樣是否對中，確認無誤后，試驗機以速率400 mm/min進行加載，直至試樣斷裂，并記錄數據。

圖3 溫度204 ℃下AFLAS90拉伸測試結果

2.2 試驗結果分析

測試共進行3組平行試驗，測試結果如圖3所示。試驗結果表明，同一材料在重復試驗下，性能穩定，3條曲線基本重合。其次，在拉力不斷加載中，材料的應力都呈近直線上升，且斷裂區間在2.5～3.0 MPa之間。

2.3 膠筒材料本構模型

由于橡膠材料的非線性力學特征不能利用彈性模量和泊松比進行簡單描述，在橡膠性能測試試驗數據的基礎上形成了許多能夠表征橡膠變形的理論模型。其中典型的有Mooney-Rivlin模型、Yeoh模型和Ogden模型。考慮Moonry-Rivlin模型和Ogden模型不能有效描述橡膠的壓縮變形[15]，Gregory提出應變能密度函數W三階表達式，即：

W=C10(I1-3)+C01(I2-3)+C20(I1-3)2+

C11(I1-3)(I2-3)+C30(I1-3)3

(1)

式中：W為應變能密度，J/m3；Ii為第i方向的應變不變量；Cij是材料常數，GPa。

研究表明，?W/?I2遠小于?W/?I1，且近似為0。因此，Yeoh假設?W/?I2=0，式(1)對I2取偏導數可得：

(2)

可得C01=0，C11=0。代入式(1)可得：

W=C10(I1-3)+C20(I1-3)2+C30(I1-3)3

(3)

式(3)即為Yeoh模型，適用于不同變形方式的拉伸試驗[16-17]。

取試驗獲得數據的平均值與Mooney-Rivlin本構模型、Yoeh本構模型和Ogden本構模型曲線進行擬合并比較，結果如圖4所示。由圖4可知，Yeoh模型模擬橡膠力學性能較為精確，故選用Yeoh本構模型。根據其應變能函數和材料試驗數據確定該橡膠材料參數。通過擬合試驗數據即可得到待定C10、C20、C30。其中C10是單軸拉伸應力應變曲線的零度系數值，C10=0.323；C20是曲線的一次項系數的，C20=0.038；C30是曲線的二次項系數的，C30=-0.002。將其作為輸入參數輸入到材料屬性中即可完成對橡膠本構的設定。

圖4 試驗數據與本構模型關系

3 增強單元的有限元分析

3.1 幾何模型

有限元分析軟件ABAQUS被證明可以很好地計算封隔器膠筒在井下工作的承載情況[18]?？紤]到封隔器膠筒各個部件都是類圓筒結構，本文將封隔器膠筒各個部件簡化為軸對稱結構，各個草圖繪制的區域以對稱軸為參考與各個零部件橫截面的空間分布區域完全一致，如圖5所示。

圖5 封隔器膠筒橫截面空間分布

3.2 邊界及載荷

模型邊界條件：在各個零部件之間設置了面對面的剛性接觸，各零部件之間的摩擦因數設置為0.3[19]。考慮到封隔器膠筒在承載過程中會產生大變形而造成膠筒自身之間相互侵入，在各個膠筒表面設置了自接觸。模型使用C3D8R網格單元，上部的壓環限制x、z方向的位移和x、y、z方向的轉動，下部壓環和套筒結構施加固定約束，將軸向力載荷施加到壓環上。在施加軸向力坐封封隔器膠筒之后，在壓環和支撐環與液壓油接觸的區域施加壓力載荷。壓力載荷分段線性加載，擬針對封隔器膠筒在200 kN軸向力坐封后，膠筒結構在70 MPa密封壓力下的工作情況進行數值模擬。

載荷：第一步先計算封隔器膠筒在承受200 kN軸向力的承載情況(包括應力、位移和應變)；第二步計算封隔器膠筒在承受200 kN軸向力坐封之后，封隔器膠筒承受70 MPa環空壓差的情況。

3.3 計算結果分析

封隔器膠筒的密封性能主要由膠筒與套管內壁的接觸壓力決定，膠筒承受載荷變形后與套管內壁接觸，從而產生接觸應力。圖6展示了膠筒在承受坐封載荷和密封載荷的變形云圖。

圖6 膠筒不同條件下變形位移圖

由圖6a可知，膠筒在承受坐封力時最大變形量為87.137 mm，此時膠筒與金屬護肩已經完全貼合在金屬套管上，上部護肩支撐環卡死，膠筒具有一定的密封能力。中膠筒中部U形槽未被完全填充，仍有一定間隙，底部金屬支撐環變形較大，但與下部壓環依然有間隙。

在此基礎上施加密封壓力后(見圖6b)，膠筒的最大變形量達到94.785 mm；中膠筒U形槽上下開口完全貼合在一起，底部金屬支撐環進一步變形與壓環完全貼合；封隔器膠筒各個部件充分變形且已完全填充套管的內壁，各零部件之間無明顯的間隙，膠筒已充分變形且達到最大接觸應力。

圖7展示了膠筒的接觸應力分布圖。從圖7可以看出：最大接觸應力位于金屬護環與套管接觸區域，幅值為240 MPa；支撐環下端金屬護肩和PTFE護環與套管最大接觸應力分別為160和130 MPa，大于封隔器工作壓差70 MPa，可以保證封隔器膠筒具有較為優良的防突功能。同時，金屬結構也能夠充當次級密封功能。此外，上部邊膠筒與套管的接觸應力幅值為85 MPa，大于工作壓差70 MPa，能夠保證封隔器膠筒穩定工作而不發生泄漏。下部膠筒的接觸應力逐漸減小，中膠筒的最大密封應力為60 MPa，下部邊膠筒的峰值接觸壓力僅為40 MPa。

圖7 封隔器膠筒接觸應力

封隔器膠筒在工作時本身的應力狀態是評價膠筒是否損壞的重要參考指標[20-21]。橡膠筒在受壓作用下的應力情況如圖8所示。

圖8 溫度204 ℃下封隔器密封條件下橡膠筒應力云圖

端部膠筒在與上部PTFE護環接觸區域存在局部應力集中，軸向方向膠筒橡膠材料的最大拉應力不超過10.185 MPa，最大Mises應力為50.686 MPa。由于膠筒在承載過程中隔環擠壓膠筒造成較大的剪切應力集中，但膠筒的剪切應力幅值不超過11.546 MPa。膠筒在充分變形后，中膠筒U形開口槽引導中膠筒充分變形，中膠筒中部開始貼合。這說明端部膠筒具有良好的基體彈性及強度儲備；中膠筒具有良好的潛在密封功能；依次，下部膠筒具有強大的代替密封能力。

4 增強單元的密封安全性測試

4.1 密封安全性測試方法及標準

HPHT105-232-V0型含硫化氫高溫高壓氣體封隔器密封單元的測試方法，遵循API 11D1 V0條款和試驗規程[22]。在204 ℃高溫下對封隔器膠筒施加200 kN坐封力，記錄膠筒壓縮距；對膠筒下部施加15 MPa環空壓力載荷，待壓力穩定后保壓2 min；持續加壓至25 MPa，并保持壓力穩定2 min；繼續加壓至35 MPa，并保持壓力穩定2 min；繼續加壓至50 MPa，保持壓力穩定2 min；繼續加壓至60 MPa，保持壓力穩定2 min；繼續加壓至70 MPa，穩定壓力120 min后，記錄試驗數據。接下來泄壓并換向，進行上部環空測試，方法與膠筒下部的測試方法一致，如此循環對封隔器膠筒的上部和下部各進行3次環空壓力測試。

保持溫度不變，按照上述壓力測試梯度，再次對下部環空和上部環空分別進行各3次壓力測試。測試結束后，降溫至120 ℃后對封隔器下部進行循環加壓至70 MPa并保持壓力穩定120 min；隨后，泄壓換向并升溫至204 ℃對封隔器膠筒上部環空加壓至70 MPa并保持壓力穩定120 min，記錄數據，下部環空無氣泡溢出為合格。

4.2 測試結果

封隔器膠筒試驗后的形貌圖如圖9所示。對比可以觀察到封隔器膠筒上部和下部金屬支撐環、護肩和PTFE護環有一定的塑性變形，金屬護肩能夠完全包覆PTFE護環，PTFE護環能夠完全包覆端部膠筒。

圖9 封隔器膠筒測試形貌圖

封隔器膠筒向外側擴張，外表面無明顯的損傷，測試過程中封隔器膠筒無漏氣現象，設計的膠筒能在204 ℃和70 MPa的環空壓力下正常工作。

4.3 綜合分析

由數值模擬和試驗結果可知，所設計的組合膠筒結構在密封過程中可以承受較大的軸向載荷，金屬支撐環和護肩塑性變形能夠提供較大的接觸應力，防止發生肩突現象。

上部端膠筒是整個密封單元受載最嚴重的部件。它與護環接觸的區域存在局部應力集中，但應力等級和變形量并不大，其最大拉應力不超過強度極限的61%，具有充分的安全性儲備。因此，整個密封單元具有足夠的工作安全性。

5 結 論

(1)提出了一種多材料組合式封隔器密封單元的增強方法，優化了傳統硬-軟-硬三膠筒結構，在上下邊膠筒與金屬護肩之間增加護環，同時在金屬護肩上方依次增加支撐環、三角環和壓環。新的密封單元具有良好的密封性能和安全性。

(2)采用增強方法設計的HPHT105-232-V0型含硫化氫高溫高壓氣體封隔器密封單元，在200 kN坐封力和70 MPa環空壓力下，膠筒的最大變形量為94.785 mm；最大接觸應力位于金屬護環與套管接觸區域，幅值為240 MPa。支撐環下端金屬護肩和PTFE護環與套管的最大接觸應力分別為160和130 MPa。上部邊膠筒與套管的最大接觸應力85 MPa。封隔器各部件與套管內壁的接觸應力均大于70 MPa的環空壓力，滿足高壓環境下的密封性能要求。

(3)對HPHT105-232-V0型含硫化氫高溫高壓氣體封隔器，在高溫高壓下進行了增強單元的密封安全性測試。結果顯示封隔器膠筒向外側擴張，外表面無明顯的損傷，測試過程中封隔器膠筒無漏氣現象，所設計的多材料組合式膠筒結構能在204 ℃下、20 kN坐封力和70MPa的環空壓力下正常工作，具有足夠的密封安全性。