井下防噴器的設計及實驗研究

黎　偉， 雷鴻翔， 楊　博， 黎宗琪， 李　斌

(1.西南石油大學 機電工程學院， 四川 成都 610500；2.西南石油大學 石油天然氣裝備教育部重點實驗室， 四川 成都 610500；3.中國石油川慶鉆探工程有限公司 井下作業(yè)公司， 四川 成都 610051)

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井下防噴器的設計及實驗研究

黎偉1，2， 雷鴻翔1，2， 楊博1，2， 黎宗琪3， 李斌3

(1.西南石油大學 機電工程學院， 四川 成都 610500；2.西南石油大學 石油天然氣裝備教育部重點實驗室， 四川 成都 610500；3.中國石油川慶鉆探工程有限公司 井下作業(yè)公司， 四川 成都 610051)

為了提高鉆井作業(yè)的安全性，保證井底發(fā)生溢流后能迅速可靠封隔環(huán)空、方便后續(xù)壓井作業(yè)，設計了一種安裝在近鉆頭端的井下防噴器，對其結構和工作原理進行了詳細介紹.通過建立井下防噴器中推塊機構的受力模型，分析了推塊對管柱的反作用力與推塊錐面角和碟簧變形量之間的關系.對花鍵進行了強度校核，使用有限元軟件對不同厚度和硬度的膠筒的封隔能力進行了分析，同時進行了井下防噴器的室內實驗.研究結果表明：當單個碟簧的變形量為0.2 mm、推塊的錐面角度為45°時，單個推塊可對鉆柱產生2.2 kN的反作用力，設計值和實驗數(shù)據接近；當鉆柱扭矩達到45 000 N·m，花鍵的擠壓應力仍在許用應力范圍內；在壓縮量和封隔間隙相同的情況下，膠筒的寬度越寬、硬度越大，封隔能力越強，且膠筒硬度越大，需要的下壓力也越大.研究結果對井下防噴器的設計具有一定指導作用.

井下防噴器； 推塊； 膠筒； 封隔能力

隨著油氣勘探開發(fā)的持續(xù)推進，油氣鉆探逐漸朝著深井、超深井方向發(fā)展[1].在深井鉆探中鉆遇高壓油氣或裂縫性油氣藏等壓力敏感地層機率逐漸增多，而傳統(tǒng)的井口防噴裝置在此種井況下可能難以勝任，會導致嚴重溢流或井噴失控事故[2].傳統(tǒng)井口防噴裝置的缺點主要表現(xiàn)在2個方面：1)反應比較滯后，當井口發(fā)現(xiàn)溢流實施關井后，鉆井泥漿內已經侵入了大量的高壓氣體，會使套壓逐漸升高；2)關井后的壓井作業(yè)比較困難，因為井口環(huán)空已經封隔，要進行泥漿替換就只能采用高壓泥漿泵或者壓裂泵，壓井作業(yè)周期長，成本高，井控風險大.井下防噴器因其直接安裝在井下近鉆頭端，在溢流快速預警系統(tǒng)的幫助下，能在第一時間內將高壓油氣憋在井下，避免高壓油氣向上運移，同時它在封隔環(huán)空后還能在封隔上方重新聯(lián)通鉆桿內部和環(huán)空，建立新的循環(huán)通道，為準確快速的壓井作業(yè)提供方便.

國外關于井下防噴器的研究起始于20世紀80年代[3].1991年，挪威科學家Sangesland和Sivertsen設計了一種提升閥式井下防噴器，并研制了試驗樣機[4]；2001年，Andersen和Sivertsen進一步對提升閥式井下防噴器作了相關實驗研究[5]；2008年，美國科學家James申請了一項打壓式井下防噴器專利[6].近年來國內對井下防噴器的關注度逐漸提高，部分高校和科研機構開展了井下防噴器的設計和研究.2010年，王國榮和劉清友等申請了一項機械式井下內外一體防噴器專利[7]；2012年，楊啟明和羅雨雷等設計了一種鉆柱內井下防噴器，對設計結構、防噴過程及解封原理進行了介紹[8].本文提出了一種通過下放和上提鉆柱實現(xiàn)環(huán)空防噴、建立循環(huán)通道和解封功能的井下防噴器，該防噴器結構簡單，膠筒坐封和解封迅速，有較高的應用價值.

1　井下防噴器結構與工作原理

1.1井下防噴器的功能要求

井下防噴器需要滿足以下3個功能[9]：

1)當井下發(fā)生溢流時能迅速可靠封隔環(huán)空，如圖1(a)所示；

2)封隔環(huán)空后能建立新的循環(huán)通道便于后續(xù)壓井工作，如圖1(b)所示；

3)完成壓井后能進行解封并繼續(xù)鉆進，如圖1(c)所示.

圖1　井下防噴器三大功能Fig.1　Three functions of downhole blow-out preventer

1.2井下防噴器結構

本文所設計的井下防噴器主要由上接頭、碟簧、推塊、上/下外套筒、膠筒上/下?lián)醐h(huán)、內套筒、中心管、下接頭等零部件組成.各零部件的安裝位置及連接關系如圖2所示，下接頭、下外套筒、中心管之間通過螺紋連接，膠筒與膠筒的上/下接頭在加工過程中硫化為一個整體，膠筒的上/下接頭與上/下外套筒通過銷釘連接.上接頭、上外套筒和內套筒之間通過螺紋連接，內套筒與下外套筒通過花鍵配合(如圖2中端面B-B所示)，三者可在軸向力作用下沿中心管軸向滑動一定距離.各零部件之間安裝有密封圈，可防止井下防噴器內外壓力串通.

1.3井下防噴器工作原理

井下防噴器兩端配接鉆柱，在正常鉆井過程中扭矩通過上接頭—上外套筒—內套筒—下外套筒—下接頭依次傳遞，孔A與孔B處于錯開狀態(tài)，鉆井液不能從井下防噴器內流向環(huán)空.當井底發(fā)生溢流時，通過下放鉆柱擠壓推塊，推塊在外力的作用下后退，上接頭、上外套筒和內套筒向下移動，直到推塊進入環(huán)形槽B，內套筒下部與下外套筒碰接(l1=l3)，在此過程中上外套筒作用膠筒上擋環(huán)從而擠壓膠筒徑向膨脹封隔環(huán)空，防止井下流體向上溢流導致井噴事故.推塊進入環(huán)形槽B時，孔A與孔B對接(l1=l2)，井下防噴器內部與環(huán)空導通，方便后續(xù)

1—上接頭；2—碟簧；3—推塊；4—密封圈；5—上外套筒；6—膠筒上擋環(huán)；7—膠筒；8—膠筒下?lián)醐h(huán)；9—銷釘；10—內套筒；11—中心管；12—下外套筒；13—下接頭.圖2　井下防噴器結構示意圖Fig.2　Structure schematic diagram of downhole blow-out preventer

壓井作業(yè).當壓井完成后，通過上提鉆柱，上接頭、上外套筒和內套筒向上回移，推塊重新回到環(huán)形槽A，孔A與孔B錯開，膠筒在自身作用力下恢復，防噴器解封，又可重新開鉆鉆井.整個環(huán)空防噴、壓井和解封過程操作方便，耗時短，大大提高了鉆井的安全性和效率.

2　關鍵零部件設計與分析

2.1推塊機構設計與分析

圖3　推塊機構Fig.3　Push block mechanism

井下防噴器中安裝推塊機構是為了方便地面人員檢測鉆柱下放的距離和推測膠筒的變形情況.如圖3所示，通過下放鉆柱，推塊與中心管A面接觸，繼續(xù)驅動推塊下行需施加更大的力，此時將會產生力的突變，當推塊向下移動一小段距離脫離A面后，力的突變消失，從地面可以判定膠筒開始被壓縮.上接頭繼續(xù)向下移動，當推塊與中心管的B面接觸后，又將產生力的突變，脫離B面后，力的突變消失，從地面檢測到力的變化可以判斷膠筒此時被壓縮的距離.推塊機構中碟簧產生的彈力和推塊與中心管接觸面錐角的大小是影響鉆柱下行過程中突變力(推塊對鉆柱反作用力)大小的重要因素，本文對這2個因素與突變力之間的關系進行分析.推塊機構的受力如圖4所示：在豎直方向上受到自身重力mg(忽略不計)、上接頭對推塊的正壓力T；在水平方向上受到碟簧彈力FK、推塊與上接頭間的摩擦力f2；在錐面上受到錐面的支持力FN、推塊與錐面摩擦力f1.

圖4　推塊受力示意圖Fig.4　Force sketch diagram of push block

在豎直和水平方向建立力平衡方程：

(1)

式中：f1=FNμ，f2=Tμ，μ為摩擦系數(shù)，取0.12；θ為推塊的錐面角.

碟簧的彈力FK與變形量l的關系為[10]

(2)

式中：E為碟簧材料的彈性模量；D為碟簧外徑；h0為碟簧錐高；t為碟簧厚度；計算系數(shù)K1由下式求得:

(3)

式中：C=D/d，d為碟簧內徑.

本文所設計的防噴器所選碟簧D=20 mm，d=10.2 mm，t=1.2 mm，h0=1.55 mm.當推塊被完全推進時碟簧的壓縮總量為1 mm，選用n片碟簧串聯(lián)使用，單片碟簧的變形量l=1/nmm.

在下放管柱的過程中，推塊對管柱的反作用力T′等于推塊在豎直方向上受到的正壓力T.聯(lián)合式(1)，(2)，(3)可求得管柱在下放過程中推塊對管柱的反作用力T′與碟簧變形量l、推塊錐面角θ的函數(shù)關系:

(4)

圖5是反作用力T′與碟簧的變形量l、推塊錐面角θ三者間的關系曲面.從圖5可以看出，在一定范圍內，隨著錐面角減小和碟簧變形量的增加，推塊對管柱的反作用力增大.反作用力越大，力的突變效應越明顯，越利于地面人員觀察.但同時推塊受力越大，可能造成推塊變形失效.本文選用外徑D=20 mm的5個碟簧串聯(lián)，單個碟簧的變形量l=0.2 mm，推塊的錐面角選用45°，通過式(4)求得推塊對管柱的反作用力為2.2 kN，井下防噴器中共安裝有4個推塊，對管柱的反作用力總和為8.8 kN.

圖5　反作用力與錐角、碟簧變形量的關系曲面Fig.5　Relation surface of reacting force with cone angle of push block and disc spring deformation amount

圖6　推塊Von Mises應力云圖Fig.6　Von Mises stress nephogram of push block

為了校核推塊在此參數(shù)下的強度，使用有限元軟件對推塊進行分析.圖6是推塊的Von Mises應力云圖，最大應力出現(xiàn)在推塊與中心管接觸面下的內部位置，最大應力σmax=375 MPa，推塊所用材料為35CrMo，35CrMo的屈服極限σs≥835 MPa，推塊最大應力低于材料的屈服極限，滿足強度要求.

2.2花鍵設計與校核

在正常鉆井的過程中，井下防噴器的內套筒和下外套筒之間通過花鍵連接傳遞扭矩.與矩形花鍵相比，漸開線花鍵的根部強度高，應力集中小.鉆井時鉆柱傳遞的扭矩大，工況惡劣時，內套筒和下外套筒之間選用漸開線花鍵進行連接較為合適.鉆井過程中存在振動，內套筒和下外套在之間的花鍵連接為動連接，動連接花鍵的強度條件為

(5)

式中：λ為載荷不均系數(shù)，z為花鍵齒數(shù)，s為齒工作長度，h為花鍵齒側面工作高度,di為花鍵平均直徑.在對花鍵設計時，根據鉆井工程技術手冊[11],取M=45 000 N·m，z=16個，di=144 mm，s=100 mm.由式(5)計算得σ=27 MPa，介于許用應力[σ](20～35 MPa)之間[12].

2.3膠筒設計與分析

膠筒是井下防噴器的重要元件，膠筒工作性能的好壞影響著井下防噴器環(huán)空封隔的可靠性.根據所設計井下防噴器的特點，選用的是壓縮式膠筒.井下防噴器與普通壓縮式封隔器的原理類似，兩者都通過軸向壓縮膠筒使膠筒徑向膨脹達到封隔管柱外環(huán)空的目的，但井下防噴器需封隔的環(huán)空間隙更大.為了選取合適的膠筒參數(shù)，本文使用有限元軟件對不同厚度和不同硬度的膠筒進行分析.

井下防噴器中膠筒的材料為橡膠，在對膠筒進行分析時選用的是Yeoh模型，利用其來描述橡膠超彈性材料在大變形下的力學特性.Yeoh模型的三次應變能函數(shù)為

W=C10(I1-3)+C20(I1-3)2+C30(I1-3)3，

(6)

式中：I1為第一變形張量不變量；C10，C20和C30是Yeoh 模型材料參數(shù).根據文獻[12-13]得到膠筒材料邵氏硬度為75A，80A和85A的Yeoh模型參數(shù)如表1所示.

表1不同硬度下的橡膠材料參數(shù)

Table 1Parameters of rubber materials with different hardness

模型常數(shù)C10/MPaC30/MPaC20/MPa硬度為75A0.917-0.5020.361硬度為80A1.76-0.570.89硬度為85A2-0.531.45

為了研究井下防噴器安裝不同厚度膠筒在封隔環(huán)空間隙a=22.5 mm下的密封性能，本文對厚度b=23,24,25,26 mm、邵氏硬度為80A的膠筒向下壓縮100 mm后的封隔性能進行分析.圖7是不同厚度膠筒與套管壁間的接觸應力分布，從圖中可以看出：接觸應力的分布呈拋物線形，接觸應力中間大、兩端?。荒z筒的厚度越大，接觸應力越大，且密封寬度更長.接觸應力反映的是膠筒的封隔能力，接觸應力越大，封隔能力越強，即厚度越大的膠筒密封性能越好.膠筒的最大接觸應力需大于封隔壓差才能達到可靠封隔的目的.本文所設計的井下防噴器的封隔壓差為30 MPa，當膠筒厚度為26 mm時最大接觸應力達到37 MPa，滿足設計要求.圖8是井下防噴器膠筒被壓縮100 mm坐封后的應力云圖，從圖中可以看出，因環(huán)空間隙過大，膠筒在兩端的突出嚴重，膠筒肩部的Von Mises應力很大，易被剪切失效，當井下防噴器用于大間隙、大壓差工況時需增加膠筒防突機構來增強防噴器環(huán)空封隔的可靠性.

圖7　不同厚度膠筒接觸應力分布曲線Fig.7　Contact stress distribution curve of rubber with different thickness

圖8　膠筒應力云圖(b=25 mm)Fig.8　Stress nephogram of rubber (b=25 mm)

為了研究不同硬度膠筒材料對密封性能的影響，本文對邵氏硬度為75A，80A和85A的膠筒進行分析.不同硬度膠筒在相同壓縮距離和相同封隔間隙下與套管壁的接觸應力如9圖所示.從圖中可以看出，膠筒硬度增大，密封寬度略有減小，但接觸應力明顯增大，封隔能力增強.當井下防噴器用于較大壓差封隔時宜選用硬度較大的膠筒.

圖9　不同硬度膠筒接觸應力分布曲線Fig.9　Contact stress distribution curve of rubber with different hardness

3　實驗研究

為了驗證井下防噴器在膠筒壓縮過程中力的變化和膠筒的封隔能力，對其進行了室內打壓實驗，如圖10所示.將防噴器立于門型臺架上，放置在套管內，上部通過液壓千斤頂?shù)謮悍绹娖?，模擬下放鉆柱時膠筒坐封的過程，膠筒完全被壓縮后通過高壓泵向套管內打壓，測試不同硬度的膠筒能封隔的最大壓力.圖11是不同硬度膠筒在壓縮過程中施加的力與壓縮位移的關系曲線，從圖中可以看出，在膠筒向下壓縮的過程中力發(fā)生了2次突變，這是由井下防噴器內安裝的推塊機構導致的.膠筒的硬度不同，但2次力突變的大小接近，約為10 kN，這與設計的推塊機構產生的力(8.8 kN)大小接近.膠筒的硬度越大，向下壓縮相同位移需要的力越大.當向下壓縮100 mm時，硬度為75A的膠筒所需的下壓力約為79.3 kN，硬度為80A膠筒所需的下壓力約為86.3 kN，硬度為85A的膠筒所需的下壓力約為104.68 kN.當完全被壓縮后向套管內打入壓力，測得硬度為75A的膠筒在泵壓升至26.5 MPa時，壓力下泄；硬度為80A的膠筒在泵壓升至31.2 MPa時，壓力下泄；硬度為85A的膠筒在泵壓升至34.7 MPa時，壓力下泄；膠筒硬度越大，封隔的壓力越大，與分析結果的變化趨勢一致.

圖10　井下防噴器室內實驗Fig.10　Indoor experiments of downhole blow-out preventer

圖11　不同硬度膠筒力—位移曲線Fig.11　Force-displacement curve of rubber with different hardness

4　結　論

1)設計的井下防噴器結構簡單,操作方便，通過下放和上提鉆柱便能達到封隔環(huán)空、建立新的循環(huán)通道和解封的目的.

2)當推塊機構的錐面角設為45°、安裝5個外徑為20 mm的碟簧時可對鉆柱產生較大的反作用力，同時推塊的強度也滿足要求.當鉆柱扭矩達到45 000 N·m，花鍵的擠壓應力仍在許用應力范圍內.在環(huán)空間隙和壓縮量相同的條件下，膠筒的厚度越大、硬度越大，封隔能力越強.

3)通過井下防噴器的室內實驗發(fā)現(xiàn)：在井下防噴器向下壓縮的過程中，力發(fā)生了2次突變，突變力與設計的推塊對鉆柱的反作用力大小接近；壓縮量相同的情況下，膠筒的硬度越大，封隔能力越強，與有限元分析結果的變化趨勢一致；膠筒硬度越大，膠筒需要的下壓力越大.

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Design and experimental analysis of downhole blow-out preventer

LI Wei1，2， LEI Hong-xiang1，2， YANG Bo1，2， LI Zong-qi3， LI Bin3

(1.College of Mechanical and Electrical Engineering, Southwest Petroleum University, Chengdu 610500, China;2. Key Laboratory of Oil and Gas Equipment of Ministry of Education, Southwest Petroleum University, Chengdu 610500，China; 3.Downhole Operation Company, Chuanqing Drilling Engineering Company Limited, Chengdu 610051, China)

In order to improve the safety of drilling, ensure annulus can be quickly and reliably sealed and provide convenience for well-killing operations，a kind of downhole blow-out preventer near the bit was designed, whose structure and working principle were introduced in detail. By establishing the force model of push block mechanism in downhole blow-out preventer, he relationship between reacting force of push block to column with cone angle of push block and deformation amount of disc spring was analyzed. The strength of spline was checked. The rubber sleeves with different thickness and hardness were analyzed based on the finite element software. Meanwhile the indoor experiments of downhole blow-out preventer were carried out. Research results showed that when deformation amount of single disc spring was 0.2 mm and cone angle is 45°, reacting force of push block to column produced by single disc spring was 2.2 kN which was close to experimental value; when torque of drill string reached to 45 000 N·m, extrusion stress of spline was in the range of allowable stress. In the same compression and seal clearance, the wider width and the bigger the hardness of the rubber was, sealing ability was stronger. When the greater hardness of the rubber was , more pressure was needed to compress rubber. The researching achievement has certain significance for the design of downhole blow-out preventer.

downhole blow-out preventer; push block; rubber; sealing capacity

2016-05-30.

本刊網址·在線期刊：http://www.journals.zju.edu.cn/gcsjxb

國家自然科學基金面上項目(51274171)；教育部重點實驗室項目(OGE201403-03)；四川省科技計劃項目(2015JY0078，2015SZ0010-06)；四川省教育廳科研項目(14ZA0042).

黎偉(1983—)，男，四川成都人，博士，講師，碩士生導師，從事井下工具設計及其仿真研究，E-mail:liwei867@aliyun.com. http://orcid.org//0000-0001-8849-409X

10.3785/j.issn. 1006-754X.2016.04.012

TH 122

A

1006-754X(2016)04-0371-07