0 引言

随着石油天然气的开采，低孔、低渗及致密油气藏增多，开采难度加大。水平井裸眼完井+分段压裂技术在开采此类油气藏中应用广泛^[1-4]。该技术的关键是裸眼水平井分段压裂工具，其性能直接影响分段压裂施工的效果。

当前，国内已生产出裸眼水平井分段压裂设备^[5-10]——裸眼水平井分段压裂滑套封隔器管柱。该管柱的设计水平和所需的钢材性能已能达到现场应用要求，但在苏里格气田应用中发现，最前端压差滑套开启成功率不高。压差滑套打开失败，直接影响分段压裂的效果，降低了采收率。调研发现，国外分段压裂管柱中压差滑套的开启成功率很高。因此，研究裸眼水平井分段压裂中压差滑套具有重要意义。

通过对国内外压差滑套的调研分析^[11-15]，指出国内压差滑套打开率低的原因是滑套本身结构变形和密封失效。因此，笔者利用CAD和Solidworks软件对国内压差滑套的结构进行改进设计，并利用ABAQUS有限元软件对其结构及密封性进行分析，最后进行室内试验以验证设计的合理性。

1 压差滑套结构设计 1.1 裸眼水平井分段压裂滑套封隔器管柱

裸眼水平井分段压裂滑套封隔器管柱采用多级封隔器对水平井裸眼井段进行机械坐封封隔，管柱一次性下入，结构如图 1所示。管柱最前端是压差滑套，后面是投球滑套。压裂施工中，首先打开压差滑套，然后从小到大依次投入不同的小球，憋压打开投球滑套实现逐级压裂。

1.2 压差滑套的工作原理

压差滑套是裸眼水平井分段压裂滑套封隔器管柱的重要组成部分，主要用于第1级压裂，可减小1级投球滑套的球径。压差滑套能否成功开启直接关系到第1级分段压裂增产作业能否顺利进行。

压裂施工时，从地面泵入高压液体，在管柱内部产生高压，由于压差滑套中内滑套上、下断面的面积不等，管内外压力不等，因而由压力差与面积差产生的剪切力来剪断销钉。内滑套被推动向前运动，使外筒上压裂孔被开启，连通了压裂管柱与储层，从而为压裂液提供流通通道^[16-17]。

另外，悬挂封隔器和液压封隔器的坐封需要依靠压差滑套打开之前油管内的压力，故一定要保证压差滑套的开启压力大于悬挂器和封隔器的坐封压力。

1.3 压差滑套总体结构设计

压差滑套必须保证在设定压力下准确打开，又要保证打开之前管内液体不外泄，密封性良好。利用CAD软件对零件进行设计，并使用Solidworks软件对其进行三维建模和装配，其结构如图 2所示。

压差滑套通过上、下接头与分段压裂管柱中其他工具相连。内滑套通过剪切销钉与外筒连接在一起。外筒与内滑套之间保留有滑动空腔，该空腔主要是为内滑套提供向前移动的空间。外筒与上、下接头之间、外筒与内滑套之间使用O形密封圈进行密封。在压差滑套外筒上设有6个压裂液流通孔。

1.4 外筒结构设计

外筒设计如图 3所示。图中上、下端内径并不相同。当管柱内部加压推动内滑套下行时，在外筒与内滑套之间由于金属零件直接配合存在间隙，导致有压裂孔连通的地层流体进入，故设计上端内径大于下端内径1 mm，用于排液。滑套打开后卡簧自动卡入，从而保证滑套处于常开状态，避免压裂过程中滑套复位而导致压裂孔封闭。

外筒上剪切销钉孔沿外筒周向均匀分布，保证剪切时每一个剪切销钉均匀受力，并能在预定压力下剪断。为了保证外筒的结构强度，剪切销钉布孔位置与压裂孔相错30°。

1.5 内滑套结构设计

内滑套如图 4所示。内滑套上端面是管柱内压力传递的接触面，为了保证压裂液与内滑套上端面有良好的接触，也避免堵塞等不可预见因素造成压力无法传递的事故，在内滑套上端面从内壁做5°斜面代替平面端面。

为了保证在管内加压后顺利剪断销钉，销钉剪切槽的端面必须保留尖角，不能做任何倒角或圆角处理，防止无法切断销钉而造成滑套无法打开。卡簧在滑套打开后，落入外筒上的锁紧槽中。

1.6 剪切销钉设计

剪切销钉的设计是压差滑套能否成功打开的关键。一方面要在设定的滑套开启压力下被剪断，另一方面又要保证悬挂器和封隔器坐封之前不能被剪断。根据这2项条件确定剪切力的大小，从而确定销钉的材质和大小。剪切销钉所使用的材料通常为H62黄铜或45#钢。

2 压差滑套结构可靠性分析及优化 2.1 建立模型

压差滑套选用ø139.7 mm常用滑套。考虑到变形主要发生在外筒与内滑套接触的位置，同时减小计算量，对外筒和内滑套的结构进行了简化，简化几何模型如图 5所示。

模型材料选用压差滑套常用45#钢。外筒采用三角形扫掠网格划分，内滑套采用四边形扫掠网格划分，外筒和内滑套共有网格单元21 932个，网格节点36 327个。其网格划分如图 6所示。

在滑套打开之前，即销钉还未被剪断，外筒和内滑套均固定。模拟压裂施工管内压力为70 MPa时滑套打开，即管内施加70 MPa的液体均匀压力。外筒外部为地层压力，模拟时考虑极限工况，即外筒外挤力为0。

2.2 结果分析

压差滑套外筒和内滑套在管内压力为70 MPa的极限工况下，等效应力和应变云图如图 7所示。

等效应力云图中，最大等效应力在内滑套上、下密封圈之间，为672 MPa。45#钢的屈服强度是355 MPa，极限强度780 MPa，因而，外筒与内滑套只发生了塑性变形，未发生结构破坏。在应变云图中，最大应变发生在相同位置，为2.728×10^-3，即内滑套最大变形处向外扩张了壁厚的2.728×10^-3倍。当销钉被剪断，内滑套向下移动时，最大变形处移动至下密封圈处，会使此处的摩擦力增大，严重影响了滑套的开启程度。因此，必须对压差滑套的材料进行重新选择。

2.3 结构材料优化

压差滑套使用45#钢，发生塑性变形，变形较大，可能导致滑套无法完全打开。经查阅金属材料参数，选用42CrMo钢。

将45#钢换成42CrMo钢，其他保持不变。其等效应力云图上最大应力处位置不变，其值为684 MPa，远小于42CrMo钢的屈服强度930 MPa。其应变云图上最大应变处位置也不变，其值为1.142×10^-3，塑性变形量较小，压差滑套开启程度较高。

3 压差滑套密封性分析

压差滑套密封性不好直接导致其无法打开。利用ABAQUS软件对O形密封圈和滑套进行数值模拟，研究其密封性。O形密封圈的材料是橡胶，为保证密封的有效性，在压裂过程中，密封圈的最大应力应小于橡胶材料的屈服强度，否则会导致密封圈发生不可逆转的破坏。

3.1 建立模型

鉴于O形密封圈在井下工况复杂以及计算量较大的情况，分析时简化模型，采用内滑套的上端密封圈位置进行建模。模型由内滑套、O形密封圈和外筒组成，如图 8所示。内滑套和外筒采用优化后的42CrMo钢。压差滑套中密封圈材料通常为丁腈橡胶，设置为超弹体，采用Mooney-Rivlin模型。

为了模拟管内工作压力，对上面第1个O形密封圈的上半部分施加均匀载荷，由于压差滑套在开启之前，不同的阶段所处的密封压力不同，所以分别施加30、50和70 MPa压力。下面第2个O形密封圈主要是为了增加安全性，只有在第1个O形密封圈失效之后，才会有压力传递到第2个O形密封圈上，因此对其不施加任何载荷。

3.2 结果分析

不同管内工作压力下密封圈的应力云图如图 9所示。

当管内工作压力为70 MPa时，密封圈最大应力为9.442 MPa，小于橡胶屈服强度9.450 MPa，满足强度要求。通过对比不同工作压力下密封圈的应力云图可知，随着管内工作压力的不断增加，O形密封圈更容易被压到内滑套与外筒之间的密封间隙中，在间隙内不断发生大的变形；同时，此处的最大应力也在不断增大。因此，O形密封圈出现裂缝或者破坏的位置就是密封槽下端面密封间隙处。

4 压差滑套室内试验 4.1 试验目的及内容

压差滑套的室内试验主要是对其结构强度、密封性和剪切销钉的可靠性进行试验分析，以保证压差滑套在设定的压力下正常打开^[18]。

4.2 试验过程 4.2.1 密封试验

室内试验以清水为管内流体进行加压。试压时，向装配好的压差滑套上端连接模拟井口加压的高压泵，使用丝堵将其下端进行封闭，保证压差滑套内部能产生足够大的开启压力。接好管线后，用高压泵加压至正常下井作业使悬挂器和封隔器坐封的压力(15 MPa)，然后稳压10 min，观察压力变化情况。压差滑套预设的开启压力约为45 MPa，继续加压至40 MPa，稳压10 min，观察压力变化情况。重复试验3次。

4.2.2 销钉剪断试验

完成密封试验后，继续用高压泵加压，直至销钉被剪断，更换新销钉重复剪断试验3次，记录剪断压力。当压差滑套的销钉被剪断，滑套打开，压力表会突降为0，此压力即为压差滑套的剪断压力，也是其开启压力。

4.3 试验结果及分析 4.3.1 密封试验

压差滑套加压至15 MPa时，稳压10 min，3次试验均无较大压降；加压至40 MPa时，稳压10 min，3次试验也均无较大压降，说明压差滑套密封性较好。

4.3.2 销钉剪断试验

压差滑套预设的开启压力为45 MPa，3次剪断试验的开启压力分别为：42.8、43.1和46.0 MPa。3次试验的开启压力均与预设的开启压力较为接近，则剪切销钉的可靠性较好，同时也说明压差滑套的性能稳定。

5 结论

(1) 滑套外筒的剪切销钉孔与压裂孔交错30°布置，保证外筒的结构强度；内滑套上端面做斜角5°处理，保证管内液体压力更好传递到内滑套的上端面上；销钉剪切槽端面保留尖角，保证管内加压后顺利剪断销钉。这些设计都提高了压差滑套的开启成功率。

(2) 选用42CrMo钢作为外筒和内滑套的材料，也提高了压差滑套的开启成功率，并且增加了压差滑套的结构强度。

(3) 压差滑套的O形密封圈采用丁腈橡胶，该材料具有较好的密封性，满足滑套设计要求。

(4) 设计的压差滑套密封性好，结构稳定，滑套开启成功率较高。