Расчёт скважинной колонной головки ОКК1-21-168 ХД45-Расчетная часть-Оборудование для бурения нефтяных и газовых скважин

Расчёт скважинной колонной головки ОКК1-21-168 ХД45-Расчетная часть-Оборудование для бурения нефтяных и газовых скважин
2.1 Выбор исходных данных для технологического расчета

Колонная головка воспринимает значительные осевые напряжения от веса обсадных труб. Каждый крестовик находится под действием внутреннего давления продукта скважины. Это давление постоянно. Оно создается при опрессовке колонной головки и различных технологических операциях в процессе бурения скважины. После цементирования обсадных колонн напряжение, обусловленное внутренним давлением, снижается до нуля.
Колонная головка воспринимает значительные температурные напряжения. На высокодебитных нефтяных и газовых скважинах глубиной 4500-5500 м зарегистрированы устьевые температуры 135-150 oС. Продукт, проходя по эксплуатационным трубам. Нагревает обсадные колонны. Крестовики и другие детали колонной головки. Было установлено, что максимальная температура крестовиков колонной головки составляет 100 – 120 oС. Под действием таких температур структура металла существенно не изменяется, поэтому и прочность деталей корпуса изменятся мало. Повышение температуры отрицательно влияет на работу уплотнительных манжет – снижается прочность металлических прокладок и шпилек, что приводит к ослаблению затяжки фланцевых соединений с течением времени.
Кроме того, температурные удлинения не зацементированной части обсадных колонн, особенно внутренних диаметров 219 и 168 мм, вызывают растягивающие усилия в колонной головке.
В период строительства скважины на внутренние поверхности колонной головки действуют различные абразивные и коррозионно-активные растворы: глинистый и цементные растворы, сульфит - спиртовой бурды (СББ), вода и др. При освоении скважины и ее эксплуатации колонная головка внутри омывается глинистым раствором, водой, нефтью и газом (часто с примесями коррозионно – действующих составляющих), растворами различных кислот и т.д. Под действием различных жидкостей внутренние поверхности колонной головки вследствие значительного давления и больших завихрений изнашивается, причем зачастую неравномерно, создавая тем самым опасным узлы концентрации напряжений.
Поэтому при конструировании колонной головки коэффициент запаса прочности ее деталей и узлов принимается равным не менее 2,5-3. При бурении скважины на крестовике колонной головки действует вес установленного противовыбросового оборудования и обвязки (превентора, катушек, узлов манифольда). Кроме того, при появлениях скважины эти крестовики вместе с превенторами установками воспринимают динамические и статические нагрузки. Колонна головка при бурении воспринимает нагрузку от бурильного инструмента.
Внутренняя поверхность плашек выполнена с насечками специального профиля, где высота насечки в плашках равна 140-150 мм. Наружняя поверхность плашек изготовляется ступенчатой для лучшего сопряжения с внутренней поверхностью корпуса подвески и имеет тоже двухступенчатую форму. Оптимальный угол наклона сопрягаемых деталей клиновой подвеской равным 25 o С.
В нижней и верхней расточках клина надеты манжеты, и после подвешивания обсадных колонн на клиньях подвеску перемещают вниз до упора фланца. От передаваемой нагрузки манжеты деформируются, уплотняя внутреннюю и наружную поверхности клиновой подвески.
Температуростойкость манжет из асбестофторкаучука равна 150 o С. Промежуточную и эксплутационную колонны труб уплотняют манжетами и закачкой специальной пасты через штуцера на фланцах.
В конструкции колонной головки предусмотрены упорные буртики в двух верхних крестовиках для предотваращения удлинения обсадных колонн от высоких температурных напряжений при значительной длине незацементировочной части обсадных колонн. При отсуствии упорных буртиков в результате удлинения колонны труб нарушается герметичность уплотнения на подвесках, что в отдельных случаях приводит к нарушению устьевого оборудования. После подвески обсадных колонн труб колонная головка воспринимает снизу внутреннее давление скважинного флюида или давление опрессовки на герметичность.
Колонная головка находится под воздействием температурного напряжения, которое передается на уплотнительные манжеты и шпильки и при больших значениях ослабляет соединения крестовиков между собой. При циркуляции буровой раствор последовательно омывает внутреннюю поверхность крестовиков и корпуса головки, подвергая их гидравлической эрозии.
Колонные головки рассчитывает на прочность. В работе рассматривается схема нагружения колонной головки, где внутренняя поверхность плашек выполнена с насечками специального профиля, где высота насечки в плашках равна 140-150 мм. Наружная поверхность плашек изготовляется ступенчатой для лучшего сопряжения с внутренней поверхностью корпуса подвески и имеет тоже двухступенчатую форму. Оптимальный угол наклона сопрягаемых деталей клиновой подвески принят равным 25o.
В нижней и верхней расточках клина надеты манжеты, и после подвешивания обсадных колонн на клиньях подвеску перемещают вниз до упора фланца. От передаваемой нагрузки манжеты деформируются, уплотняя внутреннюю и наружную поверхности клиновой подвески.
Температуростойкость манжет из асбестофторкаучука равна 150oС. Промежуточную и эксплуатационную колонны труб уплотняют манжетами и закачкой специальной пасты через штуцера на фланцах. Однако при выполнении этого условия возникают затруднения, связанные с большим разнообразием конструкций колонных головок.

2.2 Расчет колонной головки на прочность

В конструкции колонной головки предусмотрены упорные буртики в двух верхних крестовиках для предотвращения удлинения обсадных колонн от высоких температурных напряжений при значительной длине незацементированной части обсадных колонн. При отсутствии упорных буртиков в результате удлинения колонны труб нарушается герметичность уплотнения на подвесках, что в отдельных случаях приводит к нарушению устьевого оборудования. После подвески обсадных колонн труб колонная головка воспринимает осевые напряжения и, кроме того, каждый крестовик воспринимает снизу внутреннее давление скважинного флюида или давление опрессовки на герметичность.
Колонная головка находится под воздействием температурного напряжения, которое передается на уплотнительные манжеты и шпильки и при больших значениях ослабляет соединения крестовиков между собой. При циркуляции буровой раствор последовательно омывает внутреннюю поверхность крестовиков и корпуса головки, подвергая их гидравлической эрозии
Колонные головки рассчитывают на прочность. В работе рассматривается схема нагружения колонной головки, где Q1-Q5- вес обсадных колонн; Т1 –T5 - температурные напряжения; р1-р5- внутренние давления; Q- вес противовыбросового оборудования и обвязки; М1-М5- вращающие моменты, передаваемые инструментом.


Рисунок 17. Расчетная схема колонной головки

Суммарные значения Q зависят от веса не зацементированной части обсадных колонн. Внутренние давления определяются по давлению в межтрубных пространствах. При полностью зацементированных колоннах температурные напряжения не вызывают деформации обсадных труб.
Если колонна труб не зацементирована, изменение длины ее от температурных напряжений определяется по формуле:

lt=l0(1+at+Δt), (2.1)

где аt – коэффициент линейного расширения (для закаленной стали аt =12X10-6); l0- первоначальная длина, м; Δt- разность температур в скважине и на дневной поверхности, oС.
Под действием температуры изменяется lt, создавая напряжение в колонной головке.
В методиках расчёта клиновую подвеску рассматривают как тонкостенный цилиндр, воспринимающий внешнее и внутреннее давления радиальной нагрузки (в соответствии с рисунком 18). При расчете исходя из условия тонкостенности поверхности верхней трубы обсадной колонны:

Рисунок 18. Расчетная схема нагружения трубы в плашках

κ=δ/Dср<0,2, (2.2)

где δ - толщина стенки трубы, мм; Dcр – средний диаметр трубы, мм;
В дифференциальном уравнении радиального перемещения трубы коэффициент равновесия рассчитывают по формуле:

β=√3(1-μ2) /√δR , (2.3)

где β - коэффициент равновесия; R- средний радиус трубы, мм;
μ –коэффициент Пуассона для стали (μ=0,3).
Предельную нагрузку, при которой труба в месте подвески теряет прочность, рассматривают по третьей теории прочности:

Q = 2πRδσт/((0,704а1+0,207а2)/(1+к)√к∙ tg(α+φ)a3)+1, (2.4)

где σт –предел текучести, МПа; α- угол наклона, равный 25 ̊С; φ- угол трения, зависящий от коэффициента трения f на поверхностях сопряжения плашек с корпусом подвески; а1, а2, а3- коэффициенты, определяемые в зависимости от нагруженного участка подвески.
В работе приведена методика определения указанных коэффициентов для каждой подвески; по этой методике находят а'1, а'2, а'3, а1, а2, а3:

a1=1/β2a'1; a2=1/β2a'2; a3=1/β2a'3. (2.5)

Для предотвращения заклинивания плашек в клиновой подвеске принимается условие – половина угла конуса должна быть больше угла трения. Зная значения коэффициентов нагружения (а1,а2,а3), определяют коэффициент трения f.
 Условие равновесия клиньев определяется выражением:

f=tg (α+φ), (2.6)

где φ= аrctg f (f- коэффициент трения, зависящий от удельного давления между корпусом подвески и наружной поверхностью клиньев).
Общую площадь (см2) контакта плашек с корпусом подвески рассчитывают по формуле:

S=πD∙h∙κ2 , (2.7)

где D – диаметр плашки; h-высота контактирующей части плашки;
k2- коэффициент контакта от неточности изготовления.
Рабочая площадь контакта плашек с корпусом определяется выражением Sp= 0,85 S.
При известном весе обсадной колонны труб удельная нагрузка в сопрягаемых деталях (плашек с корпусом подвески) определяется известным отношением: р=Qпр/Sp. При коэффициенте трения f=0,18 φ=arctg 0,18=10 ̊.
Предельная нагрузка Qпр зависит от группы прочность стали по пределу текучести (σт) для различных марок сталей. Предельные нагрузки для обсадных колонн приведены в таблице 5.
На прочность крестовик рассчитывают по цилиндрической его части:

рисп=200sR/Dн≤[рисп], (2.8)

где [рисп] допускаемое давление испытания, МПа; sн- номинальная толщина стенки, мм; R- допустимое напряжение, МПа; Dн- наружный диаметр крестовины, мм.
Предельное давление, при котором корпус крестовика теряет прочность, определяется формулой:

рпр=2,66σт lg (Dн/Dвн), (2.9)

где σт- предел текучести, МПа; Dвн –внутренний диаметр крестовины, мм.
Запас прочности на предельное давление составляет κ= рпр/ропр.
Фланцы колонных головок рассчитывают на прочность по общепринятой формуле АзИНМАШа.

Qпр=1,7kφσтh2, (2.10)

Таблица 2.1 - Предельные нагрузки

Длина клина, мм Группа прочности
Материала труб Предельная нагрузка (103 кН) для обсадных труб диаметром, мм
   168  219  299  377
140-150 Е
Л
М
Р 
2,00
2,40
2,75
3,48
  2,10
2,50
2,86
3,64  2,50
2,97
3,42
4,35  3,00
3,50
4,00
-

где Qпр-Qшп nз.ф; Qшп – усилие на шпильки, создаваемое внутренним давлением,

Qшп=π/4d2н.пpопр, (2.11)

где dн.п-наружный диаметр прокладки, мм; h- высота фланца, мм; ропр- опрессовочное пробное давление, МПа; nз.ф –коэффициент запаса прочности фланца; k-коэффициент, равный:

k=1+D0/Dш-(D0-δ) [Dн/D0 D0+δ/Dш+ δ21/h2 -1]; (2.12)

φ=1- 2d0/(Dн-D0),   (2.13)

где Dн – наружный диаметр фланца, мм; Dш - диаметр окружности по центрам шпилек, мм; Do- диаметр проходного отверстия фланца, мм; δ- толщина шейки фланца, мм; δ1- толщина шейки с учетом конусной части фланца, мм; d0-диаметр отверстий под шпильки, мм.
Уплотнительные манжеты в подвесках должны обеспечить определенные натяг и раскрытие после их нагружения. Величину натяга устанавливают опытным путем. В зависимости от ширины манжеты в свободном состоянии hм и угла раскрытия лепестков α/2 манжета должна иметь натяг ε:

ε=hм-((Dвн.п- Dн.об.тр) /(2-h'м)),  (2.14)

где hм –ширина сечения манжеты в свободном состоянии, мм; h'м –ширина сечения манжеты в нагруженном состоянии, мм; Dвн.п – внутренний диаметр подвески, мм; Dн.об.тр – наружный диаметр обсадной трубы, мм.
Практическим путем установлено, что ε должно быть в пределах 0,5 –1,5 мм.
При сборке клиновой подвески устанавливают по четыре манжеты с каждой стороны и для установки комплекта манжет прилагают усилие от 400 до 3000 Н в зависимости от диаметра подвешиваемой обсадной колонны. После нагружения подвески и натяг манжет на определенную величину изменяют угол раскрытия лепестков манжет; при этом лепестки приподнимаются и деформируются.
Решение. Обсадная труба с наружным диаметром Dн=168 мм, толщина δ=12 мм.
По формуле (2.2) определяют условие тонкостенности:

κ=δ/Dср;

Dср=Dн-δ=168-12=156 мм.

κ=12/156=0,076<0,2.
 

Определяем коэффициент равновесия:

β=4√3(1-0,3)/√1∙6,5=0,4.

где μ=0,3 – коэффициент Пуассона;
δ-толщина стенки, равная 1,2 см;
R=6,5 см- средний радиус стенки трубы.
Конструктивно длину плашки выбирают равной 140 мм. Учитывая, что 10-15% длины плашки в работе участвовать не будут из-за погрешностей изготовления, ее расчётная длина составит:

а=140·0,85=119=11,9 см;

β·а=0,4·11,9=4,76.

Из таблицы 3 β·а=4,76 находят значение коэффициентов:

а11=0,374; а12=0,291; а13=2,305.
 
По формулам (2.5) определяют коэффициенты:

а1=1/0,42·0,374=2,34;

а2=1/0,42·0,291=1,82;

а3=1/0,42·2,305=14,4.
 
Для определения удельного давления находим площадь контакта плашек с корпусом подвески.
Плашка соприкасается с корпусом подвески по двум коническим поверхностям.
Площадь контакта первой конической поверхности:

S'1=πD1h1;
 
Площадь контакта второй конической поверхности:

S'2=πD2h2,

где D1- средний диаметр первой конической поверхности; D2- средний диаметр второй конической поверхности; h1- длина контакта плашек с корпусом на первой конической поверхности; h2- длина контакта плашек с корпусом на второй конической поверхности.
Применительно к конструкции головки средние диаметры конических поверхностей и участки сопряжения составляют:
 
D1=420мм; D2=405 мм; h'1=61 мм; h'2=50 мм.
 
Тогда длина контакта:

h1=61/cos 25=67,5 мм;

h2=50/cos 25=55,5 мм.

Таким образом:

S'1=3,14· 6,75 · 42=890 cм2;

S'2=3,14 · 5,55 · 40,5=700 см2.


Общая площадь контакта:

S'=S'1+S'2=890+700=1590 см2.
 
Учитывая неточности при изготовлении сопрягаемых деталей, принимают площадь контакта на 15% больше.
Тогда расчётная площадь контакта плашек с корпусом подвески составляет:

Sp=S' · 0,85=1590 · 0,85=1350 cм2.
 
Максимальный вес обсадных труб принят равным G= 300 тс.
Удельная нагрузка, действующая в соединении наружной поверхности плашек с внутренней поверхностью корпуса клиновой подвески, составит:

Р=G/Sp = 300000/1350=220 кгс/см2.
 
Для удельной нагрузки коэффициент трения равен f=0,18.
Теперь определяем:

φ=аrctg f= arctg 0,18=10 ̊.
 
Итак, предельная расчетная нагрузка для труб из стали марки «М» σт=75 кгс/мм2.

Qм=2·3,14·6,5·1,2·7500/0,704·2,34+0,207·1,82/
/(1+0,076)·√0,076·tg(25+10)·14,4+1=219 т.
 
Таким образом, расчёт показывает, что на трубах диаметром 168 мм из стали марки «М» в клиновой подвеске данной конструкции можно подвесить всю колонну обсадных труб.

2.3 Расчёт крестовика

Расчет крестовика ведется по частям.
Одним из основных узлов колонных головок всех типов являются крестовики. Конструктивной особенностью крестовика является то, что в основном их рассчитывают на два различных рабочих давления. Например крестовик имеет нижнее присоединительные размеры рассчитанные на рабочее давление 140 кгс/см2, а верхние – на 350 кгс/см2. Поэтому цилиндрическая часть крестовика имеет несколько завышенную толщину стенок.
Прочность цилиндрической части проверяют по формуле (2.8). Для первого крестовика колонной головки Sн=55 мм, Dн=610 мм, R=0,6, σт=0,6·55=33 кгс/мм2.

[рисп]=200 ·55 ·33/610=600 кгс/см2.

Испытательное давление для первого крестовика равно 280 кгс/см2, поэтому коэффициент запаса составит:

k=[рисп]/ропр=600/280=2,14.
 
Предельную величину давления, при котором корпус крестовика теряет прочность, определим по формуле (2.14), где Dн=610 мм; Dвн=500 мм:

рпр=2,66 ·7500lg61,0/50,0 =1723 кгс/см2.
 
Запас прочности по предельному давлению составит:

kпр=рпр/ропр=1723/280=6,15.
 
Полученные расчётом коэффициенты запаса прочности по испытательному и предельному давлениям удовлетворяют условиям обеспечения необходимой прочности крестовика и учитывают возможности литейной технологии при его изготовлении.

2.4 Расчет усилий, действующих на фланцевое соединение

При фланцевом соединении деталей арматуры уплотнение осуществляется в основном металлическим кольцом овального или восьмиугольного сечения.
Усилие, действующее на кольцо, не должно приводить к его остаточным деформациям.
В одном из вариантов сборки фланца прокладочное кольцо соприкасается с канавками фланцев по их внутреннему и внешнему скосам. Уплотнение происходит за счёт упругой деформации кольца и фланцев в месте соприкосновения.
При расчёте фланца определяются усилия обжатия, рабочее усилие при повышении в арматуре давления, усилия от разности температур фланца и стягивающих шпилек при перекачке горячей среды и усилие от веса боковых отводящих труб, присоединенных к арматуре.
Для обеспечения герметичности стыка прокладка должна быть предварительно обжата для устранения не плотности прилегания под определенным давлением. Необходимое усилие обжатия:

Робж=πDсрbэфqобж , (2.15)

где Dcр- средний диаметр прокладки; bэф – эффективная, т. е. суммарная ширина контакта прокладки (для прокладки овального и восьмиугольного сечений bэф=b/4); qобж –давление на прокладку для ее обжатия (для мягкой меди qобж=160 МПа, мягкой стали –250МПа; стали типа 15Х5М=350 МПа; стали 12Х18 Н9Т-400 МПа).
Давление обжатия на прокладку должно быть меньше допускаемого:

qобж ≤ [q].

Усилие, действующее при эксплуатации Рэксп, учитывает действие давления Рдав, разжимающее фланцы, остаточное усилие затяжки ΔРзат, которое должно быть достаточным для уплотнения соединения, влияние температуры горячей перекачиваемой среды Рt, влияние веса отводящих манифольдов:

Рэксп=Рдав+ΔРзат+Рt+3Рм , (2.16)

где усилие от действия давления и остаточного усилия затяжки определяется по формуле:

Рдав+ΔРзат= (πD2ср/4) ·( Рр+πDcp·bэф·m·Pp ) .  (2.17)

Здесь Рр-давление в арматуре; m- прокладочный коэффициент, зависящий от упругих свойств материала прокладки (для резины m=2,7; для хромникелевой стали m=3,2).
В случае работы арматуры с паром или газом или смесью жидкости и газа в формулу подставляют 2m.
При перекачке горячей среды металл арматуры нагревается больше, а шпильки - меньше, так как у них лучше условия охлаждения.
Считая фланцы жесткими, а шпильки и прокладку упругими, определяют дополнительную нагрузку:

Pt= Δt·hш·α/(hш/(ЕшΣfш )+hp/(EпрΣfпр) , (2.18)

где Δt – разность температур фланца и шпилек; ̊С; hш- длина растягиваемой части шпилек; α – коэффициент теплового расширения материала шпилек для стали α=0,11·10-4 ̊С; hp- рабочая высота прокладки; Еш, Епр – модули упругости материала шпильки и прокладки; fпр- площадь поперечного (горизонтального) сечения прокладки.
 
Рабочая высота прокладки:

hp=hп- 0,22R, (2.19)

где R- радиус закругления прокладки. Усилие в шпильках от веса отводящих труб манифольда:

Рм= Мизг /(Dср+Dшп )/2, (2.20)

где Мизг – суммарный изгибающий момент от веса деталей манифольда; Dшп- диаметр окружности крепления шпильками.
За расчётное усилие Ррас принимается большее из Робж и Рэксп. Усилие на наиболее нагруженную шпильку определяется по формуле:

Рш= Ррас/n, (2.21)

где Ррас – большее усилие из Робж и Рэксп; n- количество шпилек.
Напряжение в шпильке:

σ = Pш/fш ≤ σт/η, (2.22)

где fш- площадь поперечного сечения шпильки по внутреннему диаметру резьбы; η – коэффициент запаса η=1,25-1,6.
 Допускаемые момент затяжки шпильки ключом:

Мкл= (0,04-0,07) σтd3, (2.23)

где d- наружный диаметр резьбы шпильки; σт – предел текучести материала шпильки.
 
Расчетный момент затяжки шпильки:

Мкл.р=0,055σd3. (2.24)

Исходные данные:
Диаметр фланца   270 мм.
Условный диаметр прохода   50 мм.
Внутренний диаметр прокладки 85 мм.
Высота прокладки 12,4мм.
Ширина прокладки 12,4 мм.
Диаметр окружности крепления шпильками 119 мм.
Рабочее давление 35 МПа.
Температура добываемой жидкости 100oС.
Количество шпилек 8
Рабочая высота шпильки 45 мм.
Высота профиля резьбы шпильки 1,5 мм.

Решение. Усилие обжатия фланца определим по формуле (2.15). Для прокладки из стали 12Х18Н9Т qобж=400 МПа
 Средний диаметр прокладки:
Dср=Dн-b=116,8-12,4=108,9 мм.,

bэф=b/4 =12,4/4=3,1 мм.,

тогда, Робж =3,14·108,9·3,1·10-6·400·106=424013 Н.
 
Для определения эксплуатационного усилия воспользуемся формулой (2.16), так как температура добываемой жидкости не превышает 100o С, а данные по весу отводящих труб манифольда отсутствуют. Используем лишь первые два члена формулы (2.16), т. е. определим усилие от рабочего давления и остаточного усилия затяжки (m=3,2):

Pэксп=Pдав+ΔРзат=(πDср/4)·Рр+πDср·bэф·m·Pp=(3,14·108,92/4)·35·106× ×10-6+3,14·108,9·3,1·10-6·3,2·35·106=321656+118724=440380 H.

Ppac = Pэксп = 440380 Н.
 
Усилие на наиболее нагруженную шпильку определим в формуле (2.22):

Рш = 440380/8=55048 Н.
 
Диаметр шпильки определим из отношения (2.23) принят коэффициент запаса η=1,5:

fш= Pш/σт·η= 55048/360·106·1,5= 463·10-6 м2.

Отсюда диаметр шпильки по впадине резьбы:

d'=√4fш/π= √463/0,785=24,3 мм.
 
Выберем диаметр шпильки:

d=d'+ 2hp=24,3+2·1,5=27,3 мм.

Напряжение в шпильке:

σш= 550480/452·10-6=245,8·106 Н/м2,
где площадь поперечного сечения шпильки по впадине резьбы:

f'ш=0,785(27-2·1,5)2=452 мм2.

Допустимый момент затяжки шпильки (формула (2.24)):

Мкл=0,06·360·106·273·10-9= 425 Н·м.

Расчётный момент затяжки (формула (2.24)):

Мкл р=0,055·243·106·273·10-9=263 Н·м.


Рисунок 19. Расчетная схема фланца

2.5 Расчет уплотнений колонной головки

В отечественных конструкциях колонной головок применяют разнообразные обеспечения герметичности межтрубных пространств. Так в некоторых колонных головках герметичность межтрубных пространств обеспечивается резиновыми манжетами 3,5,11 (в соответствии с рисунком 1, 2, 3). Такой способ достаточен для герметизации только межтрубного пространства в двух-, трех - и четырехколонной конструкции скважин. Герметичность же нижележащих межтрубных пространств достигается приваркой соответствующих обсадных колонн к торцам крестовиков. Система герметизации, где герметичность обеспечивается сварным швом, не может быть удачной по следующим причинам.
Во- первых, сварка деталей из разнородных метало в условиях бурящейся скважины технологически затруднительна - сварной шов может получиться низкого качества.
Во- вторых, даже незначительные вертикальные перемещения обсадной колонны, вызванные изменением температурного режима скважины, приводят к нарушению сварного шва, а следовательно, к разгерметизации соответствующего межтрубного пространства. Сварной шов может быть нарушен и без заметного вертикального перемещения колонн. При этом жидкости могут перетекать под давлением в процессе проведения различных технологических операций при капитальном ремонте скважин. Эти нарушения – следствие некачественного сварного шва.
В- третьих, монтаж крестовиков колонных головок, сваренных с обсадными трубами, затруднителен. В колонных головках конструкции завода им. лейт. Шмидта применяют резиновые манжеты, которые должны выдерживать высокие температуры (до 150oС) и выполняться антикоррозионными. Межтрубные пространства в колонных головках конструкции объединения Грознефть (в соответствии с рисунком 14) уплотняют медными прокладками 9 и 15 и при необходимости приваривают торцы обсадных труб к соответствующим крестовикам колонной головки.
В колонной головке уплотнение межтрубных пространств осуществляется следующим образом (в соответствии с рисунком 16). Подвески труб диаметроми 168, 219 и 299 с обеих сторон уплотняют манжетами 3 и 7 (в соответствии с рисунком 17). Иными словами, доступ рабочей среды к подвескам ограничивается как сверху, так и снизу.
Для обеспечения большей надежности к узлам уплотнения двух последних труб диаметрами 168 и 219 мм через штуцер 8 (в соответствии с рисунком 17) подводят специальную пасту. Трубы диаметром 377 мм уплотняют только сверху, так как считается, что пропуск рабочей среды из первого межтрубного пространства маловероятен. В этой колонной головке герметичность межтрубных пространств обеспечивается без сварки, при помощи манжеты и пасты. Обеспечивать герметичность обсадной трубы в колонной головке манжетами из материала АНГ можно при условии создания определенного натяга манжет в узле уплотнения после их установки. Манжета, имеющая в свободном положении ширину В и угол раскрытия лепестков а/2 (рис. 8.а ), должна иметь натяг Е

Е = B – ( Dвн.п – Dн.тр)/2=B-B1 ,
где B – ширина сечения манжеты в свободном состоянии в мм;
B1 – ширина сечения манжеты в установленном состоянии в мм;
Dвн.п – внутренний диаметр подвески в мм; Dн.тр – наружний диаметр обсадных труб в мм .


Рисунок 20. Расчетная схема узла уплотнения

На практике установлено, что натяг Е в зависимости от величины диаметра уплотняемых обсадных труб должен быть от 0,5 до 1,5 мм. При таком натяге обеспечивается надежная герметичность узла уплотнения.
При установке манжет с натягом изменяется угол раскрытия лепестков манжет, причем α1 > α, т. е. лепестки манжеты приподнимаются и манжеты деформируются. При этом увеличивается усилия, необходимые для установки манжет.
Трубную подвеску монтируют таким образом, что все манжеты (как правило, их четыре) узла уплотнения должны устанавливаться вместе. На практике установлено, что для монтажа четырех манжет диаметром 372 мм необходимо усилие 0,2-0,3 т. С уменьшением диаметра манжет уменьшается их натяг, меньше изменяется угол α и снижаются необходимые для монтажа манжет усилия. Для манжет диаметром 168 мм усилие монтажа составляет всего несколько десятков килограмм.
Некоторые затруднения с монтажом узлов уплотнений больших размеров оправдываются надежностью работы этих узлов как в процессе бурения скважины, так и при длительной их эксплуатации.

2.6 Расчёт запорных устройств фонтанной арматуры

Расчёт задвижки с выдвижным шпинделем. (Определение осевого усилия и крутящего момента на шпинделе). Наибольшее осевое усилие на шпинделе возникает в момент закрытия задвижки, когда на клин со стороны входа среды действуют следующие силы:
сила гидростатического давления среды:

Р =рπ(Dв+2/3b)2/4,  (2.25)

где р- условное давление; Dв- внутренний диаметр уплотнительного кольца; b- ширина уплотнительного кольца; реакция N1 уплотнительной поверхности корпуса со стороны входа среды, которую рассчитывают по обеспечивающей герметичность удельной нагрузке q=(0,25÷0,50)p на уплотнительной поверхности:

N1=qπ (D2н-D2в)/4, (2.26)

где Dн- наружный диаметр уплотнительного кольца;
  сила трения:

F1 =N1f, (2.27)

где f- коэффициент трения на уплотнительной поверхности (можно принять f=0,15).
В момент закрытия клин прижимается к уплотнительной поверхности со стороны входа среды под действием сил Р, N1, F1 и на уплотнительной поверхности со стороны выхода среды возникают реакция N2 и сила трения F2=N2f, действующие на клин. На клин также действуют сила давления шпинделя Q и сила тяжести G, направленные по оси у-у.
Из условия равенства нулю суммы проекций на ось х-х всех сил, действующих на клин,

(Р+N1)cosα- F1sin α- N2cosα+N2fsinα=0

можно определить силу:

N2=(P+N1)cos α –F1sin α/cos α-f sin α  (2.28)

Принимают α=5 ̊, поэтому, учитывая малую величину sin α, полагают

N2= P+N1.  (2.29)

Усилие Qk, которое нужно приложить к оси шпинделя для преодоления сил, действующих на клин, определяют из условия равенства нулю суммы проекций на ось у-у всех сил, действующих на клин:

  Qк+G- (P+N1)sin α- F1 cosα – N2sinα- F2cos α=0. (2.30)

Используя равенства (2.27) и (2.29) и учитывая, что F2=N2f из (2.30), получаем:

Qk=P(2sinα + f cosα) +2N1(sinα +fcosα) –G (2.31)

или при α=5 ̊ и f=0,15

Qk=0,32P+0,47N1-G. (2.32)


Усилие на шпинделе, необходимое для преодоления трения в сальниках, равно:
Qc=πdш0,4hfp,  (2.33)

где dш- диаметр шпинделе; h- высота сальника; f=0,1-коэффициент трения.
Усилие на шпинделе от внутреннего давления на торец шпинделя:

Qо=pπd2ш/4. (2.34)

Следовательно, суммарное осевое усилие, сжимающее шпиндель,

Q=Qk+Qc+Q0. (2.35)

Момент трения, возникающий в резьбе:

М1=Qrctg(α1+φ), (2.36)

где rc- средний радиус резьбы; α1- угол подъема нарезки; φ=6 ̊- угол трения.
Шпиндель рассчитывают на сжатие и кручение под действием силы Q и крутящего момента М1, а также проверяют на продольный изгиб при закрытом положении задвижки.
Определение момента на маховике. Крутящий момент М, который необходимо приложить к маховику, чтобы закрыть задвижку, складывается из момента трения в резьбе М1 и момента трения в подшипнике втулки шпинделя М2:

М=М1+М2. (2.37)

Момент трения в подшипнике втулки:

М2=QfRc, (2.38)

где Rc- средний радиус опорного заплечика втулки или радиус до центра шариков подшипника; f- коэффициент трения (f=0,1-0,15 для опоры скольжения и f=0,01 для опоры качения).
Проверка уплотнительного кольца на давление. Уплотнительные кольца клина и корпуса рассчитывают на удельное давление. Наибольшая сила прижатия на уплотнительных поверхностях N2 возникает со стороны выхода среды. Давление на уплотнительных поверхностях:

q= 4N2/π(D2н-D2в) , (2.39)

где Dв и Dн- внутренний и наружный диаметры уплотнительного кольца.
Для колец из коррозионностойкой стали удельное давление не должно превышать 40-60 МПа, для колец из бронзы- 16 МПа, для колец, наплавленных твердым сплавом, - 60 МПа.
Усилие закрытия у прямоточной задвижки. Расчет осевых усилий, действующих на шпиндель в прямоточных задвижках, выполняется с учетом принципиально тех же усилий, что и у клиновой задвижки. При шибере прямоточной задвижки, половинки которого разжимаются пружинами, усилие закрытия будет равно:

Рзакр=f(Nпр+Рус)+(Q0-G), (2.40)

где Nпр- усилие распирающих пружин; Рус- усилие от давления среды, определенное по наружному диаметру подводящих смазку канавок у поверхностей уплотнения; Q0- давление на шпиндель; G- сила тяжести шибер.