陳永勝 張鳳麗 王仕強(qiáng),2 呂志陽(yáng) 王金江

(1.中國(guó)石油大學(xué)(北京) 2.中國(guó)石油集團(tuán)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)

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(jìn)，作業(yè)工況變得極其惡劣。閘板防噴器作為井控設(shè)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(dǎo)致井噴事故的發(fā)生，同時(shí)也會(huì)在人力和財(cái)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(guò)液壓系統(tǒng)使高壓油進(jìn)入兩側(cè)的油缸關(guān)閉腔[4]，推動(dòng)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(kuò)展[5]，及時(shí)斷裂，實(shí)現(xiàn)井口密封功能[6-7]。然而，在實(shí)際極端工況下，鉆桿剪切失效情況時(shí)有發(fā)生，失效概率可達(dá)50%[8]。例如，在塔里木油田和重慶開(kāi)縣發(fā)生的井噴事故，以及美國(guó)墨西哥灣的鉆井平臺(tái)井噴爆炸事件，主要是由于剪切閘板未安裝或者沒(méi)有及時(shí)發(fā)揮作用而導(dǎo)致的[9-10]，從而造成了嚴(yán)重的生態(tài)環(huán)境污染和巨大的經(jīng)濟(jì)損失。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者在閘板防噴器剪切機(jī)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(duì)鉆桿靜態(tài)工況下的剪切進(jìn)行分析研究[11]。LI T.等[12]提出了以Treace屈服準(zhǔn)則、楔形體應(yīng)力理論以及滑移線場(chǎng)理論來(lái)預(yù)測(cè)鉆桿所受剪切力大小的方法，建立了剪切力預(yù)測(cè)模型；A.TEKIN[13]通過(guò)有限元方法修正變形能理論剪切方程來(lái)計(jì)算剪切力大小，研究防噴器工作條件對(duì)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(gè)過(guò)程，分析了鉆桿在剪切過(guò)程中的應(yīng)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(xué)的延性斷裂模型，并采用擴(kuò)展的Mohr-Coulomb(EMC)準(zhǔn)則對(duì)鉆桿剪切斷裂進(jìn)行了有效預(yù)測(cè)；劉冰等[16-17]建立了閘板剪切過(guò)程中的理論模型，對(duì)閘板自身應(yīng)力以及鉆桿斷口凸起高度進(jìn)行分析計(jì)算；韓傳軍等[18-19]與趙旭東等[20]等采用有限元顯式動(dòng)力學(xué)模塊模擬不同尺寸結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)參數(shù)。

在機(jī)械加工方面，有學(xué)者對(duì)合金材料在高應(yīng)變率下的動(dòng)態(tài)剪切特性及失效機(jī)理進(jìn)行了研究[21]，但主要針對(duì)高應(yīng)變率對(duì)材料剪切應(yīng)力及失效參數(shù)的影響，相關(guān)理論研究無(wú)法應(yīng)用在竄動(dòng)鉆桿動(dòng)態(tài)剪切機(jī)理的分析中。在鉆桿被剪斷過(guò)程中，鉆桿材料經(jīng)歷了復(fù)雜的應(yīng)力應(yīng)變過(guò)程，同時(shí)涉及到彈性力學(xué)、塑性力學(xué)以及斷裂損傷等多學(xué)科方面的內(nèi)容。此外，閘板防噴器組成部件較多，在工作過(guò)程中存在很多的不確定因素，導(dǎo)致其故障類型與失效形式較多[22-23]，主要包括機(jī)械類故障、功能類故障、化學(xué)類故障，以及密封失效、閘板總成封壓失效、閘板開(kāi)關(guān)異常等失效形式[24-25]。因此，展開(kāi)對(duì)多工況下的竄動(dòng)鉆桿動(dòng)態(tài)剪切機(jī)理研究非常重要。

1 剪切機(jī)理模型分析

1.1 鉆桿剪切變形分析

在鉆桿剪切過(guò)程中，剪切閘板依靠液壓系統(tǒng)提供的主推力運(yùn)動(dòng)，并且閘板主要在殼體的密閉腔室中運(yùn)動(dòng)，只保留了水平方向移動(dòng)的自由度，因此在剪切過(guò)程中閘板的位移量不會(huì)因鉆桿竄動(dòng)而發(fā)生變化。在閘板與鉆桿接觸剪切過(guò)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?yàn)閆軸正方向，建立相應(yīng)的空間坐標(biāo)系，如圖1所示。根據(jù)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(diǎn)的運(yùn)動(dòng)軌跡，以閘板刃口垂線方向?yàn)閄′軸方向，建立OX′Y′坐標(biāo)系?？梢?jiàn)，隨著閘板的切入，剪切點(diǎn)也會(huì)隨之變化。

圖1 閘板剪切鉆桿運(yùn)動(dòng)過(guò)程示意圖Fig.1 Schematic diagram of the movement process of ram shearing drill pipe

當(dāng)剪切閘板未接觸鉆桿時(shí)，鉆桿在拉壓載荷的作用下處于向上竄動(dòng)狀態(tài)，此時(shí)鉆桿應(yīng)力主要由所受到的拉壓載荷產(chǎn)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(yīng)力集中現(xiàn)象，如圖2所示。隨著剪切閘板的繼續(xù)推進(jìn)，閘板對(duì)鉆桿的作用載荷會(huì)逐漸增加，且載荷作用方向主要指向鉆桿中心點(diǎn)。在鉆桿截面所受應(yīng)力小于其彈性極限時(shí)，鉆桿會(huì)發(fā)生彈性變形而被擠壓，剪切處鉆桿截面會(huì)變?yōu)闄E圓形。由于處于竄動(dòng)狀態(tài)，鉆桿會(huì)發(fā)生彈性壓縮、拉伸以及彎曲等復(fù)合變形。此時(shí)剪切閘板會(huì)稍微嵌入鉆桿表面中，并且在鉆桿竄動(dòng)的影響下對(duì)其表面產(chǎn)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(fù)原來(lái)的形狀。

圖2 鉆桿彈性變形應(yīng)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(jìn)，施加在鉆桿上的剪切力也隨之增加。當(dāng)鉆桿受到的應(yīng)力超過(guò)其屈服極限時(shí)，閘板剪切刃會(huì)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(dǎo)致鉆桿所受的剪切應(yīng)力在其表面相對(duì)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(shí)鉆桿剪切變形抗力增加，鉆桿應(yīng)力值會(huì)呈增長(zhǎng)的趨勢(shì)，閘板剪切作用載荷也會(huì)隨之增大。

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

1.2 竄動(dòng)鉆桿剪切應(yīng)力計(jì)算

為了準(zhǔn)確評(píng)估閘板防噴器的剪切性能，計(jì)算鉆桿剪切斷裂過(guò)程中的應(yīng)力大小非常重要。在閘板剪切運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，鉆桿會(huì)受到井下液體以及提升系統(tǒng)的作用而處于向上竄動(dòng)狀態(tài)，此時(shí)鉆桿的受力分析如圖4所示。在OXY平面內(nèi)，鉆桿受到閘板的垂直剪切力Fv而被擠壓剪切；在OXZ平面內(nèi)，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(dòng)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(guò)程中除了受到來(lái)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(duì)其進(jìn)行分析。文獻(xiàn)[26]以三參數(shù)廣義強(qiáng)度準(zhǔn)則為基礎(chǔ)，結(jié)合鉆桿受力分析，構(gòu)建適合竄動(dòng)鉆桿應(yīng)力計(jì)算的理論模型。由鉆桿受力情況可得其在各方向的應(yīng)力情況如圖5所示。

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

根據(jù)各參數(shù)之間的關(guān)系，可以定義為：

I1=σzz+σyy+σxx

(1)

(2)

式中：I1為材料應(yīng)力球張量，MPa；J2為材料應(yīng)力偏張量，MPa2。

首先，鉆桿材料的拉、壓強(qiáng)度不相等，則由拉壓?jiǎn)为?dú)影響的雙參數(shù)強(qiáng)度準(zhǔn)則來(lái)構(gòu)造其等效函數(shù)，定義σm為等效應(yīng)力，可得：

(3)

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

(4)

(5)

2 仿真模型構(gòu)建

2.1 鉆桿材料模型分析

在已提出的材料本構(gòu)模型中，由于Johnson-Cook本構(gòu)模型形式比較簡(jiǎn)單，而且考慮了材料的應(yīng)變速率和穩(wěn)定相關(guān)的塑性模型，適用于應(yīng)變速率變化比較大的材料，并可應(yīng)用于各種晶體結(jié)構(gòu)，所以本文以Johnson-Cook本構(gòu)模型作為基礎(chǔ)進(jìn)行分析，此模型基礎(chǔ)函數(shù)如下式所示：

(6)

除此之外，閘板剪切還包含材料斷裂過(guò)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(guò)程，因此選用合適的斷裂準(zhǔn)則是實(shí)現(xiàn)閘板剪切仿真模擬成功的關(guān)鍵。其中，對(duì)于Johnson-Cook本構(gòu)模型描述金屬材料的剪切變形，即偏應(yīng)力張量和偏應(yīng)變張量之間的關(guān)系，其對(duì)應(yīng)的失效應(yīng)變函數(shù)為：

(7)

式中：εf為失效(塑性)應(yīng)變；σ*為靜水壓力與等效應(yīng)力的比值；D1～D5為失效模型參數(shù)，通常需要試驗(yàn)來(lái)確定。

為了更好地?cái)M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(guān)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(shù)。

對(duì)于格林乃森系數(shù)Γ參數(shù)，存在以下關(guān)系：

Γ=2S1-1

(9)

一般來(lái)說(shuō)，材料本構(gòu)模型參數(shù)來(lái)源于機(jī)械試驗(yàn)、文獻(xiàn)參考或者工程判斷。針對(duì)S135鉆桿材料，本文參考文獻(xiàn)[27]，其主要參數(shù)為：初始屈服應(yīng)力A為1 021.896 MPa；硬化模量B為744.192 MPa；硬化指數(shù)n為0.55；應(yīng)變率強(qiáng)化參數(shù)C為0.014；熱軟化指數(shù)m為1；熔化溫度Tm為1 520 ℃；失效參數(shù)D1～D5分別為0、0.5、-0.5、0、0；格林乃森系數(shù)Γ為1.66；體積聲速C1為4 578 m/s；曲線斜率系數(shù)S1為1.33。

2.2 剪切閘板有限元模型構(gòu)建

運(yùn)用SolidWorks軟件分別構(gòu)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(biāo)準(zhǔn)格式導(dǎo)入到ANSYS LS-DYNA顯示動(dòng)力學(xué)模塊中。其中，LS-DYNA模塊兼顧非線性動(dòng)力有限元分析程序，能夠?qū)Υ笞冃?、損傷以及失效材料進(jìn)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(guò)程中的變形以及應(yīng)力應(yīng)變過(guò)程。

本研究以鉆桿為研究對(duì)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(jìn)行仿真分析。在模型網(wǎng)格劃分過(guò)程中，剪切閘板采用四面體網(wǎng)格單元進(jìn)行劃分，并對(duì)閘板刃口接觸面區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化；鉆桿則采用六面體網(wǎng)格單元進(jìn)行劃分。其中，為了減小整體模型的網(wǎng)格數(shù)量，節(jié)約仿真計(jì)算空間，參考試驗(yàn)剪切變形情況將鉆桿模型分為3段，由于鉆桿竄動(dòng)使剪切斷口向下偏移，需要加長(zhǎng)鉆桿下端剪切區(qū)域的長(zhǎng)度，并對(duì)中間剪切區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化。在模型網(wǎng)格細(xì)化過(guò)程中，主要采用網(wǎng)格尺寸、映射面網(wǎng)格以及接觸尺寸命令來(lái)控制閘板刃口區(qū)域、鉆桿截面網(wǎng)格層數(shù)以及表面接觸區(qū)域網(wǎng)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(wǎng)格尺寸數(shù)量，且中間剪切區(qū)域?yàn)檠芯恐攸c(diǎn)，需要對(duì)其進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析。首先，通過(guò)修改剪切區(qū)域模型網(wǎng)格的尺寸大小來(lái)控制其網(wǎng)格數(shù)量，并以模型剪切力峰值作為輸出參考，從而得到不同網(wǎng)格數(shù)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(wǎng)格數(shù)量需要控制在100 000左右即可，最終得到的整體模型網(wǎng)格總數(shù)量為162 426，節(jié)點(diǎn)數(shù)為118 389。

圖7 模型網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析Fig.7 Model grid independence analysis

在載荷約束邊界條件設(shè)定方面，剪切閘板只需要保留在X方向的移動(dòng)，而其他方向上的自由度全部約束，并根據(jù)上下剪切閘板到鉆桿中心的距離，對(duì)閘板在X方向的位移量進(jìn)行設(shè)定。對(duì)于鉆桿而言，需要根據(jù)工況進(jìn)行約束設(shè)定。在鉆桿靜態(tài)剪切工況中，需要對(duì)鉆桿的上下表面進(jìn)行固定約束，模擬鉆桿在井內(nèi)的靜止?fàn)顟B(tài)；而在鉆桿竄動(dòng)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(lái)模擬鉆桿竄動(dòng)所受的拉壓力，從而實(shí)現(xiàn)鉆桿的竄動(dòng)模擬，并通過(guò)改變力的大小來(lái)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(lái)模擬鉆桿所受到的重力場(chǎng)影響，并使其作用方向指向Z軸的負(fù)方向。另外，根據(jù)閘板防噴器的額定工作壓力以及鉆桿截面面積，并通過(guò)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(shè)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(jié)果分析及驗(yàn)證

3.1 閘板剪切模型分析驗(yàn)證

根據(jù)模型有限元仿真分析的結(jié)果，可得到鉆桿靜態(tài)剪切工況下的應(yīng)力及模型剪切力變化曲線，如圖8所示。對(duì)比鉆桿應(yīng)力及模型剪切力的變化過(guò)程，可將其分為以下4個(gè)階段：①在閘板接觸鉆桿之前，鉆桿應(yīng)力及模型剪切力都趨近于0；②當(dāng)閘板剛接觸鉆桿時(shí)，鉆桿主要發(fā)生彈性變形，應(yīng)力及剪切力急劇增加，且與閘板接觸的地方應(yīng)力最大；③隨著閘板繼續(xù)切入，鉆桿會(huì)發(fā)生塑性變形，此時(shí)鉆桿所受到的應(yīng)力及剪切力增加速率相對(duì)緩慢，并逐漸趨近于峰值；④最后鉆桿在發(fā)生斷裂的過(guò)程中，其表面的裂紋從兩側(cè)尖端向中間延伸，最終導(dǎo)致完全斷裂，此時(shí)鉆桿所受應(yīng)力及剪切力會(huì)有急劇下降的趨勢(shì)。之后由于斷裂后的鉆桿截面兩側(cè)尖端處變形較大，有向外側(cè)擴(kuò)張恢復(fù)原狀的趨勢(shì)而一直存有殘余應(yīng)力，導(dǎo)致斷裂之后的鉆桿應(yīng)力不會(huì)降為0，而是在一定范圍內(nèi)波動(dòng)，但此時(shí)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(guò)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(yīng)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(guò)程Fig.9 Shear deformation process of drill pipe

為了驗(yàn)證剪切閘板有限元仿真模型的準(zhǔn)確性，需要對(duì)閘板剪切鉆桿的過(guò)程進(jìn)行試驗(yàn)分析驗(yàn)證，其中試驗(yàn)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(guān)尺寸與構(gòu)建的三維模型保持一致。在試驗(yàn)過(guò)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(shí)將液壓控制裝置中儲(chǔ)能器的壓力升到標(biāo)準(zhǔn)21 MPa；然后將旁通閥打到開(kāi)位，操作三位四通閥，使液體通過(guò)管匯到達(dá)防噴器左右兩端的液缸中并作用在內(nèi)部活塞端面上，從而推動(dòng)剪切閘板向中間移動(dòng)，完成最終的鉆桿剪切任務(wù)。最后，通過(guò)游標(biāo)卡尺測(cè)量剪切后的鉆桿斷口尺寸，左右長(zhǎng)徑為172.43 mm，上下短徑為50.02 mm；另外，通過(guò)LS-PrePost后處理軟件對(duì)仿真結(jié)果的鉆桿斷口尺寸進(jìn)行測(cè)量，長(zhǎng)徑為173.21 mm，短徑為49.30 mm。綜上，試驗(yàn)剪切得到的鉆桿斷口形貌與仿真結(jié)果較為相似，其對(duì)比情況如圖10所示。

圖10 鉆桿斷口形貌對(duì)比Fig.10 Comparison of drill pipe fracture appearance

3.2 竄動(dòng)鉆桿剪切模型分析

根據(jù)預(yù)設(shè)的竄動(dòng)工況條件進(jìn)行分析計(jì)算，得到鉆桿在不同竄動(dòng)工況下的應(yīng)力及模型剪切力變化曲線如圖11所示。

圖11 不同竄動(dòng)工況下的鉆桿應(yīng)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(guò)程相比，竄動(dòng)工況下的鉆桿應(yīng)力相對(duì)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(shí)，鉆桿應(yīng)力主要由上下表面的拉壓載荷產(chǎn)生，且作用載荷越大，所受到的應(yīng)力越大，但此時(shí)閘板與鉆桿無(wú)接觸作用，模型剪切力一直為0；在彈性變形階段，應(yīng)力與模型剪切力都會(huì)迅速升高，并且竄動(dòng)工況下的拉壓載荷越大，鉆桿應(yīng)力增加的幅度會(huì)越大；在塑性變形階段，隨著閘板繼續(xù)切入，應(yīng)力及剪切力緩慢增加，并逐漸趨近于峰值，但竄動(dòng)工況下的拉壓載荷越大，模型剪切力峰值越??；斷裂過(guò)程中，應(yīng)力及模型剪切力都有下降的趨勢(shì)，由于鉆桿竄動(dòng)導(dǎo)致剪切位置向下偏移，剪切力在下降的過(guò)程中會(huì)出現(xiàn)波動(dòng)，完全斷裂時(shí)所需的閘板位移量也會(huì)增加，且竄動(dòng)工況下的拉壓載荷越大，斷裂時(shí)所需的閘板位移量越大；最后，同樣由于鉆桿截面兩側(cè)存有殘余應(yīng)力，斷裂之后的鉆桿應(yīng)力仍在一定范圍內(nèi)波動(dòng)。

以鉆桿中間剪切區(qū)域的上端面為標(biāo)記參考點(diǎn)，對(duì)比分析竄動(dòng)工況下的鉆桿剪切過(guò)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(dòng)運(yùn)動(dòng)導(dǎo)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(wú)法繼續(xù)向上竄動(dòng)，導(dǎo)致上下兩端鉆桿發(fā)生分離。

圖12 竄動(dòng)工況下的鉆桿剪切過(guò)程Fig.12 Shear process of drill pipe under moving condition

根據(jù)模型仿真分析結(jié)果，分別對(duì)比不同工況時(shí)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(dòng)工況下的拉壓載荷增大，鉆桿斷口處的損傷程度也會(huì)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(chǎn)生，同時(shí)導(dǎo)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(dòng)工況下拉壓載荷為100 kN的剪切模型，對(duì)不同閘板剪切速度下的模型進(jìn)行分析計(jì)算，得到不同剪切速度工況下的鉆桿應(yīng)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(yīng)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(duì)比分析可知，閘板剪切速度對(duì)鉆桿的應(yīng)力及剪切力影響相對(duì)較小。其中，鉆桿應(yīng)力之間的差距主要表現(xiàn)在彈性變形向塑性變形過(guò)渡的階段，之后便趨于一致，且剪切速度越小，此階段應(yīng)力相對(duì)越大；模型剪切力峰值會(huì)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(huì)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(yàn)證及分析

為了驗(yàn)證竄動(dòng)鉆桿應(yīng)力計(jì)算理論模型的可靠性，首先需要確定模型中的參數(shù)，其中S135鉆桿的力學(xué)性能參數(shù)如表2所示。

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

除了以上參數(shù)，還需確定鉆桿材料的壓縮強(qiáng)度Xc與剪切強(qiáng)度S。由于鉆桿材料為合金鋼，沒(méi)有可參考的壓縮強(qiáng)度參數(shù)，所以本研究運(yùn)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(qiáng)度為Xc=1 661 MPa；剪切強(qiáng)度可根據(jù)計(jì)算公式S=E/[2(1+υ)]求得。根據(jù)工程實(shí)踐與簡(jiǎn)化計(jì)算方法，可取鉆桿受拉伸載荷方向的主應(yīng)力σzz=σb，剪切平面切向應(yīng)力τyx=S，將其代入竄動(dòng)鉆桿的應(yīng)力計(jì)算理論公式(5)中，可得到鉆桿在剪切過(guò)程中的最大應(yīng)力值。將通過(guò)理論公式計(jì)算得到的應(yīng)力值σm與有限元仿真計(jì)算得到的應(yīng)力值σf進(jìn)行對(duì)比分析驗(yàn)證，如表3所示。

表3 理論計(jì)算與仿真結(jié)果對(duì)比Table 3 Comparison between theoretical calculations and simulation results

由此可得，由本文所構(gòu)建的竄動(dòng)鉆桿剪切理論模型計(jì)算出的應(yīng)力數(shù)值與仿真分析得到的數(shù)據(jù)相對(duì)偏差小于10%，符合工程數(shù)據(jù)的相對(duì)偏差要求，從而驗(yàn)證了理論模型的有效性及可靠性。

4 結(jié) 論

(1)突破了鉆桿靜態(tài)剪切機(jī)理研究方面的局限性，以竄動(dòng)鉆桿為研究對(duì)象，在閘板可正常切入條件下，分析了鉆桿在剪切過(guò)程中的應(yīng)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(yīng)用三參數(shù)廣義強(qiáng)度準(zhǔn)則構(gòu)建了適用于竄動(dòng)鉆桿應(yīng)力計(jì)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(dòng)力學(xué)模塊對(duì)竄動(dòng)工況下的鉆桿剪切過(guò)程進(jìn)行模擬仿真，且獲得的鉆桿應(yīng)力數(shù)據(jù)與理論模型計(jì)算出的數(shù)值相對(duì)偏差小于10%，滿足工程實(shí)踐的偏差要求，從而驗(yàn)證了理論模型的可靠性和有效性。

(3)分析對(duì)比不同工況下的鉆桿應(yīng)力及剪切力變化情況可得，竄動(dòng)鉆桿在剪切過(guò)程中所受到的應(yīng)力及剪切力會(huì)受上下端表面拉壓載荷的影響，其中，應(yīng)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(dòng)工況下的拉壓載荷增大，鉆桿在彈性變形階段的應(yīng)力增加幅值越大，上下兩端的斷口損傷程度會(huì)越嚴(yán)重，而模型剪切力峰值會(huì)減小，鉆桿完全斷裂時(shí)閘板的行程位移量會(huì)增大。另外，閘板剪切速度對(duì)鉆桿應(yīng)力及剪切力的影響相對(duì)較小，其中，模型剪切速度越小，鉆桿在彈性變形階段的應(yīng)力增加幅值越大，模型剪切力峰值會(huì)越小，而斷口截面處的張口越大，端面越粗糙。