0 引言
在油气田井下作业过程中，井眼清洁状况是影响正常作业和井下安全的重要因素之一，在完井作业中，经常由于洗井不干净导致地层污染、产量降低，严重影响作业效率。套管清洁作业目前一般采用两种方法，一种是将∅244.5 mm(9 5/8 in)和∅177.8 mm(7 in)套管清洁工具[1-2]组合在一趟管柱，但该方法从上部套管壁清洁的落物会掉入下部井筒，下部的∅177.8 mm套管清洁工具存在被卡的风险。另外一种是采用两趟管柱，第一趟管柱清洁上面的∅244.5 mm套管，第二趟管柱清洁下面的∅177.8 mm尾管，这种做法使套管清洁工具被卡的风险减小，但增加了作业周期。变径套管清洁工具通过板簧的线性压缩，实现∅244.5 mm套管与∅193.7 mm(7 5/8 in)或∅177.8 mm尾管的连续清洁作业，提高了整个完井阶段的作业效率，缩短了完井作业周期，降低了完井作业风险。通过采用合适的套管清洁工艺技术和工具，有利于油气储层的保护，减少完井作业对油气储层的污染。
笔者建立了预压缩板簧的结构设计和接触应力计算模型，利用ABAQUS工程软件建立了板簧轴对称有限元模型，优化了板簧结构，同时开展了心轴结构和自清洁系统等关键部件的设计与分析。研究结果有利于指导变径套管清洁工具的设计与研究，推动变径套管清洁工具在完井作业中的应用。
1 技术分析 1.1 结构变径套管清洁工具结构如图 1所示。该工具包括旋转机构、清洁机构、自循环系统和锁紧机构等四大部分。采用2组各10片、相互交叠5°的环形分布刮刀片设计，实现了∅244.5 mm套管与∅193.7或者∅177.8 mm套管360°全覆盖。
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| 图 1 变径套管清洁工具结构总图 Fig.1 General structure of the variable-diameter casing cleaning tool |
旋转机构分别位于套管清洁工具的上部、中部和下部。旋转机构由心轴、上螺旋扶正套和滚珠组成。心轴旋转时，依靠耐磨衬套(PTFE+MoS2复合材料)[3]减少心轴与螺旋扶正套之间的摩擦阻力。清洁机构由预压缩板簧、刮刀片及定位环组成，主要用来清洁套管内壁，板簧片采用“波形双拱”设计，两端采用13组直径7.5 mm的连续圆弧组成，最大限度地减少局部应力，通过减少接触面，降低板簧的轴向摩阻。自循环系统由螺旋扶正套、心轴及扶正套组成，清洁作业时，流体由套管环空进入流道入口，并经流道入口进入碎屑沉积区，通过搅拌作用，带动碎屑返出，实现清洁作业。锁紧机构由下接头、连接接头、弹簧挡圈及锁紧螺母组成，完成心轴扭矩传递，并具有防倒扣功能。
1.2 工作原理变径套管清洁工具在下入过程中，在∅244.5 mm套管内刮刀片紧贴套管内壁，在外界压力的作用下板簧片径向收缩，板簧两端在上螺旋扶正套与中部支撑套的导向作用下，发生轴向位移，使得板簧片径向不断受压而收缩，在压力增大到一定值时，板簧片收缩进入∅196.7或者∅177.8 mm套管。
在循环清洁过程中，可以采用正反循环清洁方式。洗井液通过钻杆进入套管清洁工具中心管，直至井底，再由钻杆套管环空经下螺旋扶正套、上螺旋扶正套返出。反循环冲砂时液流方向与正循环洗井时相反。
1.3 主要技术参数适用套管：∅244.5、∅193.7和∅177.8 mm；
最大外径：280 mm；
最小内径：40 mm。
工作温度：≤190 ℃；
心轴抗拉力：1 200 kN；
流道出口面积：1 214 mm2；
旁通孔数量：4；
起下钻速度：45.7 m/min；
最大旋转速度：40 r/min。
1.4 技术特点(1) 一趟管柱实现∅244.5 mm套管与∅193.7或∅177.8 mm尾管的连续清洁作业。
(2) 采用复合材料[4](PTFE+MoS2、碳纤维、碳粉、ZCuSn10P1)制备耐磨衬套，具备自润滑性能和较好的耐磨性能。
(3) 刮刀片采用2组全圆的连续水槽分布设计，实现了套管内壁360°覆盖，通过上下活动可以去除表面硬块，使得短起下更有效；自清洁螺旋刮刀片可以让流体不受限制地流动，以更好地去除固相物质。
(4) 板簧采用预压缩结构设计，实现了板簧片径向大位移功能，解决了端部应力集中问题。
(5) 具有旋转功能，加强了井筒清洁能力。
(6) 可与高效强磁打捞器等其他套管清洁工具一同使用，还可以随钻头一起进行钻水泥塞作业。
2 关键零部件设计及分析 2.1 板簧结构优化及分析 2.1.1 结构及工作原理为了控制板簧支反力[5-7]在600~1 200 N的窗口区间和非线性变化，设计了预压缩板簧结构方案。预压缩结构是在等截面板簧的基础上增加一个限位阶梯，同时增加板簧的高度，通过增大板簧的真实压缩距，降低了在∅244.5和∅177.8 mm套管中支反力比值。通过对其进行理论分析和数值模拟计算，证实该结构设计合理, 可靠性较高。
板簧的基本结构见图 2a。根据板簧的尺寸形状建立板簧模型，并划分网格。施加载荷：①在工具两侧预压缩台阶施加载荷。②施加5 mm的位移载荷(进入∅244.5 mm套管中的位移载荷)。③施加35 mm的位移载荷(进入∅177.8 mm套管中的位移载荷)。板簧应力和位移数据统计见表 1。从表 1可知，随着压缩位移的增加，最大应力相应增大，且最大Mises应力为664 MPa。
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| 图 2 预压缩阶梯板簧结构与支反力-压缩位移拟合曲线 Fig.2 Reaction force-compression displacement fitting curve and recompressed stepped leaf spring structure |
| 载荷 | 载荷位置 | 最大Mises应力位置 | 最大Mises应力/MPa |
| 预压缩10 mm | 肩部 | 支撑端端部 | 431 |
| 施加5 mm位移载荷 | 顶部 | 支撑端端部 | 431 |
| 施加11 mm位移载荷 | 顶部 | 支撑端端部及加载面端部 | 393 |
| 施加20 mm位移载荷 | 顶部 | 支撑端端部及加载面端部 | 443 |
| 施加35 mm位移载荷 | 顶部 | 支撑端端部及加载面端部 | 664 |
通过后处理，得到板簧压缩位移与板簧支反力变化的曲线[8-11]见图 2b。由图 2b可知，板簧在压缩过程中分为3个阶段。第一阶段，板簧顶部向下压缩的8 mm行程中，板簧的支反力为0，板簧与阶梯处的预压缩支撑板没有接触。第二阶段，压缩行程8~15 mm，板簧顶部的支反力呈线性迅速增加，板簧与阶梯处的预压缩支撑板始终接触。第三阶段，压缩行程15~35 mm，板簧的支反力以初始的弹性系数缓慢增加，板簧与阶梯处的预压缩支撑板完全分离。
2.1.2 不同预压缩距离对支反力影响分析为了分析工具结构与各压缩状态的关系，建立了5、7和10 mm不同预压缩位移的模型，并计算得到其压缩位移与支反力的拟合曲线，见图 3。由图 3可知，3种预压缩板簧的压缩位移与支反力的拟合曲线变化趋势基本一致，在第二阶段和第三阶段的线性变化的斜率完全一样，3种结构进入下一个阶段所需要的位移随着预压缩的位移高度的增加而增加。
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| 图 3 3种预压缩阶梯结构板簧弹力-压缩位移拟合曲线 Fig.3 Elastic force-compression displacement tfitting curves of hree kinds of recompressed tstepped leaf spring structures |
2.1.3 板簧支角长度对结构影响分析
为了降低板簧腿部的刚度，减小在压缩过程中板簧支撑端的转动角度，将板簧的支角长度由200 mm增加到400 mm，见图 4a。建立板簧的计算模型，计算板簧在20和10 mm预压缩行程下的支反力，结果如图 4b所示。
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| 图 4 预压缩阶梯板簧不同支角结构与拟合曲线图 Fig.4 Different angle structures and fitting curves of recompressed stepped leaf spring |
由图 4b可知，板簧支角长度由200 mm增加到400 mm后，板簧支反力的变化规律基本一致，同样分为3个阶段。支角长度为400 mm(预压缩10 mm)板簧和支角长度为200 mm(预压缩5 mm)板簧的第三阶段开始位移基本相同(约为4 mm)。因此，可以推断，板簧支角长度的增加会使板簧的第二阶段的变形发生向左偏移。
根据工具结构需要，应使板簧变形的第二阶段结束位移向左移动，即板簧变形尽早进入第三阶段。适当增加板簧支角的长度将有利于采用更大的预压缩量，同时需要注意的是，板簧支角长度的增加会降低板簧结构的稳定性，板簧支角的长度应遵循满足设计要求即可。
2.1.4 预压缩板簧有限元分析[12-13]主要变量设定：预压缩量为10 mm，支角长度400 mm，板簧厚度7 mm，加载面长度179 mm。计算求得板簧弹力-压缩位移拟合曲线，如图 5a所示。由图 5a可知，压缩位移为5和35 mm时，其对应的弹力分别为498和1 066 N，支反力比值为2.14，满足使用要求。
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| 图 5 预压缩阶梯板簧支反力-位移拟合曲线与板簧表面Mises应力云图 Fig.5 Reaction force-compression displacement fitting curves of recompressed stepped spring and Mises stress distribution of leaf spring surface |
板簧在10 mm预压缩位移下的Mises应力云图见图 5b。由图 5b可知，最大Mises应力为275 MPa。板簧在5 mm压缩位移下的Mises应力云图见图 5c。由图 5c可知，最大Mises应力为237 MPa。板簧在35 mm压缩位移下的Mises应力云图见图 5d。由图 5d可知，最大Mises应力为509 MPa。三者最大应力均小于合金弹簧钢60Si2Mn屈服强度1 274 MPa。
2.2 心轴结构设计及分析心轴设计时，重点考虑心轴的外径、内径、应力和管壁厚度等参数。
心轴沿径向应力在半径r处时，其函数为：
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(1) |
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(2) |
式中：r为心轴任意处半径，mm；a为心轴内半径，mm；b为最小外半径，mm；p1为内部压力，MPa；p2为外部压力，MPa；σr1为径向压应力，MPa；σr2为周向压应力，MPa。
中心管最小壁厚ζ计算式为：
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(3) |
式中：D为最小外径，mm；pi为最大内压，MPa；[σ]为材料许用应力，MPa。
2.3 自清洁系统设计及分析 2.3.1 模型建立自清洁系统主要由螺旋扶正套、心轴及支撑套组成, 见图 6。作业时，流体由套管环空进入流道入口，并经流道入口进入碎屑沉积区，通过流体搅拌，碎屑随流体进入套管环空，实现清洁作业。根据图 6建立流体分析模型，运用Flow Simulation流体分析模块进行流体轨迹、压力与流速分析。
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| 图 6 自清洁系统结构图 Fig.6 Structure assembly of the self-cleaning system |
2.3.2 边界条件设定
根据现场反循环清洁作业实际情况，Flow Simulation边界条件设置为：①入口流速25 m/s、温度293.20 K。②环境压力101 325.00 Pa。③边界层类型为湍流。
2.3.3 结果分析自清洁系统流场模拟云图见图 7。由图 7可以看出，流体进入扶正环后速度明显上升。在碎屑沉积区虽然速度较慢，但并未形成涡流，这种流体模式可以很好地起到搅拌作用，碎屑随流体快速流出。此时出口最大流速97 m/s(见图 7b)，出口最大压力4.3 MPa(见图 7a)。
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| 图 7 自清洁系统流场模拟云图 Fig.7 Flow field simulation of the self-cleaning system |
3 地面测试及现场应用 3.1 清洁效果测试[14]
通过试验台架，将套管清洁工具推入∅177.8和∅244.5 mm套管，反复试验3次，观察套管清洁情况，结果如图 8所示。
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| 图 8 套管清洁前、后对比 Fig.8 Casing before and after cleaning |
根据试验结果，变径套管清洁工具实现了在∅244.5和∅177.8 mm套管中360°全圆包覆，清洁效果良好，套管内表面无刮痕、无破损。
3.2 摩擦阻力测试 3.2.1 地面水平测试通过拆装设备，将套管清洁工具完全推入套管，并从传感器记录推入摩擦阻力、推入后摩擦阻力和推出后摩擦阻力，结果见表 2。图 9为变径套管清洁工具试验台架结构示意图。
| 套管型号 | 力名称 | 第1次 | 第2次 | 第3次 |
| 推入摩擦阻力 | 2 200 | 2 300 | 2 200 | |
| ∅177.8 mm套管 | 推入后摩擦阻力 | 500 | 500 | 400 |
| 推出后摩擦阻力 | 400 | 500 | 400 | |
| 推入摩擦阻力 | 600 | 500 | 600 | |
| ∅244.5 mm套管 | 推入后摩擦阻力 | 300 | 300 | 200 |
| 推出后摩擦阻力 | 200 | 200 | 200 |
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| 图 9 变径套管清洁工具试验台架结构示意图 Fig.9 Test bench of variable-diameter casing cleaning tool 1—伸缩液缸；2—液缸固定支架；3—拉压传感器；4—连接头；5—变径套管清洁工具；6—∅244.5 mm套管；7—∅177.8 mm套管；8—套管固定支架；9—泵源。 |
3.2.2 试验井垂直测试
通过试验井设备，将套管清洁工具下入井筒，并记录转速、上提摩阻、下放摩阻、上提速度和下放速度等参数。
变径套管清洁工具在∅244.5 mm套管测试时，上提下放摩阻均为100 N，运转正常。在∅177.8 mm套管内测试时，转速从20~100 r/min增加的过程中，上提摩阻约500 N, 下放摩阻约1 000 N，旋转性能良好，运转正常。表 3为垂直摩擦阻力测试数据表。
| 次数 | 转速/ (r·min) | 扭矩/ (kN·m) | 上提速度/ (m·s-1) | 下放速度/ (m·s-1) | 上提摩阻/N | 下放摩阻/N | 排量/ (m3·min-1) | 泵压/MPa |
| 1 | 20 | 0 | 0.32 | 0.32 | 512 | 1 050 | 2.0 | 1.0 |
| 2 | 40 | 0 | 0.31 | 0.31 | 500 | 1 050 | 2.0 | 1.1 |
| 3 | 50 | 0 | 0.30 | 0.33 | 507 | 1 050 | 2.0 | 1.1 |
| 4 | 60 | 0 | 0.30 | 0.34 | 507 | 1 000 | 2.0 | 1.0 |
| 5 | 70 | 0 | 0.31 | 0.31 | 507 | 1 000 | 2.0 | 1.1 |
| 6 | 80 | 0 | 0.30 | 0.32 | 500 | 1 050 | 2.0 | 1.0 |
| 7 | 90 | 0 | 0.32 | 0.33 | 500 | 1 000 | 2.0 | 1.1 |
| 8 | 100 | 0 | 0.31 | 0.31 | 500 | 1 050 | 2.0 | 1.0 |
3.3 现场应用
变径套管清洁工具在实验室功能性试验取得成功后，于2017年在海上油田常规套管井和防腐套管井应用，成功完成了∅244.5和∅177.8 mm套管的连续清洁作业。目标井基本情况如下：
井深4 734 m，最大井斜37°，每30 m井段最大狗腿度1.85°，射孔作业前、后施工的曲线见图 10。
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| 图 10 射孔作业前、后套管清洁施工曲线 Fig.10 Casing cleaning operation curve before and after perforating operation |
本次套管清洁连续作业过程中，变径套管清洁工具通过尾管悬挂器，无明显悬重变化，连续螺旋线流道增大了循环通道，泵压消耗低，一趟钻顺利完成了∅244.5和∅177.8 mm两种规格套管的清洁作业。工具出井后无损伤，刀片与板簧燕尾槽连接结构安全可靠，3组旋转机构旋转性能良好。
4 结论(1) 在充分考虑套管清洁效果、支反力、包络度及摩擦阻力等因素的基础上，设计了变径套管清洁工具。工具结构简单，性能稳定可靠，可对∅244.5和∅177.8 mm套管进行连续清洁作业。
(2) 对变径套管清洁工具关键部件进行了设计分析，通过调整板簧预压缩距离和支角长度，降低了在∅244.5和∅177.8 mm套管中支反力比值；自清洁系统的设计研究，解决了常规管柱循环通道单一和自清洁能力较差的问题，具备了保证板簧的运行空间和全程作业安全的技术保障。
(3) 实验室试验结果表明，套管清洁工具实现了在∅244.5和∅177.8 mm套管中360°全圆包覆，清洁效果良好，套管表面无损伤；水平摩擦阻力测试与垂直摩擦阻力测试数据，为现场实际应用提供了可靠的参考和数据支持。
(4) 现场多井次的应用结果表明：变径套管清洁工具实现了∅244.5 mm套管与∅177.8 mm尾管的连续清洁作业，各项性能良好，提高效率40%左右。该技术方案的先进性可为后续海上油田套管清洁全程作业提供时效性和安全性。
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