敬佳佳，邱志禮，陳文斌，楊流川，何航宇，向 毅，陳小明

(1.西南石油大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，四川 成都 610500；2.西南石油大學(xué) 能源裝備研究院，四川 成都 610500；3.西南石油大學(xué) 油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610500；4.中石油川慶鉆探工程有限公司安全環(huán)保質(zhì)量監(jiān)督檢測(cè)研究院，四川 德陽(yáng) 618000；5.中石油西南油氣田公司川東北氣礦，四川 達(dá)州 635000)

0 引言

剪切閘板防噴器是油氣井鉆探過程中關(guān)鍵井控設(shè)備，若因剪切閘板的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不合理、油壓不匹配等造成關(guān)井失敗，將發(fā)生井噴等重大生產(chǎn)安全事故，造成嚴(yán)重經(jīng)濟(jì)損失并危及作業(yè)人員生命安全[1]。因此，其工作性能及可靠性是確保安全封井的關(guān)鍵。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)剪切閘板防噴器工作性能開展了大量研究工作。2012年，Koutsolelos[2]采用有限元仿真和改進(jìn)的摩爾庫(kù)倫準(zhǔn)則開展剪切閘板數(shù)值分析及裂縫參數(shù)測(cè)定實(shí)驗(yàn)。2014年，孟祥瑜等[3]利用Johnson-Cook模型以及有限元仿真分析模型，分析閘板在剪切過程中的應(yīng)力和應(yīng)變情況。黃顯萍[4]通過顯示動(dòng)力學(xué)仿真分析ISR、SBR剪切閘板的剪切性能。2015年，Tekin等[5]使用有限元方法模擬剪切閘板剪切鉆桿過程，并對(duì)剪切力進(jìn)行預(yù)測(cè)。Tang等[6]以雙閘板防噴器2FZ54-105為例對(duì)閘板防噴器本體的應(yīng)力分布規(guī)律進(jìn)行研究。2016年，趙維青[7]以von Mises準(zhǔn)則為基礎(chǔ)分析深水水下剪切閘板防噴器的原理以及剪切過程。2017年，劉冬等[8]利用ANASYS有限元仿真對(duì)深水閘板防噴器剪切油管過程的力學(xué)情況進(jìn)行分析。Liu等[9]利用擴(kuò)展摩爾-庫(kù)倫準(zhǔn)則對(duì)剪切閘板的剪切力進(jìn)行預(yù)測(cè)。2019年，王旭東等[10]基于壓應(yīng)力理論對(duì)閘板在剪切過程中的受力情況進(jìn)行分析。Lindley[11]對(duì)剪切閘板的剪切能力進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。劉冰等[12-13]通過塑性變形理論，結(jié)合數(shù)值模擬和剪切試驗(yàn)，研究剪切鉆桿斷口幾何形狀和影響因素。

雖然國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)剪切閘板防噴器開展了大量研究工作，但多集中在單一工況條件下。對(duì)于剪切閘板刃口和鉆桿應(yīng)力狀態(tài)、鉆桿斷口形貌等方面研究，未開展復(fù)雜工況條件對(duì)剪切力和油壓的影響規(guī)律研究，難以直接表征剪切閘板剪切性能和指導(dǎo)現(xiàn)場(chǎng)作業(yè)。因此，本文基于Shear Damage斷裂損傷模型，建立某新型35-70雙V型剪切閘板及9種不同規(guī)格的S135鉆桿力學(xué)仿真模型，利用顯示動(dòng)力學(xué)方法開展剪切過程仿真研究，揭示純剪切工況條件下(無壓差、無懸重)剪切力特征，以及懸重、內(nèi)外壓差等復(fù)雜工況條件對(duì)剪切力和油壓的影響規(guī)律。研究結(jié)果可為剪切閘板防噴器的油壓配置、結(jié)構(gòu)優(yōu)化、關(guān)井工藝改進(jìn)等提供關(guān)鍵技術(shù)支撐，具有一定理論研究和工程實(shí)用價(jià)值。

1 剪切閘板防噴器工作原理

如圖1所示，剪切閘板防噴器主要由缸蓋、油缸、殼體、側(cè)門、鎖緊軸、活塞、活塞桿、剪切閘板等組成。剪切閘板包括上閘板和下閘板。當(dāng)剪切閘板防噴器工作時(shí)，液控系統(tǒng)向左右對(duì)稱的2個(gè)油缸內(nèi)施加相應(yīng)的油壓，致使活塞及活塞桿推動(dòng)上下閘板向中心移動(dòng)并合攏，以實(shí)現(xiàn)對(duì)鉆桿剪切和井口密封。

圖1 剪切閘板防噴器結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of shear ram BOP

同時(shí)，在實(shí)際剪切過程中通常存在井壓，導(dǎo)致剪切閘板防噴器殼體內(nèi)帶壓，且鉆桿內(nèi)外可能存在壓差，對(duì)剪切閘板的剪切力產(chǎn)生影響，同時(shí)井壓又會(huì)對(duì)活塞桿產(chǎn)生反作用力，對(duì)油壓造成影響，如圖2所示。

圖2 剪切閘板防噴器液壓缸受力示意Fig.2 Schematic diagram for bearing force of hydraulic cylinder in shear ram BOP

由圖2可知，剪切閘板在剪切鉆桿時(shí)需克服的力主要是由井壓對(duì)活塞桿的反作用力和剪切鉆桿的剪切力組成，則順利剪切須滿足如式(1)所示條件：

P1A1≥F+P2A2

(1)

式中：A1為活塞有效承壓面積，mm2；A2為活塞桿面積，mm2；P1為液缸油壓，MPa；P2為井壓，MPa；F為閘板剪切鉆桿的剪切力，N。

本文研究的新型35-70雙V型閘板防噴器，其液壓缸額定油壓為21 MPa，活塞有效承壓面積約為84 430.3 mm2，活塞桿面積約為6 361.73 mm2，通過仿真計(jì)算可得到剪切力F，并結(jié)合式(1)可得到油壓。

2 仿真模型建立

2.1 剪切閘板幾何結(jié)構(gòu)

如圖3(a)為某新型35-70雙V型剪切閘板實(shí)物，其主要由上閘板和下閘板2部分組成。根據(jù)實(shí)際尺寸建模時(shí)，將一些不影響剪切受力的部分進(jìn)行簡(jiǎn)化處理，三維模型如圖3(b)所示。

圖3 新型35-70雙V型剪切閘板Fig.3 New 35-70 double V-shaped shear ram

2.2 本構(gòu)模型選擇

合理的本構(gòu)模型是準(zhǔn)確模擬剪切過程的基礎(chǔ)，也是保證仿真結(jié)果正確與可靠的前提。對(duì)金屬在大應(yīng)變、高應(yīng)變率、高溫環(huán)境下強(qiáng)度極限以及失效過程一般用Johnson-Cook本構(gòu)模型[14]描述，故選用該本構(gòu)模型，具體表達(dá)如式(2)所示：

(2)

S135鉆桿材料的Johnson-Cook模型參數(shù)如表1所示。合理的斷裂損傷模型可準(zhǔn)確預(yù)測(cè)斷口形貌。Shear Damage韌性斷裂準(zhǔn)則已成功運(yùn)用于沖裁、冷軋或剪切工藝中[15-17]，能較好地?cái)M合出實(shí)驗(yàn)結(jié)果，因此選擇Shear

表1 Johnson-Cook模型參數(shù)Table 1 Parameters of Johnson-Cook model

Damage韌性斷裂準(zhǔn)則，其具體表達(dá)如式(3)所示：

Csf=(ε0+∑Δγ)/εf

(3)

式中：Csf為斷裂臨界判斷值，當(dāng)Csf=1時(shí)產(chǎn)生裂紋；ε0為初始等效塑性應(yīng)變；Δγ為等效塑性應(yīng)變?cè)隽?；εf為斷裂時(shí)等效塑性應(yīng)變,由文獻(xiàn)[4]可知斷裂時(shí)的塑性應(yīng)變?chǔ)舊=0.2。

2.3 有限元剪切模型建立

按表2所示設(shè)置剪切閘板及鉆桿的材料屬性，分別采用C3D4四面體單元和C3D8R六面體單元對(duì)剪切閘板和鉆桿進(jìn)行網(wǎng)格劃分，劃分結(jié)果為上閘板單元數(shù)54 266個(gè)，下閘板單元數(shù)53 320個(gè)，鉆桿單元數(shù)123 228個(gè)，網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖4所示。

表2 S135鉆桿及剪切閘板材料性能Table 2 Material properties of S135 drill pipe and shear ram

圖4 S135鉆桿及剪切閘板網(wǎng)格劃分結(jié)果Fig.4 Results of mesh division of S135 drill pipe and shear ram

實(shí)際剪切時(shí)，上下閘板約是以20 mm/s速度向防噴器中心合攏，計(jì)算時(shí)采用速度邊界條件。同時(shí)，為方便添加邊界條件和獲得剪切力，在剪切閘板后端面設(shè)置參考點(diǎn)，并在X方向施加20 mm/s的速度，YZ方向施加全約束；對(duì)鉆桿上端XY方向約束其平動(dòng)自由度，下端保持自由，以模擬其懸掛狀態(tài)。摩擦系數(shù)選用鋼與鋼的通用摩擦系數(shù)0.15。

2.4 剪切模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證仿真模型正確性，以Φ127 mm(5 in壁厚9.19 mm)規(guī)格鉆桿為例，設(shè)定鉆桿內(nèi)外壓力均為35 MPa，將仿真結(jié)果同現(xiàn)場(chǎng)剪切的斷口形貌、剪切力及油壓進(jìn)行對(duì)比分析。

如圖5所示為上半部分和下半部分鉆桿剪切斷口形貌對(duì)比，由圖5可知，上部分鉆桿斷口呈菱形，下部分鉆桿斷口呈橢圓形，且上半部分鉆桿兩側(cè)有較大應(yīng)力集中區(qū)域，導(dǎo)致鉆桿斷口兩側(cè)開裂，仿真結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)斷口形貌一致。

同時(shí)，通過仿真得到仿真油壓和剪切力，與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比如表3所示。由表3可知，油壓仿真結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)結(jié)果相對(duì)誤差約為3%。斷口形貌及油壓的對(duì)比結(jié)果表明本文仿真模型及研究方法具備一定準(zhǔn)確性。

3 剪切過程分析

本文對(duì)9種不同規(guī)格S135鉆桿進(jìn)行數(shù)值仿真模擬，鉆桿結(jié)構(gòu)參數(shù)如表4所示。依據(jù)仿真結(jié)果可知9種規(guī)格鉆桿的剪切過程及斷口形貌基本相同。以鉆井中常用的Φ139.5 mm(5in壁厚10.54 mm)規(guī)格鉆桿為例進(jìn)行剪切分析，如圖6所示。其剪切過程主要分為3個(gè)階段：首先是剪切閘板靠近并接觸鉆桿；其次是閘板刃口不斷擠壓鉆桿，使其產(chǎn)生塑性變形、裂紋和頸縮；最后是刃口進(jìn)入鉆桿環(huán)空區(qū)，完成對(duì)鉆桿的剪切。

圖5 上半部分和下半部分鉆桿剪切斷口形貌對(duì)比Fig.5 Comparison on fracture morphology of drill pipe

表3 實(shí)驗(yàn)值與仿真值對(duì)比Table 3 Comparison of experimental values and simulation values

表4 不同規(guī)格S135鉆桿結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 4 Structure parameters of S135 drill pipe with different specifications

圖6 鉆桿剪切過程仿真結(jié)果Fig.6 Simulation results of drill pipe shearing process

4 剪切力及油壓特征分析

4.1 剪切力特征分析

通過仿真得到在純剪切工況條件下(無壓差、無懸重)，9種不同規(guī)格鉆桿剪切力的時(shí)間歷程結(jié)果，如圖7所示?？傮w上看，剪切力隨著鉆桿尺寸增大而增大，且各鉆桿剪切力隨時(shí)間增加的變化趨勢(shì)基本一致：先逐漸增加再急劇下降為0。同時(shí)，與上文剪切過程時(shí)間歷程對(duì)照分析可發(fā)現(xiàn)：最大剪切力出現(xiàn)在剪切閘板將鉆桿壓扁的過程中，但由于鉆桿外徑不同，剪切閘板與鉆桿發(fā)生接觸的起始時(shí)間亦不同，導(dǎo)致最大值出現(xiàn)時(shí)間有相應(yīng)變化。

圖7 9種不同規(guī)格鉆桿剪切力隨時(shí)間變化結(jié)果Fig.7 Shear force variation results of 9 drill pipes with different specifications over time

4.2 剪切力的理論值與仿真值對(duì)比分析

為方便工程中剪切力及油壓估算，楊永寧等[18]根據(jù)von Mises屈服準(zhǔn)則建立閘板剪切力的理論模型，如式(4)所示。

(4)

式中：σs為材料屈服極限，MPa；R為鉆桿外徑，mm；r為鉆桿內(nèi)徑，mm。利用該理論模型可估算獲得9種鉆桿最大剪切力，并與仿真值進(jìn)行對(duì)比，如圖8所示。

圖8 鉆桿最大剪切力理論值與仿真值對(duì)比Fig.8 Comparison on theoretical and simulated values of maximum shear force of drill pipe

由圖8可知，理論模型式(4)的計(jì)算值均大于仿真值。同時(shí)，由圖7可知，最大剪切力出現(xiàn)在鉆桿被壓扁的過程中，與剛度強(qiáng)相關(guān)，而理論模型式(4)僅考慮鉆桿截面積，既未考慮鉆桿內(nèi)外徑、壁厚等剛度參量，亦未考慮剪切閘板刃口尺寸等因素對(duì)剪切力的影響，導(dǎo)致理論值有45%左右的平均誤差，其現(xiàn)象和規(guī)律與文獻(xiàn)[18]的研究結(jié)論一致。

為提高該理論模型的計(jì)算精度，本文引入修正系數(shù)C對(duì)式(4)進(jìn)行修正，如式(5)所示。

(5)

通過線性擬合方法，利用仿真值可得到C=0.664 7，并將修正后的理論值與仿真值進(jìn)行對(duì)比，如圖9所示。

圖9 鉆桿最大剪切力修正值與仿真值對(duì)比Fig.9 Comparison of correction values and simulation values of maximum shear force of drill pipe

由圖9可知，修正后的理論值更接近仿真值，平均誤差<10%。而在實(shí)際工程中為保證順利剪切，油壓存在20%以上余量，該誤差滿足實(shí)際工程需求。因此，該修正系數(shù)的引入可為工程應(yīng)用提供1種更準(zhǔn)確的剪切力估算方法。

4.3 懸重對(duì)剪切性能的影響

在實(shí)際剪切過程中，被剪切鉆桿下面通常懸掛著不同長(zhǎng)度的下部鉆具，會(huì)對(duì)整個(gè)系統(tǒng)產(chǎn)生1個(gè)向下的拉力。為研究該拉力對(duì)剪切力的影響規(guī)律，在上文鉆桿仿真模型下端面施加向下的拉力，分析不同懸重對(duì)該閘板剪切性能的影響規(guī)律。不同長(zhǎng)度、規(guī)格的鉆桿懸重如表5所示。同時(shí)，此工況條件下井壓P2=0，根據(jù)式(1)計(jì)算得到油壓，將所得剪切力和油壓與純剪切時(shí)進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果如圖10所示。

表5 不同長(zhǎng)度、規(guī)格S315鉆桿懸重Table 5 Suspension weights of S135 drill pipe with different lengths and specifications t

圖10 懸重對(duì)剪切力及油壓的影響Fig.10 Influence of suspension weight on shear force and oil pressure

由圖10可知，剪切力和油壓均隨著懸重增加呈下降趨勢(shì)，即懸重有助于剪切，但懸重對(duì)2in和2in 2種規(guī)格鉆桿剪切力及油壓的影響較小。這是因?yàn)椋河缮衔目芍畲蠹羟辛Τ霈F(xiàn)在鉆桿壓扁的過程中，而該過程與鉆桿剛度有關(guān)，2in和2in規(guī)格鉆桿相比其余大尺寸鉆桿剛度更大，因此懸重對(duì)這2種規(guī)格鉆桿的最大剪切力影響相對(duì)較小。同時(shí)，當(dāng)鉆桿長(zhǎng)度小于3 000 m時(shí)，剪切力及油壓下降較不明顯，下降量基本在10%以內(nèi)；當(dāng)鉆桿長(zhǎng)度大于3 000 m的時(shí)，剪切力和油壓隨懸重增加下降明顯，平均下降約15.57%，其中4 in(壁厚8.38 mm)規(guī)格鉆桿在5 000 m長(zhǎng)度時(shí)下降最大，下降約47%。另外，由圖10(b)及后文可知，該閘板在有懸重剪切5in(壁厚14.50 mm)規(guī)格鉆桿，在內(nèi)壓大于外壓時(shí)，剪切5in(壁厚10.54 mm)、5 in(壁厚12.70 mm)規(guī)格鉆桿會(huì)出現(xiàn)油壓大于21 MPa(防噴器液壓系統(tǒng)能提供的額定油壓)的情況，因此為保證順利剪切，當(dāng)油壓超過21 MPa應(yīng)配置增壓缸。

4.4 井壓對(duì)剪切性能的影響

實(shí)際剪切過程中，井內(nèi)通常存在一定壓力，若鉆桿內(nèi)外壓力一致，則剪切力不會(huì)受影響，僅活塞桿會(huì)受到井壓的反作用力，通過式(1)可直接計(jì)算出實(shí)際所需油壓；若鉆桿存在內(nèi)外壓差，則剪切力將會(huì)受影響。因此，本文分析鉆桿內(nèi)壓大于外壓與內(nèi)壓小于外壓2種工況條件對(duì)該閘板剪切性能的影響。

4.4.1 內(nèi)壓大于外壓

通過設(shè)定鉆桿外壓為10 MPa，鉆桿內(nèi)壓分別為20，30，40，60，80 MPa，分析存在內(nèi)壓差時(shí)該閘板的剪切性能，并與純剪切工況條件(即壓差為0 MPa)下的數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖11所示。

圖11 壓差對(duì)剪切力和油壓影響(內(nèi)壓>外壓)Fig.11 Influence of pressure difference on shear force and oil pressure (internal pressure > external pressure)

由圖11可知，當(dāng)鉆桿內(nèi)壓大于外壓時(shí)，剪切力和油壓均隨壓差值增大呈上升趨勢(shì)，剪切力平均增加15.57%，油壓平均增加21.67%。其中2in規(guī)格鉆桿在外壓差為70 MPa的工況條件下增加最大，剪切力約增加41.29%，油壓增加約52.26%。這是因?yàn)椋河墒?1)可知，剪切油壓P1受井壓P2和剪切力F因素影響，井壓P2既有直接增加活塞反作用力的效果，即增加P1，同時(shí)在內(nèi)壓大于外壓時(shí)，內(nèi)壓有加強(qiáng)鉆桿剛度、阻止鉆桿壓扁的作用，即進(jìn)一步增大剪切力F，故最終導(dǎo)致P1呈上升趨勢(shì)。

4.4.2 內(nèi)壓小于外壓

通過設(shè)定鉆桿內(nèi)壓為10 MPa，鉆桿外壓分別為20，30，40，60，80 MPa，分析存在外壓差時(shí)該閘板的剪切性能，并與純剪切工況條件(即壓差為0 MPa)下的數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，其仿真結(jié)果如圖12所示。

圖12 壓差對(duì)剪切力和油壓影響(內(nèi)壓<外壓)Fig.12 Influence of pressure difference on shear force and oil pressure (internal pressure < external pressure)

由圖12(a)可知，在內(nèi)壓小于外壓工況條件下，剪切力隨壓差增大而減小，平均減少約13.25%，其中5in(壁厚14.50 mm)規(guī)格鉆桿減少最多，減少約38.26%。由圖12(b)可知，5in(壁厚14.50 mm)、5 in(壁厚12.70 mm)規(guī)格鉆桿所需剪切油壓隨壓差增大呈先增加后減小趨勢(shì)，5in(壁厚10.54 mm)規(guī)格鉆桿趨勢(shì)基本不變，其余鉆桿油壓均呈上升趨勢(shì)，平均增加約21.85%。這是因?yàn)椋河墒?1)可知，井壓P2既有直接增加活塞反作用力的效果，即增加油壓P1；同時(shí)在內(nèi)壓小于外壓時(shí)，井壓P2有促進(jìn)壓扁鉆桿的作用，即降低剪切力F，故油壓P1的最終變化取決于2種因素的綜合影響。其中，5in(壁厚14.50 mm)、5 in(壁厚12.70 mm)規(guī)格鉆桿剛度相對(duì)較小，對(duì)井壓P2的壓扁效果更加敏感。因而，當(dāng)外壓差較小時(shí)，剪切力F下降程度小于井壓帶來活塞反作用力的影響程度，導(dǎo)致油壓P1呈上升趨勢(shì)；當(dāng)外壓差較大時(shí)，剪切力F的下降程度大于井壓帶來活塞反作用力的影響程度，導(dǎo)致油壓下降。

5 結(jié)論

1)剪切閘板剪切鉆桿的過程主要分為：接觸、擠壓變形和剪斷3個(gè)階段。雙V型閘板對(duì)不同鉆桿有較好適應(yīng)性，能夠剪斷不同尺寸鉆桿。

2)在純剪切工況條件下(無壓差、無懸重)，剪切力隨時(shí)間增加的變化規(guī)律為先逐漸增加再急劇下降為0，其最大剪切力出現(xiàn)在鉆桿壓扁的過程中，與鉆桿剛度相關(guān)度較大，因此3in鉆桿最大剪切力大于4 in鉆桿。

3)在有懸重工況條件下，剪切力和油壓隨懸重增加而降低，即懸重有助于剪切，且鉆桿長(zhǎng)度大于3 000 m后影響更為顯著。懸重對(duì)小尺寸、大剛度規(guī)格鉆桿影響較小。

4)在鉆桿內(nèi)壓大于外壓工況條件下，剪切力和油壓隨壓差增大均呈上升趨勢(shì)；在鉆桿內(nèi)壓小于外壓工況條件下，剪切力隨壓差增大而減小，對(duì)油壓而言，5in(壁厚14.50 mm)、5 in(壁厚12.70 mm)鉆桿油壓隨壓差增大呈先增加后減小趨勢(shì)，5in(壁厚10.54 mm)規(guī)格鉆桿油壓隨壓差基本無明顯變化，其余鉆桿油壓隨壓差增大呈上升趨勢(shì)。從總體趨勢(shì)來看，有井壓工況不利于鉆桿剪切。