深水水下測試樹球閥剪切連續油管性能分析*

唐 洋，何 胤，李 旺，舒將軍,何玉發，孫 鵬，姚佳鑫

(1.西南石油大學 機電工程學院，四川 成都 610500； 2.南方海洋科學與工程廣東省實驗室(湛江)，廣東 湛江 524088；3.中海油研究總院有限責任公司，北京 100027)

0 引言

在進行深水油氣測試時，當遇到臺風、海嘯等緊急情況及其他安全隱患時，可能導致浮動式鉆井平臺及鉆井船被摧毀，下部管柱受到破壞，造成極大的人員傷亡和環境污染[1-2]。所以遇到特殊海況時必須采用一個關鍵性工具——水下測試樹(Subsea Test Tree，SSTT)來封堵管柱內高壓油氣，切斷連續油管或鋼絲繩，并迅速斷開作業管柱，使得鉆井平臺可以撤離，實現對深水測試作業的安全保護[3-4]。

球閥剪切模塊是實現管柱斷開的保障，球閥剪斷連續油管及電纜等，使得絞車可以上提連續油管，測試管柱內的防噴球閥等部件能夠關閉，防止被連續油管卡住。所以球閥能否成功剪切連續油管及剪切性能的好壞直接影響到深水測試過程作業安全。

目前國內外對于井下管柱剪切的分析如下：John等[5]評估了API油管剪切要求，并利用有限元方法分析了閘板防噴器剪切油管中各個參數對剪切力影響；Amy 等[6]采用FEA有限元分析和CFD流體分析結合的方式分析了閘板防噴器剪切鉆桿過程及相關分析方法討論；劉冰等[7]分析了閘板防噴器剪切鉆桿過程中的力學性能；孟祥喻等[8]通過理論計算與工程應用參數相結合提出了深水水下剪切閘板防噴器的剪切能力評估方法，并通過實例對該評估方法進行了應用，應用結果顯示該方法所計算的數值與廠家提供的數據誤差在 3% 之內；劉冬等[9]采用有限元軟件模擬油管變形過程，表明油管受力過程中最易出現應力集中和裂紋的部位是水平外徑和上下對徑4個塑形鉸處。

雖然目前國內外專家對于油管的剪切分析很多，但是對于球閥剪切連續油管的分析在國內外卻非常少，目前僅國外斯倫貝謝公司Seranton等[10]曾做過球閥對不同直徑連續油管的剪切實驗，但是由于實驗條件限制，只得到不同管厚油管剪切斷口形狀。就國內來說，水下測試樹的研究尚處于發展初期，對于球閥剪切能力分析處于空白，水下測試樹剪切功能雖然僅在危險情況下使用，但對其研究卻是不可或缺的。

本文基于有限元理論建立了球閥剪切連續油管的數值仿真模型，得到了球閥剪切油管剪切力矩變化規律，分析了球閥大小、球閥剪切速度、連續油管承載的拉力等工況對球閥剪切力的影響，并與實驗結果進行比較，研究工作為水下測試樹球閥結構設計和選用提供理論依據。

1 數值仿真模型建立

1.1 水下測試樹工作原理

水下測試樹剪切球閥部分結構組成如圖1所示。其剪切原理為：由多功能控制模塊發出控制信號，并輸入液壓油；當液壓油從液壓流道1流入，液動活塞會被向上推動，液動活塞上移的過程中會帶動驅動滑塊上移，驅動滑塊推動球閥旋轉使得球閥剪切連續油管至最終關閉。

圖1 水下測試樹原理Fig.1 Principle of subsea test tree

1.2 連續油管變形和破壞模型

金屬剪切過程中的真實應力和應變特性十分復雜，涉及彈塑性力學、金屬物理、損傷與斷裂、計算方法等多學科的內容。所以，選擇用于表征連續油管的材料強度和破壞模型的選擇是數值模擬的一個重要方面，在金屬剪切有限元分析中常用到Johnson-Cook塑性本構模型[11-12]，該方法適用于大變形分析，其表達式見式(1)，而本文分析忽略溫度影響，理論分析式如式(2)所示：

(1)

(2)

經典塑形理論描述的是一種均勻的、連續的介質在外力作用下產生的不可恢復的位移或者滑移現象[13-14]。金屬在從變形到斷裂的過程中，會因為載荷或者溫度等外部條件發生變化，進而材料內部產生微觀或者宏觀的缺陷，即材料將受到損傷，損傷的拓展會導致材料最終斷裂。本文所分析的球閥剪切油管斷裂就是因為大變形誘發的材料內部空洞和微裂紋的產生和拓展，被稱為“韌性損傷”[15]。Shear damage斷裂模型是基于單元積分點的等效塑性應變，能夠預測由于金屬內部空隙成核、成長、集結引起的損傷萌發。當材料失效參數ω超過1時，則假定為材料失效。失效參數定義見式(3)：

(3)

1.3 簡化模型及有限元分析參數設置

對剪切過程進行簡化如圖2所示，只分析油管被剪切階段。本文所選用的球閥外徑D1為270 mm，球閥通孔直徑d1為165 mm，連續油管外徑D2為50.8 mm。連續油管損傷計算模型使用Joshnon-cook損傷準則和本構方程，采用Shear damage斷裂準則，在分析油管時，連續油管網格采用六面體網格并細化剪切處連續油管網格，將球閥設置為剛體，其網格劃分如圖3所示。

圖2 球閥剪切模型Fig.2 Shearing model of ball valve

圖3 網格劃分Fig.3 Meshing

為了提高有限元模型計算的準確性，進行了一系列的參數設置比較，以確定更符合實際情況的仿真環境，相關參數設置以及材料模型設置參數見表1～2。

2 結果分析

2.1 球閥剪切力矩變化規律

在球閥剪切過程中，隨著球閥旋轉，球閥推動油管到閥座上，油管被壓扁，然后被剪斷，先后經歷彈性變形、塑形變形、裂紋產生與擴展、材料斷裂分離等階段。不同剪切階段的應力云圖如圖4所示。在無外界因素影響下球閥剪切油管所需要的力矩隨剪切時間的變化曲線如圖5所示。從圖4(a)可知，油管在被球閥剪切過程中，油管先被球閥壓扁，此時剪切力矩增大，如圖5中的O-A段；壓扁后的油管分為2層，2層之間有空隙和連接，在擠壓油管的過程中，到達時間點A時，第1層油管開始被剪切，此時從非剪切階段過渡到剪切段，金屬從塑性變形到塑形斷裂，剪切力矩在A處會有一定下降；其后隨著剪切深度的增加，剪切力矩持續增加直到B點，剪切如圖4(b)所示；經過B點之后，第1層油管完全被剪斷，此時球閥刃口到達2層管之間連接部分，如圖4(c)所示，剪切面積大幅度減小，剪切力矩有一個快速的下降，如圖5中B-C段所示；隨后，球閥開始對第2層管剪切，剪切力矩的變化如C-D段所示，其剪切如圖4(d)所示。

表1 仿真模型參數Table 1 Parameters of simulation model

表2 球閥及CT90連續油管材料參數Table 2 Materials parameters of ball valve and CT90 coiled tubing

根據以上分析可以得到球閥剪切連續油管中剪切力矩的變化規律：油管在被剪斷的過程中，球閥的剪切力矩一直發生變化，油管被壓扁后分為2層，剪切過程出現2次峰值，故在后續對剪切油管的分析中，我們只需要提取出每條曲線的2個峰值B，D點剪切力矩大小進行比較，就可以知道不同剪切條件下，剪切油管所需要的最大剪切力矩變化情況。

圖4 剪切過程中應力云圖Fig.4 Stress nephogram during shearing process

圖5 標準剪切過程中剪切力矩隨時間變化Fig.5 Change of shearing torque with time during standard shearing process

2.2 連續油管拉力載荷影響

連續油管由于作業情況不同，其拉力載荷會發生變化，為了比較不同拉力載荷對球閥剪切力矩的影響，在連續油管下端添加75，100，125 kN拉力，圖6為不同拉力載荷作用下球閥剪切力矩隨著剪切時間的變化。由圖6可以看出，當油管承受拉力時，無論是第1層油管剪切過程還是第2層油管剪切過程，所需要的剪切力矩都減小，尤其是在剪切第2層油管過程中由于拉力作用，剪切力矩下降約30%。

圖6 不同拉力下剪切力矩比較Fig.6 Comparison of shearing torque under different tensions

分析可知，當連續油管在井下由于自身重力或其他因素受到拉力時，球閥在剪切過程中需要的剪切力矩會更小，可以適當減小設計安全系數。另外，由于剪切力矩大幅度減小是在第2層管剪切過程中，而第1層管剪切所需力矩依然很大，所以在設計球閥傳動機構時，必須保證球閥剪切過程中前1/2弧度處于最大力矩傳動。

2.3 球閥剪切速度影響

由于球閥驅動機構不同，球閥會有大小不同的剪切速度，給球閥剪切施加不同的剪切速度進行仿真計算。不同剪切速度下球閥剪切力矩隨時間變化曲線如圖7所示。由圖7可以明顯看出，在剪切第1層管的過程的，剪切速度越大，剪切力矩越大，但是在第2段剪切過程中即剪切第2層管時，剪切速度越大，剪切力矩反而越小。

圖7 不同剪切速度下球閥剪切力矩變化Fig.7 Change of shearing torque of ball valve under different shearing velocities

由分析可以得出，在保證剪切時間滿足緊急情況要求的同時，盡量減小球閥關閉速度，避免產生過大的剪切力矩。

2.4 球閥外徑大小影響

水下測試樹型號不同，會有不同尺寸的球閥，為研究球閥大小對球閥剪切力的影響，選用了外徑240，255，270，285，300 mm的球閥尺寸進行分析。得到剪切力矩變化如圖8所示。從圖8可以看出，球閥直徑越大，切斷連續油管所需要的最大剪切力越大，在剪切第1層管和第2層管中所需要的最大剪切力差別不大。

圖8 不同球閥直徑下剪切力矩變化情況Fig.8 Change of shearing torque under different diameters of ball valve

由分析可知，在相同內徑下，球閥外徑越大，剪切連續油管所需要的剪切力矩就越大，所以在設計時應盡量選用較小的球閥外徑。

3 與試驗結果的對比驗證

為了驗證剪切球閥剪切連續油管有限元模型的可靠性，同Seranton等[10]所做的球閥剪切連續油管試驗進行對比驗證。

3.1 驗證方案

保證分析環境與試驗環境一致，剪切球閥及連續油管主要參數如表3所示。通過使用同試驗一致的4種厚度連續油管進行有限元分析，得到不同的油管斷口，并測量每個斷口的長徑和短徑，得到不同厚度剪切分析下的長短徑比，并與試驗進行對比，計算其相對偏差δ，進而判斷分析模型可靠性。

表3 剪切球閥及連續油管結構參數Table 3 Structure parameters of shearing ball valve and coiled tubing

3.2 對比結果分析

4組連續油管剪切之后的斷口形狀和仿真得到的斷口形狀如圖9所示，得到的CT90連續油管被剪斷時，連續油管斷口為橢圓狀，其長徑b和短徑a比值大小如表4所示。

所選用的有限元計算模型與剪切試驗獲得的油管剪切變形程度數據相對偏差在5% 內，符合數據偏差要求。試驗結果驗證了球閥剪切連續油管分析模型的可靠性。

表4 不同管厚斷口仿真和試驗結果長短徑之比Table 4 Simulation and test results of ratios of long radius to short radius for fracture with different pipe thicknesses

4 結論

1)本文建立了球閥剪切連續油管模型，得到了球閥剪切連續油管所需剪切力變化規律：連續油管被壓扁后分為2層及中間連接，剪切過程中產生2個剪切力峰值，通過分析這2個峰值大小變化情況可以得出油管在不同剪切情況下的剪切性能,有效驗證了球閥剪切連續油管的機理。

2)對連續油管承受拉力、球閥剪切速度、球閥大小3個因素進行了分析，得出結果：承受拉力越大，球閥直徑越小、球閥剪切速度越小，球閥切斷連續油管所需要的剪切力越小。同時根據實際剪切過程，提出相應的解決辦法，用以提高剪切性能，為深水測試樹的國產化研制提供參考依據，也為其現有產品在現場作業提供重要的指導數據。

3)將球閥剪切連續油管有限元模型計算結果與試驗結果進行比較，兩者的偏差較小，表明所建立計算模型的可靠性,因此，在水下測試樹產品剪切性能測評和深水油氣測試作業施工設計等過程中，可以直接采用本文所建立的數值仿真模型和方法進行分析與計算，從而可有效降低實驗成本和提高施工設計效率。