新型防突装置对封隔器胶简力学性能影响研究

 王国荣，伍伟，李明，胡刚，张敏

 （西南石油大学机电工程学院，四川成都610500）

摘要：为了进一步保证封隔器安全坐封，提高封隔器胶筒的力学性能，基于现有成熟技术，设计了一种新型防突装置，分析了不同防突装置材料和结构参数对封隔器胶筒肩部突出、接触应力、Von Mises应力的影响。结果表明：新型封隔器肩部突出距离相比常规封隔器降低了63. 35%，使胶筒不易被破坏，延长了胶筒的寿命；对防突装置材料和结构参数进行优选，选择材料为铝合金，距胶筒端面距离H=2. 5mm，厚度B=0.5mm的新型防突装置；新型防突装置的设计与应用为封隔器坐封提供了安全保障。

关键词：封隔器胶筒；防突装置；力学性能；优化设计

0  引言

 压缩式封隔器是油气开采必不可少的井下工具之一，主要依靠胶筒在轴向载荷下，发生径向膨胀，使胶筒与套管相互作用产生足够大的接触应力，密封油套环空，从而达到封隔产层以及防止层间流体和压力相互扰动等作用。坐封载荷是保证胶筒接触应力的前提，达不到必要的接触应力则封隔器密封失效，但坐封载荷过大时，胶筒外壁与隔环接触处会产生“肩突”现象，胶简易被撕裂损坏，影响封隔器的密封性能。为此，采用合理的防突装置可以保证胶筒的有效密封。

 近年来，国内学者对封隔器防突装置进行了一系列研究，侯宗等人设计了用于分注封隔器，由膨胀环与楔形圈组成的独立式膨胀环新型“防突”结构；刘化国等人提出了封隔器胶筒“完全防突”的设计理论，并做了对比试验和分析；杨志鹏等人提出整体伞形保护环防突装置，分析了伞形保护环对胶筒突出变形的影响；由于他们主要集中在对结构的改进，而对于材料和结构参数的影响研究相对较少，而且这些防突装置均置于胶筒外部，在实际生产过程中，受环空砂砾等杂质影响易失效，降低了防突装置的使用效果。

 为了进一步提高防突装置的实用性和准确性，本文改进设计出一种硫化在胶筒内部的新型防突装置，建立了封隔器轴对称二维数值模型，分析了防突装置材料和结构参数对封隔器胶筒力学性能的影响，并对防突装置进行优选。新型防突装置抑制胶筒肩部突出变形，提高了胶筒的力学性能，为封隔器的坐封提供了安全保障。

1  橡胶本构理论

胶筒作为封隔器的核心元件，由橡胶材料制成，在外力作用下发生变形。描述橡胶材料的本构模型主要有Gent模型、Yeoh模型、Mooney - Rivlin模型等，Cent模型能够拟合橡胶材料大变形时硬化的应变能，而对小应变和中等应变并不适用；Yeoh模型在大变形条件下计算出的应变能与试验结果吻合良好，但变形较小时应尽量避免使用；Mooney - Rivlin模型可较好拟合橡胶材料中等变形时的应变能，因此本文采用模拟胶筒中等变形的Mooney - Rivlin模型，其应变能函数表达式为：

其中，I1、I2、I3为变形张量不变量，其表达式如下：

式中：A．为主伸长比。

对于不可压缩材料，I3=1，则方程(1)简化为

若保留前两项时，则方程便与1940年Mooney[1l]提出的模型一样：

 式中：C．。，C。，为Mooney - Rivlin模型材料参数。

由应变能函数模型W通过应力推导出Kirchhoff应力张量和Green应力张量间的关系：

 式中：t”为Kirchhoff应力张量，yⅡ为Green应力张量。

根据式(2)和式(5)得出主应力t．和主拉伸比A。之间的关系：

 本文所用胶筒橡胶材料为超弹性丁腈橡胶，硬度IRHD90, Clo=1.925 56,Co,=0.962 78.

2  封隔器单胶筒有限元模型

压缩式封隔器胶筒在坐封载荷作用下发生径向膨胀，胶筒外表面与套管内壁相互接触，密封油套环形空间。封隔器隔环、胶筒、套管、中心管几何结构及所受约束和载荷是轴对称的，故可对封隔器模型进行二维简化。简化的二维轴对称模型如图1所示，封隔器的几何模型和力学参数如表1所示。

 套管内壁与胶筒的外表面相互接触的属性定义为有限滑移、摩擦因数为0.3的罚函数摩擦公式，胶筒采用CAX4H四节点线性轴对称杂交单元，其余采用CAX4四节点线性轴对称单元划分网格，在模型上施加边界和载荷条件时，把套管、中心管和下隔环完全固定，在上隔环施加向下的50 MPa的坐封载荷。

3  防突装置优化分析

防突装置硫化在胶筒内部，可降低封隔器胶筒在过大的坐封载荷作用下发生肩部突出的可能性，合理的防突装置材料和结构有利于提高封隔器的力学性能，防突装置的二维模型如图2所示。

3.1  防突装置材料

常用的防突装置采用碳素结构钢、紫铜、铝合金等材料，其材料参数如表2所示。通过有限元分析比较防突装置的防突效果，对防突装置材料进行优选，封隔器位移云图如图3所示，肩部突出曲线如图4所示。

 压缩距是在坐封载荷作用下的下压距离，在一定程度上表现了封隔器的密封能力，肩部突出部分易造成胶筒应力集中，增加了胶筒发生破坏的几率，缩短了胶筒寿命，同时使得胶筒的受力发生改变导致接触应力产生变化，影响其密封性能。

 分析图3、4，得到如下结论：

 1)在50 MPa的坐封载荷下，常规封隔器压缩距为17. 71  mm，碳素结构钢、紫铜、铝合金材料防突装置对应的新型封隔器压缩距分别为16. 85、16. 93、16. 87 mm，可见常规封隔器压缩距大于新型封隔器压缩距；紫铜、铝合金、碳素结构钢三种防突材料对应的新型封隔器压缩距依次减小。

 2)在50 MPa的坐封载荷下，常规封隔器肩部突出距离为3. 83 mm，碳素结构钢、紫铜、铝合金材料防突装置对应的新型封隔器肩部突出距离分别为1. 25、1.50、1. 46  mm，可见新型封隔器平均肩部突出降低了63. 35%，紫铜、铝合金、碳素结构钢三种防突材料对应的新型封隔器肩部突出距离依次减小。

 3)压缩距愈大说明胶筒与套管壁贴合更加紧密，密封更可靠，所以压缩距不宜过小，肩部突出愈大，胶筒被撕裂的风险越大，所以肩部突出不宜过大，综合考虑选

材料为铝合金的防突装置。

3.2  防突装置位置

根据第3.1节分析结果，选择铝合金材料的防突装置，分析防突装置距胶筒端面距离H对胶筒的力学性能的影响，胶筒沿路径（胶筒外表面从下到上的节点路径）接触应力、Mises应力曲线分别如图5、6所示。

 分析图5、6，得到如下结论：

 1)不同位置防突装置时胶筒接触应力差异不大，故认为防突装置位置对胶筒的密封性能影响很小。

 2)胶筒Mises应力随着防突装置距胶筒端面距离的增大呈递减趋势；增大防突装置与端面距离明显降低了胶筒外表面的Mises应力。

 3)综合图5、6考虑，选择胶筒Mises最小时防突装置的位置为最佳，因此选择距胶筒端面距离H=2. Smm的新型防突装置。

3.3防突装置厚度

根据上述分析结果选择铝合金材料，H=2. Smm的防突装置，分析防突装置厚度对胶筒接触应力，Mises应力的影响，结果如图7、8所示。

 分析图7、8，得到如下结论：

 1)胶筒与套管壁间的接触应力沿路径非线性增大，在靠近加载端接触应力最大；胶筒接触应力随着防突装置厚度增大而减小，可见减小防突装置厚度会提高胶筒的密封性能。

 2)随着防突装置厚度的增加，胶筒的Mises应力先增大后减小，当防突装置厚度为0.5 mm时，胶筒Mises应力最小，相比防突装置厚度为2 mm时降低了37%。

 3)过大的Mises应力会使胶筒被撕裂的风险增大，增大防突装置厚度，可以降低胶筒的Mises应力，但防突装置厚度过大，会导致胶筒的体积和接触长度都减小，降低了胶筒的密封性能。综合图7、8考虑，选择厚度为0.5 mm的防突装置，此时胶筒接触应力最大，接触长度最长，Mises应力较小。

4  结论

 1)提出一种硫化在胶筒内部的新型防突装置，该防突装置结构简单，制造安装方便，不受环空砂砾等杂质影响而被破坏。

 2)新型封隔器肩部突出距离降低了63. 35%，使胶筒不易被破坏，延长了胶筒的使用寿命。

 3)对防突装置材料和结构参数进行优选，选择材料为铝合金，距胶筒端面距离H= 2.5 mm，厚度B=0.5mm的新型防突装置，提高了胶筒力学性能，保证了封隔器的安全坐封。