[鉆井技術:178]水平井封隔器卡瓦的有限元分析及結構改

2016-11-03  by:CAE仿真在線  來源:互聯網

[來源:石 油 鉆 采 工 藝]作者:王志堅1、鄧衛(wèi)東1、林忠超2 、尚曉峰1、王 洋1(1. 沈陽航空航天大學機電工程學院, 遼寧沈陽 110136;2. 大慶油田采油工程研究院, 黑龍江大慶 163453)

摘要:

在石油鉆采中, 封隔器卡瓦承受巨大壓力易發(fā)生斷裂, 直接影響到封隔器的密封性能, 從而影響油井的開采過程及生產安全。運用有限元分析軟件 ANSYS Workbench 對卡瓦進行有限元數值模擬分析。施加 140 kN 載荷時, 卡瓦最大應力為230.11 MPa, 超過其材料的最大抗壓強度;對卡瓦封隔器試驗模型進行壓裂試驗, 試驗施加壓力為 186.33 kN 時卡瓦發(fā)生斷裂,測得抗壓強度為 233 MPa;對卡瓦進行結構設計, 卡瓦牙間距尺寸分別為 15 mm、 25 mm 和 30 mm。根據有限元分析結果, 卡瓦牙間距為 30 mm 時卡瓦應力、 應變分布趨于均勻, 所承受的最大載荷為 240 kN, 最大應力為 230.66 MPa、 最大變形量為 0.058mm, 證明此卡瓦結構尺寸較為合理。

正文:

卡瓦是水平井分層壓裂重要工具封隔器的重要組成部分, 坐封時卡瓦錨定起到支撐封隔器、 鎖緊中心管柱的作用, 其工作可靠性將直接影響到封隔器的密封性能, 從而影響油井的開采過程和生產安全 [1-5] 。

卡瓦封隔器實際結構較復雜, 在錨定過程中真正起到傳遞載荷、 承擔載荷的主要零構件是錐體、卡瓦及套管等 [6] 。隨著油井深度的增加, 卡瓦所承受的壓力巨大, 易造成卡瓦斷裂失效 [7] 。為驗證實際條件下卡瓦的工作可靠性, 運用有限元分析軟件ANSYS Workbench 對卡瓦進行有限元數值分析, 與封隔器壓裂試驗所得的壓力數據曲線進行對比分析, 據此對卡瓦進行結構優(yōu)化和模擬分析, 為實際生產提供了參考依據。

1 封隔器的工作原理與卡瓦模型

1.1 封隔器試驗模型結構及工作原理

圖 1 所示為封隔器試驗模型的裝配示意圖。封隔器共有 9 個分瓣式卡瓦支撐, 封隔器坐封時, 錐體2 承受壓力套筒 1 的壓力并擠壓卡瓦 3, 卡瓦發(fā)生徑向移動并使得卡瓦牙嵌入套管 4 的內壁而實現錨定?？ㄍ咤^定后起到支撐封隔器的作用, 實際封隔器中,錐體以上(試驗模型部件 1) 為膠筒, 隨著壓力的增加壓縮膠筒, 造成膠筒膨脹從而實現封隔器的密封 [8] 。

1.2 卡瓦三維模型及尺寸

圖 2 所示為根據卡瓦的實際尺寸建立的三維模型, 卡瓦模型的主要尺寸如圖 2 (c) 所示, 卡瓦牙的間距為 20 mm, 卡瓦牙傾角為 72° , 卡瓦斜面的傾角為71° , 與實際尺寸的錐體斜面傾角相同。

2 卡瓦有限元分析及封隔器壓裂試驗

2.1 卡瓦有限元模型建立

試驗中卡瓦的材料為電木(酚醛塑料) , 卡瓦牙材料為氧化鋁陶瓷, 材料屬性如表 1 所示 [9] 。本文主要是對單個卡瓦進行有限元分析, 實際情況受到摩擦力的作用, 但受條件限制, 錐體與卡瓦之間的摩擦系數無法測得, 而且摩擦力對卡瓦的影響要遠小于主要負載, 故將計算模型簡化 [10] , 單個卡瓦斜面的受力分析如圖 2 (c) 所示。

將卡瓦模型導入到有限元分析軟件 ANSYSWorkbench 中建立有限元模型, 如圖 3 所示。首先對模型進行網格劃分, 采用四面體單元進行自適應網格劃分, 在應力集中處對網格尺寸細化, 以求得較精確的分析結果, 卡瓦模型網格劃分如圖 3 (a) 所示;然后對卡瓦有限元模型施加載荷、 約束, 錨定時卡瓦與套管內壁產生的接觸應力比較復雜, 對計算模型進行簡化, 卡瓦斜面承受由錐體傳遞的垂直斜面的壓力載荷, 對卡瓦牙進行固定約束, 如圖 3 (b) 所示。

2.2 卡瓦有限元數值模擬及結果分析

對卡瓦進行有限元數值模擬, 分別施加不同的載荷, 計算得到卡瓦應力、 應變, 計算結果如表 2 所示。表 1 中電木的最大抗壓強度 為 214 MPa, 當壓力載荷超過抗壓強度 時, 卡瓦會失效斷裂, 導致封隔器坐封失敗。根據表 2 的計算結果, 在對錐體施加140 kN 的軸向載荷時, 卡瓦的最大應力值為 230.11MPa, 導致卡瓦斷裂。

施加載荷為 140 kN 時卡瓦的應力、 應變結果如圖 4。數值模擬的結果顯示, 在卡瓦與上卡瓦牙的接觸處應力最大, 如圖 4 (a) , 最大等效應力為 230.11MPa, 且超過電木的最大抗壓強度 214 MPa, 卡瓦將發(fā)生斷裂并失效;圖 4 (b)中卡瓦的上部變形大于下部, 下卡瓦牙的變形量基本為零, 在頂端最大, 為0.150 5 mm。

結果分析表明, 卡瓦的上部靠近錐體處承受的壓力較大, 使得卡瓦上部的變形量較大, 且易產生應力集中, 在上卡瓦牙處易發(fā)生斷裂, 選用恰當的材料或者合理地改變這一部位的結構會增加卡瓦的強度, 從而提高卡瓦封隔器坐封的可靠性。

2.3 封隔器試驗模型的壓裂試驗

本文采用 3000/5000 kN 微機控制壓力試驗機對封隔器試驗模型進行壓裂試驗, 試驗過程中逐漸施加載荷至卡瓦發(fā)生斷裂、 封隔器失效, 試驗結束。測得的試驗數據如圖 5 所示。

據圖 5 試驗數據, 在 A 點第 6.5 s、 載荷為 172.58kN 時, 壓力逐漸減小, 說明此時達到卡瓦材料的屈服強度;繼續(xù)增加載荷至 B 點第 7.5 s、 載荷為186.33 kN 時, 壓力值變化較為劇烈, 至 C 點時壓力急劇減小至壓力消失, 說明 B 點時載荷施加已達到材料的極限抗壓強度, 導致卡瓦斷裂、 封隔器失效。

壓裂試驗卡瓦的斷裂及封隔器套管的內壁形貌如圖 6 所示。圖 6 中卡瓦在上卡瓦牙處發(fā)生斷裂,表明此處的應力較為集中;由套管內壁的形貌看出, 上卡瓦牙嵌入套管內壁的深度大于下卡瓦牙, 說明上卡瓦牙應力較大、 變形量較大, 從而產生的徑向位移較大。

壓裂試驗結果與有限元數值模擬結果基本一致:數值模擬中施加 140 kN 載荷時, 最大應力值230.11 MPa 達到最大抗壓強度;壓裂試驗中, 施加186.33 kN 時發(fā)生斷裂, 測得抗壓強度為 233 MPa。其中, 數值模擬結果小于試驗結果的主要原因有: (1)對卡瓦牙施加的是固定約束, 使載荷全部集中于卡瓦牙上, 產生應力集中;實際坐封過程中, 卡瓦牙嵌入套管內壁時產生徑向移動, 而微小位移會避免卡瓦牙處的應力過于集中。因此, 數值模擬應力值大于試驗結果, 即能夠承受的載荷偏小。 (2) 由于錐體與卡瓦之間的摩擦力遠小于主要負載、 且較難測算,對有限元計算模型進行合理簡化, 忽略了錐體與卡瓦之間的摩擦力, 根據卡瓦結構的受力分析, 忽略摩擦力使得數值模擬時施加的載荷大于實際, 因此, 數值模擬的應力值大于試驗結果, 承受載荷偏小。

3 卡瓦結構改進及有限元分析

3.1 卡瓦結構改進模型

根據有限元數值模擬和試驗結果, 對卡瓦進行合理的結構設計, 為避免出現裝配問題, 主要改變卡瓦牙間距, 卡瓦牙間距不同, 對在錨定過程中封隔器卡瓦的應力分布影響較大, 并能改變卡瓦的整體強度。圖 7 中, 卡瓦牙間距分別設計為 15 mm、 25 mm和 30 mm 等 3 種尺寸, 其余尺寸不變。

3.2 有限元數值分析

對結構改進后的卡瓦模型進行有限元數值模擬, 不同卡瓦牙間距尺寸的載荷與最大應力、 變形的關系曲線如圖 8 所示。

由圖 8 可看出, 卡瓦牙間距越大, 達到材料最大抗壓強度時卡瓦所承受的載荷越大, 而變形量越小。卡瓦牙間距為 30 mm 時, 達到卡瓦材料最大抗壓強度、 致卡瓦斷裂所承受的載荷為 240 kN, 最大應力值為 230.66 MPa, 最大變形量為 0.058 mm, 其應力、 變形結果如圖 9。

由圖 9 可知, 載荷為 240 kN 時, 上卡瓦牙與卡瓦的接觸處應力仍最大, 最大應力值為 230.66 MPa,而與結構改進前的模擬結果相比, 下卡瓦牙同樣有應力分布, 最大應力達到 131.81 MPa;卡瓦頂端變形最大, 最大值為 0.058 mm, 且卡瓦上下的變形量差值的變化趨于均勻。數值模擬結果說明, 卡瓦牙間距為 30 mm 的卡瓦結構在錨定過程中能夠較好地將錐體傳遞的壓力載荷均勻分布到整個卡瓦中, 使上下卡瓦牙均能有效支撐卡瓦封隔器, 從而提高卡瓦的整體強度。

4 結論

(1) 對卡瓦進行有限元分析, 得到不同載荷時卡瓦的應力、 應變結果。計算結果顯示, 施加 140 kN載荷時卡瓦的最大應力為 230.11 MPa, 超過卡瓦材料的最大抗壓強度。

(2)進行封隔器卡瓦壓裂試驗。載荷為 186.33kN 時, 測得卡瓦的抗壓強度為 233 MPa 并斷裂, 與模擬分析結果基本一致, 誤差在允許范圍之內, 并對結果誤差產生的原因進行了分析。

(3) 合理改進卡瓦結構, 卡瓦牙的間距分別設計為15 mm、 25 mm和30 mm, 并進行有限元計算分析,得到載荷與最大應力、 變形曲線圖。分析結果顯示,當卡瓦牙間距為 30 mm 時, 卡瓦整體強度最高, 其承受最大壓力載荷為 240 kN。

〔編輯 付麗霞〕

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