CN105631178B - 双台肩钻具接头的极限工作扭矩的确定方法 - Google Patents
双台肩钻具接头的极限工作扭矩的确定方法 Download PDFInfo
- Publication number
- CN105631178B CN105631178B CN201410594673.4A CN201410594673A CN105631178B CN 105631178 B CN105631178 B CN 105631178B CN 201410594673 A CN201410594673 A CN 201410594673A CN 105631178 B CN105631178 B CN 105631178B
- Authority
- CN
- China
- Prior art keywords
- tool joint
- double shoulder
- shoulder tool
- maximal work
- torque
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Active
Links
Landscapes
- Earth Drilling (AREA)
- Investigating Strength Of Materials By Application Of Mechanical Stress (AREA)
Abstract
本发明实施例提供一种双台肩钻具接头的极限工作扭矩的确定方法，该确定方法包括：根据待测量的双台肩钻具接头的结构参数，获取所述双台肩钻具接头的极限工作扭矩计算模型；根据所述极限工作扭矩计算模型，获取所述双台肩钻具接头在预先设置的每个轴向拉力对应的极限工作扭矩，所述轴向拉力为至少一个，且所述轴向拉力与所述极限工作扭矩一一对应，通过根据双台肩钻具接头准确测量和计算获取极限工作扭矩计算模型，可以充分反映出实际的应力分布特征，准确的确定双台肩钻具接头极限工作扭矩，有效减少钻井中的由于钻具接头失效引起的事故。
Description
技术领域
本发明实施例涉及石油工程及机械领域，尤其涉及一种双台肩钻具接头的极限工作扭矩的确定方法。
背景技术
钻具是用于传递动力、输送钻井液的主要工具，特别是在油气田钻井过程中尤为重要，随着深井、超深井、大位移水平井数量的逐年增加，钻具接头，特别是钻杆接头的抗扭性能受到了越来越多的关注，因此钻具失效事故会带来巨大的经济损失。
现有技术中，常用的评价钻具的使用性能的方式包括以下两种：第一种方式为根据假设的轴向拉力、弯矩等复杂载荷工况，提供了钻杆接头的抗扭强度计算公式，第二种方式为采用二维轴对称有限元模型对钻具接头的受力进行分析，以评价钻具的使用性能。但是在实际应用中，常常出现工作扭矩尚在标定扭矩极限(实际为零轴向拉力条件下的极限扭矩)内，钻具接头却已发生失效的情况。二维轴对称模型难以评价上扣扭矩、弯矩等复杂工况条件下钻具接头的受力特征，因此也难以反映实际工作环境下的钻具接头的极限工作扭矩，且双台肩钻具接头的结构复杂，包括螺纹牙的螺旋升角、副台肩等，而且承受上扣扭矩、轴向拉力、弯矩和工作扭矩等复杂载荷的作用，其受力行为属于三维弹塑性特征。
现有计算公式和现有的二维有限元分析，都不能充分反映出实际的应力分布特征，无法准确的确定双台肩钻具接头极限工作扭矩，导致在钻井过程中出现大量由于钻具接头失效引起的安全事故。
发明内容
本发明实施例提供一种双台肩钻具接头的极限工作扭矩的确定方法，以解决现有技术中不能充分反映出实际的应力分布特征，无法准确确定双台肩钻具接头极限工作扭矩，从而导致在钻井过程中出现大量由于钻具接头失效引起的安全事故的问题。
本发明提供一种双台肩钻具接头的极限工作扭矩的确定方法，包括：
根据待测量的双台肩钻具接头的结构参数，获取所述双台肩钻具接头的极限工作扭矩计算模型；
根据所述极限工作扭矩计算模型，获取所述双台肩钻具接头的预先设置的每个轴向拉力对应的极限工作扭矩，所述轴向拉力为至少一个，且所述轴向拉力与所述极限工作扭矩一一对应。
可选的，所述获取所述双台肩钻具接头的预先设置的每个轴向拉力对应的极限工作扭矩之后，所述方法还包括：
根据所述极限工作扭矩计算模型，获取双台肩钻具的安全工作区域。
可选的，所述根据待测量的双台肩钻具接头的结构参数，获取所述双台肩钻具接头的极限工作扭矩计算模型，包括：
获取所述双台肩钻具接头的结构参数；
根据所述结构参数建立所述双台肩钻具接头的三维几何模型，并对所述三维几何模型进行有限元网格划分为至少十万个单元；
测量获取所述双台肩钻具接头材料的力学性能参数。
可选的，所述根据待测量的双台肩钻具接头的结构参数，获取所述双台肩钻具接头的极限工作扭矩计算模型，还包括：
根据所述力学性能参数，计算获取所述双台肩钻具接头的单元应力；
根据所述单元应力和所述力学性能参数，获取设置的每个轴向拉力对应的极限工作扭矩；
根据现有双台肩钻具接头的抗扭强度计算公式，计算获取零轴向拉力对应的极限工作扭矩，并验证根据所述单元应力和所述力学性能参数获取的零轴向拉力对应的极限工作扭矩是否正确；
若正确，则根据至少五个所述轴向拉力与所述极限工作扭矩，获取所述双台肩钻具接头的所述极限工作扭矩计算模型。
可选的，所述根据所述力学性能参数，计算获取所述双台肩钻具接头的单元应力，包括：
根据基于拉格朗日描述的双肩台钻具接头单元控制方程以及格林应变张量的增量公式，获取双肩台钻具接头的有限元控制方程；
根据所述力学性能参数，采用所述有限元控制方程获取所述双台肩钻具接头的每个单元的变形；
根据每个所述单元的变形以及所述双肩台钻具接头的材料本构关系获取单元应力。
可选的，所述双台肩钻具接头的力学性能参数包括所述双台肩钻具接头的弹性模量、泊松比和最大拉伸应变。
可选的，所述双肩台钻具接头的有限元控制方程为：
其中，cT为单元节点位移扩阶到该双台肩钻具接头结构系统节点位移的布尔矩阵c的转置矩阵，S为基尔荷夫应力张量，BT为单元应变矩阵B的转置矩阵，NT为单元形函数N的转置矩阵，V为双台肩钻具接头的初始构型的体积；A为双台肩钻具接头的初始构型的表面积。dA双台肩钻具接头的初始构型的单元表面积的微分，dV为双台肩钻具接头的初始构型的单元体积的微分。
可选的，所述双台肩钻具接头的所述极限工作扭矩计算模型为：
M＝-0.0028*T+44.506 T≤3600kN，
M＝-8*10-6*T3+0.0938*T2-346.67*T+427245 3600kN≤T≤3824.4kN；
其中，M表示极限工作扭矩，T表示轴向拉力。
可选的，对所述三维几何模型进行有限元网格划分的单元个数为33.35万个；在所述双台肩钻具接头材料性能测试时选取的测试点的个数不小于20个
本发明提供一种双台肩钻具接头的极限工作扭矩的确定方法，通过根据双台肩钻具接头准确测量获取极限工作扭矩计算模型，然后通过该模型计算出需要知道的轴向拉力对应的极限工作扭矩，用来指导钻井工作，可以充分反映出实际的应力分布特征，准确的确定双台肩钻具接头极限工作扭矩，有效减少钻井中的由于钻具接头失效引起的事故。
附图说明
为了更清楚地说明本发明实施例或现有技术中的技术方案，下面将对实施例或现有技术描述中所需要使用的附图作一简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图是本发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动性的前提下，还可以根据这些附图获得其他的附图。
图1为本发明双台肩钻具接头的极限工作扭矩的确定方法实施例一的流程图；
图2为本发明双台肩钻具接头的极限工作扭矩的确定方法实施例二的流程图；
图3为双台肩钻具接头的三维几何模型示意图；
图4为双台肩钻具接头三维有限元模型示意图；
图5a为轴向拉力为零时的极限工作扭矩施加曲线；
图5b为轴向拉力3000kN时的极限工作扭矩施加曲线；
图6为轴向拉力与极限工作扭矩施加曲线；
图7为轴向拉力与极限工作扭矩的分区示意图。
具体实施方式
为使本发明实施例的目的、技术方案和优点更加清楚，下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有作出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。
本发明中提及的所述双台肩钻具包括钻杆、钻铤、转换接头、稳定器、减震器、震击器、旁通阀等工件，另外该双台肩钻具接头的工作扭矩的确定方法可以用于任何双台肩钻具，对此本发明不做限制。
图1为本发明双台肩钻具接头的极限工作扭矩的确定方法实施例一的流程图，如图1所示，该双台肩钻具接头的工作扭矩的确定方法的具体步骤为：
S101：根据待测量的双台肩钻具接头的结构参数，获取所述双台肩钻具接头的极限工作扭矩计算模型。
在本实施例中，该结构参数指的是该双台肩钻具接头的几何结构参数，需要预先获取，可以通过工具测量获得，也可以根据厂家测量提供的数据获得，根据该结构参数以及一些后续的测量、计算可以获取台肩钻具接头的极限工作扭矩计算模型。
S102：根据所述极限工作扭矩计算模型，获取所述双台肩钻具接头的预先设置的每个轴向拉力对应的极限工作扭矩，所述轴向拉力为至少一个，且所述轴向拉力与所述极限工作扭矩一一对应。
在本实施例中，利用上述获取的极限工作扭矩计算模型，可以获取所有可能施加在该双台肩钻具接头处的轴向拉力对应的极限工作扭矩，根据该扭矩可以在钻井过程中控制向双台肩钻具接头施加的外力，有效避免出现钻具断裂或无效。
本实施例提供的双台肩钻具接头的工作扭矩的确定方法，通过根据双台肩钻具接头准确测量、计算获取极限工作扭矩计算模型，然后通过该模型计算出需要知道的轴向拉力对应的极限工作扭矩，用来指导钻井工作，可以充分反映出实际的应力分布特征，准确的确定双台肩钻具接头极限工作扭矩，有效减少钻井中的由于钻具接头失效引起的事故。
图2为本发明双台肩钻具接头的极限工作扭矩的确定方法实施例二的流程图，如图2所示，在上述实施例的基础上，S101的具体实施过程为：
S201：获取所述双台肩钻具接头的结构参数。
S202：根据所述结构参数建立所述双台肩钻具接头的三维几何模型，并对所述三维几何模型进行有限元网格划分为至少十万个单元。
在本实施例中，对建好的双台肩钻具接头三维几何模型进行有限元网格划分，采用的原则是螺纹牙部分布置细密的六面体网格以保证计算精度，其他位置网格较疏，具体的该网格越多精度越高，具体的选取可以根据实际情况选取。
S203：测量获取所述双台肩钻具接头材料的力学性能参数。
在本实施例中，针对某井使用的双台肩钻具，对其接头材料进行性能测试，获得对应的力学性能参数。
S204：根据所述力学性能参数和有限元模型，计算获取所述双台肩钻具接头的单元应力。
具体的，根据基于拉格朗日描述的双肩台钻具接头单元控制方程以及格林应变张量的增量公式，获取双肩台钻具接头的有限元控制方程；根据所述力学性能参数和有限元模型，采用所述有限元控制方程获取所述双台肩钻具接头的每个单元的变形；根据每个所述单元的变形以及所述双肩台钻具接头的材料本构关系获取单元应力。
在本实施例中，利用有限元方法对上述三维几何模型进行求解，采用现有技术中的基于拉格朗日描述的双台肩钻具接头单元控制方程，以及应变张量的增量形式，得到双台肩钻具接头的有限元控制方程，进一步结合现有技术获取到每个单元的变形，再根据材料的本构关系获取到单元应力。
S205：根据所述单元应力和所述力学性能参数，获取设置的每个轴向拉力对应的极限工作扭矩。
在本实施例中，根据上述的有限元控制方程、并根据测量材料获取的力学性能参数可以得到不同的轴向拉力条件下的双台肩钻具接头的极限工作扭矩。
S206：根据现有双台肩钻具接头的抗扭强度计算公式，计算获取零轴向拉力对应的极限工作扭矩，并验证根据所述单元应力和所述力学性能参数获取的零轴向拉力对应的极限工作扭矩是否正确。
在本实施例中，利用现有文献相关计算公式可得零轴向拉力时的双台肩钻具接头极限工作扭矩，其与根据上述方式获得的零轴向拉力对应的极限工作扭矩，进行比较，跟预设的误差比例比较，确认通过上述方式获取的极限工作扭矩是正确的。
S207：若正确，则根据至少五个所述轴向拉力与所述极限工作扭矩，获取所述双台肩钻具接头的所述极限工作扭矩计算模型。
本实施例提供的双台肩钻具接头的工作扭矩的确定方法，根据实际的拉伸载荷快速确定双台肩钻具接头极限工作扭矩大小，以便选择合适的工作扭矩大小，避免双台肩钻具接头失效或双台肩钻具接头处出现断裂导致钻具落井的复杂情况发生。
在上述图1和图2所示的实施例的基础上，S102之后，还可以根据所述至少一个轴向拉力和对应的至少一个所述极限工作扭矩，获取双台肩钻具的安全工作区域。
在本实施例中，具体的可以获取多个轴向拉力条件下的极限工作扭矩，利用该值建立轴向拉力和极限工作扭矩的标示图，区分出钻井工作中轴向拉力和极限工作扭矩的对应关系中的安全区，警报区和不安全区，用于指导实际作业。
在上述所有实施例的基础上，下面特举一实例对本发明的双台肩钻具接头的工作扭矩的确定方法进行说明。本实施例以应用于某一区块x井的钻柱中双台肩钻具(一种旁通阀)为例对本发明双台肩钻具接头的极限工作扭矩的确定方法进行详细说明，考察深度为5000m。具体实现方式如下：
首先，通过获取的该双台肩钻具接头的几何结构参数对所选择的双台肩钻具接头进行几何建模，包括螺纹牙的螺旋升角等特征，该双台肩钻具接头的主要结构参数如表1所示。图3为双台肩钻具接头的三维几何模型示意图。建模所需的几何结构参数可以是自己通过工具测量获得，也可采用厂家测量提供的数据。
| 外径/mm | 120 | 螺纹锥度 | 1:12 |
| 内径/mm | 50.8 | 螺距/mm | 6.35 |
表1 双台肩钻具接头的结构参数
图4为双台肩钻具接头三维有限元模型示意图，如图3所示，和图4所示，对建好的双台肩钻具接头三维几何模型进行有限元网格划分，采用的原则是螺纹牙部分布置细密的六面体网格以保证计算精度，其他位置网格较疏，在本实施例中，共计划分为33.35万个网格单元。
针对x井使用的该双台肩钻具，首先对该双台肩钻具接头材料进行性能测试，获得对应的力学性能参数。
本实施例中在该双台肩钻具接头材料选取的测试点数多达902个(特别的。在对于双台肩钻具接头材料性能测试时选取的测试点的个数不小于20个)，具体测试方式参考现有技术，最后得到的双台肩钻具接头性能参数为：该双台肩钻具接头所用材料为各向同性弹塑性材料，弹性模量为2.06×105MPa，泊松比为0.29，最大拉伸应变为0.192。表2中列出了该双台肩钻具材料的一部分真实应力-塑性应变数据(这里仅列出22个点)。
特别的，需要考虑到含40-60％重量锌粉末的螺纹脂的影响，配合面间(包括螺纹之间和台肩面之间)的摩擦系数取0.08。
| 真实应力/MPa | 塑性应变 | 真实应力/MPa | 塑性应变 |
| 758 | 0 | 1003.3 | 0.04 |
| 790.1 | 0.0005 | 1017.6 | 0.045 |
| 818.3 | 0.001 | 1030.9 | 0.05 |
| 878.5 | 0.006 | 1043 | 0.055 |
| 891.3 | 0.009 | 1054.3 | 0.06 |
| 905.2 | 0.012 | 1063.6 | 0.065 |
| 920.8 | 0.016 | 1072.4 | 0.07 |
| 940.1 | 0.021 | 1079.8 | 0.075 |
| 953.7 | 0.025 | 1086.1 | 0.08 |
| 971.3 | 0.03 | 1091.2 | 0.085 |
| 987.6 | 0.035 | 1095.1 | 0.097 |
表2 该双台肩钻具材料的部分真实应力-塑性应变数据
其次，采用有限元方法对上述三维几何模型进行求解。应用虚功原理，基于拉格朗日描述的双台肩钻具接头单元控制方程为：
其中，S为基尔荷夫(Kirchhoff)应力张量；E为格林(Green)应变张量；F为每个网格单元表面上的力载荷矢量；δu为虚位移；V为双台肩钻具接头的初始构型的体积；A为双台肩钻具接头的初始构型的表面积。
格林(Green)应变张量E采用增量形式得：δE＝Bδue，δu＝Nδue
其中，B为单元应变矩阵，ue为节点位移，N为单元形函数。
考虑到节点位移变化的任意性，对所有单元的控制方程进行组合，得到该双台肩钻具接头的有限元控制方程：
其中，cT为单元节点位移扩阶到该双台肩钻具接头结构系统节点位移的布尔(Boolean)矩阵c的转置矩阵，S为基尔荷夫应力张量，BT为单元应变矩阵B的转置矩阵，NT为单元形函数N的转置矩阵，V为双台肩钻具接头的初始构型的体积；A为双台肩钻具接头的初始构型的表面积。dA双台肩钻具接头的初始构型的单元表面积的微分，dV为双台肩钻具接头的初始构型的单元体积的微分。
根据上述有限元控制方程，得到该双台肩钻具钻头各单元的节点位移，根据现有技术中的几何方程可得每个单元的单元应变，随后根据材料的本构关系即可计算出每个单元的单元应力。
再次，采用上述有限元控制方程，并以在对该双台肩钻具钻头的材料性能测试中拉伸试验中材料失效时对应的塑性应变(即前述的最大拉伸应变)作为螺纹是否失效的判据，可得到不同轴向拉力条件下双台肩钻具接头的极限工作扭矩。
并根据上述方式获取多个轴向拉力条件下双台肩钻具接头的极限工作扭矩，并根据对应的轴向拉力和极限工作扭矩得到轴向拉力为零时的极限工作扭矩施加曲线以及轴向拉力3000kN时的极限工作扭矩施加曲线，图5a为轴向拉力为零时的极限工作扭矩施加曲线；图5b为轴向拉力3000kN时的极限工作扭矩施加曲线，具体的曲线如图5a和图5b所示，当工作扭矩加载到一定值时，由于副台肩失效，工作扭矩出现下降，之后由于材料屈服失效，扭矩在较低水平发生波动，经过几次波动之后，双台肩钻具接头发生失效，扭矩瞬间降为零。取工作扭矩曲线峰值作为该井况下钻具接头的极限工作扭矩。
例如：表3中列出了0～3823.4kN轴向拉力范围内15个轴向拉力点对应的极限工作扭矩。
表3 该双台肩钻具接头15个轴向拉力点对应的极限工作扭矩
根据现有文献相关计算公式可得零轴向拉力时的双台肩钻具接头极限工作扭矩为41.44 kN·m，其与表3中的43.21 kN·m的误差仅为4.3％，从而间接验证了表3中结果准确有效。
对表3中的数据进行拟合，找出该轴向拉力和极限工作扭矩的对应关系，可得到该双台肩钻具接头极限工作扭矩计算模型：
M＝-0.0028*T+44.506 T≤3600kN，
M＝-8*10-6*T3+0.0938*T2-346.67*T+427245 3600kN≤T≤3824.4kN；
其中，M表示极限工作扭矩，T表示轴向拉力，工作扭矩的单位为kN·m轴向拉力的单位为kN，相关系数分别为0.957和0.9805，图6为轴向拉力与极限工作扭矩关系曲线。
最后，根据上述所得双台肩钻具接头极限工作扭矩计算模型，考虑1.2的安全系数，界定出该双台肩钻具的工作安全区、警报区和不安全区，图7为轴向拉力与极限工作扭矩的分区示意图，如图7所示，在实际应用中可以用不同的颜色对工作安全区、警报区和不安全区进行区分和标识，如工作安全区(图7中最下部)为绿色，工作警报区(图7中的中间区域)为黄色，不安全区(图7中的最上部)为红色。对于具有相同尺寸的双台肩钻具接头，可以确定出任一实际轴向拉力条件下的极限工作扭矩。
对于本实施例中x井使用的双台肩钻具接头，在井深为5000m时，钻具接头中的最大轴向载荷位置在井口，约1480kN，根据图7，可知，地面驱动设备(如顶驱)对钻具可以施加的最大工作扭矩可达40.36kN·m。
对于同一口井，假如在5000m处钻头遇卡，解卡作业时顶驱给钻具的上提载荷为2800kN，则通过图7，可以快速确定出最大地面扭矩不能超过36.67kN·m。当采用小于30.56kN·m工作扭矩时，作业安全；当采用的工作扭矩介于30.56kN·m～36.67kN·m范围内时，所选工作载荷落入警报区，此时应该加以注意，并适当调小工作扭矩；当采用的工作扭矩大于36.67kN·m时，此时的作业处于不安全状态，必须立即进行调整。与相同规格的单台肩钻具接头相比，在相同轴向拉伸载荷条件下，双台肩钻具接头具有更高的极限工作扭矩。
本发明中的钻具为组成钻柱并可以承受扭矩的井下工具，如钻杆、钻铤、转换接头、稳定器、减震器、震击器、旁通阀等。利用本发明提供的方法可以根据实际的拉伸载荷快速确定双台肩钻具接头极限工作扭矩大小，以便选择合适的工作扭矩大小，避免双台肩钻具接头失效或双台肩钻具接头处出现断裂导致钻具落井的复杂情况发生。
利用本发明提供的方法同样可根据可能的扭矩大小，确定大钩极限上提载荷。本发明实施例建模包括螺纹牙的螺旋升角等，采用三维弹塑性有限元分析，综合考虑上扣扭矩、轴向拉力和工作扭矩作用下双台肩钻具接头的受力特征，才能确定更加符合实际井况的双台肩钻具接头极限工作扭矩。通过实际接头材料性能的测试和一组不同轴向拉伸载荷作用下双台肩钻具接头极限工作扭矩的计算，并对计算结果进行多项式拟合，得到双台肩钻具接头的极限工作扭矩计算模型，在此基础上绘制出实际井况条件下双台肩钻具接头的极限工作扭矩图版，从而可以快速确定实际复杂载荷工况下双台肩钻具接头的极限工作扭矩，以便更好的指导生产作业。
最后应说明的是：以上各实施例仅用以说明本发明的技术方案，而非对其限制；尽管参照前述各实施例对本发明进行了详细的说明，本领域的普通技术人员应当理解：其依然可以对前述各实施例所记载的技术方案进行修改，或者对其中部分或者全部技术特征进行等同替换；而这些修改或者替换，并不使相应技术方案的本质脱离本发明各实施例技术方案的范围。
Claims (9)
1.一种双台肩钻具接头的极限工作扭矩的确定方法，其特征在于，包括：
根据待测量的双台肩钻具接头的结构参数，获取所述双台肩钻具接头的极限工作扭矩计算模型；
根据所述极限工作扭矩计算模型，获取所述双台肩钻具接头的预先设置的每个轴向拉力对应的极限工作扭矩，所述轴向拉力为至少一个，且所述轴向拉力与所述极限工作扭矩一一对应。
2.根据权利要求1所述的确定方法，其特征在于，所述获取所述双台肩钻具接头的预先设置的每个轴向拉力对应的极限工作扭矩之后，所述方法还包括：
根据所述极限工作扭矩计算模型，获取双台肩钻具的安全工作区域。
3.根据权利要求2所述的确定方法，其特征在于，所述根据待测量的双台肩钻具接头的结构参数，获取所述双台肩钻具接头的极限工作扭矩计算模型，包括：
获取所述双台肩钻具接头的结构参数；
根据所述结构参数建立所述双台肩钻具接头的三维几何模型，并对所述三维几何模型进行有限元网格划分为至少十万个单元；
测量获取所述双台肩钻具接头材料的力学性能参数。
4.根据权利要求3所述的确定方法，其特征在于，所述根据待测量的双台肩钻具接头的结构参数，获取所述双台肩钻具接头的极限工作扭矩计算模型，还包括：
根据所述力学性能参数，计算获取所述双台肩钻具接头的单元应力；
根据所述单元应力和所述力学性能参数，获取设置的每个轴向拉力对应的极限工作扭矩；
根据现有双台肩钻具接头的抗扭强度计算公式，计算获取零轴向拉力对应的极限工作扭矩，并验证根据所述单元应力和所述力学性能参数获取的零轴向拉力对应的极限工作扭矩是否正确；
若正确，则根据至少五个所述轴向拉力与所述极限工作扭矩，获取所述双台肩钻具接头的所述极限工作扭矩计算模型。
5.根据权利要求4所述的确定方法，其特征在于，所述根据所述力学性能参数，计算获取所述双台肩钻具接头的单元应力，包括：
根据基于拉格朗日描述的双肩台钻具接头单元控制方程以及格林应变张量的增量公式，获取双肩台钻具接头的有限元控制方程；
根据所述力学性能参数，采用所述有限元控制方程获取所述双台肩钻具接头的每个单元的变形；
根据每个所述单元的变形以及所述双肩台钻具接头的材料本构关系获取单元应力。
6.根据权利要求5所述的确定方法，其特征在于，所述双台肩钻具接头的力学性能参数包括所述双台肩钻具接头的弹性模量、泊松比和最大拉伸应变。
7.根据权利要求6所述的确定方法，其特征在于，所述双肩台钻具接头的有限元控制方程为：
其中，cT为单元节点位移扩阶到该双台肩钻具接头结构系统节点位移的布尔矩阵c的转置矩阵，S为基尔荷夫应力张量，BT为单元应变矩阵B的转置矩阵，NT为单元形函数N的转置矩阵，V为双台肩钻具接头的初始构型的体积；A为双台肩钻具接头的初始构型的表面积；dA双台肩钻具接头的初始构型的单元表面积的微分，dV为双台肩钻具接头的初始构型的单元体积的微分，F为每个网格单元表面上的力载荷矢量。
8.根据权利要求3至7任一项所述的确定方法，其特征在于，所述双台肩钻具接头的所述极限工作扭矩计算模型为：
M＝-0.0028*T+44.506 T≤3600kN，
M＝-8*10-6*T3+0.0938*T2-346.67*T+427245 3600kN≤T≤3824.4kN；
其中，M表示极限工作扭矩，T表示轴向拉力。
9.根据权利要求8所述的确定方法，其特征在于，对所述三维几何模型进行有限元网格划分的单元个数为33.35万个；在所述双台肩钻具接头材料性能测试时选取的测试点的个数不小于20个。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| CN201410594673.4A CN105631178B (zh) | 2014-10-29 | 2014-10-29 | 双台肩钻具接头的极限工作扭矩的确定方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| CN201410594673.4A CN105631178B (zh) | 2014-10-29 | 2014-10-29 | 双台肩钻具接头的极限工作扭矩的确定方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| CN105631178A CN105631178A (zh) | 2016-06-01 |
| CN105631178B true CN105631178B (zh) | 2018-10-16 |
Family
ID=56046107
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| CN201410594673.4A Active CN105631178B (zh) | 2014-10-29 | 2014-10-29 | 双台肩钻具接头的极限工作扭矩的确定方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| CN (1) | CN105631178B (zh) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN107491965B (zh) | 2017-07-31 | 2020-07-10 | 阿里巴巴集团控股有限公司 | 一种生物特征库的建立方法和装置 |
| CN111411903A (zh) * | 2020-03-17 | 2020-07-14 | 上海大学 | 一种双台肩钻杆接头副台肩间隙确定方法 |
Citations (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN102410011A (zh) * | 2011-08-18 | 2012-04-11 | 上海大学 | 一种钻杆接头性能的评价方法 |
| GB2496913A (en) * | 2011-11-28 | 2013-05-29 | Weatherford Switzerland Trading & Dev Gmbh | Torque limiting device for a work string of an oil or gas well |
| CN103452495A (zh) * | 2013-09-11 | 2013-12-18 | 上海大学 | 一种确定复杂工况条件下钻具接头极限工作扭矩的方法 |
| CN102706503B (zh) * | 2011-03-28 | 2013-12-25 | 中国气动工业股份有限公司 | 扭矩显示系统及其方法 |
-
2014
- 2014-10-29 CN CN201410594673.4A patent/CN105631178B/zh active Active
Patent Citations (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN102706503B (zh) * | 2011-03-28 | 2013-12-25 | 中国气动工业股份有限公司 | 扭矩显示系统及其方法 |
| CN102410011A (zh) * | 2011-08-18 | 2012-04-11 | 上海大学 | 一种钻杆接头性能的评价方法 |
| GB2496913A (en) * | 2011-11-28 | 2013-05-29 | Weatherford Switzerland Trading & Dev Gmbh | Torque limiting device for a work string of an oil or gas well |
| CN103452495A (zh) * | 2013-09-11 | 2013-12-18 | 上海大学 | 一种确定复杂工况条件下钻具接头极限工作扭矩的方法 |
Non-Patent Citations (10)
| Title |
|---|
| API, API RP 7G:Recommended practice for drill stem design and operating limits;American Petroleum Institute;《API recommended practice 7G》;19981231;1-30 * |
| Proposition of Helical Thread Modeling With Accurate Geometry and Finite Element Analysis;Fukuoka,et al.,;《Journal of Pressure VesselTechnology》;20081231;第130卷(第1期);011204-6. * |
| 双台肩钻杆丝扣粘扣失效的力学机制探究;陈锋，等；;《应用力学学报》;20121231;第29卷(第6期);730-735 * |
| 双台肩钻杆接头三维力学分析;狄勤丰，等；;《石油学报》;20120930;第33卷(第5期);871-876 * |
| 地质钻探中钻柱与孔壁间摩擦扭矩实验研究;杨春，等;《探矿工程（岩土钻掘工程）》;20131231;第40卷(第增刊期);113-116 * |
| 基于密封性能要求的超深井钻柱极限提升力的确定;陈锋，等；;《石油学报》;20131130;第34卷(第6期);1176-1180 * |
| 螺栓选型和装配扭矩的计算方法研究;陈亭志，;《机械工程师》;20140630(第6期);77-79 * |
| 辽河油区兴古7区块钻具失效分析与预防;庄锦，;《中国优秀硕士学位论文全文数据库工程科技I辑（月刊）》;20131215(第12期);B019-217 * |
| 钻杆接头仿生抗疲劳研究;马荣峰，等；;《中国优秀硕士学位论文全文数据库工程科技I辑（月刊）》;20131215(第S2期);B019-47 * |
| 高抗扭强度钻铤螺纹设计及有限元分析;杨锦荣，等;《石油矿场机械》;20090731;第38卷(第7期);47-50 * |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| CN105631178A (zh) | 2016-06-01 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| CN105631177B (zh) | 单台肩钻具接头的极限工作扭矩的确定方法 | |
| CN106777454B (zh) | 一种管道穿越走滑断层的设计方法 | |
| RU2017111588A (ru) | Способы и устройство контроля искривления ствола скважины | |
| CN107545099B (zh) | 一种复杂载荷作用下钻杆接头应力放大效应的快速评价方法 | |
| CN103967428B (zh) | 一种钻柱疲劳失效风险的评价方法 | |
| CN103452495B (zh) | 一种确定复杂工况条件下钻具接头极限工作扭矩的方法 | |
| CN108414351B (zh) | 一种套管非均匀外挤能力评价方法 | |
| CN109033504B (zh) | 一种油水井套管损坏预测方法 | |
| Lin et al. | Failure analysis and appropriate design of drill pipe upset transition area | |
| CN105631178B (zh) | 双台肩钻具接头的极限工作扭矩的确定方法 | |
| CN108959758A (zh) | 一种考虑渗流蠕变的隧道局部安全性分析方法 | |
| CN115982832A (zh) | 一种rtts封隔器井筒内坐封位置分析方法 | |
| CN103590811A (zh) | 一种大位移井钻柱卡点测量实验装置及方法 | |
| CN105784482B (zh) | 一种评价油井水泥石弹性的方法 | |
| CN117195594B (zh) | 隧道岩爆等级评估方法、装置、电子设备及存储介质 | |
| CN105317430B (zh) | 测定各向异性地层水平井井壁围岩周向应力的方法 | |
| CN107576353A (zh) | 一种预弯底部钻具组合工作状态的快速评价方法 | |
| CN102323086A (zh) | 基于应变监测识别受损索支座广义位移的递进式方法 | |
| CN102221480A (zh) | 基于混合监测识别受损索松弛索支座广义位移的方法 | |
| CN101793629B (zh) | 基于应变监测的递进式索结构健康监测方法 | |
| Di et al. | The effect of bending moment direction on tool joints: Working load limits under complex loads | |
| CN102323076A (zh) | 基于应变监测识别受损索松弛索支座广义位移的递进方法 | |
| CN106339529A (zh) | 一种降级钻杆接头抗拉性能快速评价方法 | |
| CN115345038A (zh) | 滑坡作用下管道应力敏感性的分析方法 | |
| CN106948800B (zh) | 一种水平井分段压裂施工工况诊断方法 |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| C06 | Publication | ||
| PB01 | Publication | ||
| C10 | Entry into substantive examination | ||
| SE01 | Entry into force of request for substantive examination | ||
| GR01 | Patent grant | ||
| GR01 | Patent grant |