副本中后期油田套管开窗铣锥切削齿的失效分析研究2

1中后期油田套管开窗铣锥切削齿的失效分析研究摘要：本文针对中后期油田剩余油气藏低成本动用过程中开窗铣锥切削齿极易崩碎失效的情况，以承受弯曲旋转非对称载荷下的开窗铣锥装配体为研究对象，应用有限元法建立了分析模型。分别计算了不同厚度、不同数量、不同齿形切削齿的应力分布情况，并和现场失效图片进行了对比分析。结果发现：在相同载荷下，不同厚度切削齿的应力差别很小，从降低工具成本考虑，选择4.5mm的切削齿即可；在等厚度情况下，双排齿比单排齿的应力小；T110型切削齿虽易切入套管，但是其齿尖应力更大。该研究工作为开窗铣锥的设计以及切削齿型的选择提供了参考依据，对开窗侧钻安全生产具有重要的工程意义。关键词:中后期油田;开窗铣锥;切削齿;开窗侧钻;数值模拟;失效分析中图分类号：TE921FailureanalysisandresearchofthecuttingtoothofcasingwindowmillinlateoilfieldAbstract:Inviewofthecuttingtoothofwindowmilleasytocollapsebreakingfailureintheprocessoflaterperiodoilfieldremainingreservoirlow-costdevelopment.Theassemblybodyconsistingofawindowmillmatrixandcuttingtoothunderbendingwhirlingasymmetricloadwasassessed.AnalysismodelwascreatedinADINA,stressdistributionofcuttingteethwerecomputedbasedonthedifferentthickness,differentquantityanddifferenttypeofteethandcomparedwiththefieldfailurespictures.Underthesameload,thestressofthedifferentthicknessofcuttingteethdifferenceissmall,fromthelowertoolscostconsiderations,cuttingteethcanbechoose4.5mm;Inthecaseofequalthickness,thestressofdoublerowtoothissmallthanthestressofsinglerowtooth.AlthoughT110cuttingtoothareeasytocutintothecasing,butthetoothsurfacestresslarger.Theresearchcanprovideareferencebasisforthedesignofthewindowmillandthechoiceofcuttingteethtype,andithasanimportantengineeringsignificancetosidetrackingsafetyproduction.Keywords:lateoilfield;windowmill;cuttingteeth;sidetracking;numericalsimulation;failureanalysis套管井开窗侧钻是中后期油田低成本开发剩余油气藏和套损井恢复产能的重要手段之一[1]。套管开窗侧钻技术的核心是要有可靠、高效的钻铣工具。现目前国内套管开窗工具以铣锥为主，它对套管的作用方式为磨铣，切削齿主要为硬质合金颗粒，且形态各异[2]。在铣锥加工过程中，是以相同粒度硬质合金颗粒制成的“狼牙棒”堆焊于铣锥基体上（图1），切削刃随机分布；在切削过程中，开窗铣锥在非对称性、非稳定性和形态随机性所形成的断续切削工况下工作，这很难从理论角度对铣锥进行切削力学分析，目前国内外在这方面的研究很少[3]，这给铣锥的结构设计和使用参数的确定带来了较大困难，只能凭借设计经验以及现场应用参数分析对其切削能力做出初步的评判[4]。但在特殊井段开窗侧钻作业中，由于套管壁厚且强度高、岩石可钻性差等因素，极易造成开窗铣锥切削齿先期失效，导致开窗效率低，甚至开窗失败[6]。根据开窗过程可知，铣锥是在压力及扭转综合作用下工作的，轴向载荷与扭矩都主要集中在磨铣工具的上接头，这对铣锥切削齿的切削性能有很大影响。因此，有必要对开窗铣锥切削齿进行失效分析与研究，以提升开窗侧钻作业的安全性与可靠性。2图1开窗铣锥（下井前）图2套管开窗产生的铁屑Fig.1Windowmill(beforeROOH)Fig.2Ironfilingsofcasingsidetracking1开窗铣锥现场应用及其失效形式为了完善文92北块盐上油藏注采井网，挖潜剩余油气藏，选用双层套管开窗工具对中原油田文13侧22井进行开窗侧钻作业。开窗点井深h=2470m，开窗方位为90°。套管与工具参数：油层套管外径139.7mm，壁厚9.17mm，技术套管外径244.5mm，壁厚11.99mm，套管钢级均为P110；根据固井资料显示，油层套管与技术套管之间没有水泥；铣锥最大外径为118mm，斜向器导角为3.5°。首先下入双层套管开窗斜向器总成至2470m，开泵打压使斜向器总成坐封牢固，然后下入开窗钻具组合进行开窗作业，如图1（a）。钻具组合：“Φ118mm加强型铣锥+Φ114mm螺旋支撑短节+Φ89mm加重钻杆+Φ73mm钻杆”。（1）当铣锥尖部下至遇阻点后，开泵循环，磨铣钻进。排量7L/s，泵压17MPa，钻井液性能：密度1.25g/cm3，塑性粘度25mPa.s，PH值9。采用0.5t～1t低钻压，40～50r/min低转速钻进0.3m，历时1h；（2）钻压缓慢增加至2t，转速增加至80～90r/min左右，钻进至1.2m，历时4h；（3）缓慢增加钻压至3t，转速90r/min，继续钻进至3.8m，历时3h，根据井口返出的砂样及铁屑（如图2所示）分析，窗口形成获得成功；（4）上提下放修整窗口，直至上提下放窗口无挂卡为止；（5）为避免窗口处磁干扰，为下部井段定向创造条件，采用3t钻压，90r/min转速继续钻进至10.4m，历时5h；（6）起钻更换钻具，进行定向钻进。目前，该井已完井投产。图3单排齿（厚度9mm）失效图Fig.3Failurepictureofsinglerowtooth(9mm)（a）合金块脱落（b）合金齿崩碎图4双排齿和T110齿的失效图3Fig.4FailurepictureofdoublerowtoothandT110tooth从开窗铣锥在国内各油田的现场应用统计可知[7]，其主要的失效形式包括堆焊硬质合金颗粒磨损与脱落、合金齿崩碎、合金块脱落、铣锥顶部切削“死点”和切削“死区”、铣锥基体断裂、铣锥头部严重冲蚀等。其中铣锥切削齿的失效形式主要如图3和图4所示。鉴于此，选取铣锥基体上部分成规律性分布的硬质合金齿为研究对象，对铣锥切削齿进行数值分析。2开窗铣锥分析计算模型开窗铣锥的受力模型如图5所示。铣锥在开窗过程中承受的载荷主要来自于井口施加的扭矩M和下部钻具施加的钻压F，扭矩M通过钻杆传递给铣锥；由于忽略了随机分布且形态各异的硬质合金颗粒，因此在有限元分析模型中将铣锥头部与斜向器和套管之间的接触简化为铰链约束[8]，重点考虑切削齿与套管之间的相互作用。在分析之前需要做以下假设：开窗铣锥运行无偏心、无公转；不考虑流体介质等对开窗铣锥切削齿切削力的影响。图5开窗铣锥受力模型图6铣锥基体与切削齿配合模型Fig.5MechanicalmodelofwindowmillFig.6Assemblymodelconsistingofwindowmillmatrixandcuttingtooth切削齿与铣锥基体的装配模型如图6所示。铣锥基体总长为1m，外径为114mm，内径为87mm，六条齿槽均布于铣锥基体上，齿槽长度为100mm，齿槽宽度根据相应的切削齿厚度调整；矩形切削齿齿尖角为25°，高度为10mm，长度为10mm，厚度分别为4.5mm和9mm两种；T110硬质合金齿选用标准尺寸；切削齿的露齿高度均为2.5mm。铣锥基体材料采用40Gr，其材料常数为：弹性模量E=2.11x105MPa，泊松比v=0.277，密度ρ=7.87g/cm3，屈服强度785MPa。切削齿选用硬度和抗弯强度均较高的ZD10U硬质合金，其材料常数为[9]：弹性模量E=6.4x105MPa，泊松比v=0.22，密度ρ=15g/cm3，抗弯强度为2600MPa。本文主要研究切削齿在钻压和扭矩作用下的应力分布，采用四面体实体单元C3D4对有限元模型进行网格划分，由于切削齿刃有可能发生应力集中，故对切削齿的网格进行细化，网格大小为1.5mm，经试算满足计算要求。划分网格后的有限元模型如图7所示，采用动态显式分析[10]。图7有限元模型（局部）Fig.7Finiteelementmodel(part)开窗铣锥在全面钻进时，钻压F=3.5t，转速为80r/min，查阅文献[11]知其扭矩M=6600N•m；据现场施工技术人员反应，切削齿的失效主要发生于开窗铣锥憋卡、卡钻工况之下，鉴于此，在分析中将铣锥切削齿边界约束条件进行简化，对切削齿带的露齿高度施加卡钻约束；根据圣维南原理[12]：分布于弹性体上一小块面积（或体积）内的荷载所引起的物体中的应力，在离荷载作用区稍远的地方基本上只与荷载的合力和合力矩有关；荷载的具体分布只影响荷载作用区附近的应力分布。将铣锥上部加长1.5m后在端面同4时施加扭矩M和钻压F，钻压F与铣锥轴线的夹角为3.5°（斜向器的导角）。3计算结果分析3.1失效理论就整个多晶材料而言，其驱使位错滑动的总剪应力就是所有晶粒加以平均，此修正值称为Taylor因数，其值约为1.5。对于一般工程多晶材料，其屈服强度（σy）与位错剪力强度（τy）的关系为[13]：yyyTaylor=3因数（1）对于脆性材料，疲劳裂缝一旦形成，其成长速率与成长方向即被局部应力集中的状况及裂缝尖端的材料性质所控制。当疲劳裂缝成长达到临界疲劳裂缝长度时，则材料本身剩下的截面积将无法承受所施加的负荷，会突然进入最终失效断裂阶段而产生异常快速且具毁灭性的材料失效[13]。抗弯强度是指材料抵抗弯曲不断裂的能力，主要用于考察陶瓷、硬质合金等脆性材料的强度。脆性材料通常以断裂的方式失效，宜采用第一强度理论。1[]（2）3.2结果分析厚度为9mm的切削齿的应力分布如图8（a）所示，最大拉应力达到4980.62MPa，最大压应力为1258.4MPa，且最大拉、压应力都位于切削刃附近，切削刃受拉压应力综合作用极易发生崩碎失效；根据第一强度理论，从图8（b）可以看出大部分切削刃的第一主应力已经超过其抗弯强度，即发生失效，这和图3中切削齿的失效部位很吻合。（a）应力分布（b）失效区域图8单排齿（厚度9mm）应力分布图Fig.8Thestressdistributionofsinglerowtooth(9mm)（a）应力分布（b）失效区域图9单排齿（厚度4.5mm）应力分布图Fig.9Thestressdistributionofsinglerowtooth(4.5mm)5厚度为4.5mm的切削齿的应力分布如图9（a）所示，最大拉应力达到4808.25MPa，最大压应力为1301.4MPa；从图9（b）可以看出整个切削刃的最大拉应力已经超过硬质合金的抗弯强度，发生失效；同时，对比图8和图9可以发现，在相同载荷下，4.5mm厚的切削齿只比厚度为9mm切削齿的最大拉应力大172MPa，且两者的失效区域相差无几。双排4.5mm厚的切削齿应力分布如图10（a）所示，最大拉应力达到3200.8MPa，最大压应力为743.6MPa；由图10（b）可以看出部分切削刃的拉应力超过了其材料的抗弯强度，即发生失效，这与图4（b）中双排切削齿的失效部位较吻