鉆井取心工具螺紋強度性能試驗研究*

張萬棟，吳 江，李炎軍，司英暉，陳忠?guī)?/p>

（1.中海石油（中國）有限公司湛江分公司，廣東 湛江 524054；2.中石化勝利石油工程有限公司鉆井工藝研究院，山東 東營 257099）

通過鉆井取心技術(shù)可獲取地下巖層及儲層巖心，從而探查油氣儲藏情況，為油氣田勘探開發(fā)提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)，因此只有合適的鉆井取心工具才能獲取較高質(zhì)量的巖心。取心工具結(jié)構(gòu)主要由外筒組合（由多個外筒筒體通過螺紋連接而成）、內(nèi)筒組合以及取心鉆頭等組成。取心作業(yè)時，外筒組合下端連接取心鉆頭，鉆頭鉆進(jìn)時帶動整個外筒組合旋轉(zhuǎn)，使得取心工具螺紋受到較大的扭矩。獲取完整巖心后，需通過割心總成收獲巖心，此時在管柱自身質(zhì)量以及巖石質(zhì)量的作用下，取心工具螺紋會受到較大的拉伸載荷。要保證取心作業(yè)的安全性，需要對取心工具螺紋的抗扭強度和拉伸強度進(jìn)行研究。目前國內(nèi)取心工具研究大多集中于理論研究，如現(xiàn)場技術(shù)應(yīng)用、結(jié)構(gòu)改進(jìn)等［1-10］，對鉆井取心工具的強度試驗研究極少，特別是全尺寸強度評價試驗未見相關(guān)文獻(xiàn)或報道，因此有必要開展這方面試驗研究。

筆者用理論公式、有限元方法以及全尺寸強度評價試驗三種方法，對鉆井取心工具螺紋的強度進(jìn)行研究，并根據(jù)取心工具實際螺紋參數(shù)建立有限元模型，對比驗證全尺寸強度評價試驗結(jié)果，從而獲得一種全尺寸強度評價試驗方法及有限元模型，以期為鉆井取心工具其他規(guī)格、扣型以及井下高溫工況下的螺紋強度研究提供理論基礎(chǔ)及技術(shù)支撐。另外，目前沒有鉆井取心工具螺紋相關(guān)試驗或者標(biāo)準(zhǔn)對抗扭強度做出嚴(yán)格的定義或者統(tǒng)一規(guī)范，為方便敘述，本文將抗扭強度定義為螺紋發(fā)生開裂、斷裂等失效時的最大扭矩值。

1 取心工具結(jié)構(gòu)及受力分析

常規(guī)鉆井取心工具結(jié)構(gòu)自上而下主要包括上接頭、懸掛和分水總成、外筒、內(nèi)筒、割心總成以及取心鉆頭等。鉆井取心工具結(jié)構(gòu)如圖1 所示。鉆井取心工具結(jié)構(gòu)原理是：多個外筒短節(jié)通過螺紋連接形成外筒組合，下端連接取心鉆頭，鉆頭的主要作用是形成巖心，當(dāng)獲取完整巖心后，通過割心總成將完整的巖心儲存在內(nèi)筒內(nèi)，從而完成鉆井取心作業(yè)。在鉆進(jìn)和割心過程中，鉆井取心工具螺紋主要承受兩方面載荷：一方面是鉆頭帶動外筒組合旋轉(zhuǎn)過程中，由于鉆頭與巖層擠壓作用而導(dǎo)致螺紋承受較大的扭轉(zhuǎn)載荷；另一方面是割心總成獲取完整巖心需從巖心底部進(jìn)行割斷，從巖心底部進(jìn)行割斷時，由于外筒組合自身重力造成取心工具螺紋承受較大的拉伸載荷。鉆頭鉆進(jìn)過程和割心過程如圖2所示。取心工具螺紋能夠承受作業(yè)過程中產(chǎn)生的較大抗拉強度和抗扭強度時，才能保證取心作業(yè)的安全性與可靠性。

圖1 鉆井取心工具結(jié)構(gòu)示意

圖2 鉆頭鉆進(jìn)過程和割心過程示意

2 取心工具螺紋全尺寸抗拉強度研究

以鉆井取心工具外筒外徑133 mm，壁厚16 mm 為例進(jìn)行分析。在鉆井取心工具筒體上截取材料性能試樣，取心工具材料的屈服強度為997 MPa，抗拉強度為1 073 MPa，應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖3 所示。

圖3 取心工具材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

API RP 7G—1998《鉆桿設(shè)計和操作極限的推薦實施規(guī)程》（第14 版）中鉆井取心工具螺紋抗拉載荷計算公式為：

式中 F ——螺紋抗拉載荷，kN；

A ——螺紋危險截面面積，mm2；

σs——取心工具材料屈服強度，MPa；

C ——基點處螺紋中徑，mm；

Hd——牙底高，mm；

d ——內(nèi)徑，mm。

該取心工具外筒螺紋采用圓錐螺紋結(jié)構(gòu)，其基點處螺紋中徑116.816 mm，螺紋理論高度2.306 mm，牙底高度0.506 mm，螺距4.23 mm，螺紋錐度1 ∶16，螺紋截底高0.858 mm，螺紋斷面角60°，內(nèi)螺紋擴錐大端孔直徑121.0 mm。將上述螺紋參數(shù)代入公式（1）～（2），計算出鉆井取心工具螺紋抗拉載荷；再利用復(fù)合加載試驗系統(tǒng)對上扣后的取心工具外筒螺紋試樣進(jìn)行全尺寸抗拉強度試驗。外筒螺紋最大拉伸載荷的計算結(jié)果及試驗結(jié)果見表1。拉伸試樣斷裂形貌如圖4 所示，斷裂位置位于接頭外螺紋1～2 扣處，處于接頭連接螺紋的薄弱區(qū)域。

圖4 拉伸試樣斷裂形貌

表1 外筒螺紋最大拉伸載荷的計算結(jié)果及試驗結(jié)果

根據(jù)已知螺紋參數(shù)、幾何尺寸等建立外筒螺紋接頭軸對稱模型，建模過程中不考慮螺紋螺旋升角的影響，采用軸對稱單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，將模型一端固定，另一端施加拉伸載荷。外筒螺紋有限元模型如圖5 所示。

圖5 外筒螺紋有限元模型

螺紋薄弱區(qū)屈服并產(chǎn)生較大的塑性應(yīng)變（應(yīng)變曲線出現(xiàn)“拐點”）時，危險截面處會發(fā)生縮頸，并且隨著拉伸載荷的繼續(xù)增加，最終發(fā)生斷裂失效。建立取心工具外筒抗拉強度有限元計算準(zhǔn)則，根據(jù)取心工具材料應(yīng)力-應(yīng)變特性（圖3），假設(shè)材料的局部等效應(yīng)變超過3%時，材料會發(fā)生失效。外筒接頭螺紋承受拉伸載荷的應(yīng)力云圖如圖6 所示，外筒內(nèi)壁（外螺紋端）最大等效應(yīng)變?nèi)鐖D7 所示。從圖6～7 可以看出，螺紋斷裂位置為外螺紋1～2 扣，對應(yīng)位置應(yīng)變大于3%且應(yīng)變曲線出現(xiàn)拐點，說明此時接頭發(fā)生縮頸，可認(rèn)為施加的拉伸載荷是取心工具螺紋的抗拉強度。從表1 可知，有限元計算結(jié)果與試驗值誤差2.6%大于與理論公式計算誤差2.0%，但理論公式無法預(yù)測準(zhǔn)確的斷裂位置，結(jié)合多數(shù)全尺寸抗拉強度試驗失效形貌來看，也可能出現(xiàn)危險截面前后1～2 扣發(fā)生斷裂的情況。綜合來看，有限元分析結(jié)果與試驗結(jié)果較為吻合，且螺紋斷裂位置一致。

圖6 外筒接頭螺紋承受拉伸載荷的應(yīng)力云圖

圖7 外筒內(nèi)壁（外螺紋端）最大等效應(yīng)變

為了進(jìn)一步驗證有限元模型的準(zhǔn)確性，拉伸試驗過程中在螺紋副對應(yīng)的內(nèi)外壁分別貼有3 個應(yīng)變片，采集試驗過程中產(chǎn)生的軸向應(yīng)變，并提取有限元模型中相對應(yīng)位置的應(yīng)變進(jìn)行驗證。貼片位置位于外螺紋內(nèi)壁時，1、2、3 點的位置分別距離接頭螺紋端10 mm、15 mm、20 mm，由于打磨工具尺寸受限，1～3 點位置應(yīng)變片軸向錯開，周向緊貼前一個應(yīng)變片；貼片位置位于內(nèi)螺紋外壁時，4、5、6 點的位置分別距端面10 mm、60 mm、220 mm?？估瓘姸仍囼灢杉瘧?yīng)變與有限元計算應(yīng)變見表2。對于有限元采集應(yīng)變結(jié)果需要說明的是，有限元軸對稱模型計算結(jié)果可以表征整個圓周上的結(jié)果，因不考慮螺旋升角的影響，因此可以與試驗采集應(yīng)變結(jié)果進(jìn)行對比，除5 點位置的應(yīng)變較大外，有限元計算結(jié)果與實物試驗結(jié)果較為吻合。

表2 抗拉強度試驗采集應(yīng)變與有限元計算應(yīng)變×10-6

3 取心工具螺紋全尺寸抗扭強度研究

API RP 7G—1998 中鉆井取心工具螺紋抗扭強度計算公式為：

式中 Ty——螺紋達(dá)到屈服狀態(tài)時的扭矩，N·m；

H ——螺紋理論高度，mm；

P ——螺距，mm；

f ——螺紋和臺肩的配合摩擦因數(shù)；

tp——螺紋錐度；

Sr——螺紋截底高，mm；

θ ——1/2 螺紋斷面角，（°）；

B，Rf，Rs——引入的參數(shù)。

將已知參數(shù)代入公式（3）～（5），計算出鉆井取心工具螺紋的抗扭強度；再對上扣后的取心工具外筒螺紋試樣進(jìn)行全尺寸抗扭強度試驗。外筒螺紋抗扭強度的計算結(jié)果及試驗結(jié)果見表3?？古姸仍嚇勇菁y開裂形貌如圖8 所示?？梢钥闯?，接頭外螺紋1～2 扣處發(fā)生了周向開裂，開裂長度約為1/2 圓周長。

表3 外筒螺紋抗扭強度的計算結(jié)果及試驗結(jié)果

圖8 抗扭強度試樣螺紋開裂形貌

無法直接對有限元軸對稱模型施加扭矩，扭矩產(chǎn)生的實質(zhì)是內(nèi)、外螺紋之間產(chǎn)生軸向和徑向過盈量，可通過使模型產(chǎn)生一定的軸向和徑向過盈量達(dá)到施加扭矩的效果［11-15］。給定合適的軸向和徑向過盈量，螺紋上最大應(yīng)力超過材料屈服強度時，提取螺紋接觸壓力、接觸半徑等參數(shù)，通過公式（6）計算出取心工具的最大扭矩。外筒接頭螺紋承受扭矩載荷的應(yīng)力云圖如圖9 所示，有限元計算結(jié)果見表3。

圖9 外筒接頭螺紋承受扭矩載荷的應(yīng)力云圖

式中 T ——扭矩，N·m；

μ ——外筒材料的摩擦因數(shù)；

Ri——積分單元半徑，mm；

Li——積分單元長度，mm；

Pi——積分單元接觸壓力，MPa。

同樣地，在全尺寸抗扭強度試驗過程中螺紋副對應(yīng)的內(nèi)外壁也粘貼應(yīng)變片，外螺紋內(nèi)壁3 個，內(nèi)螺紋外壁3 個。貼片的目的是為了將試驗應(yīng)變值與有限元同一位置處的應(yīng)變值進(jìn)行對比，從而驗證有限元計算模型的準(zhǔn)確性，因此貼片位置可采用抗拉強度試驗中的貼片位置?？古姸仍囼灢杉瘧?yīng)變與有限元計算應(yīng)變見表4，大部分位置處的試驗值和有限元計算值較為接近，說明建立的有限元模型具有較高的準(zhǔn)確性。

表4 抗扭強度試驗采集應(yīng)變與有限元計算應(yīng)變×10-6

4 討論與分析

通過理論公式、有限元模擬以及全尺寸強度評價試驗三種方法對鉆井取心工具螺紋強度（抗拉強度和抗扭強度）進(jìn)行了研究，對比強度試驗值與有限元計算值、應(yīng)變試驗值與有限元計算值可知，試驗值與有限元計算值都較接近，全尺寸抗拉強度試驗結(jié)果與有限元計算結(jié)果誤差為2.6%，全尺寸抗扭強度試驗結(jié)果與有限元計算結(jié)果誤差為4.6%。從公式（6）中可看出影響扭矩值的主要因素有摩擦因數(shù)、積分單元半徑、積分單元長度及接觸壓力，積分單元半徑、積分單元長度與螺紋參數(shù)有關(guān)，積分單元接觸壓力通過提取螺紋表面法向接觸壓力獲得；因此一般積分單元半徑和長度對于同一規(guī)格的接頭來說是不變的，而摩擦因數(shù)受到表面光潔度、螺紋脂等因素的影響，需通過大量試驗獲得。用有限元方法模擬扭矩的原理是，給定徑向和軸向過盈量使得螺紋最大等效應(yīng)力大于材料的屈服強度，提取螺紋接觸壓力后再通過公式獲得計算扭矩值。文獻(xiàn)［15］研究了摩擦因數(shù)為0.04～0.12 時對總上扣扭矩的影響，結(jié)果表明摩擦因數(shù)對總扭矩十分敏感。因此，決定有限元扭矩計算準(zhǔn)確性的因素在于是否選取了合適的摩擦因數(shù)，這也是計算誤差的主要來源。筆者在研究時參考了API RP 7G—1998 標(biāo)準(zhǔn)附錄F，摩擦因數(shù)取標(biāo)準(zhǔn)推薦值中的0.08。后續(xù)還需采用有限元計算、實物試驗等方法對不同摩擦因數(shù)下鉆井取心工具螺紋的抗扭強度作進(jìn)一步深入研究。

5 結(jié)語

（1）目前國內(nèi)對鉆井取心工具強度試驗研究極少，特別是全尺寸強度評價試驗未見有相關(guān)文獻(xiàn)或報道，完成的鉆井取心工具全尺寸強度評價試驗可為后續(xù)其他規(guī)格、螺紋類型的取心工具全尺寸評價試驗提供技術(shù)支持。

（2）鉆井取心工具螺紋強度試驗值與有限元結(jié)果對比誤差較小，有限元模型能夠為其他規(guī)格、其他螺紋類型以及井下高溫工況下鉆井取心工具的強度計算提供理論支撐。