连续油管注入头管_块配合研究

文章编号:1674－5086(2011)01－0161－04DOI:10．3863/j．issn．1674－5086．2011．01．030中图分类号:TE931文献标识码:A连续油管注入头管－块配合研究*蒋发光1，梁政1，张梁1，孙保全2，申强21．西南石油大学机电工程学院，四川成都610500;2．中国石化胜利油田采油工艺研究院，山东东营257015摘要:连续油管注入头是连续管作业设备中操控连续油管下入和上提的重要装置，连续油管和摩擦块配合直接影响连续油管的工作性能与寿命，也决定着两者之间的夹持可靠性，直接影响到连续油管作业设备的安全。从连续油管作业设备中摩擦块与连续油管之间的接触工况入手，以11/2英寸连续油管设备注入头为对象，研究管－块接触时的受力状态，借助有限元分析软件，建立有限元分析模型并进行模型的参数化设计，通过对不同组合的管－块配合模型进行分析，求得连续油管－摩擦块之间的最优配合。关键词:连续油管;注入头;摩擦块;管－块配合;有限元蒋发光，梁政，张梁，等．连续油管注入头管－块配合研究［J］．西南石油大学学报:自然科学版，2011，33(1):161～164．1概述连续油管(简称CT)作业设备在油气田开发过程中逐步得到推广应用，相关方面的研究主要集中在连续油管在井下作业工艺与受力分析方面，较少研究连续油管在注入头处的夹持情况［1－8］。连续管作业设备在运行过程中，连续油管和摩擦块之间的配合关系是影响两者之间受力的重要因素之一［9－10］。本文以某油田11/2英寸连续油管为研究对象，建立连续油管与摩擦块之间不同配合的有限元分析模型，在相同轴向力和夹持力作用下对连续油管和摩擦块间的受力进行研究，探索两者之间合理的配合关系，以指导设计与生产。2管－块接触模型的建立连续油管－摩擦块之间的夹持模型如图1所示，模型中连续油管外径38．10mm，壁厚3．20mm;取一块摩擦块，夹紧力取N夹=35600N，连续油管轴向力取80000N，采用不同摩擦块接触内径进行研究。图1连续油管－摩擦块夹持油管模型图Fig．1ThemodeloffrictionblockholdingCT由于夹持部分为对称结构，分析时取其1/4，建立连续油管－摩擦块的有限元分析模型如图2所示。对有限元模型施加轴向载荷80000N，内压10MPa，夹持力35600N;并建立约束为左侧面施加Z向约束、面向纸面平面为X约束、连续油管下平面加Y约束;摩擦块内圆环面与连续油管外表面建立面－面接触以建立摩擦块与连续油管间的接触工况来约束摩擦块Y方向。接触面中，目标面为摩擦块内圆弧面，单元采用Target170，接触面为连续油管外表面，单元采用Contac173，两接触面间摩擦因素取*收稿日期:2009－07－21数字出版日期:作者简介:蒋发光(1976－)，男(汉族)，四川大英人，讲师，博士研究生，主要从事石油天然气装备设备分析工作。0．15，摩擦块材料属性:泊松比ε=0．29，拉伸强度σb=540MPa，疲劳强度σa=380MPa;连续油管材料属性为泊松比ε=0．29，拉伸强度σb=780MPa，疲劳强度σa=560MPa。图2连续油管－摩擦块载荷与边界有限元模型Fig．2TheloadingandboundarymodelofCT-frictionblock在建立分析模型时，连续油管直径取38．10mm，摩擦块内径取37．80～38．35mm之间的18种配合进行计算，计算结果如表1所示，图3为摩擦块接触直径取38．00mm条件下所得的有限元分析结果。表1连续油管(38．10mm)和摩擦块不同组合下计算值Tab．1ThecalculateddataofvariouscombinationoffrictionblocksholdingCT(38．10mm)序号摩擦块接触内径/mm连续油管最大应力/MPa137．80548．055237．85526．947337．90452．683437．95384．723537．98355．302638．00344．992738．03333．205838．05328．467938．08312．2161038．10317．0891138．12306．2741238．14294．9451338．16309．9031438．18326．4331538．20326．6311638．25348．7131738．30400．0001838．35420．811图3摩擦块直径为38．00mm时分析VONMises云图Fig．3TheVonMisesContourof38．00mmfrictionblockFEA根据表1计算结果，在给定条件下连续油管最大应力随摩擦块夹持直径的变化趋势如图4所示，最大应力呈现出逐渐减小后又逐渐变大趋势，即当连续油管与摩擦块直径基本相同时(38．10mm左右)，连续油管最大应力值最小。从表1与图4可知，当摩擦块内径为37．95～38．30mm时(对应最大等效应力为400．479MPa以下)，摩擦块与连续油管之间有较为合理的应力值。图4不同摩擦块夹持连续油管(38．10mm)的最大应力Fig．4Themax-stresstrendofCTindifferentdiameteroffrictionblock3管－块夹持等效正压力的计算连续油管与摩擦块之间的摩擦力一方面取决于摩擦副间的摩擦因素，还取决于摩擦副间的正压力。在摩擦因素不变的情况下，连续油管与摩擦块之间的正压力越大，能够提供的摩擦力越大，夹持时发生相对滑动可能性越小。本处讨论相同夹持力、不同配合情况下摩擦块与连续油管之间的等效正压力，为连续油管与摩擦块的配合选择提供参考。261西南石油大学学报(自然科学版)2011年模型选取连续油管外径38．10mm，壁厚3．20mm;取一块摩擦块，夹紧力取N夹=35600N，暂不考虑内压与轴向力。采用不同摩擦块接触孔内径进行研究，建立多个连续油管与摩擦块有限元分析模型组合。图5为所建立的有限元分析平面模型，如图所示，摩擦块与连续油管左侧面施加X约束，连续油管下侧面施加Y约束;摩擦块内圆环面与连续油管外表面建立面－面接触以建立摩擦块与连续油管间的接触工况来约束摩擦块Y方向。接触面中，目标面为摩擦块内圆弧面，单元采用Target169，接触面为连续油管外表面，单元采用Contac172，两接触面间摩擦因素取0．15，材料属性设置与图2所示模型设置相同。图6是摩擦块接触内径为38．00mm时连续油管与摩擦块接触有限元分析结果。图5连续油管－摩擦块正压力研究模型Fig．5ThepositivepressureresearchmodelofCT-frictionblock图6摩擦块接触内径为38．00mm时有限元分析结果Fig．6TheFEAresultoffrictionblock(contactingdiameteris38．00mm)连续油管与摩擦块之间的摩擦力计算公式为Ff=μN夹。如果已知摩擦力，且摩擦因素恒定，则可通过计算等效夹持力N效来确定不同配合下摩擦块的夹持能力。摩擦块与连续油管之间的正压力与摩擦块的接触状态有关，计算公式如下N效=∫π20rσrdθ(1)σr=σx(cosθ)2+σycosθ2π2－()θ+2τxycos(θ)cosπ2－()θ(2)式中σx，σy，τxy—摩擦块内接触面X、Y及剪切方向上应力，通过有限元计算求得，MPa;N效—等效夹持力，N;σr—径向应力，当径向接触力为负(压应力)时有效，MPa;θ—计算点的角度，弧度，θ=arctan()xy;r—夹持圆弧有效半径，mm。微段之间采用线性积分来处理，从而得到等效正压力N效的计算公式N效=r∑nj=1σrj+σrj－12Δθj(j－1)(3)式中n—夹持圆弧节点总数;j—节点取值，其取值为2，3，……，n;σrj—节点j的径向力，本处负值有效(压应力)，MPa;σrj－1—节点j－1的径向力，本处负值有效(压应力)，MPa;Δθj(j－1)—节点j与节点j－1与连心线的夹角，弧度。采用此方法并借助有限元分析结果，对微段压力为负值(压应力)的部分累加并处理后得到等效压力，如表2所示。表2摩擦块接触圆弧不同取值时等效压力计算结果Tab．2Theequivalentpressureresultofdifferentfrictionblockcontactingarc序号摩擦块接触圆弧直径/mm等效接触压力/N137．95－43939．9238．00－35042．9338．25－32797．6438．30－32678．4从表2可知，当连续油管与摩擦块之间为小过361第1期蒋发光，等:连续油管注入头管－块配合研究盈配合时，可获得较大等效接触正压力，且随着过盈量减小，等效接触正压力逐渐减小，当两者之间为过渡配合时等效接触正压力趋于稳定，说明适当过盈配合可以提高摩擦块的夹持可靠性。4结论(1)当连续油管外径与摩擦块接触直径相等时，连续油管与摩擦块工作时产生应力集中最小，这种配合方式最为合理，但两者直径完全相同在工艺及加工上实现困难。(2)在设计连续油管与摩擦块之间配合时，为减小应力集中，需将连续油管与摩擦块配合限定在一定范围之内，当连续油管为38．10mm(理想值)时，摩擦块接触内径选取范围在37．95～38．30mm较为合理，孔的极限偏差带为J8(38．10+0．20－0．15)。(3)连续油管与摩擦块之间采用小过盈配合可达到既保持较小应力集中又达到增加夹持可靠性的作用，即当连续油管为38．10mm(理想值)时，摩擦块接触内径选取范围在37．95～38．10mm较为合理，孔的极限偏差带为H7(38．100－0．15)。但当连续管外径大于摩擦块内径时，摩擦块与连续管局部接触应力较大，导致摩擦块极易被磨损。(4)连续管与摩擦块之间采用小过渡配合较为合理，可使得结构即减小磨损又达到应力较小的效果。参考文献［1］赵广慧，梁政．连续油管的力学行为研究［J］．西南石油大学学报，2007，29(3):115－117．［2］OzbayogluME，MiskaSZ，ReedT，etal．Analysisoftheeffectsofmajordrillingparametersoncuttingstransportefficiencyforhigh-anglewellsincoiledtubingdrillingoperations［J］．SPE89334，2004．［3］VanAdrichemWP．Coiledtubingfailurestatisticsusedtodeveloptubingperformanceindicators［J］．SPE54478，1999．［4］ZhouY，ShahSN．Newfriction-factorcorrelationsforNon-Newtonianfluidflowincoiledtubing［J］．SPE77960，2006．［5］ZhengAS，AdnanS．Predictingcoiled-tubingfailurebe-lowinjector［J］．SPE89518，2004．［6］PadronT，DatahamG．Effectofexternalmechanicaldamageonthefatiguelifeofcoiledtubingexposedtosourenviron-ments:CriteriaforCT100grade［C］．SPE120827，2009．［7］张德平．连续油管钻井力学性能研究［D］．四川成都:西南石油大学，2006．［8］刘健．考虑残余应变的连续油管井下屈曲行为理论研究［D］．四川成都:西南石油大学，2006．［9］贺会群，李相方，熊革，等．CT38连续管作业车研制与应用［J］．石油机械，2008，36(3):1－4．［10］刘新会，编译．连续油管设备及技术的发展［J］．国外油田工程，2007，23(6):26－28．(编辑:杜增利，助理编辑:李凝)编辑部网址:http: