井噴事故場景下閘板防噴器剪切能力評估與提升

朱敬宇, 陳國明, 朱 淵, 劉 康, 秦源康, 沈孝魚

(中國石油大學(華東)海洋油氣裝備與安全技術(shù)研究中心,山東青島 266580)

深水閘板防噴器作為深水井控的最后一道安全屏障,對于發(fā)生井噴事故的危機情況,必須具備剪斷鉆桿密封井口的能力,否則易引發(fā)嚴重井噴事故后果,如“深水地平線”事故由于閘板防噴器失效,最終導致了史上最嚴重的井噴漏油事故[1-3]。因此開展閘板防噴器剪切能力評估與提升研究,對降低深水井噴事故風險具有重要的工程意義。國內(nèi)外學者針對閘板防噴器的剪切過程已開展大量研究,Childs等[4]最早提出基于畸變能理論的鉆桿剪切力計算公式,并與防噴器承包商提供的剪切力進行對比研究。Tekin[5]最早應(yīng)用有限元方法進行閘板剪切力評估,并分析不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對剪切力的影響。Tulimilli等[6]通過室內(nèi)試驗的方法,獲取鉆桿剪切過程的最大剪切力。孟祥瑜等[7]基于損傷理論,建立閘板防噴器剪切過程的力學模型,并開展不同閘板結(jié)構(gòu)參數(shù)的敏感性研究。Han等[8]應(yīng)用仿真分析和數(shù)值模擬的方法,研究鉆桿剪切過程中剪切閘板的應(yīng)力峰值,并分析不同參數(shù)的影響規(guī)律。Liu等[9]提出一種基于改進Mohr-Coulomb準則的鉆桿剪切力預(yù)測方法,并建立相應(yīng)的有限元模型對預(yù)測結(jié)果進行驗證。劉冰等[10]開展剪切鉆桿過程中閘板自身力學性能的研究,分析鉆桿剪切過程閘板刃口的應(yīng)力狀態(tài)及影響規(guī)律。Lukin等[11]通過室內(nèi)試驗獲取S-135鉆桿的材料參數(shù),并開展防噴器的剪切鉆桿力學研究。這些研究運用不同的理論方法和試驗開展閘板防噴器的剪切能力評估,并提出閘板的剪切能力的預(yù)測方法,為保證深水井控作業(yè)安全提供理論參考。但這些研究忽略了井噴事故場景下鉆桿承受軸向與內(nèi)外壓力等復(fù)雜載荷作用對剪切力的影響;同時針對井噴復(fù)雜載荷導致的鉆桿偏心和彎曲,并引發(fā)井控失敗的研究也鮮有報道?！吧钏仄骄€事故”報告表明:閘板防噴器的剪切力不足和鉆桿偏心是導致井控失敗的主要原因[12]。鑒于此筆者考慮深水井噴事故場景以及鉆桿復(fù)雜載荷影響,建立閘板防噴器剪切分析模型,探究閘板剪切過程的力學性能與影響規(guī)律;并設(shè)計一種新型剪切閘板防噴器,解決鉆桿偏心剪切區(qū)域不能覆蓋的問題,有效提升閘板剪切能力。

1 鉆桿剪切能力評估分析基礎(chǔ)

1.1 井內(nèi)鉆桿力學分析模型

深水井噴事故場景下,地層流體不斷地涌入井內(nèi),使防噴器內(nèi)的鉆桿承受內(nèi)外壓差及軸向載荷,復(fù)雜載荷作用易導致鉆桿發(fā)生彎曲和偏心?？紤]深水井噴事故環(huán)境,為建立井內(nèi)鉆桿力學分析模型,假設(shè):①鉆桿為均勻、各向同性、線彈性的鋼質(zhì)圓管;② 鉆桿視為受縱向載荷和內(nèi)外壓力復(fù)合載荷的縱橫彎曲梁?；诩僭O(shè),取鉆桿彎曲變形的一個微元體dz進行分析,縱坐標z與重力方向相反,根據(jù)歐拉-伯努利梁理論得到鉆桿的撓曲微分方程[13-15],即

(1)

式中,E為彈性模量,Pa;I為截面慣性矩,m4;x為鉆桿發(fā)生的橫向偏移,m;z為鉆桿軸向位置,m;Ts為位置z處鉆桿橫截面受到的有效軸向載荷,N;W為單位長度鉆桿在井內(nèi)的重力,N;F(x)為鉆桿所受橫向載何，N。

深水井噴事故場景下,鉆桿承受軸向載荷與內(nèi)外壓差載荷共同作用,可能導致鉆桿發(fā)生彎曲,國外學者稱之為“有效壓縮”現(xiàn)象。因此鉆桿有效軸向載荷Ts包含鉆桿端部載荷及鉆桿內(nèi)外壓差產(chǎn)生的虛擬軸向載荷兩部分,具體表達式為

(2)

式中,T0為鉆桿端部載荷,N;T1為鉆桿內(nèi)外壓差產(chǎn)生的虛擬軸向力,N;R和r分別為鉆桿內(nèi)、外半徑,m;pi和po分別為鉆桿的內(nèi)、外壓力,Pa。

有效軸向載荷Ts達到鉆桿的臨界屈曲載荷Fc時,鉆桿會發(fā)生彎曲變形,使得鉆桿發(fā)生偏心和彎曲,鉆桿的臨界彎曲載荷可表示為

FC=π2EI/(kL)2.

(3)

式中,k為長度系數(shù);L為鉆桿長度,m。

1.2 鉆桿材料失效準則

目前已有多種描述材料的本構(gòu)模型,其中Johnson-Cook (J-C)模型是針對金屬材料在大變形、高應(yīng)變速率和高溫條件下的流變行為提出的一種金屬斷裂失效模型,該模型包含材料的應(yīng)變硬化、應(yīng)變率強化效應(yīng)和溫度軟化效應(yīng),J-C本構(gòu)關(guān)系及其失效模型并已被證明適用于多數(shù)延性金屬材料的測試,并在大量的工程實際問題中得到廣泛應(yīng)用[16-17]。在J-C模型的基礎(chǔ)上描述S-135鉆桿材料的力學行為,J-C模型的具體表達式為

(4)

其中

閘板防噴器剪切過程中,鉆桿會發(fā)生斷裂損傷,可以用J-C損傷失效模型來描述鉆桿材料的失效損傷演化行為,當累積損傷參量D超過1時,材料即發(fā)生破壞,且

D=∑Δεeq/εf.

(5)

其中

σ*=σH/σeq.

式中,D為損傷參數(shù);Δεeq為一個積分循環(huán)的等效應(yīng)變增量;εf為此狀態(tài)下的有效斷裂應(yīng)變;D1～D5為材料常數(shù)失效參數(shù);σ*為應(yīng)力三軸度;σH為平均應(yīng)力,Pa。

2 閘板防噴器剪切數(shù)值模型

2.1 基本參數(shù)

根據(jù)“深水地平線”事故調(diào)查報告[18],井噴事故場景下鉆桿的軸向載荷為-400～200 kN,鉆桿內(nèi)壓力載荷為8.27～55.78 MPa;鉆桿外徑為88.9 mm,內(nèi)徑為70.2 mm,密度為8 469 kg/m3,彈性模量為202 GPa,泊松比為0.3,屈服強度為937 MPa,本文中假設(shè)材料參考應(yīng)變率/溫度和真實應(yīng)變率/溫度相等,故D4和D5均取0,鉆桿材料的模型參數(shù)[19]分別為初始屈服應(yīng)力A，材料應(yīng)變硬化模量B，材料硬化系數(shù)n，材料應(yīng)變率強化參數(shù)C，溫度熱軟化指數(shù)m，熔點Tmelt，參考溫度Tref，等效應(yīng)力參數(shù)D1、D2、D3，應(yīng)變率敏感參數(shù)D4，溫度系數(shù)D5， 參考應(yīng)變率ε0,其值分別為937 MPa,730 MPa,0.5,0.01,1,1 520 ℃,25 ℃,0,0.35,-0.35,0,0,0.001 s-1。

2.2 分析方法

基于井內(nèi)鉆桿受力和材料失效準則,考慮剪切閘板與鉆桿的結(jié)構(gòu)參數(shù)、邊界條件以及外界載荷,建立閘板防噴器剪切分析模型(圖1)。閘板與鉆桿之間切向接觸采用罰函數(shù)方法加強接觸約束,根據(jù)縮放默認剛度公式約束其法向接觸行為;防噴器內(nèi)壁選用4節(jié)點曲殼單元模擬,選用8節(jié)點六面體線性減縮積分單元模擬鉆桿單元,考慮鉆桿剪切過程的網(wǎng)格變形和單元失效,采用任意的拉格朗日歐拉法劃分鉆桿的剪切失效區(qū)域,與鉆桿變形和破壞相比,剪切閘板的變形可以忽略,因此將剪切閘板設(shè)置為剛體。

圖1 閘板防噴器剪切分析模型Fig.1 Shearing analysis model of BOP rams

鉆桿的上邊界連接上部環(huán)形防噴器,約束鉆桿頂部在水平方向平動;鉆桿的下邊界終止于上部變徑閘板防噴器,將鉆桿的底部設(shè)置為固定端。首先通過施加集中載荷模擬鉆桿端部受到的軸向力,在鉆桿的內(nèi)外表面施加垂直于鉆桿表面的均布壓力,模擬鉆桿內(nèi)外表面的壓力載荷以及鉆桿的彎曲變形行為;然后定義剪切過程,通過施加上下剪切閘板水平運動速度,實現(xiàn)對鉆桿的偏心剪切過程的力學分析。

2.3 模型驗證

為準確評估閘板防噴器的剪切能力,MCS Kenny[6]開展了2次鉆桿剪切室內(nèi)試驗并獲取剪斷鉆桿所需的最大剪切力以及斷口形貌。為驗證模型的有效性,建立MCS Kenny室內(nèi)試驗條件下的鉆桿剪切仿真模型,鉆桿的軸向載荷僅考慮自重,內(nèi)外壓力均為大氣壓力,建立閘板防噴器剪切過程的力學分析模型。試驗過程的剪切時間為6～7 s,因此設(shè)置上下閘板剪切速度為10 mm/s。根據(jù)建立的閘板剪切分析模型,剪切完成后,鉆桿的斷口形貌及剪切力如圖2、3所示。

圖2(a)和(b)為MCS Kenny閘板剪切S-135鉆桿試驗獲得的試驗結(jié)果,上端斷口近似呈橢圓形,斷口的長徑為114.3 mm,短徑為52.39 mm[6]。仿真計算結(jié)果見圖2(c)和(d),上端斷口形貌為橢圓形,與試驗結(jié)果一致。仿真計算得到斷口的長徑為110.4 mm,短徑為55.2 mm,與試驗結(jié)果的誤差分別為3.4%和5.4%。截面收縮率的試驗值為24.2%,模型計算得到的截面收縮率為22.9%,與試驗獲得的誤差為5.4%?？梢娪嬎隳Ｐ团c剪切試驗獲得長徑、短徑和截面收縮率的誤差均小于6%,符合工程實際的誤差要求。試驗結(jié)果也驗證了鉆桿剪切模型的準確性。

圖2 剪切鉆桿斷口形貌Fig.2 Fracture morphology of shearing drill pipe

圖3為閘板剪切力室內(nèi)試驗與仿真對比結(jié)果。由圖3可知,防噴器上下閘板剪切力的變化規(guī)律基本相似,下閘板剪切力的最大值略高于上閘板，其值為1 280.6 kN,MCS Kenny室內(nèi)兩次試驗記錄的最大剪切力分別為1 246和1 395 kN,仿真計算得到最大剪切力處于兩次試驗值之間,說明仿真模型與試驗結(jié)果一致性良好,進一步驗證了鉆桿剪切評估模型的可靠性和適用性。

圖3 閘板剪切力計算結(jié)果對比Fig.3 Comparison of ram shearing force between simulation and experiment results

3 井噴事故場景下剪切能力評估

3.1 井噴典型場景下剪切力

深水井噴事故場景下鉆桿承受的載荷主要來自地層高壓流體,鉆桿內(nèi)高壓流體的侵入使得鉆桿內(nèi)外產(chǎn)生巨大壓差,另外井內(nèi)鉆桿在溢流作用下也會承受較大的上頂力,當上頂力大于鉆桿自身重力和摩擦力時,鉆桿處于壓縮狀態(tài),反之則處于拉伸狀態(tài)[12]。深水井噴事故場景復(fù)雜,鉆桿除受軸向及內(nèi)外壓差載荷外,還可能存在扭轉(zhuǎn)作用力,使得鉆桿發(fā)生屈曲現(xiàn)象。參考“深水地平線”典型井噴事故場景[18],鉆桿軸向及內(nèi)外壓差載荷對鉆桿彎曲變形起主導作用,因此針對閘板防噴器的剪切過程,重點考慮這2種載荷。

選取鉆桿軸向壓縮載荷200 kN,鉆桿外壓8.0 MPa,內(nèi)壓15.0 MPa,通過計算得到閘板防噴器的剪切力,如圖4所示。

圖4 深水井噴事故場景下剪切力計算結(jié)果Fig.4 Caculation results of shearing force in deepwater blowout scenarios

由圖4可知,自然狀態(tài)下的閘板剪切力急劇增加至最大值,然后鉆桿材料逐漸破壞,剪切力先減小后增加,在鉆桿完全被剪斷的位置(位移為50 mm處),達到第二峰值,然后急劇降低。對于鉆桿處于復(fù)雜載荷條件下則不同,鉆桿材料受復(fù)合載荷的影響,剪切力呈現(xiàn)先增加后降低再增加的趨勢,在超過鉆桿中心軸位置(位移為40 mm處)剪切力達到最大值,同樣在閘板位移為50 mm處,鉆桿完全被剪斷。復(fù)雜載荷條件下閘板防噴器的剪切力明顯增加,其中下閘板的最大剪切力達到1 417.1 kN,比自然狀態(tài)下閘板最大剪切力增加10.7%。

示例鉆桿基于VonMises屈服強度準則給出的剪切力為1 288.1 kN[4]。然而這些計算結(jié)果表明,井噴事故場景下所需的實際剪切力大于防噴器制造商提供的值。因此在現(xiàn)場實際作業(yè)時,應(yīng)考慮井噴事故載荷影響,并計算井噴事故場景下鉆桿所需的剪切力。選擇合適的閘板防噴器可有效地提升深水井控作業(yè)的安全水平。

3.2 軸向載荷作用影響

以典型井噴場景下閘板剪切模型為基礎(chǔ),考慮井噴事故環(huán)境變化對鉆桿軸向載荷的影響,開展不同載荷工況下閘板剪切力分析,對不同軸向載荷(拉伸為正,壓縮為負)工況下剪切力進行對比。由于上下閘板剪切力的趨勢基本相同且下閘板剪切力略高,因此僅選取下閘板剪切力進行分析,結(jié)果如圖5所示。

圖5 不同鉆桿軸向載荷條件下剪切力影響Fig.5 Impact of shearing force under different axial loads

圖5(a)表明,鉆桿軸向載荷在-200～200 kN,剪切力的變化趨勢相似;當軸向載荷達到-400 kN時,由式(1)～(3)可知,鉆桿會發(fā)生彎曲變形,下閘板先接觸鉆桿然后將鉆桿推至井筒中心進行剪切。由于鉆桿受壓縮載荷,閘板位移達到98 mm時剪切力達到最大值。圖5(b)表明,鉆桿所需剪切力隨壓縮載荷增加急劇增加,當軸向壓縮載荷增至400 kN時,鉆桿剪切力增至1 547.3 kN,比不施加軸向載荷時提高15%,鉆桿壓縮載荷對鉆桿剪切有明顯的阻礙作用。與鉆桿壓縮狀態(tài)相反,當拉伸載荷為200 kN時,鉆桿剪切力最大值減少了3.6%,鉆桿拉伸時更易被剪斷,因此適當提高鉆桿的軸向拉伸載荷,有助于提高閘板剪切的成功率。

3.3 內(nèi)壓載荷作用影響

考慮深水井噴事故的壓力變化范圍,鉆桿外部壓力為8.0 MPa,不考慮軸向載荷作用,分別計算不同鉆桿內(nèi)壓條件下閘板防噴器的剪切力,計算結(jié)果如圖6所示。結(jié)果表明,隨鉆桿內(nèi)壓增加,閘板剪切力整體呈現(xiàn)增加趨勢。當鉆桿內(nèi)壓小于36 MPa時,閘板剪切力的整體變化趨勢比較相似,在閘板位移24 mm處閘板剪切力達到最大值;鉆桿內(nèi)壓為50 MPa時,鉆桿材料發(fā)生明顯的彈塑性變形,剪切力的變化趨勢與井噴典型場景下(圖4)閘板剪切力變化規(guī)律相似,最大值達到1 444.4 kN,比自然狀態(tài)下剪切力提高12.8%,說明鉆桿內(nèi)壓對于閘板剪切力增加有顯著影響。提供閘板剪切力時,需要結(jié)合工程實際條件,充分考慮地層壓力以及鉆桿載荷條件,適當提高閘板剪切力的安全系數(shù)。

圖6 不同鉆桿壓力條件下剪切力影響Fig.6 Impact of shearing force under different drill pipe pressures

4 閘板防噴器剪切能力提升

4.1 新型剪切閘板防噴器

考慮傳統(tǒng)閘板防噴器存在剪切區(qū)域不能完全覆蓋的缺陷,當鉆桿偏心超出閘板剪切刃的覆蓋區(qū)域,則會導致鉆桿剪切失敗。為克服以上問題,進一步提升閘板防噴器的剪切能力,在傳統(tǒng)閘板防噴器的結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上,通過參考國內(nèi)外閘板剪切刃的結(jié)構(gòu)形式[20],對閘板剪切刃進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計,提出一種新型閘板防噴器,如圖7所示。以18-314 in深水防噴器內(nèi)徑為例,將上下閘板剪切刃的結(jié)構(gòu)設(shè)計成“W”型,通過增加剪切刃的寬度實現(xiàn)防噴器內(nèi)徑全區(qū)域覆蓋,當鉆桿發(fā)生偏心或彎曲時,剪切刃弧型結(jié)構(gòu)可快速“卡住”鉆桿,完成閘板防噴器的剪切功能。

在傳統(tǒng)閘板防噴器剪切分析模型的基礎(chǔ)上,鉆桿基本參數(shù)保持不變,并位于井筒中心位置,不考慮鉆桿受復(fù)雜載荷作用,建立新型閘板防噴器剪切分析模型,閘板剪切力計算結(jié)果如圖8所示。

圖7 新型剪切閘板防噴器結(jié)構(gòu)Fig.7 New design structure of BOP shear rams

由圖8可知,新型閘板最大剪切力為1 131.6 kN,比傳統(tǒng)閘板防噴器最大剪切力減少11.6%,剪切力大幅降低,由于閘板剪切刃的弧形結(jié)構(gòu),使閘板剪切刃與鉆桿環(huán)形接觸,使得鉆桿斷口形貌接近圓形,減少鉆桿剪切過程中刃口與鉆桿的擠壓作用,避免鉆桿的撕裂挫斷過程,顯著地提升了閘板的剪切能力。

4.2 鉆桿偏心剪切分析

防噴器內(nèi)鉆桿可能沿任意方向發(fā)生偏心彎曲,當鉆桿偏心方向垂直閘板運動方向時,鉆桿會超出閘板的剪切范圍,重點考慮鉆桿垂直閘板運動方向的偏心剪切問題。選取鉆桿偏心180 mm工況進行分析,分別建立傳統(tǒng)剪切閘板和新型閘板的鉆桿剪切分析模型,計算結(jié)果如圖9所示。由圖9可知:當鉆桿偏心180 mm時,傳統(tǒng)閘板防噴器的結(jié)構(gòu)缺陷使部分鉆桿不能被剪斷,易引發(fā)后續(xù)的封井作業(yè)失敗;而優(yōu)化后的新型閘板可以實現(xiàn)井筒區(qū)域的全覆蓋,有效解決鉆桿的偏心問題,實現(xiàn)鉆桿偏心位置的剪切,提高閘板防噴器的剪切能力。

圖9 鉆桿偏心剪切計算結(jié)果Fig.9 Calculation results for off-center drill pipes

5 結(jié) 論

(1)剪斷鉆桿的截面收縮率和最大剪切力與試驗結(jié)果吻合,驗證了閘板防噴器剪切數(shù)值模型的準確性。

(2)井噴事故場景下，鉆桿內(nèi)壓與軸向載荷增加使得閘板剪切力急劇增加。在工程實際中應(yīng)考慮復(fù)雜載荷對剪切力的影響,選擇合適閘板防噴器,可有效提升深水井控作業(yè)的安全水平。

(3)閘板剪切刃的結(jié)構(gòu)是剪斷鉆桿的關(guān)鍵因素,傳統(tǒng)剪切閘板由于剪切刃寬度較窄,不能滿足鉆桿偏心剪切要求,新型閘板防噴器可以有效解決鉆桿偏心問題,閘板剪切刃的弧形設(shè)計使得閘板的剪切能力顯著提升。