套管接头台阶密封面的密封性能模拟试验

蔄靖宇, 安 琦

(1.华东理工大学机械与动力工程学院,上海 200237; 2.上海电力学院数理学院,上海 200090)



套管接头台阶密封面的密封性能模拟试验

蔄靖宇1,2, 安 琦1

(1.华东理工大学机械与动力工程学院,上海 200237; 2.上海电力学院数理学院,上海 200090)

油套管接头的密封性能是评价螺纹联接性能的一项重要指标,对油气井生产安全与环境将产生重要影响。本文通过对油套管接头拧紧时的受力与摩擦分析,在前期研究成果的基础上,结合有关文献推导出台阶油套管接头上扣时所需的拧紧力矩的计算表达式。搭建了油套管接头密封性能试验装置,针对具有不同密封初始间隙和密封面表面粗糙度的螺纹接头,模拟试验研究了拧紧力矩、气体密封压力、密封初始间隙和密封表面粗糙度等因素对泄漏率的影响规律,获得了相应的变化曲线,并对这些曲线进行了分析。

油套管接头; 密封性能; 拧紧力矩

油套管接头的密封性能是评价螺纹联接性能最重要的指标之一,对于API油套管螺纹接头而言,在一定的扭矩作用下,内外螺纹啮合的紧密程度决定了螺纹的密封性能。为了提高油套管螺纹的密封性能,一般都设置密封台阶。密封效果受几何结构及机械加工误差的影响,有关这方面的研究已有很长历史。

龚伟安[1]研究发现,螺纹牙高公差带、牙型角公差带和锥度公差带都直接影响API套管螺纹的密封性能,指出在内螺纹镀一定厚度的锡或锌层,并使用性能优异的密封脂有利于实现密封。冯德渝[2]针对API油管螺纹的牙型特点分析了锥度误差、螺距误差和牙型误差等因素对API油管螺纹连接密封性能的影响,认为螺距误差、油管螺纹梳刀制造公差是造成油管螺纹联接密封性能差的最主要因素。史交齐等[3]针对油套管提出了改善螺纹密封性的措施,其中包括严格控制螺纹齿高、牙型角、锥度和中径的公差。王新虎等[4]就上扣扭矩构成对特殊螺纹密封完整性及结构完整性的影响进行了研究,结果表明,螺纹螺距、锥度、中径、紧密距偏差等因素明显影响特殊螺纹的上扣扭矩构成及其各部分比例,而较低的台肩扭矩与总上扣扭矩比值明显降低了拉伸载荷下的螺纹密封完整性。

高连新等[5]利用有限元技术和全尺寸试验相结合的方法,提出了石油套管特殊螺纹接头密封设计方法,指出金属对金属密封结构形式的选择与过盈量的确定是特殊螺纹密封设计的关键。崔顺贤等[6]设计了一种端面金属自密封的膨胀套管特殊钩形螺纹结构,通过有限元模拟分析,研究了其密封性能。王建东等[7]采用有限元分析方法对锥面/锥面和弧面/锥面两种不同的主密封结构进行了对比分析,得到不同工况下两种密封结构的密封能力随载荷的变化规律。练章华等[8]利用有限元力学分析软件,设计了一种非API特殊钩形螺纹端面金属自密封可膨胀螺纹结构,以弥补套管膨胀后由于内密封面和外密封面变形不协调而引起的密封性能下降问题。步玉环等[9]提出在主密封仍为锥面/锥面密封结构的基础上增加了变锥面和逆向台肩结构,新的密封结构改善了主密封面上的接触压力分布,但密封结构参数对接触压力分布影响较大。

可以看出,目前的文献大多采用了有限元分析方法对油套管密封性能进行研究,属于理论研究。而实际的油套管在拧紧过程中受到很多因素的影响,有些因素很难完全通过理论的方法加以考虑,尤其是对于密封性能的研究,由于影响因素太多,通过纯粹的理论研究十分困难。

为此,本文在作者前期有关具有台阶密封面油套管接头力学性能分析研究的基础上,推导出油套管接头上扣时所需的拧紧力矩的计算表达式,设计了具有不同密封初始间隙和密封面表面粗糙度的螺纹接头,搭建了油套管接头密封性能试验装置,通过试验方法,模拟研究了拧紧力矩、气体密封压力、密封初始间隙和密封表面粗糙度对泄漏量的影响规律。

1 上扣拧紧力矩计算方法

管体与接箍拧紧到手紧位置时(未发生径向过盈)的联接示意图如图1(a)所示,其中δe为手紧后两密封端面的初始间隙,Da为接箍端面的内孔直径。从手紧位置起,管体外螺纹在拧紧力矩T的作用下旋进N圈后,管体外螺纹螺尾端的台阶面与接箍端面相互接触压紧而形成密封面,管体与接箍拧紧到机紧位置时的联接状态如图1(b)所示。

图1 管体与接箍的联接示意图Fig.1 Simplified schematic of the conical threaded connection

由文献[10]可知,管体与接箍的密封面发生接触前,由于螺纹锥度的影响,螺纹牙发生径向过盈配合,其两侧齿面上必将产生大小相等的接触压力;管体与接箍的密封面发生接触后,台阶密封面上产生了挤压力,并引起了螺纹牙两侧齿面上接触压力的变化(假设接触压力的变化量均匀发生)。

螺纹接头上扣时所需的拧紧力矩T必须克服自身产生的摩擦力矩,这种摩擦力矩由两部分组成:(1) 所有发生啮合的螺纹牙两侧齿面上产生的摩擦力矩;(2) 台阶密封面上产生的摩擦力矩。

对发生啮合的单圈螺纹牙,其两侧齿面上产生的摩擦力矩Tti:

Tti=μ(2pi+ΔpLi-

(1)

式中:μ为摩擦因子;pi为密封面未发生接触时第i圈螺纹牙齿面上的接触压力;ΔpLi、ΔpRi分别为密封面发生接触后左、右两侧齿面上的接触压力的变化量;P为螺距;α为螺纹牙型角;Di为第i圈螺纹的大径。

作者在前期的研究中[10],通过对带有台阶密封面的油套管螺纹的力学分析,推导出台阶密封面压紧力WB的计算方法,由此可以得出台阶密封面上的摩擦力矩Te:

(2)

式中:WB为密封面上的挤压力;D0为接箍的外径;Da为接箍端面的内孔直径。

因此,螺纹接头上扣时所需的拧紧力矩T:

(3)

当螺纹接头上扣拧紧N圈时,式(3)中的pi、ΔpLi、ΔpRi和WB由文献[10]中的模型计算得出。

2 模拟试验研究

2.1 试样设计与测量

本试验参考油套管接头API 5B标准的尺寸参数自行设计了管体和接箍两类零件,并组装成模拟试验所需的螺纹接头,其工作原理如图2所示。

图2 试验螺纹接头工作原理Fig.2 Schematic of the threaded connection for experiment

为了测试表面粗糙度和密封面初始间隙对螺纹接头密封性能的影响,管体的尺寸和密封面表面粗糙度保持不变。通过改变接箍的长度来调节螺纹接头密封面初始间隙,并相应地改变其密封面的表面粗糙度,来测试不同条件下的螺纹接头密封性能。

试验中共设计了4种不同尺寸及表面要求的接箍试样,使其与管体试样拧紧接触,具体参数见表1。

表1 试样编号及参数

在测试密封面初始间隙对密封性能的影响时,管体与接箍手紧后初始间隙有3种工况,分别为:管体与接箍a之间无间隙,管体与接箍b之间的间隙0.5 mm,管体与接箍c之间间隙1 mm。在测试表面粗糙度对密封性能的影响时,管体与接箍d之间的初始间隙为0。

管体与接箍加工完成后,须对其密封表面的粗糙度进行检测。本试验采用奥地利Alicona公司研发生产的自动变焦三维表面测量仪来测量零件密封面的表面粗糙度,如图3所示。

图3 自动变焦三维表面测量仪Fig.3 3D surface measuring instrument

Alicona自动变焦三维表面测量仪可手动测量选定区域的半径、角度、距离等参数,既可测量线轮廓的粗糙度参数(如Ra);又可测量评定区域的表面形貌及面粗糙度参数(如面轮廓算术平均偏差Sa)。为提高测量精度,本试验选取面粗糙度评定指标,其方法为在每个试样的密封面上随机地挑选5个样本区域,测量其Sa。测量结果如表2所示。

表2 试样表面粗糙度Sa的测量结果

由表中数据可以看出,1～4号试样的表面粗糙度的平均值均小于3.2,5号试样的表面粗糙度的平均值小于1.6,由此可以判定5个试样的表面粗糙度均符合设计要求。

2.2 试验装置与原理

试验装置的工作原理如图4所示。将管体与接箍拧紧到手紧位置,通过表盘扭力扳手施加指定的扭矩,使螺纹接头处于机紧位置。将密封套筒从接箍一侧套入螺纹接头,在其两侧与螺纹接头接触的缝隙处涂抹液体密封胶,阻止气体泄漏。连通座的一端通过螺纹连接到密封套筒上,并用生料带加以密封;另一端连接集气管。接箍的进气口开有螺纹,通过三通接头与输气管相连,三通接头与接箍进气口之间利用橡胶垫圈和生料带加以密封。试验时,打开氮气瓶开关,通过减压阀调节气体压力,试验气体经输气管和三通接头导入螺纹接头的内部空腔中;由于管体与接箍密封面上发生气体泄漏,泄露出来的气体经集气管导入带有刻度的玻璃管中,通过读取玻璃管中水柱的变化量就可测出试验气体的泄漏率。搭建的试验装置如图5所示。

图4 试验装置的设计原理Fig.4 Mechanism of the experimental equipment

2.3 试验过程

应用上述设计的试验装置,针对自行设计的螺纹接头进行密封性能影响因素模拟试验研究。当拧紧圈数N= 0.025、密封初始间隙δe= 0时,利用式(3)可计算出拧紧力矩T为51.2 N·m。根据上述计算结果,并考虑密封初始间隙不为零的情况以及试验装置自身测量精度等因素的影响,测试时拧紧力矩以10 N·m为步长,从80 N·m增加至140 N·m,共7种工况。

图5 试验装置Fig.5 Experimental equipment

本次试验测试时选择低压气体,气体压力以0.05 MPa为步长,从0.1 MPa增加至0.45 MPa,共8种工况。

螺纹接头密封性能模拟试验分4组进行,分别为管体与接箍a、b、c、d。其中,前3组中两密封面的表面粗糙度相同,最后一组两密封面的表面粗糙度不同。

螺纹接头密封性能模拟试验是指在上扣拧紧力矩和气体压力一定的条件下,测量单位时间内的气体泄漏量,即泄漏率。对每一组螺纹接头,试验时分别施加拧紧力矩80、90、100、110、120、130 N·m和140 N·m,依次测量气体压力为0.10、0.15、0.20、0.25、0.30、0.35、0.40 MPa和0.45 MPa时的气体泄漏量。

3 试验结果

3.1 拧紧力矩对泄漏率的影响

图6所示为试验气体压力一定时,泄漏率与拧紧力矩的变化关系曲线。其中:螺纹接头两密封面的表面粗糙度相同,均为3.2 μm;密封面初始间隙为0。研究表明,当气体(流体)内压大于密封面上的接触压力时,将发生泄漏,否则密封。由图6可知,在试验气体压力一定的条件下,随着拧紧力矩的增加,密封面上的接触压力逐步增大,阻碍气体发生泄漏的能力逐步增强,因此,气体泄漏率逐步下降。当拧紧力矩从80 N·m增加到110 N·m时,气体泄漏率下降速率较快;当拧紧力矩超过110 N·m后,气体泄漏率下降速率较为平缓,接近于线性变化。

图6 内压一定时,泄漏率与拧紧力矩的变化关系Fig.6 Relationship between leakage rate and make-up

torque under a constant gas pressure

3.2 密封压力对泄漏率的影响

图7所示为拧紧力矩一定时,泄漏率与气体密封压力的变化关系曲线。其中:螺纹接头两密封面的表面粗糙度相同,均为3.2 μm;密封面初始间隙为0。由图7可知,当拧紧力矩一定时,密封面上的接触压力将保持不变,随着气体密封压力的增加,其克服密封阻力发生泄漏的能力逐步增强,因此,气体泄漏率逐步上升。由图7还可以看出,当试验气体压力超过一定值(0.2 MPa)后,气体泄漏率增速明显增大。

图7 拧紧力矩一定时,泄漏率与气体密封压力的变化关系Fig.7 Relationship between leakage rate and gas sealing pressure under a constant make-up torque

3.3 台阶密封面初始间隙对泄漏率的影响

当密封面初始间隙不同时,泄漏率与拧紧力矩的变化关系如图8所示。其中:螺纹接头两密封面的表面粗糙度相同,均为3.2 μm;密封面初始间隙分别为0、0.5、1.0 mm;试验气体密封压力分别为0.15 MPa和0.30 MPa。由图可知,在密封面表面粗糙度和试验气体密封压力相同,拧紧力矩一定的条件下,密封面初始间隙越大,其接触压力越小,阻碍气体发生泄漏的能力越弱,气体发生泄漏的可能性越大。因此,不同的密封面初始间隙对气体泄漏率有一定的影响,具体表现为:密封面初始间隙越大,气体泄漏率越大。

图8 密封面初始间隙不同时,泄漏率与拧紧力矩的变化关系Fig.8 Relationship between leakage rate and make-up torque under different initial sealing clearance

3.4 台阶密封面表面粗糙度对泄漏率的影响

当密封面表面粗糙度不同时,泄漏率与拧紧力矩的变化关系曲线如图9所示。其中:一组螺纹接头两密封面的表面粗糙度相同,均为3.2 μm,另一组螺纹接头两密封面的表面粗糙度不同,管体为3.2 μm,接箍为1.6 μm;密封面初始间隙为0,试验气体压力分别为0.15 MPa和0.30 MPa。由图可知,在密封初始间隙和试验气体密封压力相同,拧紧力矩一定的条件下,密封表面越光滑,其表面上发生接触的微凸体数量越多,实际接触面积越大,泄漏通道逐步被封堵,气体泄漏率越低。同时,拧紧力矩越大,密封表面的光滑程度对气体泄漏率的影响越大。

图9 表面粗糙度不同时,泄漏率与拧紧力矩的变化关系Fig.9 Relationship between leakage rate and make-up torque with different roughness

4 结 论

(1) 考虑螺纹接头拧紧时,发生啮合的螺纹牙两侧面和台阶密封面上将产生摩擦,利用作者前期的研究成果及有关参考文献,推导出台阶螺纹接头拧紧时的拧紧力矩计算公式。设计加工了具有不同密封表面粗糙度的管体和接箍,组装成具有不同密封初始间隙的螺纹接头。搭建了螺纹接头密封性能模拟试验装置,通过该装置可试验研究拧紧力矩、气体密封压力、密封初始间隙和表面粗糙度对泄漏量的影响规律。

(2) 模拟试验研究了拧紧力矩、密封气体压力、台阶密封面初始间隙、台阶密封面表面粗糙度等因素对密封泄漏率的影响规律,得出了具体的影响曲线。研究结果表明,当气体密封压力一定时,气体泄漏率随拧紧力矩的增大而减小,并且呈现出先快后慢的下降趋势;当拧紧力矩一定时,气体泄漏率随气体密封压力的增大而增大,当试验气体压力达到某一临界值后,气体泄漏率增速明显增大;当气体密封压力和拧紧力矩一定时,密封面初始间隙越小,密封表面越光滑,气体泄漏率越小。

[1] 龚伟安.略论套管螺纹密封性能与螺纹公差带的关系[J].石油机械,1996,24(4):30-34.

[2] 冯德渝.论影响API油管螺纹密封性能的因素[J].石油机械,1997,25(7):8-10.

[3] 史交齐,林凯,解学东,等.提高API螺纹油管和套管密封性的措施[J].石油机械,2002,30(3):47-49.

[4] 王新虎,申照熙.特殊螺纹油管与套管的上扣扭矩构成与密封性能研究[J].石油矿场机械,2010(12):45-50.

[5] 高连新,金烨,张居勤.石油套管特殊螺纹接头的密封设计[J].机械工程学报,2005,41(3):216-220.

[6] 崔顺贤,廖凌,叶顶鹏.端面金属自密封特殊钩形螺纹有限元分析[J].石油机械,2009,37(6):8-10.

[7] 王建东,冯耀荣,林凯,等.特殊螺纹接头密封结构比对分析[J].中国石油大学学报(自然科学版),2010,34(5):126-130.

[8] 练章华,杨龙,冯耀荣,等.膨胀套管非API特殊螺纹端面金属自密封结构设计[J].石油矿场械,2011,40(2):31-33.

[9] 步玉环,孔华,国安平,等.特殊螺纹接头主密封优化研究[J].润滑与密封,2011,36(4):15-20.

[10] 蔄靖宇,李正美,安琦.油套管接头台阶密封面的接触压力及密封性能[J].华东理工大学学报(自然科学版),2015,41(3):417-423.

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Simulating Experiment on Sealing Performance of Shouldered Face for Tubing and Casing Connection

MAN Jing-yu1,2, AN Qi1

(1.School of Mechanical and Power Engineering,East China University of Science and Technology,Shanghai 200237,China; 2.School of Mathematics and Physics,Shanghai University of Electric Power,Shanghai 200090,China)

Sealing performance is an important parameter for the evaluation on connection performance of tubing and casing connections.It has important influences on production safety and environment in oil and gas well.Based on the author’s previous research,calculation expression of tightening torque on tubing and casing connection with shoulder face in make-up condition is established by analyzing load and friction and referring relevant literatures.Experimental rig is set up to test the sealing performance of tubing and casing connection.The influences of tightening torque,sealing gas pressure,initial seal clearance and the roughness of shoulder surface on the leakage rate are investigated.And some concrete variation curves are obtained and analyzed in detail.

tubing and casing threaded connection; seal performance; tightening torque

1006-3080(2017)03-0443-06

10.14135/j.cnki.1006-3080.2017.03.022

2016-09-02

蔄靖宇(1972-),男,博士,研究方向为螺纹联接设计。

安 琦,E-mail:anqi@ecust.edu.cn

TH131.3;TH123.4;TE256.9

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