海上砾石充填新式滑套作业性能分析

刘传刚，鞠少栋，包陈义,马认琦，洪秀玫（中海油能源发展工程技术公司钻采工程研究所，天津 300452）

海上油气田开发中，大斜度井、水平井等复杂井的作业对完井工艺和工具提出了更高的要求［1］。充填滑套是砾石充填完井防砂作业中必不可少的工具，滑套的有效开启和关闭是保证防砂作业顺利完成的关键。现有充填滑套现场应用过程中存在滑套误打开和滑套无法关闭等问题，且滑套结构不够简单，容易发生砂卡，增加了复杂井防砂作业的操作难度，稍有不慎就会造成防砂作业失败［2～4］。针对充填滑套现场出现的问题，自主设计新式充填滑套，通过改变滑套结构保证现场防砂作业的安全。

为准确掌握新式充填滑套及其滑动爪机构的作业性能，保证滑套打开和关闭的准确可靠，基于理论分析和有限元数值模拟方法，研究滑套滑动爪机构的力学性能，确定滑动爪的最大轴向拉力和最大应力，并通过功能试验与理论、数值模拟结果进行对比，以验证理论研究的准确性，相关方法和结论可为充填滑套结构设计提供参考。

1 新式滑套基本结构及工作原理

针对常规充填滑套作业过程中误打开、密封易失效的问题，设计新式充填滑套结构如图1所示，新式滑套总成主要由锁环、滑动爪、滑套和滑套密封筒等组成。当滑套内下入开关工具时，开关工具的施动台肩与滑动爪的驱动台肩接触，开关工具下行带动滑动爪向下移动，滑动爪移动到位后，下部滑动爪嵌入滑套凹槽中，此时滑动爪上的4个密封圈均位于充填孔的下面，保证充填孔的完全打开和之后的砾石充填作业。充填完毕后上提服务管柱，开关工具或关闭工具的施动台阶带动滑动爪向上移动，上部滑动爪卡入锁环的内沟槽内，保证滑套关闭后有一定的锁紧力，同时滑套的充填孔处于两组O形密封圈之间，实现滑套的有效关闭和密封［5］①Baker Hughes Inc.Sand control systems.Baker Hughes，2000.。

新式充填滑套主要优点为：①滑动爪两侧采用双密封结构，密封面处进行渗氮处理，增加耐冲蚀能力，滑套关闭后其内外可承受较高的压力差。②滑套中的锁环和滑动爪形成双锁紧机构，滑动爪上设计有自锁台肩，滑动爪需要一定轴向力才能在滑套内往复运动以打开或关闭滑套，解决了滑套易误打开的难题。③新式充填滑套结构简单，均采用API标准扣型或美制标准螺纹，以方便与其他石油管材连接，便于现场操作。

图1 新式充填滑套基本结构

2 滑套滑动爪机构受力分析

滑套滑动爪机构可简化为悬臂梁结构进行受力分析，压力载荷基本施加于滑动爪自由端，滑动爪截面形状及结构尺寸如图2所示［6］。

滑动爪通过锁环时最大弯曲变形y为：

式中：p为滑动爪受到的压力，N；L为滑动爪长度，m；E为滑动爪材料弹性模量，Pa；Ix为滑动爪截面惯性矩，m4。

计算公式：

图2 滑动爪截面形状及结构尺寸

式中：Ix1为不考虑重心位置影响的滑动爪截面惯性矩，m4；A为滑动爪截面面积，m2；ys为滑动爪截面重心S到圆环中心的距离，m。

滑动爪通过锁环受到的轴向拉力F为：

式中：θ为滑动爪承载斜面的角度，（°）；f为摩擦因数，1。滑动爪通过锁环时由弯曲产生的应力σ为：

式中：M为滑动爪根部的弯矩，N·m；r为滑动爪截面内半径，m；α为滑动爪截面1／2弧心角，（°）。

设定滑动爪机构共包括18个滑动爪，所用材料为40CrMnMo，弹性模量为2.06×1011Pa，泊松比为0.3，屈服强度为780MPa，滑动爪长度26.6mm，其外半径85.25mm，内半径82mm，径向最大变形0.67mm，弧心角10.9°。根据上述公式计算求得单个滑动爪受到的最大下压力为1090N，最大轴向拉力为918N，最大应力为1100MPa，整个机构的轴向拉力为16524N。

3 滑套滑动爪机构性能仿真分析

利用Solidworks软件建立滑套滑动爪通过锁环时的三维结构模型，如图3所示，整个滑动爪机构和锁环均为圆周对称结构。

将滑动爪三维结构模型导入ANSYS软件，建立三维有限元分析模型。锁环外部施加固定约束，滑动爪根部施加位移约束，滑动爪中心套外表面施加径向约束，在滑动爪台肩和锁环内表面之间建立面面接触，目标面采用TARGE170接触单元，接触面采用CONTA174接触单元，接触刚度矩阵设置为随当前所附单元的平均应力迭代更新，滑动爪与锁环之间的摩擦因数设为0.1。为保证计算精度，网格划分采用六面体单元。

滑动爪径向变形最大位置对应的等效应力分布如图4所示。滑动爪最大等效应力发生于爪根部，最大等效应力为1141MPa，由于塑性区域较小，作业过程中滑动爪根部会发生局部塑性变形。

图3 滑套滑动爪打开三维模型

图4 滑动爪结构等效应力分布云图

滑动爪轴向运动过程中轴向拉力载荷变化曲线如图5所示。图中，滑动爪通过锁环所需的最大轴向拉力为13636N。

4 滑套功能试验

依据装配图纸，将清洗后的各部件进行组装，开关工具正常插入，吊至拧扣机并夹住滑套密封筒，开关工具上部与液压缸的活塞杆螺纹联接，通过活塞杆的伸缩实现滑套的开关，如图6所示。

液压缸上的液压表可显示活塞杆回缩时的压力，从而获得每次打开滑套过程中的压力变化，通过液压缸推拉开关工具，实现滑套的打开和关闭，记录5次试验数据，结果见表1。

比较滑动爪机构的理论研究与功能试验结果见表2，对于滑套打开的轴向拉力，理论计算值较大，有限元计算和功能试验值较小，由于头部凸台和根部倒角影响，滑动爪截面壁厚不完全一致，理论计算方法存在一定的误差，有限元分析模拟结果相对比较精确和可靠，分析表明滑动爪最大应力超过其屈服极限，功能试验过程中结构本身会发生一定的塑性屈服变形，导致试验结果不断变小并最终保持稳定。

图5 滑动爪轴向拉力随计算时间的变化

图6 滑套打开试验

通过理论计算与试验分析，修改滑动爪结构尺寸以降低其最大等效应力，并反复研究和调整滑套及滑动爪机构的选材、热处理、机加工等成型工艺，研制出结构合理、性能稳定的新式滑套结构，新式充填滑套现已多次服务于海上完井作业，现场应用良好。

表1 滑套打开试验数据

表2 滑套打开轴向拉力理论计算与试验结果

5 结论与认识

1）基于理论分析，滑动爪机构最大轴向拉力为16524N，最大应力为1100MPa；基于有限元计算，滑动爪机构最大轴向拉力为13636N，最大应力为1141MPa，滑动爪最大应力超过屈服极限，作业过程中滑动爪根部会发生一定的塑性变形。

2）采用拉拔试验机进行多次开关工具的功能试验，开关工具滑动爪机构通过锁环的轴向拉力载荷初值为13655N，后逐渐减小到12836N并保持稳定，试验结果初值与理论计算结果基本相符，表明滑动爪最大应力已超过屈服极限，功能试验过程中结构本身的屈服变形导致试验最终值偏小，设计时应特别注意。

3）比较滑套滑动爪机构的理论研究与功能试验结果，对于打开滑套的轴向拉力，理论计算值较大，有限元计算与功能试验值较小，由于滑动爪头部凸台和根部倒角影响，理论计算方法存在一定的误差，有限元分析模拟结果相对比较精确和可靠，设计时为降低结构最大应力通过修改滑动爪结构尺寸的方法以确定滑套最优结构方案。

［1］杨立平 .井下防砂工具自主研发探索与实践 ［J］.石油天然气学报（江汉石油学院学报），2012，34（9）：155～158.

［2］张世甫 .滑套使用中若干问题的分析探讨 ［J］.钻采工艺，2012，25（1）：77～79.

［3］高国强，赵勇，苏庆欣 .防砂卡封隔器的研制与应用 ［J］.石油机械，2007，35（8）：39～40.

［4］罗懿，周勤 .水平井分段压裂可开关滑套的研制与应用 ［J］.特种油气藏，2013，20（4）：131～133.

［5］《海上油气田完井手册》编委会 .海上油气田完井手册 ［M］.北京：石油工业出版社，1998.

［6］《机械设计手册》编委会 .机械设计手册 ［M］.北京：机械工业出版社，2008.