Івано-Франківський національний технічний
університет нафти і газу

КУЛИНИН Тарас Михайлович

УДК 622.245.13

ПІДВИЩЕННЯ ГЕРМЕТИЧНОСТІ РІЗЬБОВИХ З’ЄДНАНЬ
ОБСАДНИХ КОЛОН

05.15.10 – Буріння свердловин

автореферат

дисертації на здобуття наукового ступеня

кандидата технічних наук

Івано-Франківськ – 2007

Дисертацією є рукопис

Робота виконана в Івано-Франківському національному технічному університеті нафти і газу Міністерства освіти і науки України

Науковий керівник: доктор технічних наук, професор
Чернов Борис Олександрович,
Івано-Франківський національний
технічний університет нафти і газу,
завідувач кафедри фізики

Офіційні опоненти: доктор технічних наук, професор
Огородніков Петро Іванович,
Міжнародний науково-технічний
університет ім. Ю. Бугая, м. Київ,
декан факультету нафтогазової
інженерії і комп’ютерних наук

кандидат технічних наук, доцент
Сенюшкович Микола Володимирович
Івано-Франківський національний технічний
університет нафти і газу, доцент кафедри
буріння нафтових і газових свердловин

Захист відбудеться "_10_"___жовтня___ 2007 року о _14:30_ годині на засіданні спеціалізованої вченої ради Д 20.052.02 в Івано-Франківському національному технічному університеті нафти і газу за адресою: 76019, м. Івано-Франківськ, вул. Карпатська, 15.

З дисертацією можна ознайомитись у науково-технічній бібліотеці Івано-Франківського національного технічного університету нафти і газу за адресою: 76019, м. Івано-Франківськ, вул. Карпатська, 15.

Автореферат розісланий "__5__"___вересня___ 2007 р.

Вчений секретар

спеціалізованої вченої ради,

кандидат технічних наук, доцент І.М.Ковбасюк

загальна характеристика роботи

Актуальність теми. Національною програмою "Нафта і газ України до 2010 року" передбачено збільшення обсягів видобування енергоносіїв та змен-шення їх втрат. Напрямком їх вирішення є збільшення глибин буріння нафтових і газових свердловин, при якому значно підвищуються пластові тиски і темпера-тура, що вимагає удосконалення техніки і технології кріплення свердловин.

При експлуатації свердловин в складних геологічних умовах 7 % аварій при-падає на пошкодження обсадних колон, а на їх на ліквідацію витрачається 12 % ремонтного часу. Поширеним ускладненням залишається порушення герметич-ності їх різьбових з’єднань, особливо при кріпленні похило-скерованих свердло-вин. З цієї причини ліквідовано значну частину пробурених свердловин. Пробле-ма підвищення працездатності і довговічності обсадних труб для кріплення свердловин є актуальною в нафтогазовидобувній промисловості.

Значний відсоток продукції трубопрокатних заводів країни складають обсад-ні труби з різьбою трикутного профілю. Конструктивно їх муфтові з’єднання не-герметичні, а існуючі ущільнюючі матеріали не забезпечують довготривалої гер-метичності обсадних колон при високих тисках і температурах у свердловинах.

Розробка методів і засобів для підвищення надійності кріплення обсадними трубами високотемпературних та похило-скерованих свердловин є актуальною задачею. Для її вирішення необхідно провести теоретичні та експериментальні дослідження ефективних шляхів підвищення герметичності обсадних колон.

Зв'язок роботи з науковими програмами, планами, темами. Дисертаційна робота виконана за напрямком ДНТП "Підвищення надійності та довговічності бурильних і обсадних колон при будівництві і експлуатації нафтових і газових свердловин", відноситься до галузевої проблеми і тематичних планів ВАТ “Укр-нафта”, ДГП “Укрзахідгеологія”, ДАТ “Чорноморнафтогаз”, відповідає основ-ним напрямкам Національної програми "Нафта і газ України до 2010 року".

Мета і завдання досліджень. Метою роботи є підвищення герметичності різьбових з’єднань обсадних колон при спорудженні та експлуатації нафтових і газових свердловин за умов високих тисків і температури.

Поставлена мета досягається шляхом вирішення таких задач:

1. Розробка удосконаленої конструкції герметизуючого вузла безупорних різьбових муфтових з’єднань обсадних труб.

2. Розробка математичної моделі напружено-деформованого стану ділянок обсадної труби, муфти і герметизуючого елемента, з’єднаних з натягами.

3. Аналітичні дослідження впливу конструктивних та експлуатаційних чинників на герметичність удосконаленого з’єднання обсадних колон.

4. Експериментальні дослідження герметичності муфтових з’єднань обсад-них труб з герметизуючим вузлом під впливом експлуатаційних чинників.

5. Розробка нового ущільнюючого мастила для різьбових з’єднань з високими експлуатаційними властивостями.

6. Розробка методики проектування параметрів герметизуючого вузла для заданих умов експлуатації муфтових з’єднань обсадних колон.

Об'єкт дослідження – різьбові муфтові з’єднання обсадної колони.

Предмет дослідження – напружено-деформований стан і герметичність муфтового з’єднання обсадних труб з герметизуючим вузлом.

Методи дослідження. Математична модель напружено-деформованого ста-ну елементів з’єднання розроблена на основі методів теорії пружності і момент-ної теорії оболонок обертання при дії осесиметричних навантажень та реалізова-на в сучасних системах програмування. Для аналітичних та експериментальних досліджень впливу експлуатаційних чинників на герметичність з’єднання використано методи моделювання умов роботи обсадної колони у свердловині. Експериментальні результати узгоджуються з теоретичними висновками.

Наукова новизна одержаних результатів полягає в наступному:

1. Удосконалено методи розрахунку радіальних деформацій стінок муфти, труби і герметизуючого елемента, з’єднаних з натягами, при дії осесиметричних навантажень та вперше розроблено методику врахування взаємного впливу і крайових умов опирання їх суміжних та несуміжних ділянок.

2. Вперше виведені розрахункові формули вигинів стінок усіх ділянок та елементів удосконаленого з’єднання обсадних труб і розроблено математичну модель його напружено-деформованого стану на основі системи рівнянь балансу радіальних натягів і сумарних деформацій стінок.

3. Вперше одержано аналітичні закономірності розподілу та зміни величин деформацій і контактного тиску в ущільненні залежно від жорсткості стінок елементів з’єднання, натягів у різьбі та в ущільненні, окремої та сумісної дії внутрішнього і зовнішнього тисків, осьової сили і температури.

4. Розв’язано задачу визначення оптимальних величин натягів на конічних поверхнях герметизуючого елемента та вперше визначено умови, при яких пруж-ний тонкостінний елемент забезпечує герметичність з’єднання при гідравлічних випробуваннях, необхідну щільність прилягання його стінок до труби в ущіль-ненні і допустимі деформації при експлуатації обсадної колони.

Практичне значення одержаних результатів. Розроблено удосконалену конструкцію герметизуючого вузла для муфтових з’єднань обсадних труб з три-кутною різьбою безупорного типу. Розроблено нове пластичне мастило для гер-метизації різьбових з’єднань обсадних труб у складних умовах експлуатації.

Програмно реалізовано математичну модель розрахунку контактних тисків та радіальних деформацій на ділянках удосконаленого муфтового з’єднання для обсадних труб діаметрами 146 і 168 мм з різною товщиною стінок. На її основі розроблено методику проектування нового герметизуючого вузла обсадних труб для заданих експлуатаційних умов у свердловині.

Розроблена інструкція із забезпечення герметичності обсадних колон за допомогою герметизуючого вузла різьбового з’єднання, яка затверджена і рекомендована для впровадження буровими підприємствами ВАТ “Укрнафта”. Одержані теоретичні і практичні результати рекомендовані для впровадження у навчальний процес підготовки фахівців з буріння свердловин у Івано-Франків-ському національному технічному університеті нафти і газу.

Особистий внесок здобувача. Автором самостійно вперше:

1. Запропоновано удосконалену конструкцію тонкостінного герметизуючо-го елемента з конічними ущільнюючими поверхнями для герметизації безупорних різьбових муфтових з’єднань обсадних труб [1, 2, 4].

2. Удосконалені методи розрахунку деформацій стінок з’єднання з натягом на основі врахування взаємного впливу і умов опирання їх ділянок [6, 8] та виведені формули для розрахунку вигинів стінок усіх ділянок дослідженого з’єднання [10].

3. Реалізована програмно аналітична модель напружено-деформованого стану з’єднання на основі системи рівнянь балансу сумарних деформацій і натягів [9] та проведені аналітичні дослідження закономірностей впливу деформацій гермети-зуючого елемента і контактного тиску в ущільненні на герметичність з’єднань [7].

4. Розроблена методика проектування і уніфікації параметрів герметизуючо-го вузла та розрахунку необхідних натягів в ущільненні [3] та розроблено склад нового пластичного мастила для герметизації різьбових з?єднань [5]. Автор брав участь у налагодженні дослідного устаткування, розробив методику і провів експериментальні дослідження та аналіз одержаних результатів.

Апробація результатів дисертації. Основні положення роботи доповіда-лись на науково-технічних конференціях "Проблеми та шляхи енергозабезпечен-ня України" (м. Івано-Франківськ, 1995 р.); "Стан, проблеми та перспективи роз-витку нафтогазового комплексу Західного регіону України" (м. Львів, 1995 р.); "Нафта і газ України – 96" (м. Харків); "Стан і перспективи розвитку розвідува-льного та експлуатаційного буріння й закінчення свердловин в Україні" (м. Хар-ків, 1998 р.); 6-й Міжнародній науково-практичній конференції "Нафта і газ Ук-раїни-2000" (м. Івано-Франківськ); науково-технічних конференціях професорсь-ко-викладацького складу ІФНТУНГ (м. Івано-Франківськ, 2001-2006 р.). У пов-ному обсязі результати дисертаційної роботи доповідались та обговорювались на наукових семінарах кафедри буріння нафтових і газових свердловину 2007 році.

Публікації. За темою дисертаційної роботи опубліковано 10 наукових праць, з яких 8 статей у фахових виданнях, затверджених ВАК України, у тому числі 2 статті одноособові та 1 патент України на винахід.

Структура і обсяг дисертації. Дисертація складається із вступу, п'яти роз-ділів, висновків, списку літератури, який включає 115 джерел, та додатків. Мате-ріали дисертації викладені на 184 сторінках і містять 34 рисунки та 24 таблиці.

Основний зміст роботи

У вступі обгрунтовано актуальність теми дисертаційної роботи, сформу-льовано мету і задачі досліджень, висвітлені наукова новизна та практичне значення отриманих результатів.

У першому розділі дано аналіз причин негерметичності обсадних колон і способів забезпечення герметичності їх різьбових з’єднань, методів розрахунку пружних деформацій їх елементів, обгрунтовані мета і задачі досліджень.

Проблемі підвищення герметичності різьбових з’єднань обсадних колон присвячені роботи таких вчених: В.П.Банатов, С.Ф.Білик, А.І.Булатов, С.Б.Гусейнов, Т.Ю.Єременко, Ю.Д.Комнатний, Я.С.Коцкулич, А.С.Марлоу, Р.Л.Месон, Д.Ю.Мочернюк, А.В.Павельчак, М.В.Сенюшкович, О.В.Тіщенко, Б.О.Чернов, М.Д.Щербюк, М.В.Якубовський та інші. Ними розроблені конструкції різьбових з’єднань, ущільнюючі мастила, методи і засоби віднов-лення герметичності різьбових з’єднань обсадних колон в свердловинах.

Причинами негерметичності муфтових з’єднань обсадних колон є відхи-лення геометричних параметрів різьби і конструктивні гвинтові канали (зазори) у її впадинах. На їх ущільнення направлені більшість науково-технічних розробок. Залишається актуальною задача вибору мастила, яке б не витіснялось із зазорів при підвищених тисках і температурах та дозволяло розбірність з’єднань.

Сучасні конструкції муфтових з’єднань обсадних труб мають герметизуючі вузли. Конструктивно це торцьові та радіальні ущільнення упорного типу. Їх ефективність підтверджена світовим практичним досвідом та робить актуальним їх застосування також для конічних різьб трикутного профілю безупорного типу.

Герметичність цих вузлів забезпечується пружними радіальними деформа-ціями елементів з’єднання. Відомі розрахункові моделі муфтових з’єднань обсад-них труб широко застосовують моментну теорію оболонок обертання з осесимет-ричним навантаженням для опису пружно-деформованого стану їх елементів.

Другий розділ присвячено теоретичному дослідженню радіальних деформа-цій муфтового з’єднання обсадних труб з герметизуючим вузлом при дії осеси-метричних навантажень з врахуванням взаємного впливу і крайових умов опиран-ня ділянок та розробці математичної моделі його пружно-деформованого стану.

Таке з’єднання має особливості взаємодії муфти, труби і герметизуючого елемента, який створює 5 характерних ділянок та 4 крайові перетини їх опирання (рис. 1). При згвинчуванні відбувається взаємодія ділянок внаслідок радіального натягу, бо радіус внутрішнього циліндра виконано більшим, ніж зовнішнього. У різьбі є натяг Д між трубою і муфтою, в ущільненні – натяг Д1 між герметизую-чим елементом і трубою. Тому на їх поверхнях діють контактні тиски відповідно Р1 , Р2 і РК (рис.1), які розширюють зовнішній і стискають внутрішній циліндри.

У свердловині на з’єднання діють внутрішній PV і зовнішній PZ тиски. Тиск PV розширює трубу, а PZ – стискає муфту. Вони збільшують контактний тиск Р2 на ділянці 2. На ділянці 1 тиск PV розширює герметизуючий елемент, що збіль-шує тиск РК в ущільненні, а тиск PZ зменшує радіус муфти, що збільшує тиск Р1 у різьбі. Ділянка 1 труби передає збільшення тиску РК в ущільненні на муфту (збільшує Р1), а збільшення Р1 у різьбі – на ущільнення (збільшує РК).

Таким чином, кожна i-та ділянка під дією цих тисків отримує радіальні деформації, її радіус змінюється на величину ui, яка за моментною теорією

, (1)

де PVi – тиск зсередини ділянки (збільшує її радіус); PZi – тиск ззовні (зменшує її радіус); G – радіальна податливість стінки, яку визначають за формулами

, , , (2)

де D – циліндрична жорсткість стінки; в – коефіцієнт затухання деформацій; R – радіус серединної поверхні; S – товщина стінки; E і м – модуль пружності і коефіцієнт Пуассона матеріалу.

1-1, 2-2, 3-3 – крайові перетини ділянок муфти M0...M3,
труби T1...T3 і герметизуючого елемента K0, K1;
Р1, Р2, Рk – контактні тиски на ділянках взаємодії

Рис. 1. Схема взаємодії ділянок муфти, труби і герметизуючого елемента у з’єднанні

Стінки ділянок мають різну жорсткість (2), яка визначається радіусом Ri і товщиною Si; на них діють різні тиски, тому власні деформації ui (1) кожної ділянки різні. У перетинах 1-1, 2-2, 3-3 суміжні ділянки оперті одна на одну (з’єднані між собою), тому їх краї отримують вигини. Це змінює розподіл контактних тисків і деформацій ділянок та вимагає їх врахування і визначення.

Сформульована таким чином задача знаходження крайових вигинів стінок, спричинених опиранням на суміжні ділянки або на вільний торець, розв’язана за моментною теорією осесиметричних деформацій тонкостінних циліндрів.

Встановлено, що вигин краю стінки i-тої ділянки при опиранні на суміжну j-ту (рис.2а) визначає різниця їх власних деформацій (uj–ui) за (1). Його максима-льне значення wij у перетині опирання (рис.2б) залежить від жорсткості J стінки ділянки-опори і коефіцієнта розподілу вигинів Zij , для яких виведені формули

, , , (3)

де індекси позначають: i – номер даної ділянки; j – номер ділянки-опори.

Цей вигин wij зменшується вздовж i-тої ділянки пропорційно функції [ s] затухання, тому загальне радіальне зміщення стінки Wi(s) на відстані s від крайо-вого перетину складається з власних деформацій ui (1) і залишку вигину (3)

, . (4)

З другого краю i-та ділянка може опиратись на k-ту, від якої теж отримує крайові вигини стінки аналогічно до (3-4), які додаються до загальних

, (5)

де li – довжина i-тої ділянки; (li–s) – відстань від перетину з координатою s до перетину опирання на k-ту ділянку; wik – значення вигину (максимальне) у перетині опирання i-тої ділянки на k-ту, яке знаходиться за формулами (3).

Отже, вплив суміжних ділянок на радіальні деформації даної враховують через максимальні вигини (3), які спричинені їх опиранням у крайових перетинах і які затухають з віддаленням від них вздовж ділянки за законом (4).

Функція затухання [ s] швидко зменшується із ростом вs. У новому з’єд-нанні (рис.1) ділянки не довгі, значеннями функцій  [іlі] не можна знехтувати, а вигини стінки не затухають від одного краю до другого на довжині ділянки.

а) навантаження суміжних ділянок б) вигини країв стінок

Рис. 2. Схема крайових вигинів стінок суміжно опертих ділянок труби

Отже, на деформації даної ділянки мають вплив несуміжні ділянки, розмі-щені через суміжну. Для j-тої ділянки суміжною є i-та, а несуміжною є k-та з ін-шого краю i-тої. Якщо вигин wik від опирання i-тої ділянки на k-ту не затухає, то у перетині опирання i-тої на j-ту вигин збільшується відповідно до (3-4) на

. (6)

Тому вигин краю j-тої ділянки на відстані s' від перетину опирання на i-ту з врахуванням впливу несуміжної k-тої ділянки згідно із (4) становить

. (7)

Отже, вплив несуміжних ділянок на деформації даної враховують через неза-тухаючі додаткові вигини (6-7), які додають до вигину даної у перетині опирання.

Якщо в свою чергу функція k-тої ділянки [klk] не затухає на довжині lk, то до вигину wik в перетині опирання i-тої ділянки на k-у треба додати відповідний додатковий вигин за формулами (6-7). Тоді вигин j-тої ділянки набуває вигляду

. (8)

Застосовуючи рекурентні формули (6-8), враховують вплив кількох ділянок на прогин даної через максимальні вигини країв суміжних і несуміжних ділянок.

Початок системи координат 0х удосконаленого з’єднання вибрано у пло-щині симетрії (рис.1), і знайдені координати крайових перетинів ділянок

, , , . (9)

На будь-якій ділянці відстань від розглядуваного перетину х до її крайового перетину визначається як різниця координат х та Хі , як у формулі (5).

Застосовуючи (6-8), виведені складові вигину w1(x) ділянки 1 муфти (рис.1) від її опирання на ненавантажену ділянку 0 і симетричну ділянку 1' та вигину w2(x) ділянки 2 від її опирання на ненавантажену ділянку 3 із вільним торцем

, . (10)

За цим встановлено, якщо суміжна ділянка має симетричний тиск або віль-ний торець, то це еквівалентно зменшенню її жорсткості та збільшує вигин даної.

Встановлено вплив вільного торця на вигини навантаженої ділянки 1 труби.

Складова w1(x) її вигинів від неопертого торця виражається формулою

, (11)

Отже, вільний торець збільшує вигини (послаблює жорсткість) стінки самої ділянки і перетину опирання на суміжну, якщо вигин не затухає на довжині l1 .

За розробленою методикою для усіх ділянок муфти, труби і герметизуючого елемента виведені формули розрахунку деформацій від опирання на суміжні і несуміжні ділянки. Це склало ядро аналітичної моделі пружно-деформованого стану удосконаленого з’єднання, яка програмно реалізована у системі MathCAD.

Кожна формула вигинів має множник виду (1) з контактним тиском Р1, Р2 і РК у перетинах 1-1, 2-2 і 3-3 муфти, труби і елемента. Розкривши дужки, одер-жують суми доданків виду Pij·Gi·Zij· [іsі]· [jlj], де тиски Pij є у першій степені. Такі доданки згрупували, а невідомі значення тисків винесли за дужки.

Контактний тиск викликає радіальні зміщення стінок у з’єднанні зовніш-нього і внутрішнього циліндрів такі, які компенсують заданий натяг Д між ними. Встановлюється баланс цих зміщень і натягу – розширення зовнішнього цилінд-ра і звуження внутрішнього у сумі складають величину натягу у i-тому перетині

, (12)

де W – загальні радіальні деформації стінки у i-тому перетині, які складаються із суми власних прогинів виду (1) та вигинів виду (7); індекси A і B позначають відповідно зовнішній і внутрішній циліндри, які з’єднані з радіальним натягом Д.

З’єднання має контактні ділянки різьби і ущільнення, де є по 2 крайових перетини (рис.1), де контактний тиск невідомий. Для них складені рівняння ба-лансу (12), згруповані доданки з тисками та отримано систему лінійних рівнянь. Її розв’язок запрограмовано у середовищі MathCAD для різних товщин стінок з’єднань обсадних труб діметрами 146 та 168 мм, який дозволив знайти значеня контактних тисків і сумарних радіальних деформацій для усіх ділянок з’єднання.

Створена аналітична модель враховує осьове навантаження Q , що діє на з’єднання при експлуатації обсадної колони. Воно викликає у різьбі дотичні зусилля q0 . Для розрахунку q0 використано формули, удосконалені у роботах проф. Д.Ю.Мочернюка для з’єднань обсадних труб. Розв’зана задача знаход-ження коефіцієнта бQ розподілу осьового зусилля між двома ділянками різьби (рис.1). Розраховане для труб діметрами 146 та 168 мм значення бQ=0,533...0,587 показує, що ділянка 2 як більш жорстка сприймає більшу частину осьової сили.

Перевірка на міцність за формулою Яковлєва-Шумілова показала, що у новому з’єднанні, як і у звичайному, найбільш навантаженим є перетин 3 (рис.1). Знайдений розподіл навантажень такий, що порівняно із нерозточеною трубою діюче зусилля в ущільненні зростає незначно, а рівень напружень тут завжди залишається на 20-47% меншим від максимальних напружень у перетині 3.

Розподілене зусилля q0 через трикутний (з кутом б) профіль різьби створює на опорній поверхні її витків додатковий тиск, який має таку радіальну складову

, (11)

де сф – кут тертя на витках різьби, dc – середній діаметр різьби.

Цей тиск P0 залежить тільки від осьової сили Q , збільшує контактні тиски у різьбі і врахований у формулах власних деформацій ui (1) різьбових ділянок. У аналітичну модель з’єднання включені відомі формули розрахунку додаткових вигинів we від ексцентриситету зусилля q0 у різьбі відносно стінок муфти і труби.

У свердловині діє підвищення температури ДT, а коефіцієнт лінійного роз-ширення матеріалу герметизуючого елемента більший, ніж у муфти і труби, тому до натягу в ущільненні додають величину температурного розширення елемента

, (12)

де (б1–б) – різниця коефіцієнтів теплового розширення елемента і труби; dk i цk – діаметр і кут нахилу ущільнюючої поверхні ; Lk – довжина елемента.

У третьому розділі проведені аналітичні дослідження впливу умов експлу-атації (натягів різьби і ущільнення, внутрішнього і зовнішнього тисків, осьової сили, температури) на зміну пружно-деформованого стану елементів удосконале-ного з’єднання і контактний тиск в ущільненні на основі реалізованої математич-ної моделі з’єднання у середовищі програмування MathCAD.

Встановлено, що нерівномірний розподіл контактного тиску в ущільненні (рис.3а) визначається змінною жорсткістю стінки герметизуючого елемента. Тиск найбільший в перетині 1-1 (15-45 МПа), де жорсткість підкріплена більшою товщиною і опиранням на ділянку 0 (рис.1), та значно зменшується в напрямку меншої жорсткості, товщини стінки і вільного торця (до 2-3 МПа в перетині 2-2).

Контактний тиск в ущільненні зростає при збільшенні тут натягу Д1 (рис. 3а, лінії 2,1) і при затягуванні різьби (збільшенні натягу Д), а герметизуючий еле-мент стискається майже на величину натягу (рис.3б, лінії 2,1). Якщо натяги Д1 чи Д зменшити нижче допустимих, то контактний тиск стане меншим нуля і буде відсутня щільність прилягання контактних поверхонь. Проте навіть мінімальний натяг у різьбі Д=0,10 мм вибирає в ущільшенні зазор до Д1=–0,05 мм.

а) контактні тиски PK (МПа); б) радіальні деформації WK (мм);

Рис. 3. Розподіли контактних тисків (а) і деформацій стінки гер-метизуючого елемента (б) вздовж ущільнення (за координатою х, мм) залежно від натягу в ущільненні Д1 (мм) та від тисків (МПа) – внутрішнього PV і зовнішнього PZ (натяг різьби Д=0,15 мм):

Д1=0,1;PV=PZ=0 – 1; Д1=–0,05; PV=PZ=0 – 2; Д1=–0,05; PV=20; PZ=0 – 3;
Д1=–0,05; PV=30; PZ=0 – 4; Д1=0,1; PV=30; PZ=0 – 5; Д1=–0,05; PV=0; PZ=10 – 6;
Д1=0,1; PV=0; PZ=10 – 7; Д1=–0,05; PV=PZ=10 – 8; Д1=–0,05; PV=30; PZ=10 – 9.

Контактні тиски в ущільненні труб діаметром 168 мм менші (в 1,2-1,6 ра-зи), бо їх радіальна жорсткість менша порівняно з 146 мм. Більша товщина стін-ки труби збільшує її жорсткість, тому контактний тиск в ущільненні зростає.

Розроблена методика дозволила з’ясувати закономірності розподілу та змі-ни деформацій і контактних тисків та їх особливості для удосконаленого з’єднан-ня. Деформації (зміна радіуса) його елементів тим більші, чим менша їх жорст-кість (менша товщина стінки, більший діаметр) та більший діючий тиск. А кон-тактний тиск пропорційний жорсткості ділянок елементів та їх деформаціям.

Під дією внутрішнього тиску PV пропорційно зростають радіуси герметизу-ючого елемента і з’єднання в цілому та контактнний тиск в ущільненні (рис.3, лінії 2;3, 1;5). Елемент має меншу жорсткість (менші товщину стінок і модуль пруж-ності), тому розширюється більше, чим збільшує контактнний тиск в ущільненні.

Жорсткість труби зменшена конічною виточкою під ущільнення (особливо в перетині 1-1 торця, рис.1), а жорсткість ділянки 2 найбільша у з’єднанні. Томувід тиску PV герметизуючий елемент розширюється більше у перетині 1-1, ніж у 2-2 (рис.3б: лінії 2;3;4), його стінка повертаєтья навколо краю труби (явище важеля), так що її радіус та натяг у перетині 2-2 стають меншими. При PV=20 МПа контактний тиск на третині ущільнення рівний діючому (рис.3а: лінія 3), а на решті довжини більший. При перевищенні внутрішнім тиском допустимого зна-чення контактний стає меншим (рис.3а: лінія 4) біля торця елемента, що веде до його проникнення в ущільнення і втрати герметичності. Герметичність можна відновити та забезпечити її і для більших діючих тисків, якщо задати більші натяги, зокрема в ущільненні (для PV=30 МПа до Д1=0,1 мм – рис.3а: лінія 5).

Зовнішній тиск PZ стискає з’єднання в цілому і герметизуючий елемент. Він діє безпосередньо на центральну ділянку 0 (рис.1) через негерметичність впадин різьби. Із ростом PZ його радіус зменшується швидше в перетині 1-1, ніж у 2-2, де муфта і труба жорсткіші (рис.3б: лінії 2;6, 1;7). Тому контактний тиск в ущі-льненні у перетині 1-1 різко зменшується (до 0,8PZ – рис.3а: лінії 2;6, 1;7), а зов-нішній тиск може його перевищити. Допустимим є такий зовнішній тиск, який пе-ревищує контактний не більш як на третині довжини ущільнення. Для підвищення герметичності треба збільшити натяг в ущільненні (рис.3а: лінії 6;7).

Дія однакових зовнішнього і внутрішнього тисків викликає однакові, але протилежні деформації, тому зміщення стінки герметизуючого елемента відсутні (рис.3б: лінії 2;8). Ці тиски погашають (компенсують) дію один одного, а контакт-ний тиск в ущільненні зростає саме на величину цих тисків (рис.3а: лінії 2;8).

Якщо внутрішній чи зовнішній тиск не перевищує допустимий, то однакове їх зростання не порушує герметичність і при значно більших значеннях (рис.3а: лінії 3;9 порівняно із 4;6). Отже, порушення герметичності (перевищення дію-чого тиску над контактним в ущільненні) визначається різницею (перепадом) зовнішнього і внутрішнього тисків, а їх допустимі величини є допустимим перепадом тисків, при якому герметичність забезпечується. Однакові складові цих тисків не впливають на герметичність ущільнення і з’єднання в цілому.

Більший коефіцієнт теплового розширення герметизуючого елемента, ніж труби і муфти, при підвищенні температури збільшує контактнний тиск в ущіль-ненні. Тут можна збільшити радіальний зазор і зменшити крутний момент згвин-чування, бо підвищена температура компенсує його і відновлює щільність приля-гання по всій довжині. Так, нагрівання алюмінієвого елемента на 20оС збільшує натяг в ущільненні обсадної труби 146 мм на 0,015 мм, а 168 мм – на 0,0175 мм. При дії експлуатаційних тисків і температури натяги ущільнення можна змен-шити на величину температурного розширення без втрати герметичності.

Осьова сила Q через радіальну складову у трикутній різьбі стискає трубу і герметизуючий елемент. Деформації їх стінок завжди зростають пропорційно Q і збільшують контактний тиск в ущільненні. Через змінну жорсткість вздовж ущі-льнення додаткові деформації і тиск розподілені нерівномірно: вони великі в перетині 1-1 (де труба найменш жорстка) і значно зменшуються до перетину 2-2. Важливо, що герметизуючий елемент служить опорою для вільного торця труби (рис.1), перешкоджає його звуженню та виходу витків різьби із зачеплення.

Деформації стінки герметизуючого елемента від дії внутрішнього тиску і осьової сили протилежні, тому сумарні деформації елемента більш рівномірні. Осьова сила збільшує натяг і контактний тиск в ущільненні, тому воно витримує більший внутрішній тиск або дозволяє зменшити необхідний натяг.

Зовнішній тиск і осьова сила стискають герметизуючий елемент, тому дефо-рмації його стінки додаються, а нерівномірність їх розподілу в ущільненні поси-люється (вони значно зростають в перетині 1-1). Вплив на контактний тиск про-тилежний: зовнішній тиск його зменшує, а осьова сила – збільшує, що збільшує допустиме значення зовнішнього тиску, при якому забезпечується герметичність.

Отже, встановлено такі закономірності роботи ущільнення: 1) щільність прилягання герметизуючого елемента створюється радіальним натягом, а при до-пустимому зазорі – забезпечується натягом різьби; 2) більші натяги збільшують тиск в ущільненні і забезпечують герметичність при вищих внутрішніх і зовніш-ніх тисках; 3) рівні складові цих тисків компенсують протилежні деформації гер-метизуючого елемента, підвищують контактний тиск в ущільненні і не вплива-ють на герметичність; 4) вища температура у свердловині розширює герметизу-ючий елемент, радіальна складова осьового навантаження стискає трубу, все це збільшує контактний тиск в ущільненні і компенсує порушення герметичності.

У четвертому розділі представлено методику, обладнання та результати експериментальних досліджень герметичності нового з’єднання при заданих натягах різьби і ущільнення, дії внутрішнього тиску, осьової сили і температури.

Дослідні герметизуючі елементи виготовлені з дуралюмінію марки Д16Т, у якого модуль пружності менший, а коефіцієнт теплового розширення більший, ніж у труби і муфти. Такий елемент пружний, щільно прилягає до труби, при дії внутрішнього тиску і температури збільшує натяг в ущільненні та підвищує герметичність. Матеріал елемента антикорозійний та технологічний при обробці.

Для випробувань виготовили муфтові з’єднання обсадних труб діаметрами 146 і 168 мм різних товщин. Для спрацювання мікронерівностей різьби пари труба-муфта притирали кілька разів згвинчуванням із крутним моментом Мкр=15 кН·м.

Такі різьби щільно прилягають по всій поверхні витків, а їх машинне догвин-чування на 1-2 оберти забезпечує у різьбі необхідні радіальні натяги 0,1-0,2 мм.

Для досліджень різні радіальні натяги в ущільненні конусністю 1:5 отри-мували проточуванням поверхонь елемента, зменшуючи їх діаметр на 0,1 мм.

Для герметизації різьб заглушок, через які підключали систему високого тиску, застосували нове пластичне ущільнююче мастило для різьбових з’єднань, захищене патентом. Воно забезпечило герметичність різьби трикутного профілю при високому тиску та температурі, незважаючи на гвинтові канали у впадинах різьби, і не втрачало своїх властивостей при її багатократних згвинчуваннях.

Дослідження герметичності удосконаленого з’єднання під дією високого тиску і температури проводили на дослідному стенді для опресовування на базі установки УНГР-3000, обладнаному камерою індукційного нагрівання (рис.4). Температуру контролювали термопарою типу ГР-ХК і тарируваним мілівольт-метром. Інтенсивність нагрівання регулювали трансформатором типу ЛАТР.

З’єднання, згвинчене із заданими натягами різьби і ущільнення, перевіряли на герметичність при дії внутрішнього тиску і осьової сили, яку створював тиск на заглушки. Величину тиску піднімали через 2-3 МПа і витримували систему 10-15 хв., контролюючи тиск манометром 7. Якщо тиск не спадав, то його підвищували далі. Інакше його скидали на 1-2 МПа, щоб встановити допустиме значення внутрішнього тиску, при якому герметичність забезпечується.

Після цього підвищували температуру (на 30оС і 50оС) та витримували систе-му при досягнутих тиску і температурі. Якщо при цих величинах герметичність з’єднання була забезпечена, то, підтримуючи температуру, далі підвищува-ли тиск і досягалили вище його значення, допустиме герметичністю. Коли вона не забезпечувалась, то далі піднімали температуру, систему витримували при тому ж тиску і знову перевіряли її герметичність.

1 – дослідне з’єднання, 2 – станина, 3 – опори, 4 – компресор, 5 – розподілювач, 6 – напірна лінія, 7 – манометр, 8 – пульт керування, 9 – відкидні кришки, 10 – захисна перегородка, 11 – камера індукційного нагрівання, 12 – зливний бак.

Рис. 4. Схема дослідного стенду для опресовування з індукційним нагріванням.

На рис.5 показані експериментальні значення допустимого внутрішнього тиску і розрахункові залежності цих тисків від натягу ущільнення і температури.

Дослідження показали, що при додатніх натягах в ущільненні усі з’єднання витримали внутрішній тиск 25,5 МПа незалежно від відхилення натягу різьби. Негерметичність проявлялась тільки при зазорах в ущільненні. Збільшенням тем-ператури герметичність відновлювалась, а величина допустимого тиску значно зростала. Збільшення натягу у різьбі (її затягування) теж забезпечило герметич-ність ущільнення при більших значеннях допустимого внутрішнього тиску.

Експериментально встановлено, що залежність допустимого тиску від натя-гів лінійна. Навіть при малому збільшенні натягу ущільнення на 0,02 мм допусти-мий тиск зростає на 10-20 МПа. Додатні натяги ущільнення забезпечують значен-ня допустимого тиску, більші за тиски гідравлічних випробувань за стандартом.

Отже, експериментально підтверджено, що тонкостінний елемент забезпе-чує герметичність муфтових з’єднань обсадних труб при гідравлічних випробу-ваннях. При дії температури у свердловині розширення герметизуючого елемен-та компенсує зазори в ущільненні, які зменшують крутний момент згвинчування.

а) при товщині стінки S=10,7 мм; б) при товщині стінки S=8,5 мм;

Рис. 5. Залежність допустмого внутрішнього тиску Рv (МПа) від натягу ущільнення Д1 (мм) при натягах у різьбі Д (мм) і підвищенні температури на ДТ (оС) для обсадних труб діаметром Dy=146 мм (експериментальні точки та розрахункові лінії):–

при Д=0,20 мм ( х –––––– ): ДТ=0оС – 1 , ДТ=50оС – 4 ;
– при Д=0,15 мм ( о – – – ): ДТ=0оС – 2 , ДТ=50оС – 5 ;
– при Д=0,10 мм ( + – • – • – ): ДТ=0оС – 3 , ДТ=50оС – 6 .

У п’ятому розділі розроблена методика проектування параметрів гермети-зуючого вузла муфтових з’єднань обсадних труб для заданих умов експлуатації.

Конструкія елемента показана на рис. 6. Ущільнююча конічна поверхня має кут цК нахилу до осі з’єднання, величину якого визначають коефіцієнтом тертя f між матеріалами герметизуючого елемента і труби за умовою незаклинювання

. (13)

Якщо f=0,1 , то умова незаклинювання виконується при конусності 1:5.

Рис. 6. Основні конструктивні параметри герметизуючого елемента.

Герметизуючий елемент повинен забезпечувати виконання функціонально-го призначення з’єднання обсадних труб і муфт, тому сформульовані обмеження, які накладають їх конструктивні параметри на розміри елемента.

Зовнішній діаметр D0 має бути меншим за внутрішній діаметр муфти. Більший діаметр конуса D1 – меншим за внутрішній діаметр d2 різьби на торці труби. Внутрішній діаметр dB елемента – не меншим за внутрішній d труби, щоб не перекривати прохід обсадної колони. При встановлених параметрах цК, D1 і dB довжина l1 ущільнюючого конуса визначає товщину t2 торця. Центральна ділянка довжиною l0 має поміщатись у з’єднанні між торцями труб (рис. 1).

При проектуванні проводять уніфікацію розмірів герметизуючого елемента і приймають їх однаковими для групи розмірів обсадних труб. Для труб ОТ 146 та ОТ 168 були прийняті такі уніфіковані розміри герметизуючого елемента (мм): довжини l0=25; l1=30; товщини S0=6; S1=5; t2=2.

За допомогою програмної моделі з’єднання встановлено допустимий початковий зазор в ущільненні Д1=–0,05 мм, який компенсується згвинчуванням різьби уже з мінімальним натягом Д=0,1 мм. Для уникнення зминання герметизу-ючого елемента обмежують його максимальні радіальні деформації: 0,26 мм для ОТ 146 та 0,30 мм для ОТ 168, за умовою неперевищення кільцевими напружен-нями межі пропорційності. За цим обмежують допустимі натяги Д1 ущільнення відповідно 0,12 мм та 0,17 мм при максимальному натязі Д=0,2 мм різьби.

Для робочого діапазону натягів різьби і ущільнення розраховують допус-тимі значення внутрішніх тисків. Встановлено, що вони лінійно збільшуються як від натягу згвинчування різьби Д, так і від натягу ущільнення Д1 (рис. 5).

Залежно від діаметра, товщини стінок і групи міцності матеріалу обсадних труб розраховують натяги ущільнення Д1, які забезпечують герметичність при гідравлічних випробуваннях внутрішнім тиском за стандартом. Показано, що вищі тиски вимагають більших натягів ущільнення, але їх отримані значення мен-ші за допустимі і не викличуть залишкових деформацій герметизуючого елемента.

Встановлено компенсаційний зв’язок між натягами різьби Д та ущільнення Д1: для герметичності з’єднання більший натяг ущільнення допускає менший натяг різьби, а його менший натяг компенсується більшим затягуванням різьби.

Розраховані мінімальні, середні і максимальні натяги в ущільненні для ро-бочих натягів різьби служать для призначення допустимих граничних відхилень ущільнюючих поверхонь герметизуючого елемента і труби при їх виготовленні.

Розраховують також допустимі значення зовнішнього тиску та натяги ущі-льнення, які забезпечують герметичність. Цей тиск стискає з’єднання і гермети-зуючий елемент та збільшує його деформації до межі пропорційності. Тому знаходять такі значення натягів і зовнішніх тисків, при яких одночасно відсутні залишкові деформації і не порушена герметичність. Вони менші за допустимі, бо обмеження деформацій вимагає зменшення або натягу, або зовнішнього тиску.

Якщо різниця внутрішнього і зовнішніього тисків не перевищує допустиме значення, то герметичність забезпечується при будь-яких значеннях цих тисків. Тому розраховані їх допустимі значення використовують як допустимий перепад діючих тисків, який не порушує герметичність з’єднання у свердловині.

Підвищення температури розширює герметизуючий елемент і збільшує контактний тиск та радіальний натяг в ущільненні. Тому за формулою (12) цей натяг зменшують на величину температурного розширення елемента, що ком-пенсується дією температури у свердловині без втрати герметичності.

Осьове навантаження збільшує натяг в ущільненні і стискає герметизуючий елемент. Цей натяг і осьова сила обмежені за умовою недопущення залишкових деформації в перетині 1-1. Але міцність труби по різьбі теж обмежує осьову силу. Розрахунок допустимих значень показує, що при радіальних натягах в ущільнен-ні, не більших за 0,1 мм, максимальне осьове навантаження не дає залишкових де-формацій елемента. При опусканні обсадних труб у свердловину на з’єднання діє вага всієї колони, тому допустимі натяги розраховують за умовою міцності різьби.

Осьове навантаження збільшує контактний тиск в ущільненні, тому при йо-го дії розраховують додатковий допустимий внутрішній тиск. При гідравлічних випробуваннях осьові зусилля від тиску на торцьові заглушки дозволяють зменшити допустимі натяги ущільнення і розширити допуски на виготовлення ущільнюючих поверхонь герметизуючого елемента і труби.

Для зовнішнього тиску при дії осьової сили теж розраховують додаткові допустимі значення. Від осьової сили і зовнішнього тиску залишкові деформації герметизуючого елемента настають швидше і при менших натягах ущільнення. Тому розрахунок допустимих значень натягу, тиску і сили проводять сумісно.

На основі методики проектування герметизуючого вузла розроблена інструкція із забезпечення герметичності обсадних колон. Вона рекомендована для впровадження буровими підприємствами ВАТ “Укрнафта”. Одержані теоретичні і практичні результати рекомендовані для впровадження у навчальний процес у Івано-Франківському національному технічному університеті нафти і газу.

основні результати та висновки

На основі теоретичних і експериментальних досліджень муфтових різьбових з’єднань з герметизуючим вузлом вирішено науково-технічну задачу забезпечення герметичності обсадних колон при спорудженні та експлуатації нафтових і газових свердловин. Одержано наступні основні результати.

1. Розроблена нова конструкція різьбових з’єднань обсадних труб з герме-тизуючим елементом. На його конічних поверхнях при згвинчуванні з’єднання з натягами виникає контактний тиск, який забезпечує високу герметичність.

2. Удосконалено методи розрахунку радіальних деформацій муфти, труби і герметизуючого елемента на основі моментної теорії тонкостінних циліндрів та з врахуванням взаємного впливу усіх ділянок з’єднання. Встановлено, що:–

їх стінки отримують вигини від опирання на суміжні ділянки внаслідок різниці їх жорсткості і навантажень; величина вигинів пропорційна жорсткості ділянки-опори та затухає вздовж самої ділянки;