雙臺肩鉆桿接頭上扣扭矩力學特性分析

楊文哲 王蕊 徐興海 李東風 莫子雄

(1.中國石油集團工程材料研究院有限公司 2.國家市場監管重點實驗室(石油管及裝備質量安全) 3.四川長寧天然氣開發有限責任公司)

0 引 言

隨著油氣資源勘探開發力度加大，鉆井深度不斷增加，鉆柱服役條件更為嚴苛。鉆桿接頭作為鉆柱的關鍵部件，在井下復雜載荷作用下經常出現密封失效、螺紋連接失效等問題，以至鉆柱失效，造成巨大經濟損失[1]。原有的API標準鉆桿接頭因結構性能不足，易發生接頭脹扣、變形、刺漏及螺紋黏扣等形式的失效，已不能完全滿足鉆井的需求[2-7]。因此，國內外各大鉆具廠商相繼開發了性能更優的雙臺肩鉆桿接頭，其在深井超深井等領域備受青睞。

雙臺肩鉆桿接頭相較API標準鉆桿接頭，在外螺紋小端嚙合處增加了1副臺肩結構。該結構不僅具有輔助上扣定位、分擔載荷和輔助密封等功能，還可有效改善接頭抗扭性能不足、應力集中嚴重等問題[8-9]。為進一步提高鉆桿接頭的連接強度和密封性能，降低其失效風險，國內外學者針對雙臺肩鉆桿接頭的力學性能進行了研究。CHENG J.H.等[10]建立了鋁合金鉆桿接頭三維非線性有限元模型，采用Johnson-Cook模型分析了干涉量對接頭極限強度及失效形式的影響。CHEN F.等[11]通過ABAQUS軟件對鈦合金雙臺肩鉆桿接頭進行三維有限元分析，研究了接頭在復雜載荷條件下的極限拉伸、扭轉等力學性能。DONG L.L.等[12]基于虛功原理對雙臺肩鉆桿接頭進行建模及驗證，探討了復雜載荷作用下接頭的力學特征。張震等[13]在API標準螺紋和雙臺肩螺紋的基礎上，提出了不等錐度鉆桿接頭螺紋的連接方案，并通過有限元方法對3種螺紋(單臺肩、雙臺肩和不等錐度)結構在復合載荷作用下的力學特性進行分析。張彥廷等[14]人基于力學分析和有限元仿真耦合模型，對雙臺肩鉆桿接頭臺肩的力學特性進行分析，通過相關統計擬合分析得到了接頭完整仿真條件，該方法對確定接頭的最佳副臺肩間隙具有指導作用。陳鋒等[15]為確定適合特深井的雙臺肩鉆桿接頭合理副臺肩間隙，采用雙臺肩鉆桿接頭三維彈塑性有限元模型，探究了副臺肩間隙對鉆桿接頭應力分布特征和抗扭性能的影響。

綜合以上研究，采用有限元分析法對理解鉆桿接頭的力學性能及結構優化設計具有重要意義。然而，上述文獻對實際鉆桿接頭模型進行了簡化，忽略了進、退刀槽等結構的影響，且未開展上扣扭矩作用下雙臺肩鉆桿接頭應力分布特性的定量研究。因此，本文考慮結構非對稱、螺旋升角和各嚙合面等因素，以某鉆具廠商開發的新型特殊螺紋鉆桿接頭為研究對象，根據鉆桿接頭的實際幾何模型建立包含進、退刀槽結構的三維非線性有限元模型，研究了上扣扭矩作用下雙臺肩鉆桿接頭關鍵結構(包括主臺肩、副臺肩和嚙合螺紋)的等效應力及接觸壓力分布特性，并評估了該特殊螺紋鉆桿接頭的力學性能，旨在為鉆桿接頭的優化設計及安全應用提供參考依據。

1 三維非線性有限元模型

1.1 網格劃分

雙臺肩鉆桿接頭模型如圖1所示。接頭尺寸為?139.7 mm×9.17 mm IEU S135。采用六面體網格對其進行離散，在螺紋段、臺肩接觸區進行局部網格加密，遠離螺紋段的管體區進行合理加粗，以保證模型的計算精度和計算效率。雙臺肩鉆桿接頭模型網格劃分如圖2所示。整體的網格單元數為28.4萬，節點數為32.5萬，計算時所選單元類型為C3D8R。為模擬外載荷作用下內、外螺紋間的相互作用，求解時在螺紋及臺肩的嚙合面上定義接觸對，在外螺紋端面處建立distributing形式的節點耦合，以施加上扣扭矩；在內螺紋端面處建立kinematic形式的節點耦合，以施加固定約束；其余各面為自由邊界條件。

圖1 雙臺肩鉆桿接頭結構示意圖

1.2 材料力學特性

雙臺肩鉆桿接頭所用材料為S135，彈性模量為210 GPa，泊松比為0.29。材料的真實應力-塑性應變關系如表1所示。

表1 接頭材料的真實應力-塑性應變關系

材料的實測屈服應力為962.16 MPa，實測抗拉強度為1 129.27 MPa，螺紋及臺肩嚙合面的摩擦因數均取0.08。若鉆桿接頭中的von Mises等效應力超過屈服強度，則說明接頭在該工況下趨于屈服。防止流體泄漏的條件為密封面上的接觸壓力大于管內流體壓力，采用接觸面上的平均接觸壓力值為判斷依據，若臺肩密封面上的平均接觸壓力小于管內流體壓力，則說明接頭臺肩密封面發生密封失效。

1.3 載荷工況

對雙臺肩鉆桿接頭外螺紋施加82.1 kN·m的最佳上扣扭矩，以模擬上扣扭矩作用下接頭的受力情況，最佳上扣扭矩參數由鉆具廠商提供。對鉆桿接頭螺紋牙進行編號，以便分析各螺紋牙受力情況，螺紋牙編號見圖1c。鉆桿接頭內、外螺紋均以右旋螺紋為正向。

2 力學特性分析

2.1 等效應力特性分析

上扣扭矩作用下鉆桿接頭整體等效應力分布如圖3所示。

圖3 鉆桿接頭整體等效應力分布

由圖3a可以看出：鉆桿接頭整體等效應力分布不均，臺肩處受到強烈擠壓，應力水平很高；螺紋段各螺紋牙承載不均，近臺肩的幾牙螺紋應力水平較高，但接頭整體等效應力在橫斷面內呈軸對稱分布。接頭整體等效應力范圍為0～952.4 MPa，最大應力發生在外螺紋的第14扣處，但小于材料的屈服極限，未產生塑性變形。圖3b、圖3c為鉆桿接頭臺肩面的等效應力分布云圖。可以看出鉆桿接頭周向應力分布均勻。外螺紋臺肩面等效應力范圍為245.2～741.8 MPa，最大應力發生在主臺肩內圈近圓弧倒角處，次大應力發生在副臺肩外圈近圓弧倒角處；內螺紋臺肩面的等效應力范圍為260.5～791.3 MPa，最大應力發生在主臺肩外圈偏內處，次大應力發生在副臺肩外圈近圓弧倒角處。由于外螺紋在副臺肩側存在0.25 mm的預留間隙，接頭在上扣預緊后，各臺肩面均受壓，近主臺肩的圓弧倒角處均受拉；而外螺紋在副臺肩側不受約束，內螺紋在副臺肩側不承受主要載荷，因此形成了該鉆桿接頭的應力分布特征。其中，臺肩圓弧倒角處的應力集中是該處結構的不連續所致。

鉆桿接頭臺肩面上的等效應力分布曲線見圖4。

圖4 鉆桿接頭臺肩面上的等效應力分布曲線

由圖4a可知：隨徑向路徑長度增加，外螺紋主臺肩上的應力逐漸減小，應力集中在主臺肩內圈近圓弧倒角處，其峰值為741.8 MPa；而內螺紋的應力呈先增后降的變化趨勢，應力集中在主臺肩外圈偏內處，其峰值為791.3 MPa。由圖4b可知，內、外螺紋主臺肩的周向應力分布較均，但內螺紋的應力存在一定的波動性。由圖4c可知，內、外螺紋副臺肩上的應力均隨徑向路徑長度增加而遞增，應力集中位置均發生在副臺肩外圈近圓弧倒角處，內、外螺紋的應力峰值分別為649.3和708.4 MPa。由圖4d可知，內、外螺紋副臺肩上的周向應力分布均勻。在上扣扭矩作用下，螺紋變形量的增大導致螺紋整體應力增大，連接螺紋通過齒面傳遞載荷，故在臺肩面上近螺紋嚙合面的部分變形及應力較大，遠離螺紋嚙合面的部分變形及應力較小，進而形成了接頭臺肩面上的這種應力分布特征。

鉆桿接頭螺紋段的等效應力分布曲線如圖5所示。從圖5a可以看出，接頭螺紋段的應力均呈“U”形分布，具有兩端大、中間小的分布特點，這與雙臺肩鉆桿接頭的受力特點有關。外螺紋在前兩扣(第1～2扣)與后兩扣(第13～14扣)的應力較為集中，最大應力發生在第14扣，其值為952.4 MPa；次大應力發生在第1扣，其值為911.9 MPa。內螺紋在前3扣(第1～3扣)與后1扣(第14扣)的應力較為集中，最大應力發生在第1扣，其值為925.1 MPa；次大應力發生在第14扣，其值為894.8 MPa。接頭外螺紋在第14扣的局部應力值最大，但小于材料屈服強度，未出現塑性變形。

圖5 鉆桿接頭螺紋段等效應力分布曲線

為了得到鉆桿接頭螺紋段在進刀槽側和退刀槽側的應力分布特征，提取外螺紋在進刀槽側前3圈(沿右旋螺紋反向)及退刀槽側后4圈(沿右旋螺紋正向)的齒根應力曲線進行分析，結果如圖5b所示。

進刀槽第1圈螺紋的應力變化趨勢由小到大，而第2～3圈螺紋的均為由大到小，其局部應力最大值出現在第1圈。退刀槽側后4圈螺紋的應力變化趨勢依次為由小到大、由大到小、由小到大、由大到小，其局部應力最大值出現在第4圈。受雙臺肩鉆桿接頭結構幾何尺寸的影響，外螺紋小端第14扣與內螺紋起始嚙合位置約在其半圈處，所以進刀槽第1圈齒根會承受較大載荷，未嚙合半圈應力會逐步增大；隨后內、外螺紋進入嚙合第1圈，齒根應力較大且不斷波動，之后的幾圈不斷變小。退刀槽側發生這種變化趨勢的原因與進刀槽側的相同，但前3圈并未嚙合。

2.2 接觸壓力特性分析

為分析鉆桿接頭密封性能，取其臺肩面及螺紋段上的接觸壓力進行相關分析，如圖6所示。圖6a、圖6b為鉆桿接頭螺紋段的接觸壓力分布云圖。內、外螺紋螺紋段的接觸壓力分布不均，均在第1扣和第13扣上的接觸壓力較大。外螺紋的接觸壓力范圍為0～954.1 MPa，最大值出現在第13扣；內螺紋的接觸壓力范圍為0～921.3 MPa，最大值出現在第1扣。圖6c、圖6d為鉆桿接頭臺肩面的接觸壓力分布云圖。可以看出接頭臺肩面的周向接觸壓力分布較均，但在主臺肩外圈偏內處和副臺肩外圈近圓弧倒角處的接觸壓力較大。外螺紋的接觸壓力范圍為409.8～1 973.8 MPa，內螺紋的接觸壓力范圍為0～1432.3 MPa。

圖6 鉆桿接頭接觸壓力分布云圖

圖7a、圖7b為鉆桿接頭主臺肩上的接觸壓力分布曲線。由圖7a可知：隨徑向路徑長度增加，外螺紋主臺肩上的接觸壓力呈先減后增再減的變化趨勢，接觸壓力最大值出現在主臺肩外圈偏內處，其值為969.9 MPa；而內螺紋的接觸壓力呈先增后減再增的變化趨勢，接觸壓力最大值出現在主臺肩外圈偏內處，其值為1 432.3 MPa。

圖7 鉆桿接頭臺肩面接觸壓力分布曲線

由于內、外螺紋在主臺肩近圓弧倒角處存有徑向間隙，各主臺肩面并未完全接觸，致使此處的接觸壓力發生波動。由圖7b可知，內、外螺紋主臺肩上的周向接觸壓力分布具有波動性，但外螺紋的更顯著。

圖7c、圖7d為鉆桿接頭副臺肩上的應力分布曲線。由圖7c可知，內、外螺紋在副臺肩內圈附近的接觸壓力穩定，但均在外圈近過渡圓角處急劇增大，外螺紋的變化幅度尤為顯著。其中，外螺紋副臺肩的最大接觸壓力為1 973.8 MPa，是內螺紋的2.3倍，這與上扣作用下接頭螺紋副臺肩處的變形極不協調受力特點有關。由圖7d可知，內、外螺紋副臺肩上的周向接觸壓力分布均勻，但外螺紋的較內螺紋的要大。鉆桿接頭主臺肩周向上的平均接觸壓力相對副臺肩的略大。這是由于除雙臺肩結構的受力特點因素外，接頭主臺肩的接觸面積相對副臺肩的要小。

鉆桿接頭螺紋段的接觸壓力分布曲線如圖8所示。接頭螺紋段的接觸壓力呈“U”形分布，具有兩端大、中間小的分布特點。

圖8 鉆桿接頭螺紋段接觸壓力分布曲線

鉆桿接頭螺紋段承載比如圖9所示。其大致呈軸對稱分布，仍保持“U”形分布特征，螺紋段中部分布相對較均勻。接頭螺紋段前3扣的總承載比為38.7%，后3扣的為30.1%，兩者相差較小。

圖9 鉆桿接頭螺紋段承載比

這說明接頭承載較均勻，有利于提高接頭強度。在最佳上扣扭矩作用下，接頭螺紋段在第1扣和第13扣的接觸壓力較高，容易發生黏扣；但接頭整體接觸壓力分布均勻，承載性能較佳。

上扣過程中鉆桿接頭各嚙合面上的接觸壓力及接觸面積變化情況如圖10所示。

圖10 上扣過程中鉆桿接頭各嚙合面的接觸壓力及接觸面積變化情況

由圖10a可見，隨上扣扭矩增大，各嚙合面的接觸壓力逐步增大，但主、副臺肩的接觸壓力增幅較螺紋牙的要大，這說明鉆桿接頭的臺肩面對上扣扭矩作用更為敏感。在0.1～0.2 s時(即大鉗釋放后)，各嚙合面上的接觸壓力均保持不變，其作為預緊力存于鉆桿接頭。

由圖10b可知，各嚙合面的接觸面積在達到一定扭矩值后保持不變，這說明鉆桿接頭各嚙合面已完全接觸。其中，螺紋嚙合面的接觸面積最大，為主臺肩的5.3倍，副臺肩的4.1倍。在上扣預緊后，主、副臺肩上具有較高接觸壓力，均大于管內流體壓力106.91 MPa，接頭具有良好的密封效果。

3 試驗研究

針對?139.7 mm×9.17 mm IEU S135特殊螺紋鉆桿接頭進行實物驗證試驗。根據SY/T 6897—2018《鉆具螺紋上卸扣試驗評價方法》，采用MNJ300/250Y型擰扣機進行上卸扣試驗(最佳上扣扭矩為82.1 kN·m)。鉆桿接頭試樣平行地面，背鉗加持內螺紋，由主鉗帶動外螺紋進行加載，試驗結果見圖11。由圖11可以看出，在最佳上扣扭矩作用下，鉆桿接頭的螺紋及臺肩嚙合面有明顯接觸痕跡，但螺紋未發生黏扣，臺肩面無接觸損傷。圖12為鉆桿接頭上扣扭矩曲線試驗值與模擬值的結果對比。由圖12可以看出，接頭上扣扭矩曲線的試驗結果和模擬結果變化趨勢一致，但在相應拐點處(點A-A′、點B-B′和點C-C′)存在一定的誤差，最大誤差約為5.2%。上述分析表明，實物驗證試驗結果與有限元分析結果基本相符，本文三維數值仿真模型建模方法合理，計算結果可靠。

圖11 上卸扣試驗后鉆桿接頭的實物試樣形貌

圖12 鉆桿接頭上扣扭矩曲線

4 結 論

(1)鉆桿接頭整體等效應力分布不均勻，在橫截面內呈軸對稱分布，關鍵結構處應力集中顯著。各臺肩面保持了較高接觸壓力，沿周向應力分布相對均勻，螺紋段首尾兩扣的局部應力最大，但各部位等效應力均小于材料屈服強度。

(2)鉆桿接頭內、外螺紋臺肩處的徑向預留間隙和其過渡圓角處的結構非連續對臺肩面的應力分布特征影響顯著。隨徑向路徑長度增加，接頭主臺肩面的等效應力及接觸壓力分布呈波動特征，而副臺肩面的均呈先穩定后增大的變化趨勢。

(3)由于雙臺肩鉆桿接頭受力特點，鉆桿接頭螺紋段的等效應力和接觸壓力分布均呈“U”形分布特征，接頭整體應力分布均勻，前3扣與后3扣的承載比之差為8.6%，接頭承載性能較佳。

(4)實物驗證試驗結果與有限元模擬結果吻合，鉆桿接頭螺紋段未發生黏扣，臺肩面無接觸損傷。在最佳上扣扭矩作用下，接頭整體等效應力小于實測屈服強度，各臺肩面的平均接觸壓力大于管內流體壓力，表明接頭具有良好的連接性能和密封性能。