閘板防噴器-竄動鉆桿動態(tài)剪切機理研究*

陳永勝 張鳳麗 王仕強,2 呂志陽 王金江

(1.中國石油大學(北京) 2.中國石油集團川慶鉆探工程有限公司安全環(huán)保質量監(jiān)督檢測研究院)

0 引 言

隨著石油鉆采環(huán)境逐漸向深水、超深水及非常規(guī)等方向邁進，作業(yè)工況變得極其惡劣。閘板防噴器作為井控設備中最重要的組成部分，在深水作業(yè)中與隔水管線連接組成一道安全屏障[1-2]，一旦工作失效，便有可能導致井噴事故的發(fā)生，同時也會在人力和財力等方面造成極大的損失[3]。剪切閘板作為閘板防噴器的重要部件之一，在緊急情況下通過液壓系統(tǒng)使高壓油進入兩側的油缸關閉腔[4]，推動上下剪切閘板向井口中心靠近，從而在閘板剪切刃的雙向剪切作用下使鉆桿截面節(jié)理擴展[5]，及時斷裂，實現(xiàn)井口密封功能[6-7]。然而，在實際極端工況下，鉆桿剪切失效情況時有發(fā)生，失效概率可達50%[8]。例如，在塔里木油田和重慶開縣發(fā)生的井噴事故，以及美國墨西哥灣的鉆井平臺井噴爆炸事件，主要是由于剪切閘板未安裝或者沒有及時發(fā)揮作用而導致的[9-10]，從而造成了嚴重的生態(tài)環(huán)境污染和巨大的經濟損失。

目前，國內外學者在閘板防噴器剪切機理方面做了大量工作，但大多都以閘板可正常切斷管柱為前提，對鉆桿靜態(tài)工況下的剪切進行分析研究[11]。LI T.等[12]提出了以Treace屈服準則、楔形體應力理論以及滑移線場理論來預測鉆桿所受剪切力大小的方法，建立了剪切力預測模型；A.TEKIN[13]通過有限元方法修正變形能理論剪切方程來計算剪切力大小，研究防噴器工作條件對剪切作業(yè)的影響；LIN T.J.等[14]仿真模擬了閘板剪切鉆桿的整個過程，分析了鉆桿在剪切過程中的應力分布情況以及斷裂原因；LIU Z.G.等[15]提出了一種基于微觀力學的延性斷裂模型，并采用擴展的Mohr-Coulomb(EMC)準則對鉆桿剪切斷裂進行了有效預測；劉冰等[16-17]建立了閘板剪切過程中的理論模型，對閘板自身應力以及鉆桿斷口凸起高度進行分析計算；韓傳軍等[18-19]與趙旭東等[20]等采用有限元顯式動力學模塊模擬不同尺寸結構的剪切閘板與各種類型鉆桿的剪切效果，分析剪切閘板的最優(yōu)結構參數。

在機械加工方面，有學者對合金材料在高應變率下的動態(tài)剪切特性及失效機理進行了研究[21]，但主要針對高應變率對材料剪切應力及失效參數的影響，相關理論研究無法應用在竄動鉆桿動態(tài)剪切機理的分析中。在鉆桿被剪斷過程中，鉆桿材料經歷了復雜的應力應變過程，同時涉及到彈性力學、塑性力學以及斷裂損傷等多學科方面的內容。此外，閘板防噴器組成部件較多，在工作過程中存在很多的不確定因素，導致其故障類型與失效形式較多[22-23]，主要包括機械類故障、功能類故障、化學類故障，以及密封失效、閘板總成封壓失效、閘板開關異常等失效形式[24-25]。因此，展開對多工況下的竄動鉆桿動態(tài)剪切機理研究非常重要。

1 剪切機理模型分析

1.1 鉆桿剪切變形分析

在鉆桿剪切過程中，剪切閘板依靠液壓系統(tǒng)提供的主推力運動，并且閘板主要在殼體的密閉腔室中運動，只保留了水平方向移動的自由度，因此在剪切過程中閘板的位移量不會因鉆桿竄動而發(fā)生變化。在閘板與鉆桿接觸剪切過程中，以上下剪切閘板的接觸端面為OXY面，以鉆桿軸向正方向為Z軸正方向，建立相應的空間坐標系，如圖1所示。根據采用的ISR雙V形整體式剪切閘板的形狀，為了便于研究閘板剪切點的運動軌跡，以閘板刃口垂線方向為X′軸方向，建立OX′Y′坐標系?？梢?，隨著閘板的切入，剪切點也會隨之變化。

圖1 閘板剪切鉆桿運動過程示意圖Fig.1 Schematic diagram of the movement process of ram shearing drill pipe

當剪切閘板未接觸鉆桿時，鉆桿在拉壓載荷的作用下處于向上竄動狀態(tài)，此時鉆桿應力主要由所受到的拉壓載荷產生。在剪切閘板剛接觸到鉆桿的瞬間，在閘板刃口與鉆桿接觸的地方出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象，如圖2所示。隨著剪切閘板的繼續(xù)推進，閘板對鉆桿的作用載荷會逐漸增加，且載荷作用方向主要指向鉆桿中心點。在鉆桿截面所受應力小于其彈性極限時，鉆桿會發(fā)生彈性變形而被擠壓，剪切處鉆桿截面會變?yōu)闄E圓形。由于處于竄動狀態(tài)，鉆桿會發(fā)生彈性壓縮、拉伸以及彎曲等復合變形。此時剪切閘板會稍微嵌入鉆桿表面中，并且在鉆桿竄動的影響下對其表面產生微量的破壞。此階段若閘板剪切作用力消失，鉆桿截面形狀可基本恢復原來的形狀。

圖2 鉆桿彈性變形應力分布Fig.2 Stress distribution of drill pipe with elastic deformation

隨著剪切閘板向鉆桿中心繼續(xù)推進，施加在鉆桿上的剪切力也隨之增加。當鉆桿受到的應力超過其屈服極限時，閘板剪切刃會稍微切入鉆桿截面中，并使鉆桿發(fā)生塑性變形，如圖3所示。鉆桿截面被閘板剪切而發(fā)生變形，閘板與鉆桿表面接觸增大，導致鉆桿所受的剪切應力在其表面相對均勻分布。由于鉆桿截面塑性變形程度增大以及材料加工硬化程度的加劇，此時鉆桿剪切變形抗力增加，鉆桿應力值會呈增長的趨勢，閘板剪切作用載荷也會隨之增大。

圖3 鉆桿塑性變形應力分布Fig.3 Stress distribution of drill pipe with plastic deformation

1.2 竄動鉆桿剪切應力計算

為了準確評估閘板防噴器的剪切性能，計算鉆桿剪切斷裂過程中的應力大小非常重要。在閘板剪切運動過程中，鉆桿會受到井下液體以及提升系統(tǒng)的作用而處于向上竄動狀態(tài)，此時鉆桿的受力分析如圖4所示。在OXY平面內，鉆桿受到閘板的垂直剪切力Fv而被擠壓剪切；在OXZ平面內，下端鉆桿在井下液體的影響下受到向上的壓力Fc，上端鉆桿受到井口提升系統(tǒng)提供的拉力Fl。

圖4 閘板剪切竄動鉆桿受力分析Fig.4 Force analysis of moving drill pipe when ram shearing

由以上分析可知，鉆桿在剪切過程中除了受到來自閘板的剪切力，還有在上下端表面施加的拉力與壓力，這需要綜合對其進行分析。文獻[26]以三參數廣義強度準則為基礎，結合鉆桿受力分析，構建適合竄動鉆桿應力計算的理論模型。由鉆桿受力情況可得其在各方向的應力情況如圖5所示。

圖5 鉆桿材料應力分布Fig.5 Stress distribution of drill pipe material

根據各參數之間的關系，可以定義為：

I1=σzz+σyy+σxx

(1)

(2)

式中：I1為材料應力球張量，MPa；J2為材料應力偏張量，MPa2。

首先，鉆桿材料的拉、壓強度不相等，則由拉壓單獨影響的雙參數強度準則來構造其等效函數，定義σm為等效應力，可得：

(3)

式中：m為鉆桿材料拉壓強度比系數，m=Xt/Xc；Xt為材料拉伸強度，MPa；Xc為材料壓縮強度，MPa。

(4)

(5)

2 仿真模型構建

2.1 鉆桿材料模型分析

在已提出的材料本構模型中，由于Johnson-Cook本構模型形式比較簡單，而且考慮了材料的應變速率和穩(wěn)定相關的塑性模型，適用于應變速率變化比較大的材料，并可應用于各種晶體結構，所以本文以Johnson-Cook本構模型作為基礎進行分析，此模型基礎函數如下式所示：

(6)

除此之外，閘板剪切還包含材料斷裂過程，建立的材料模型需要合理地模擬鉆桿材料的剪切斷裂過程，因此選用合適的斷裂準則是實現(xiàn)閘板剪切仿真模擬成功的關鍵。其中，對于Johnson-Cook本構模型描述金屬材料的剪切變形，即偏應力張量和偏應變張量之間的關系，其對應的失效應變函數為：

(7)

式中：εf為失效(塑性)應變；σ*為靜水壓力與等效應力的比值；D1～D5為失效模型參數，通常需要試驗來確定。

為了更好地擬合鉆桿的斷裂狀態(tài)，需要引入Shock EOS Linear狀態(tài)方程，此方程主要存在以下關系：

us=C1+S1up

(8)

式中：us為沖擊速度；up為粒子速度；C1為體積聲速，即us-up曲線的截距；S1為曲線斜率系數。

對于格林乃森系數Γ參數，存在以下關系：

Γ=2S1-1

(9)

一般來說，材料本構模型參數來源于機械試驗、文獻參考或者工程判斷。針對S135鉆桿材料，本文參考文獻[27]，其主要參數為：初始屈服應力A為1 021.896 MPa；硬化模量B為744.192 MPa；硬化指數n為0.55；應變率強化參數C為0.014；熱軟化指數m為1；熔化溫度Tm為1 520 ℃；失效參數D1～D5分別為0、0.5、-0.5、0、0；格林乃森系數Γ為1.66；體積聲速C1為4 578 m/s；曲線斜率系數S1為1.33。

2.2 剪切閘板有限元模型構建

運用SolidWorks軟件分別構建ISR雙V形整體式剪切閘板與直徑為127.0 mm(5 in)、壁厚為9.19 mm的S135鉆桿的三維模型，其中剪切閘板的V形夾角為160°，刃面傾角為75°。將裝配好的模型以標準格式導入到ANSYS LS-DYNA顯示動力學模塊中。其中，LS-DYNA模塊兼顧非線性動力有限元分析程序，能夠對大變形、損傷以及失效材料進行顯示、瞬態(tài)有限元分析，可以有效模擬仿真鉆桿在剪切過程中的變形以及應力應變過程。

本研究以鉆桿為研究對象，且以閘板可正常剪斷管柱為前提，因此將剪切閘板定義為剛性體、鉆桿定義為柔性體進行仿真分析。在模型網格劃分過程中，剪切閘板采用四面體網格單元進行劃分，并對閘板刃口接觸面區(qū)域進行網格細化；鉆桿則采用六面體網格單元進行劃分。其中，為了減小整體模型的網格數量，節(jié)約仿真計算空間，參考試驗剪切變形情況將鉆桿模型分為3段，由于鉆桿竄動使剪切斷口向下偏移，需要加長鉆桿下端剪切區(qū)域的長度，并對中間剪切區(qū)域進行網格細化。在模型網格細化過程中，主要采用網格尺寸、映射面網格以及接觸尺寸命令來控制閘板刃口區(qū)域、鉆桿截面網格層數以及表面接觸區(qū)域網格的大小，如圖6所示。

圖6 剪切閘板有限元仿真模型Fig.6 Finite element simulation model of shear ram

為了確定剪切閘板有限元模型的網格尺寸數量，且中間剪切區(qū)域為研究重點，需要對其進行網格無關性分析。首先，通過修改剪切區(qū)域模型網格的尺寸大小來控制其網格數量，并以模型剪切力峰值作為輸出參考，從而得到不同網格數量下的模型剪切力峰值變化曲線，如圖7所示。因此，中間剪切區(qū)域模型的網格數量需要控制在100 000左右即可，最終得到的整體模型網格總數量為162 426，節(jié)點數為118 389。

圖7 模型網格無關性分析Fig.7 Model grid independence analysis

在載荷約束邊界條件設定方面，剪切閘板只需要保留在X方向的移動，而其他方向上的自由度全部約束，并根據上下剪切閘板到鉆桿中心的距離，對閘板在X方向的位移量進行設定。對于鉆桿而言，需要根據工況進行約束設定。在鉆桿靜態(tài)剪切工況中，需要對鉆桿的上下表面進行固定約束，模擬鉆桿在井內的靜止狀態(tài)；而在鉆桿竄動剪切的工況下，需要在鉆桿的上下表面添加方向向上的力約束來模擬鉆桿竄動所受的拉壓力，從而實現(xiàn)鉆桿的竄動模擬，并通過改變力的大小來模擬不同的工況條件。最后，在邊界條件中添加Standard Earth Gravity指令來模擬鉆桿所受到的重力場影響，并使其作用方向指向Z軸的負方向。另外，根據閘板防噴器的額定工作壓力以及鉆桿截面面積，并通過公式F=PS可以求得鉆桿在井下所受的最大壓力大小，以此作為仿真工況條件的參考。在本次分析中所設定的仿真工況條件如表1所示。

表1 仿真工況條件Table 1 Simulated working conditions

3 結果分析及驗證

3.1 閘板剪切模型分析驗證

根據模型有限元仿真分析的結果，可得到鉆桿靜態(tài)剪切工況下的應力及模型剪切力變化曲線，如圖8所示。對比鉆桿應力及模型剪切力的變化過程，可將其分為以下4個階段：①在閘板接觸鉆桿之前，鉆桿應力及模型剪切力都趨近于0；②當閘板剛接觸鉆桿時，鉆桿主要發(fā)生彈性變形，應力及剪切力急劇增加，且與閘板接觸的地方應力最大；③隨著閘板繼續(xù)切入，鉆桿會發(fā)生塑性變形，此時鉆桿所受到的應力及剪切力增加速率相對緩慢，并逐漸趨近于峰值；④最后鉆桿在發(fā)生斷裂的過程中，其表面的裂紋從兩側尖端向中間延伸，最終導致完全斷裂，此時鉆桿所受應力及剪切力會有急劇下降的趨勢。之后由于斷裂后的鉆桿截面兩側尖端處變形較大，有向外側擴張恢復原狀的趨勢而一直存有殘余應力，導致斷裂之后的鉆桿應力不會降為0，而是在一定范圍內波動，但此時閘板與鉆桿之間的剪切作用消失，剪切力降為0。在閘板剪切過程中，各階段的鉆桿剪切變形情況如圖9所示。

圖8 鉆桿靜態(tài)剪切工況下的應力與剪切力變化曲線Fig.8 Stress and shear force curves of drill pipe under static shear condition

圖9 鉆桿剪切變形過程Fig.9 Shear deformation process of drill pipe

為了驗證剪切閘板有限元仿真模型的準確性，需要對閘板剪切鉆桿的過程進行試驗分析驗證，其中試驗裝置主要包括安裝有ISR雙V形整體式剪切閘板的單閘板防噴器、S135鉆桿以及液壓控制裝置，且剪切閘板的V形夾角、刃面傾角以及鉆桿的相關尺寸與構建的三維模型保持一致。在試驗過程中，將鉆桿垂直懸掛并穩(wěn)定在防噴器通孔中心位置，此時將液壓控制裝置中儲能器的壓力升到標準21 MPa；然后將旁通閥打到開位，操作三位四通閥，使液體通過管匯到達防噴器左右兩端的液缸中并作用在內部活塞端面上，從而推動剪切閘板向中間移動，完成最終的鉆桿剪切任務。最后，通過游標卡尺測量剪切后的鉆桿斷口尺寸，左右長徑為172.43 mm，上下短徑為50.02 mm；另外，通過LS-PrePost后處理軟件對仿真結果的鉆桿斷口尺寸進行測量，長徑為173.21 mm，短徑為49.30 mm。綜上，試驗剪切得到的鉆桿斷口形貌與仿真結果較為相似，其對比情況如圖10所示。

圖10 鉆桿斷口形貌對比Fig.10 Comparison of drill pipe fracture appearance

3.2 竄動鉆桿剪切模型分析

根據預設的竄動工況條件進行分析計算，得到鉆桿在不同竄動工況下的應力及模型剪切力變化曲線如圖11所示。

圖11 不同竄動工況下的鉆桿應力及剪切力變化曲線Fig.11 Stress and shear force curves of drill pipe under different moving conditions

與靜態(tài)工況下的鉆桿剪切過程相比，竄動工況下的鉆桿應力相對較大，但模型剪切力峰值反而減小。其中，在剪切閘板還未接觸鉆桿時，鉆桿應力主要由上下表面的拉壓載荷產生，且作用載荷越大，所受到的應力越大，但此時閘板與鉆桿無接觸作用，模型剪切力一直為0；在彈性變形階段，應力與模型剪切力都會迅速升高，并且竄動工況下的拉壓載荷越大，鉆桿應力增加的幅度會越大；在塑性變形階段，隨著閘板繼續(xù)切入，應力及剪切力緩慢增加，并逐漸趨近于峰值，但竄動工況下的拉壓載荷越大，模型剪切力峰值越?。粩嗔堰^程中，應力及模型剪切力都有下降的趨勢，由于鉆桿竄動導致剪切位置向下偏移，剪切力在下降的過程中會出現(xiàn)波動，完全斷裂時所需的閘板位移量也會增加，且竄動工況下的拉壓載荷越大，斷裂時所需的閘板位移量越大；最后，同樣由于鉆桿截面兩側存有殘余應力，斷裂之后的鉆桿應力仍在一定范圍內波動。

以鉆桿中間剪切區(qū)域的上端面為標記參考點，對比分析竄動工況下的鉆桿剪切過程如圖12所示。隨著閘板的切入，鉆桿斷口剪切位置逐漸向下偏移，且在其表面發(fā)生了一定程度的損傷，由于閘板在Z軸方向完全約束，所以該現(xiàn)象由鉆桿向上竄動運動導致。除此之外，鉆桿斷口處的裂紋從左右兩端向中間延伸，最終完全斷裂；之后由于上端鉆桿仍有拉力作用，而下端鉆桿被閘板阻擋，無法繼續(xù)向上竄動，導致上下兩端鉆桿發(fā)生分離。

圖12 竄動工況下的鉆桿剪切過程Fig.12 Shear process of drill pipe under moving condition

根據模型仿真分析結果，分別對比不同工況時上、下兩端鉆桿的斷口形貌，如圖13與圖14所示。與靜態(tài)剪切工況下的鉆桿斷口相比，隨著竄動工況下的拉壓載荷增大，鉆桿斷口處的損傷程度也會越大，其中，上端鉆桿表面的刮痕損傷主要由閘板剪切刃與其作用產生，同時導致下端鉆桿表面不平整。

圖13 不同工況下的上端鉆桿斷口形貌Fig.13 Fracture appearances of upper drill pipe under different working conditions

圖14 不同工況下的下端鉆桿斷口形貌Fig.14 Fracture appearances of lower drill pipe under different working conditions

選定竄動工況下拉壓載荷為100 kN的剪切模型，對不同閘板剪切速度下的模型進行分析計算，得到不同剪切速度工況下的鉆桿應力及剪切力變化曲線與斷口形貌圖如圖15與圖16所示。

圖15 不同剪切速度下的鉆桿應力及剪切力變化曲線Fig.15 Stress and shear force curves of drill pipe at different shear speeds

圖16 不同剪切速度下的鉆桿斷口形貌Fig.16 Fracture appearances of drill pipe at different shear speeds

對比分析可知，閘板剪切速度對鉆桿的應力及剪切力影響相對較小。其中，鉆桿應力之間的差距主要表現(xiàn)在彈性變形向塑性變形過渡的階段，之后便趨于一致，且剪切速度越小，此階段應力相對越大；模型剪切力峰值會隨著剪切速度的減小而出現(xiàn)小幅度的下降。另外，鉆桿的斷口形狀會受閘板模型剪切速度的影響，其中，模型剪切速度越小，鉆桿斷口截面處的張口越大，端面平整度越低。

3.3 理論模型驗證及分析

為了驗證竄動鉆桿應力計算理論模型的可靠性，首先需要確定模型中的參數，其中S135鉆桿的力學性能參數如表2所示。

表2 S135鉆桿材料力學性能Table 2 Mechanical properties of S135 drill pipe material

除了以上參數，還需確定鉆桿材料的壓縮強度Xc與剪切強度S。由于鉆桿材料為合金鋼，沒有可參考的壓縮強度參數，所以本研究運用有限元模擬鉆桿材料試樣的抗壓特性，得到鉆桿材料的壓縮強度為Xc=1 661 MPa；剪切強度可根據計算公式S=E/[2(1+υ)]求得。根據工程實踐與簡化計算方法，可取鉆桿受拉伸載荷方向的主應力σzz=σb，剪切平面切向應力τyx=S，將其代入竄動鉆桿的應力計算理論公式(5)中，可得到鉆桿在剪切過程中的最大應力值。將通過理論公式計算得到的應力值σm與有限元仿真計算得到的應力值σf進行對比分析驗證，如表3所示。

表3 理論計算與仿真結果對比Table 3 Comparison between theoretical calculations and simulation results

由此可得，由本文所構建的竄動鉆桿剪切理論模型計算出的應力數值與仿真分析得到的數據相對偏差小于10%，符合工程數據的相對偏差要求，從而驗證了理論模型的有效性及可靠性。

4 結 論

(1)突破了鉆桿靜態(tài)剪切機理研究方面的局限性，以竄動鉆桿為研究對象，在閘板可正常切入條件下，分析了鉆桿在剪切過程中的應力與剪切力變化規(guī)律、截面變形情況以及斷裂后的斷口形貌損傷程度，并應用三參數廣義強度準則構建了適用于竄動鉆桿應力計算的理論模型。

(2)以閘板可正常剪斷管柱為前提，采用有限元顯示動力學模塊對竄動工況下的鉆桿剪切過程進行模擬仿真，且獲得的鉆桿應力數據與理論模型計算出的數值相對偏差小于10%，滿足工程實踐的偏差要求，從而驗證了理論模型的可靠性和有效性。

(3)分析對比不同工況下的鉆桿應力及剪切力變化情況可得，竄動鉆桿在剪切過程中所受到的應力及剪切力會受上下端表面拉壓載荷的影響，其中，應力比靜態(tài)剪切工況下的大，而模型剪切力比靜態(tài)剪切工況下的小。

(4)隨著竄動工況下的拉壓載荷增大，鉆桿在彈性變形階段的應力增加幅值越大，上下兩端的斷口損傷程度會越嚴重，而模型剪切力峰值會減小，鉆桿完全斷裂時閘板的行程位移量會增大。另外，閘板剪切速度對鉆桿應力及剪切力的影響相對較小，其中，模型剪切速度越小，鉆桿在彈性變形階段的應力增加幅值越大，模型剪切力峰值會越小，而斷口截面處的張口越大，端面越粗糙。