復(fù)雜工況下4REG渦輪軸連接螺紋斷裂分析

練章華， 劉 洋， 林鐵軍， 羅澤利， 牟易升

(西南石油大學(xué)石油與天然氣工程學(xué)院，四川成都 610500)

近年來(lái)，隨著油氣勘探開(kāi)發(fā)的不斷深入，深井和超深井?dāng)?shù)量不斷增多，鉆遇的復(fù)雜地層也越來(lái)越多。對(duì)于一些復(fù)雜的深井、超深井，使用螺桿鉆具無(wú)法完成鉆井作業(yè)，有時(shí)候需要應(yīng)用渦輪鉆具鉆進(jìn)。渦輪鉆具與螺桿鉆具相比具有轉(zhuǎn)速高、無(wú)橫向振動(dòng)和抗高溫性能好(渦輪鉆具最高工作溫度可達(dá)150～250 ℃)等優(yōu)點(diǎn)[1]，然而渦輪鉆具在運(yùn)行過(guò)程中其渦輪軸的連接螺紋有時(shí)會(huì)斷裂，如長(zhǎng)慶油田A井采用渦輪鉆具鉆至井深4 882.00 m起鉆倒泵時(shí)發(fā)生卡鉆，解卡起出渦輪鉆具，發(fā)現(xiàn)渦輪軸連接螺紋部位發(fā)生斷裂。為了找到渦輪軸連接螺紋斷裂的原因，筆者查閱了國(guó)內(nèi)外關(guān)于連接螺紋的文獻(xiàn)：高連新等人[2-5]研究了油套管接頭的密封性能，認(rèn)為過(guò)量變形、斷裂和表面損傷是造成油套管及油管接頭密封性能降低的原因；劉巨保和祝效華等人[6-8]利用三維有限元分析法對(duì)鉆桿連接螺紋的可靠性進(jìn)行了評(píng)估，分析了扭矩作用下鉆桿連接螺紋的受力情況；袁光杰等人[9]對(duì)油管連接螺紋進(jìn)行了上卸扣試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)上卸扣會(huì)引起螺紋應(yīng)力分布發(fā)生變化，造成螺紋粘扣或刮傷；C.Santus等人[10]比較了鋁合金鉆桿接頭在冷熱狀態(tài)下的裝配扭矩及強(qiáng)度；練章華等人[11-13]建立了螺紋接頭接觸問(wèn)題的二維有限元力學(xué)模型，評(píng)價(jià)了特殊螺紋接頭的密封性能。但是上述文獻(xiàn)都沒(méi)有研究渦輪軸連接螺紋斷裂的原因。

為此，筆者借鑒以往鉆具螺紋的研究成果，根據(jù)長(zhǎng)慶油田A井渦輪軸斷裂位置建立了一種帶螺旋升角4REG錐形螺紋的三維力學(xué)模型，并對(duì)其進(jìn)行了多種載荷下的有限元計(jì)算，以期為進(jìn)一步研究渦輪軸連接螺紋的力學(xué)機(jī)理和現(xiàn)場(chǎng)正確使用渦輪鉆具提供參考。

1 連接螺紋計(jì)算方程及模型的建立

1.1 連接螺紋有限元計(jì)算方程

1.1.1 連接螺紋彈塑性本構(gòu)方程

渦輪軸接頭連接螺紋受到多重復(fù)合載荷時(shí)，其根部的最大Mises應(yīng)力會(huì)超過(guò)材料的屈服極限進(jìn)入塑性狀態(tài)，導(dǎo)致整個(gè)渦輪軸接頭連接螺紋根部應(yīng)力重新分布。當(dāng)載荷變化時(shí)，進(jìn)入塑性狀態(tài)的局部應(yīng)力不再呈線性關(guān)系變化，不再適用彈性本構(gòu)方程。為了準(zhǔn)確描述塑性區(qū)域的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，根據(jù)彈塑性理論，建立了連接螺紋彈塑性本構(gòu)方程[14]：

(1)

式中：dεij為塑性應(yīng)變分量；G為剪切模量，Pa；Sij為應(yīng)力偏張量，Pa；σm為靜水壓力，Pa；K為體積模量，Pa；σkk為應(yīng)力張量，Pa；F為后繼屈服函數(shù)；δij為Kronecker 符號(hào)。

渦輪軸接頭連接螺紋塑性區(qū)域的應(yīng)變?cè)隽糠至?、?yīng)力分量及應(yīng)力增量分量與時(shí)間的關(guān)系可以通過(guò)關(guān)聯(lián)流動(dòng)法則來(lái)表示?；趘on Mises屈服準(zhǔn)則的流動(dòng)法，假定塑性應(yīng)變?cè)隽繌乃苄詣?shì)導(dǎo)出，則關(guān)聯(lián)塑性情況的流動(dòng)法則可表示為[14]：

(2)

1.1.2 連接螺紋的控制方程

鉆井過(guò)程中渦輪軸接頭連接螺紋常處于彈性范圍內(nèi)，但有時(shí)渦輪軸接頭連接螺紋部位在發(fā)生較大應(yīng)變的情況下進(jìn)入塑性狀態(tài)，因此可將其力學(xué)特性分析視為一個(gè)復(fù)雜的空間彈塑性問(wèn)題。根據(jù)Euler應(yīng)力張量和Kirchhoff應(yīng)力張量表示的相互轉(zhuǎn)化關(guān)系，推導(dǎo)出渦輪軸接頭連接螺紋的有限元控制方程[15]：

(3)

式中：σij為Euler應(yīng)力張量，Pa；εij為現(xiàn)時(shí)構(gòu)型中無(wú)限應(yīng)變；δεij為虛應(yīng)變；fi為單位表面力荷載矢量，N；δui為虛位移，m；V0為初始構(gòu)型中體積，m3；A為現(xiàn)時(shí)構(gòu)型中表面積，m2。

渦輪鉆具通過(guò)傳動(dòng)軸將扭矩傳遞給孕鑲金剛石鉆頭，而渦輪鉆具與鉆頭的連接螺紋是傳遞動(dòng)力的部位。

1.3 邊界條件的確定

根據(jù)渦輪鉆具的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，根據(jù)花鍵軸和渦輪鉆具殼體的尺寸及其材料強(qiáng)度，進(jìn)行受力計(jì)算，得知：孕鑲金剛石鉆頭被卡死時(shí)，渦輪鉆具允許的最大上提拉力為310 kN，下壓力為380 kN，上提拉力和下壓力一旦超過(guò)允許值，渦輪鉆具支承節(jié)軸承內(nèi)的動(dòng)環(huán)和靜環(huán)將被壓死，渦輪鉆具的殼體和軸不能產(chǎn)生相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)。渦輪鉆具殼體被卡時(shí)，渦輪鉆具允許的最大上提拉力為900 kN，下壓力為1 020 kN。表1為φ172.1 mm渦輪鉆具在使用中上提和下壓的最大允許載荷。

圖1 4REG螺紋牙型及連接螺紋有限元模型Fig.1 Thread profile and finite element model of 4REG connection thread

表1 φ 172.1 mm渦輪鉆具允許載荷Table 1 Allowable load of φ 172.1 mm turbine drill

根據(jù)實(shí)際工況可知，渦輪鉆具在解卡過(guò)程中受到壓扭、拉扭和彎扭復(fù)合載荷作用，其受力情況如圖2所示；在有限元分析過(guò)程中，將孕鑲金剛石鉆頭的內(nèi)螺紋右端面固定，分別對(duì)渦輪軸外螺紋端施加載荷。

圖2 不同復(fù)合載荷作用下渦輪鉆具的受力Fig.2 Forces on turbine drill under different composite loads

2 有限元計(jì)算結(jié)果分析

2.1 壓扭復(fù)合載荷作用下接頭螺紋的應(yīng)力

利用有限元法計(jì)算得到扭矩為25 kN·m時(shí)，接頭螺紋分別在鉆壓為800，850和900 kN下的von Mises應(yīng)力云圖，見(jiàn)圖3。由圖3可以看出：在扭矩一定的情況下，隨著鉆壓增大，內(nèi)螺紋所受最大應(yīng)力向內(nèi)臺(tái)肩部位轉(zhuǎn)移，而外螺紋所受應(yīng)力變化較?。辉阢@壓增大的情況下，螺紋牙根部承受的應(yīng)力較大，易發(fā)生螺紋斷裂。

圖3 扭矩一定，不同鉆壓下內(nèi)外螺紋的應(yīng)力云圖Fig.3 Stress cloud diagram of internal/external threads under different WOB and constant torque

2.2 拉扭復(fù)合載荷作用下接頭螺紋的應(yīng)力

拉力為900 kN時(shí)，利用有限元法計(jì)算得到接頭螺紋分別在扭矩為15，20和25 kN·m時(shí)的von Mises應(yīng)力云圖，見(jiàn)圖4。由圖4可以看出：扭矩增大，內(nèi)外螺紋所受應(yīng)力呈現(xiàn)增大的趨勢(shì)，且外螺紋所受最大應(yīng)力為內(nèi)螺紋的4～5倍左右；外螺紋端靠近臺(tái)肩圓柱面第一牙處的應(yīng)力較大；內(nèi)外螺紋從左往右第一牙、第二牙相對(duì)其他螺紋牙應(yīng)力更大；當(dāng)渦輪軸受到的拉力一定，扭矩增大時(shí)，螺紋連接部位相對(duì)安全，但外螺紋臺(tái)肩部位第一牙處應(yīng)力增幅較大，存在疲勞失效的風(fēng)險(xiǎn)。

圖4 拉力一定，不同扭矩作用下內(nèi)外螺紋應(yīng)力分布云圖Fig.4 Stress distribution cloud diagram of internal/external threads under different torques and constant tension

對(duì)圖3和圖4中外螺紋牙沿圓周方向節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，可得到外螺紋第一牙和第二牙的應(yīng)力分布，分別見(jiàn)圖5和圖6。由圖5可以看出，在扭矩一定的情況下，隨著鉆壓增大，渦輪軸外螺紋所受應(yīng)力呈增大趨勢(shì)，且螺紋牙的應(yīng)力分布不均勻，整圈螺紋牙上的應(yīng)力波動(dòng)較大，呈鋸齒狀。由圖6可以看出，在拉力一定的情況下，隨著扭矩增大，外螺紋所受應(yīng)力呈增大趨勢(shì)，螺紋牙處應(yīng)力分布相對(duì)均勻。

圖5 扭矩一定，不同鉆壓下螺紋牙的應(yīng)力分布Fig.5 Stress distribution on thread teeth under different WOB and constant torque

圖6 拉力一定，不同扭矩下螺紋牙的應(yīng)力分布Fig.6 Stress distribution on thread teeth under different torques and constant tension

2.3 彎扭復(fù)合載荷作用下接頭螺紋的應(yīng)力

當(dāng)渦輪鉆具渦輪軸轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，渦輪軸在井底會(huì)隨著井眼軌跡發(fā)生彎曲變形，渦輪鉆具發(fā)生彎曲變形時(shí)，會(huì)受到彎矩的作用。利用有限元法計(jì)算得到扭矩為25 kN·m、井眼曲率分別為10，20和30(°)/100m時(shí)的接頭螺紋von Mises應(yīng)力云圖，見(jiàn)圖7。由圖7可以看出：扭矩為25 kN·m、井眼曲率為0°/100m時(shí)，渦輪軸圓柱面最大應(yīng)力為540.5 MPa；井眼曲率為20°/100m時(shí)，渦輪軸外螺紋第一牙附近的最大應(yīng)力達(dá)到903.6 MPa；井眼曲率為30°/100m時(shí)，渦輪軸臺(tái)肩部位第一牙的最大應(yīng)力達(dá)到903.6 MPa，雖然最大應(yīng)力沒(méi)有達(dá)到渦輪軸材料的屈服極限(材料屈服極限為980.0 MPa)，但在井下惡劣工況作用下會(huì)產(chǎn)生交變應(yīng)力，引起疲勞斷裂。

扭矩為25 kN·m、井眼曲率分別為10，20和30(°)/100m時(shí)，根據(jù)接頭螺紋的內(nèi)、外螺紋牙沿圓周方向節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力數(shù)據(jù)計(jì)算結(jié)果，繪制了內(nèi)、外螺紋第一牙和第二牙的應(yīng)力分布曲線，見(jiàn)圖8。由圖8可以看出：在扭矩為25 kN·m條件下，井眼曲率為10和20(°)/100m時(shí)，外螺紋的最大應(yīng)力為700.0 MPa，連接螺紋部位工作比較安全；井眼曲率為30°/100m時(shí)，內(nèi)、外螺紋的第一牙、第二牙兩端的應(yīng)力較大，最大應(yīng)力為903.6 MPa，接近材料的屈服極限，會(huì)影響螺紋的安全性。

另外，在A井的彎曲井段中，孕鑲金剛石鉆頭被卡住，而現(xiàn)場(chǎng)解卡時(shí)頂驅(qū)最大上拉力400 kN，超過(guò)了解卡時(shí)渦輪鉆具規(guī)定的最大上提拉力310 kN(見(jiàn)表1)，導(dǎo)致渦輪鉆具的支撐節(jié)軸承動(dòng)靜環(huán)不能發(fā)生相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)，解卡時(shí)頂驅(qū)扭矩通過(guò)軸承直接作用到鉆頭和支撐節(jié)主軸連接螺紋上，另外此時(shí)渦輪鉆具制動(dòng)，產(chǎn)生的制動(dòng)扭矩約為4 kN·m，頂驅(qū)扭矩最大為21 kN·m，因此作用于鉆頭連接渦輪鉆具處的最大扭矩為25 kN·m，該渦輪鉆具渦輪軸螺紋在扭矩為25 kN·m、井眼曲率為30°/100m的彎矩載荷綜合作用下，螺紋根部的最大應(yīng)力為903.6 MPa(見(jiàn)圖7)，材料屈服強(qiáng)度為980.0 MPa，安全系數(shù)為1.08，處于較低水平。

上述分析基于靜載條件，在該井段解卡過(guò)程中，因上提下放等原因，渦輪鉆具鉆具在實(shí)際工作中承受較大的動(dòng)載，一般來(lái)說(shuō)，動(dòng)載載荷為靜載荷的2～5倍。

綜上所述，在卡鉆和解卡過(guò)程中，斷裂螺紋部位位于卡點(diǎn)附近，是連接部位受力最大、最薄弱的地方，在較大交變載荷作用下，可以導(dǎo)致渦輪軸連接螺紋出現(xiàn)應(yīng)力集中而造成破壞甚至斷裂。因此，為了減少渦輪鉆具失效事故，需要提高渦輪軸臺(tái)肩面光軸表面的質(zhì)量系數(shù)，對(duì)螺紋部位結(jié)構(gòu)進(jìn)行合理優(yōu)化，另外在使用渦輪鉆具過(guò)程中，應(yīng)嚴(yán)格按照操作規(guī)程進(jìn)行下放和上提作業(yè)，以保證渦輪鉆具的安全。

3 結(jié) 論

1) 在扭矩一定的情況下，鉆壓增大，渦輪軸外螺紋所受應(yīng)力呈現(xiàn)增大的趨勢(shì)，螺紋牙處所受應(yīng)力波動(dòng)較大，呈鋸齒狀變化。

2) 在拉力一定的情況下，扭矩增大時(shí)，渦輪軸螺紋連接部位相對(duì)安全，外螺紋臺(tái)肩部位第一牙處應(yīng)力分布相對(duì)均勻，存在疲勞失效的風(fēng)險(xiǎn)。

3) 在扭矩為25 kN·m條件下，當(dāng)井眼曲率為10和20 (°)/100m時(shí)，渦輪軸外螺紋的最大應(yīng)力為700.0 MPa，螺紋連接部位比較安全；但當(dāng)井眼曲率為30°/100m時(shí)，螺紋臺(tái)肩處螺紋牙的最大應(yīng)力為903.6 MPa，接近渦輪軸材料的屈服極限，且彎扭載荷引起內(nèi)外螺紋部位的第一牙和第二牙發(fā)生應(yīng)力集中，影響連接螺紋的安全性。

4) 渦輪鉆具在實(shí)際工作中承受較大的動(dòng)載，使渦輪軸螺紋連接部位產(chǎn)生應(yīng)力集中，交變載荷較大時(shí)，出現(xiàn)應(yīng)力集中會(huì)導(dǎo)致渦輪軸失效甚至斷裂。

參考文獻(xiàn)
References

[1] 喬勇，邊培明，羅飛.高速渦輪鉆井技術(shù)在塔里木克深氣田中的應(yīng)用[J].鉆采工藝，2014，37(4)：30-32.

QIAO Yong,BIAN Peiming,LUO Fei.Application of high speed turbodrlling technology in Tarim Keshen Gas Field [J].Drilling & Production Technology,2014,37(4):30-32.

[2] 高連新，金燁，張居勤.石油套管特殊螺紋接頭的密封設(shè)計(jì)[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2005，41(3)：216-220.

GAO Lianxin,JIN Ye,ZHANG Juqin.Seal design of premium threaded casing connections[J].Chinese Journal of Mechanical Engineering,2005,41(3):216-220.

[3] LIN Yuanhua,ZHU Dajiang,ZENG Dezhi,et al.Numerical and experimental distribution of stress fields for double shoulder tool joint[J].Engineering Failure Analysis,2011,18(6):1584-1594.

[4] 嚴(yán)仁田，王峰，張德平，等.流場(chǎng)誘導(dǎo)API圓螺紋油管接箍失效分析及結(jié)構(gòu)優(yōu)化[J].石油鉆探技術(shù)，2012，40(5)：111-114.

YAN Rentian,WANG Feng,ZHANG Deping,et al.Failure analysis of API tubing round thread connection induced by flow field[J].Petroleum Drilling Techniques,2012,40(5):111-114.

[5] CHEN Feng,DI Qinfeng,WANG Wenchang,et al.The reliability evaluation of threaded connections in challenging drilling by three-dimensional finite element analysis[J].Advanced Materials Research,2013,690/691/692/693:2831-2839.

[6] 劉巨保，丁宇奇，韓禮紅.基于三維有限元模型的鉆具連接螺紋上扣扭矩影響分析[J].石油礦場(chǎng)機(jī)械，2009，38(3)：28-32.

LIU Jubao,DING Yuqi,HAN Lihong.Impact analysis of make-up torque of drill connecting thread based on 3-D finite element model[J].Oil Field Equipment,2009,38(3):28-32.

[7] 祝效華，高原，賈彥杰.彎矩載荷作用下偏梯形套管連接螺紋參量敏感性分析[J].工程力學(xué)，2012，29(10)：301-307.

ZHU Xiaohua,GAO Yuan,JIA Yanjie.The parameter sensitivity analysis of buttress casing connecting thread under action of bending loading[J].Engineering Mechanics,2012,29(10):301-307.

[8] 狄勤豐，靳澤中，王濤，等.復(fù)雜載荷條件下鉆具接頭臺(tái)肩作用機(jī)理研究[J].石油鉆探技術(shù)，2016，44(4)：27-34.

DI Qinfeng,JIN Zezhong,WANG Tao,et al.The fouction mechnism of driling tool shoulder complex load conditions[J].Petroleum Drilling Techniques,2016,44(4):27-34.

[9] YUAN Guangjie,YAO Zhenqiang,HAN Jianzeng,et al.Stress distribution of oil tubing thread connection during make and break process[J].Engineering Failure Analysis,2004,11(4):537-545.

[10] SANTUS C,BERTINI L,BEGHINI M,et al.Torsional strength comparison between two assembling techniques for aluminium drill pipe to steel tool joint connection[J].International Journal of Pressure Vessels and Piping,2009,86(2/3):177-186.

[11] 練章華，韓建增，張毅，等.套管偏梯形和圓形螺紋滑脫載荷分析[J].石油機(jī)械，2004，32(5)：7-9,49.

LIAN Zhanghua,HAN Jianzeng,ZHANG Yi,et al.Analysis of jump-out loads on connectors of buttress and round threads of casing[J].China Petroleum Machinery,2004,32(5):7-9,49.

[12] 劉文紅，林凱，馮耀榮，等.基于Kriging模型的特殊螺紋油管和套管接頭密封可靠性分析[J].中國(guó)石油大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2016，40(3)：163-169.

LIU Wenhong,LIN Kai,FENG Yaorong,et al.Analysis of sealing reliability for premium connection casing and tubing based on Kriging model[J].Journal of China University of Petroleum(Edition of Natural Science),2016,40(3):163-169.

[13] 林騰蛟，李潤(rùn)方，徐銘宇.雙臺(tái)肩鉆柱螺紋聯(lián)接彈塑性接觸特性數(shù)值仿真[J].機(jī)械設(shè)計(jì)與研究，2004，36(1)：48-49.

LIN Tengjiao,LI Runfang,XU Mingyu.Numerical simulation of elastoplastic contact characteristic for drill pipe thread compounds with two steps[J].Machine Design & Research,2004,36(1):48-49.

[14] 尚福林.塑性力學(xué)基礎(chǔ)[M].西安：西安交通大學(xué)出版社，2011：102-104.

SHANG Fulin.Fundmentals of plasticly[M].Xi’an:Xi’an Jiaotong University Press,2011:102-104.

[15] 王勖成.有限單元法[M].北京：清華大學(xué)出版社，2003:572-574.

WANG Xucheng.Finite element method[M].Beijing:Tsing-hua University Press,2003:572-574.

[16] SY/T 5290—2000 石油鉆桿接頭[S].

SY/T 5290—2000 Tool joints for drill pipe for oil or natural gas well[S].