剪切閘板防噴器剪切鉆桿斷口幾何形狀研究

劉 冰，趙永杰，李 棟，陳金鋼，李 濤，謝 鵬

（1.山東科技大學(xué)機(jī)械電子工程學(xué)院，山東青島266590；2.中山大學(xué)海洋工程與技術(shù)學(xué)院，廣東珠海519082；3.南方海洋科學(xué)與工程廣東省實(shí)驗(yàn)室（珠海），廣東珠海519000）

0 引 言

防噴器是采油作業(yè)中的關(guān)鍵井控設(shè)備，一旦遇到井噴、井涌等緊急情況，防噴器必須關(guān)閉剪切閘板并剪斷鉆桿以實(shí)現(xiàn)封井[1-2]，防止井內(nèi)不可控流體流出地面或流入其他地層造成更大損失[3]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)進(jìn)行了大量研究來(lái)保證剪切閘板能迅速、準(zhǔn)確關(guān)閉，Lin等[4]通過(guò)實(shí)驗(yàn)與仿真發(fā)現(xiàn)實(shí)際工作中剪切閘板V型角根部應(yīng)力集中明顯，容易造成閘板損壞；Jarand[5]根據(jù)具體實(shí)例提出了一種剪切閘板防噴器的系統(tǒng)失效評(píng)估理論；Tang等[6]使用有限元軟件與靜水壓測(cè)試實(shí)驗(yàn)得到剪切閘板防噴器殼體的主要應(yīng)力集中區(qū)域；趙維青[7]通過(guò)有限元軟件分析了剪切閘板的剪切性能；Springgett等[8-9]應(yīng)用低力剪切技術(shù)降低閘板剪切力；Abdulkadir等[10]通過(guò)數(shù)值計(jì)算與有限元仿真得到優(yōu)化的閘板幾何形狀來(lái)減小剪切力；劉冰等[11]運(yùn)用數(shù)值模擬和剪切實(shí)驗(yàn)研究剪切閘板的應(yīng)力情況及應(yīng)力變化規(guī)律；Liu等[12]運(yùn)用擴(kuò)展的EMC準(zhǔn)則預(yù)測(cè)鉆桿的剪切力；李雪玲等[13]對(duì)鉆桿類結(jié)構(gòu)疲勞壽命靈敏性分析后，得到了影響疲勞斷裂壽命的關(guān)鍵因素。

這些研究為防噴器安全、準(zhǔn)確封井提供了重要參考，但是都側(cè)重于分析剪切過(guò)程中閘板的損壞、失效、應(yīng)力情況以及剪切效果等防噴器的自身結(jié)構(gòu)性能，對(duì)于剪切之后鉆桿的斷口幾何形狀鮮有研究，而鉆桿斷口幾何形狀直接反映了防噴器剪切過(guò)程及剪切效果[14]，同時(shí)鉆桿斷口幾何形狀也是影響剪切效率的關(guān)鍵因素，斷口變形過(guò)大會(huì)增加剪切阻力，大大降低剪切閘板的工作效率。因此，本文經(jīng)過(guò)對(duì)鉆桿剪切變形過(guò)程的分析，基于塑性變形理論，并考慮剪切閘板結(jié)構(gòu)的特殊性，假定鉆桿在剪切過(guò)程中的變形為八塑性鉸結(jié)構(gòu)，進(jìn)而確定出鉆桿在剪切變形過(guò)程中的幾何形狀模態(tài)解；同時(shí)進(jìn)行有限元仿真與實(shí)驗(yàn)，并研究閘板主要參數(shù)對(duì)斷口變形的影響。

1 鉆桿變形過(guò)程分析

閘板剪切過(guò)程如圖1 所示，剪切閘板在液壓驅(qū)動(dòng)力F 的推動(dòng)下向鉆桿移動(dòng)；當(dāng)剪切刃頂點(diǎn)C 接觸到鉆桿時(shí)，閘板開始剪切鉆桿；剪切過(guò)程中，剪切位置由剪切刃頂點(diǎn)C 的點(diǎn)接觸逐漸向剪切刃兩側(cè)擴(kuò)展，漸漸轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟腥袃蓚?cè)與鉆桿壁面的線接觸、面接觸，在接觸點(diǎn)/線附近會(huì)發(fā)生較大塑性變形；隨著剪切閘板繼續(xù)壓入鉆桿，塑性變形區(qū)域逐步擴(kuò)大；由于鉆桿內(nèi)表面是自由表面，在擠壓作用下，部分金屬會(huì)向內(nèi)表面流動(dòng)，鉆桿壁面呈現(xiàn)出凹陷狀；鉆桿軸線方向上斷口處金屬因?yàn)槔Φ淖饔枚焕L(zhǎng)直到斷裂，而在斷口下方的管壁沒(méi)有直接受到剪切閘板的作用，會(huì)隨著斷口的變形而發(fā)生彎曲變形[15]；最終鉆桿被剪切閘板剪斷為上下兩部分。

平板擠壓鉆桿的變形模態(tài)（如圖2）可以視為四塑性鉸機(jī)構(gòu)[16-17]，變形過(guò)程中有三個(gè)特殊區(qū)域：平展區(qū)I，集中塑性變形區(qū)II，轉(zhuǎn)動(dòng)區(qū)III。在平板作用下將多排鋼管的變形模態(tài)視為八塑性鉸機(jī)構(gòu)也得到了合理的結(jié)果[18-19]，因此，剪切閘板剪切鉆桿的過(guò)程中，鉆桿的變形也可由此類推。由圖3 可以看出，由于剪切閘板結(jié)構(gòu)的特殊性，鉆桿在塑性屈服時(shí)，不再是平刃剪切時(shí)的四塑性鉸，而是在四個(gè)塑性鉸的基礎(chǔ)上又增加了剪切閘板剪切刃頂點(diǎn)四個(gè)塑性鉸。因此，剪切閘板剪切鉆桿的變形模態(tài)可視為八塑性鉸機(jī)構(gòu)。

由上可知，剪切閘板剪切鉆桿過(guò)程中，鉆桿的變形模態(tài)可以看作是圖3 所示的八塑性鉸機(jī)構(gòu)，其中，四移動(dòng)鉸Cn（n=1,2,3,4）隨著鉆桿的變形會(huì)分別向外移至Cn'（n=1,2,3,4）和Cn″（n=1,2,3,4）；四固定鉸An（n=1,2）和Bn（n=1,2）處于鉆桿水平和豎直軸線上。固定鉸Bn（n=1,2）也就是集中塑性變形區(qū)，在分析鉆桿動(dòng)態(tài)變形的時(shí)候，暫不考慮其大?。辉诠潭ㄣq和移動(dòng)鉸之間的轉(zhuǎn)動(dòng)區(qū)只發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，忽略其變形過(guò)程。

圖1 閘板剪切鉆桿示意圖Fig.1 Schematic diagram of ram sheared drill pipe

圖2 平板壓縮變形Fig.2 Plate compression

圖3 閘板作用下鉆桿變形模式Fig.3 Deformation mode of drill pipe under shear rams

2 鉆桿變形模態(tài)解

2.1 模型建立

如圖4～5所示，取鉆桿1/4部分來(lái)分析，以閘板剪切刃MCN接觸到鉆桿為起點(diǎn)，此時(shí)鉆桿尚未發(fā)生變形；在鉆桿剪切平面建立坐標(biāo)系，以鉆桿圓心為坐標(biāo)原點(diǎn)O，將鉆桿水平方向設(shè)為x′軸，豎直方向設(shè)為y'軸，將圓心O 與剪切刃頂點(diǎn)C 連線設(shè)為y軸，將與其垂直的方向設(shè)為x軸；隨著剪切閘板的徑向移動(dòng)，在剪切過(guò)程中的某一時(shí)刻，鉆桿變形為A1C1B1，此時(shí)將1/4鉆桿按照剪切刃頂點(diǎn)分為兩部分，即B1-C1之間為第一部分；A1-C1之間為第二部分，圖中θ（t）、θ′（t）分別為轉(zhuǎn)動(dòng)區(qū)弧段C1B1、A1C1轉(zhuǎn)過(guò)的角度，α、α'分別為轉(zhuǎn)動(dòng)區(qū)弧段上任意點(diǎn)D、D'的轉(zhuǎn)動(dòng)角度，γ、γ'為剪切閘板V 型角和倒角，剪切閘板剪切刃頂點(diǎn)C與豎直方向的夾角λ=π/2-γ/2-γ'。

圖4 1/4部分變形模式Fig.4 Quarter partial deformation mode

圖5 剪切閘板結(jié)構(gòu)參數(shù)Fig.5 Structural parameters of the shear ram

在第一部分變形區(qū)域中按照α所在位置的不同又可以分為兩個(gè)部分：

①當(dāng)0≤α＜π/2-θ( t )且y'坐標(biāo)大于0時(shí)，圓弧上任一點(diǎn)D在x-y坐標(biāo)系下t時(shí)刻的坐標(biāo)為

根據(jù)坐標(biāo)變換公式（2）可以得到點(diǎn)D在x′-y'坐標(biāo)系下t時(shí)刻的坐標(biāo)為

②當(dāng)π/2-θ( t )≤α≤π/2時(shí)，圓弧上任一點(diǎn)D在x-y坐標(biāo)系下t時(shí)刻的坐標(biāo)為

根據(jù)公式（2）可得到點(diǎn)D在x′-y'坐標(biāo)系下t時(shí)刻的坐標(biāo)為

在第二部分變形區(qū)域中，當(dāng)0≤α'≤π/2且x'坐標(biāo)大于0時(shí)，點(diǎn)D'在x-y坐標(biāo)系下t時(shí)刻的坐標(biāo)為

代入公式（2）可以得到點(diǎn)D'在x′-y'坐標(biāo)系下t時(shí)刻的坐標(biāo)為

式中：

結(jié)合式（3）、（5）、（7）就得到了1/4鉆桿的變形模態(tài)，根據(jù)剪切運(yùn)動(dòng)的對(duì)稱性，可得到鉆桿變形過(guò)程的幾何形狀。

在分析閘板的運(yùn)動(dòng)情況時(shí)，忽略剪切閘板的變形，認(rèn)為剪切閘板是剛性狀態(tài)。剪切閘板在防噴器中只能沿著鉆桿徑向運(yùn)動(dòng)，其他方向的運(yùn)動(dòng)被固定，因此，在鉆桿變形過(guò)程中，剪切閘板也只是沿著y'方向運(yùn)動(dòng)，閘板相應(yīng)的位移uy'、速度vy'與加速度ay'為

根據(jù)實(shí)際工作中可獲得的數(shù)據(jù)，可以分為以下兩種情況來(lái)分析：

①已知剪切閘板所受的液壓推力F時(shí)，

式中，f為摩擦力，F(xiàn)ny′為剪切閘板在y'方向所受的反力，m為剪切閘板質(zhì)量。

將式（9）代入可得

②當(dāng)已知剪切閘板在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中y'方向速度與時(shí)間的關(guān)系式v( t )時(shí)，將速度v( t )代入式（9）可得

根據(jù)已知工作條件，將式（11）或式（12）與式（3）、（5）、（7）聯(lián)立，再按照鉆桿剪切的對(duì)稱性就可以得到鉆桿幾何形狀。

2.2 實(shí)例分析

以γ=90°，γ'=15°的4FZ13 剪切閘板按照恒定速度v=20 mm/s 剪切直徑為60.32 mm 的鉆桿為例分析斷口幾何形狀。該剪切變形為已知閘板剪切速度的剪切過(guò)程，通過(guò)以上敘述可以知道λ=30°，38.44°≤α＜90°，50.77°≤α'＜90°，θ=19.77°，那么將已知條件分別代入式（3）、式（5）、式（7）和式（12），可以得到剪切后整個(gè)鉆桿的幾何形狀（圖6）。由圖6 可知鉆桿的斷口幾何形狀類似菱形，其中菱形在x'軸的交點(diǎn)長(zhǎng)度，即菱形長(zhǎng)對(duì)角線為62.06 mm；在y'軸的交點(diǎn)長(zhǎng)度，即菱形短對(duì)角線為57.28 mm，且四條邊均有小幅凹陷，在x'方向上凹陷距離為30.56 mm，在y′方向上凹陷距離為30.87 mm。

圖6 鉆桿解析解Fig.6 Analytical solution of geometry of drill pipe

3 有限元仿真

3.1 有限元模型

運(yùn)用有限元軟件ABAQUS 對(duì)4FZ剪切閘板剪切鉆桿的過(guò)程進(jìn)行仿真。因本文主要對(duì)剪切后鉆桿的斷口形狀進(jìn)行分析，所以簡(jiǎn)化剪切閘板中對(duì)斷口影響較小的部分，如膠芯、螺紋、墊鐵等，鉆桿與剪切閘板的基本材料屬性見表1。由于鉆桿在剪切過(guò)程中會(huì)發(fā)生大量的塑性變形，應(yīng)變率也較大，而Johnson-Cook 本構(gòu)模型能夠較好地反映金屬在大應(yīng)變、高應(yīng)變率情況下的應(yīng)力-應(yīng)變情況[1-2]，所以采用Johnson-Cook 本構(gòu)模型來(lái)描述鉆桿剪切過(guò)程中的變形情況，具體形式如下：

表1 材料屬性Tab.1 Material properties

剪切閘板和鉆桿分別采用C3D4和C3D8R單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格如圖7所示，并對(duì)鉆桿的剪切位置細(xì)化網(wǎng)格，剪切閘板單元數(shù)為42 346，鉆桿細(xì)化區(qū)域所劃分的單元數(shù)為10 290。另外，約束鉆桿上端面豎直方向的移動(dòng)來(lái)模擬在井下的懸掛狀態(tài)。由于剪切閘板在防噴器中處于U形槽內(nèi)，所以約束其兩側(cè)及上下平面X、Y方向的移動(dòng)，使其只能沿著Z方向移動(dòng)，然后在剪切閘板背部施加20 mm/s的速度載荷[2]。

3.2 仿真結(jié)果分析

鉆桿仿真變形過(guò)程應(yīng)力云圖如圖8 所示，在未受到閘板擠壓時(shí)，鉆桿截面為初始形狀圓形（圖8（a）），由于鉆桿內(nèi)表面為自由表面，當(dāng)剪切閘板剛剛接觸到鉆桿時(shí)，在閘板剪切刃頂點(diǎn)的擠壓下，鉆桿發(fā)生彈性變形（圖8（b）），在鉆桿外壁面上出現(xiàn)輕微凹陷；隨著剪切閘板的進(jìn)一步擠壓，剪切閘板與鉆桿的接觸沿著剪切刃向兩側(cè)延伸漸漸變?yōu)槊娼佑|，鉆桿在剪切刃處應(yīng)力越來(lái)越大，當(dāng)應(yīng)力超過(guò)屈服極限時(shí)，鉆桿發(fā)生不可逆轉(zhuǎn)的塑性變形，因而鉆桿外壁面凹陷也逐步加劇，鉆桿斷口形狀逐漸接近菱形（圖8（c））；鉆桿最終幾何形狀如圖8（d）所示，斷口形狀整體上近似為菱形，在菱形邊上有一定的凹陷，并且靠近閘板一側(cè)較另一側(cè)的凹陷更為明顯，同時(shí)凹陷位置的應(yīng)力由接觸點(diǎn)向兩側(cè)逐漸減小，在水平、豎直的圓弧區(qū)域應(yīng)力也明顯大于其他區(qū)域。

圖7 鉆桿和剪切閘板有限元模型Fig.7 Finite element model of the drill pipe and shear rams

圖8 仿真結(jié)果Fig.8 Simulation results

經(jīng)過(guò)測(cè)量，最終仿真結(jié)果的斷口長(zhǎng)對(duì)角線長(zhǎng)度為67.06 mm，短對(duì)角線長(zhǎng)度為54.49 mm，而在水平方向上的凹陷距離為32.89 mm，在豎直方向上的凹陷距離為33.43 mm。

4 剪切實(shí)驗(yàn)

4.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)備

如圖9所示，實(shí)驗(yàn)剪切組塊（圖9（a））包含防噴器固定架、閘板防噴器、懸掛裝置和液壓控制系統(tǒng)，其中閘板防噴器采用4FZ 剪切閘板（圖9（b）），液壓裝置可提供的液壓推力為8.4～10.5 MPa；同種材料鉆桿（圖9（c））若干，并將其按直徑分為3組；測(cè)量使用的游標(biāo)卡尺等。

4.2 實(shí)驗(yàn)方案

將4FZ 剪切閘板安裝在閘板防噴器中，具體為防噴器自上而下第二組U 形槽中；放置防噴器固定架，將閘板防噴器固定在實(shí)驗(yàn)井口上；將鉆桿置于防噴器內(nèi)，并將鉆桿與上端懸掛裝置連接固定；將液壓系統(tǒng)推力設(shè)置為10.5 MPa，此時(shí)的剪切閘板近似以20 mm/s運(yùn)動(dòng)；在確保閘板正常工作的前提下，按照直徑的不同，由小到大依次剪切3組鉆桿，并使用游標(biāo)卡尺測(cè)量剪切后斷口的主要數(shù)據(jù)。

圖9 防噴器剪切組塊Fig.9 BOP shearing device

圖10 斷口數(shù)據(jù)測(cè)量Fig.10 Fracture data measurement

4.3 結(jié)果分析

剪斷之后的鉆桿斷口幾何形狀近似菱形，并且由于剪切閘板結(jié)構(gòu)的特殊性，在剪切刃頂點(diǎn)位置會(huì)有小幅凹陷，與仿真結(jié)果和模態(tài)解所得結(jié)果一致。圖10 為使用游標(biāo)卡尺測(cè)量剪切之后的鉆桿斷口，圖示鉆桿斷口長(zhǎng)對(duì)角線長(zhǎng)度為66.07 mm，短對(duì)角線長(zhǎng)度為54.55 mm，在水平方向的凹陷距離為30.34 mm，在豎直方向上的凹陷距離為29.25 mm。

圖11為模態(tài)結(jié)果、仿真結(jié)果及實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比圖。由圖可知，三種斷口形狀都近似為菱形，且由于剪切閘板的特殊結(jié)構(gòu)，在剪切刃頂點(diǎn)位置會(huì)產(chǎn)生小幅凹陷；模態(tài)結(jié)果中菱形的凹陷程度較大，其次為仿真結(jié)果，最后為實(shí)驗(yàn)結(jié)果。

表2 為模態(tài)結(jié)果分別與仿真結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的主要參數(shù)對(duì)比。由表中數(shù)據(jù)可以知道，就仿真結(jié)果而言，鉆桿斷口長(zhǎng)對(duì)角線模態(tài)結(jié)果小于仿真結(jié)果但誤差在9%以內(nèi)，短對(duì)角線模態(tài)結(jié)果略大于仿真結(jié)果但誤差小于7%；就實(shí)驗(yàn)結(jié)果而言，鉆桿斷口長(zhǎng)對(duì)角線模態(tài)結(jié)果小于實(shí)驗(yàn)所得但誤差不大于8%，短對(duì)角線模態(tài)結(jié)果略大于實(shí)驗(yàn)所得但誤差小于7%；整體來(lái)講，模態(tài)結(jié)果與仿真結(jié)果、實(shí)驗(yàn)結(jié)果略有不同但誤差在10%以內(nèi)，并且模態(tài)結(jié)果與鉆桿半徑的增長(zhǎng)關(guān)系與實(shí)驗(yàn)結(jié)果及仿真結(jié)果相符。綜上所述，模態(tài)結(jié)果與仿真結(jié)果、實(shí)驗(yàn)結(jié)果存在誤差但誤差小于10%，所以模態(tài)結(jié)果在一定程度上能反映實(shí)際剪切結(jié)果，對(duì)實(shí)際剪切結(jié)果有預(yù)測(cè)作用。

圖11 模態(tài)結(jié)果、仿真結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果斷口形狀對(duì)比Fig.11 Comparison of fracture geometries of modal solution,simulation and experimental results

表2 模態(tài)結(jié)果與仿真結(jié)果、實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Tab.2 Comparison between modal results with simulation results and experimental results

5 斷口幾何形狀影響因素分析

如圖4～5所示，在保證剪切閘板基本結(jié)構(gòu)不變，剪切刃頂點(diǎn)受力不變的情況下，換句話說(shuō)，保證剪切閘板V型角基本結(jié)構(gòu)不變，即線段MC恒定為常數(shù)，同時(shí)保證剪切刃頂點(diǎn)C首先接觸鉆桿，即保證線段OC 始終與倒角邊CN 相切，那么，以直徑為60.32 mm 的鉆桿為例，可以得到V 型角γ 與倒角的最大值，見表3。

根據(jù)實(shí)際剪切情況可以知道，倒角既不可能大于V 型角的一半也不可能過(guò)小，那么由表3 可以知道，V 型角取值為80°～110°。圖12 為不同V 型角γ、倒角γ'與鉆桿長(zhǎng)對(duì)角線的關(guān)系。由圖可知，當(dāng)V 型角γ 不變時(shí)，隨著倒角γ'的增大，鉆桿長(zhǎng)對(duì)角線，即鉆桿與x'軸的交點(diǎn)，逐漸增大，但是增長(zhǎng)幅度較小，并且隨著倒角取值范圍的減小，鉆桿長(zhǎng)對(duì)角線也漸漸減?。划?dāng)?shù)菇铅?不變時(shí)，隨著V 型角γ的增大，鉆桿長(zhǎng)對(duì)角線也隨之增大，增長(zhǎng)幅度也較?。徽w來(lái)看，鉆桿長(zhǎng)對(duì)角線是由閘板V 型角γ 和倒角γ'共同作用下的結(jié)果，V 型角主要起著約束倒角的作用，而鉆桿長(zhǎng)對(duì)角線的具體值是由倒角決定的。

表3 V型角γ與倒角的最大值Tab.3 V-angle γ and maximum of chamfer

表3 V型角γ與倒角的最大值Tab.3 V-angle γ and maximum of chamfer

類別γ γ'max角度/°70 36.04 80 28.64 90 21.38 100 14.28 110 7.35 120 0.62

根據(jù)模態(tài)解式（7）-（9）可以知道，在確定的外在環(huán)境中，sin θ( )t /λ為常數(shù)，那么鉆桿短對(duì)角線僅與V型角有關(guān)，而與倒角無(wú)關(guān)。鉆桿短對(duì)角線與閘板V型角的關(guān)系如圖13所示，由圖可知，隨著V型角γ的增大，鉆桿短對(duì)角線，即鉆桿與y'軸的交點(diǎn)，逐漸減小，且在60°～90°內(nèi)斷口y'方向上的模態(tài)解減小幅度較大，同時(shí)因?yàn)殂@桿短對(duì)角線主要是由于剪切閘板的擠壓作用而產(chǎn)生的，所以在60°～75.38°內(nèi)斷口y'方向上的模態(tài)解的值過(guò)大，明顯與實(shí)際不符，75.38°～90°內(nèi)斷口在y'方向上的模態(tài)解較為合理；而在90°～120°內(nèi)斷口在y'方向上的模態(tài)解減小幅度較小，且其值較為合理，所得結(jié)果與表3所得一致。

為減小鉆桿剪切后斷口變形量，鉆桿在x'、y'方向的最終模態(tài)解應(yīng)當(dāng)與鉆桿半徑相等。由圖12～13可知，若將x'方向模態(tài)解定為鉆桿半徑R，那么閘板倒角應(yīng)為13.83°；同樣地，若將y'方向模態(tài)解設(shè)置為鉆桿半徑R，那么閘板V型角應(yīng)為85.24°，此時(shí)，鉆桿斷口變形量最小。

圖12 倒角對(duì)鉆桿斷口長(zhǎng)對(duì)角線的影響Fig.12 Effect of chamfering on the long diagonal of drill pipe fracture

圖13 V 型角對(duì)鉆桿斷口短對(duì)角線的影響Fig.13. Effect of V-angle on short diagonal of drill pipe fracture

6 結(jié) 論

本文建立了剪切閘板防噴器剪切鉆桿斷口幾何形狀模態(tài)解方程，并對(duì)比數(shù)值模擬與剪切實(shí)驗(yàn)，得出以下結(jié)論：

（1）經(jīng)過(guò)對(duì)剪切閘板剪切鉆桿變形情況分析，以塑性變形理論為基礎(chǔ)，并結(jié)合剪切閘板的結(jié)構(gòu)特殊性，假定鉆桿剪切變形過(guò)程為八塑性鉸結(jié)構(gòu)，確立出鉆桿剪切后斷口幾何形狀模態(tài)解。

（2）結(jié)合實(shí)際井下條件，運(yùn)用有限元軟件模擬剪切過(guò)程，并設(shè)計(jì)實(shí)驗(yàn)，采用4FZ 剪切閘板剪切鉆桿，得到剪切后的鉆桿斷口幾何形狀，對(duì)比仿真結(jié)果及模態(tài)解，斷口均為帶小幅凹陷的菱形，且菱形的長(zhǎng)對(duì)角線與短對(duì)角線誤差均小于10%，符合誤差要求。

（3）在驗(yàn)證模態(tài)解的準(zhǔn)確性后，對(duì)影響剪切后斷口形狀的關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行分析，在保持剪切閘板基本結(jié)構(gòu)不變，剪切刃頂點(diǎn)受力不變的情況下，剪切閘板V 型角取85.24°，閘板倒角取13.83°時(shí)，鉆桿斷口徑向變形量最小。