极端温度条件下环形防喷器胶芯密封响应演化与失效分析

冯少波; 张耀明; 武胜男; 孟祥娟; 赵密锋; 王鹏程; 黄锦韬

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2502353

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (9) :3753-3762 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2502353

石油、天然气工业

极端温度条件下环形防喷器胶芯密封响应演化与失效分析

冯少波 ¹^,²^,³^,⁴ ,
张耀明 ¹^,²^,³^,⁴ ,
武胜男 ⁵^,⁶^,^* ,
孟祥娟 ¹^,²^,³^,⁴ ,
赵密锋 ¹^,²^,³^,⁴ ,
王鹏程 ¹^,²^,³^,⁴ ,
黄锦韬 ⁵^,⁶

作者信息 +

Sealing Response Evolution and Failure Analysis of Annular Blowout Preventer Packing Elements under Extreme Temperature Conditions

FENG Shao-bo ¹^,²^,³^,⁴ ,
ZHANG Yao-ming ¹^,²^,³^,⁴ ,
WU Sheng-nan ⁵^,⁶^,^* ,
MENG Xiang-juan ¹^,²^,³^,⁴ ,
ZHAO Mi-feng ¹^,²^,³^,⁴ ,
WANG Peng-cheng ¹^,²^,³^,⁴ ,
HUANG Jin-tao ⁵^,⁶

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摘要

为提升油气勘探开发过程中环形防喷器在极端温度条件下的密封可靠性,以锥形胶芯为研究对象,构建了基于Yeoh超弹性本构模型的热-力耦合密封性能预测模型。该模型综合考虑井口压力、温度场、接触应力、橡胶挤出量、密封有效长度与胶芯位移等物理参数,探索应力随温度的变化规律,通过温度试验与有限元仿真对比验证,预测误差控制在15%以内,验证了模型在复杂热-力耦合工况下的适用性。研究系统提取并分析了不同温度条件下的关键密封响应参数,揭示了极限温度环境对密封性能演化的影响机制。结果表明:密封面接触应力在-18~93 ℃区间应力随温度升高呈“先增后减”趋势,在超出120 ℃后显著下降,密封性能难以维持,存在失效风险。研究还识别了高温载荷作用下的潜在失效区域与路径,为失效机理分析与结构优化提供理论支撑。

Abstract

In order to enhance the sealing reliability of annular blowout preventers (ABOPs) under extreme temperature conditions during oil and gas exploration and development, a thermal mechanical coupling sealing performance prediction model based on Yeoh hyperelastic constitutive model was constructed using a conical rubber core as the research object. The model comprehensively considers physical parameters including wellhead pressure, temperature field, contact stress, rubber extrusion volume, effective sealing length, and ram displacement, exploring the variation law of stress with temperature. Through comparative validation between temperature experiments and finite element simulations, the model achieves a prediction error below 15%, demonstrating its applicability under complex thermo-mechanical coupling conditions. Furthermore, key sealing response parameters were systematically extracted and analyzed across a wide temperature range, revealing the underlying mechanisms of sealing performance evolution under extreme conditions. The results show that within the temperature range of -18 ℃ to 93 ℃, contact stress exhibits a “increase-decrease” trend with temperature rise, dropping sharply beyond 120 ℃ to a critical threshold below sealing design requirements, indicating a significant failure risk. High-temperature load simulations also identified potential failure-prone zones and propagation paths of the packing element, providing theoretical insights for failure mechanism analysis and structural optimization.

Graphical abstract

关键词

环形防喷器 / 锥形胶芯 / 极限温度 / 接触应力 / 密封失效性能分析

Key words

annular blowout preventer / conical colloid core / extreme temperature / contact stress / sealing failure performance analysis

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冯少波, 张耀明, 武胜男, 孟祥娟, 赵密锋, 王鹏程, 黄锦韬. 极端温度条件下环形防喷器胶芯密封响应演化与失效分析[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(9): 3753-3762 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2502353

FENG Shao-bo, ZHANG Yao-ming, WU Sheng-nan, MENG Xiang-juan, ZHAO Mi-feng, WANG Peng-cheng, HUANG Jin-tao. Sealing Response Evolution and Failure Analysis of Annular Blowout Preventer Packing Elements under Extreme Temperature Conditions[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(9): 3753-3762 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2502353

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环形防喷器是油气开采中用于防止井喷的关键设备,它能够在井内有钻具时封闭井口环形空间,或在井内无钻具时全封井口,从而有效控制井内压力。环形防喷器的核心部件——锥形胶芯,必须具备在极端条件下的可靠密封性能。

当前已有研究对胶芯的密封性能进行探究。马国良等^[1]基于虚功原理和Blatz-Ko材料超弹性模型分析了大口径环形防喷器胶芯的密封性能,但缺少在复杂工况下胶芯耐久性和可靠性的研究。江鑫禹等^[2]发现温度升高会降低胶芯的定伸应力和储能模量并升高损耗模量,但研究结果未能充分与实际工程应用结合。王玥等^[3]通过单轴拉压试验确定了Mooney-Rivlin本构模型的关键参数并探究其应力分布,而此模型需进一步验证在极端温度条件下的适用性。黄鑫等^[4]提出了减小井控半封闸板防喷器应力集中的措施,但未在极端温度下进行试验验证。姚尧等^[5]聚焦于研究胶芯在密封过程中的变形与接触应力变化,由于在几何非线性分析方面的简化较多,其模型在复杂工况下的适用性有待进一步研究。刘洋等^[6]通过改进优化胶芯与管柱的平均接触应力和密封长度来提升胶芯的使用寿命。胡四海等^[7]确定了丁腈橡胶的冲蚀模型参数并计算了冲蚀性能,但其研究仅基于室内试验开展,这与实际工况下的冲蚀性能预测存在一定误差。

胶芯材料的超弹性本构模型的选择对密封性能结果有显著影响,Eldeeb等^[8]通过研究Neo-Hookean、Mooney-Rivlin和Yeoh三种非线性超弹性本构模型的可靠性,发现橡胶材料的刚度行为可以归因于材料模型的不一致性,但该研究注重理论推导,缺少对实际应用的研究。在现有研究中^[9-12],研究者们通过建立模型来分析动态密封过程中密封面的Mises应力分布,但却并未深入分析胶芯在极端温度工况下的长期适应性和胶芯优化方法的普适性。此外,学者们^[13-16]通过建立防喷器顶部密封的数值模型,研究了不同温度下胶芯的应力分布和密封性能,并对胶芯支撑肋和活塞的结构进行了优化。

现场工况中温度对胶芯材料老化性能的影响较大,故温度的使用区间已成为评价胶芯密封性能的重要指标之一。Moon等^[17]提出了一种基于交联密度预测橡胶老化行为的方法,但未提及橡胶分子链的其他变化如分子链断裂等对性能的影响。Zhang等^[18]研究了不同温度下胶芯的应力分布和密封性能并提出了优化方案,但未对材料在高温下的老化行为和长期性能变化进行深入探讨。Dong等^[14]基于橡胶大变形理论和胶芯密封机理验证了密封模型的准确性。

当前已有对175 MPa特高压井口防喷器在极端工况下的剪切失效研究^[19],但未深入研究防喷器在极端工况下的密封性能。此外,已有对140 MPa下胶芯设计和密封性能的研究,但对于175 MPa特高压与极限温度耦合工况下的胶芯密封性能缺乏深入解析。且现有研究未能预测极端温度对密封区域接触应力的失效风险。针对现有研究的不足,现结合材料学和力学等领域的理论,基于理论分析和仿真模拟建立胶芯密封分析模型,深入研究其在极限温度下的力学行为和密封性能。根据胶芯在极限温度下的接触面应力分布和变形情况,建立接触应力-温度的动态耦合模型,通过温度变化量化接触应力梯度变化规律。基于此分析定位极端温度下接触应力的集中区域,实现环形防喷器胶芯的密封响应演化与失效分析,并就不同失效形式提出相应的改进方向。

1 密封接触应力应变评估模型及温度试验

1.1 本构模型理论

在极端条件下对井口环形防喷器胶芯的密封机理的研究涉及理论分析、仿真模拟、现场试验和失效分析。对于锥形胶芯所用的橡胶材料而言,可用I₁、I₂、I₃来表征其超弹行为的应变能函数^[6],此模型可明确地描述长链分子的非高斯统计特性和非仿射变形。应变不变量I₁、I₂、I₃可通过主伸长比λ_i(i=1,2,3)进行定义,表达式如下。

(1)${I}_{1}={\lambda }_{1}^{2}+{\lambda }_{2}^{2}+{\lambda }_{3}^{2}$

(2)${I}_{2}={\lambda }_{1}^{2}{\lambda }_{2}^{2}+{\lambda }_{2}^{2}{\lambda }_{3}^{2}+{\lambda }_{1}^{2}{\lambda }_{3}^{2}$

(3)${I}_{3}={\lambda }_{1}^{2}{\lambda }_{2}^{2}{\lambda }_{3}^{2}$

式中:I_i为Green应变张量的3个不变量,I₁为第一应变不变量, I₂为第二应变不变量, I₃为第三应变不变量;λ_i为3个主伸长比率,用于描述材料在不同方向上伸长程度的参数,当材料未发生变形时,λ₁=λ₂=λ₃=1。

选择Yeoh模型作为描述环形防喷器胶芯材料超弹性行为的本构模型,结合Yeoh模型^[20]在单轴拉伸或压缩变形下的名义主应力σ_SC和纯剪切变形下的名义主应力σ_PS可以推出表达式如下。

(4)${\sigma }_{\mathrm{S}\mathrm{C}}=2\left({\lambda }_{1}-\frac{1}{{\lambda }_{1}^{2}}\right)\stackrel{3}{\sum _{i=1}}i{C}_{i0}\mathrm{ }({I}_{1}{-3)}^{i-1}$

(5)${\sigma }_{\mathrm{P}\mathrm{S}}=\left({\lambda }_{1}-\frac{1}{{\lambda }_{1}^{3}}\right)[2{C}_{10}+4{C}_{20}({I}_{1}-3)+6{C}_{30}\mathrm{ }({I}_{1}{-3)}^{2}$

式中:C₁₀、C₂₀和C₃₀分别为一阶、二阶和三阶材料常数,C₁₀≥0以确保初始剪切模量为正值,C₂₀用于反映橡胶材料在中等变形时的柔软效果,C₃₀用于描述橡胶材料在大变形时的硬化效果。

1.2 应变能函数模型

基于材料力学的理论分析一般把材料视为不可压缩,此时取I₃=1,即I₃对应变能函数W不产生影响。尽管对于由橡胶-金属复合的胶芯来说,橡胶被金属高度束缚,承载时难以自由变形,但是,仍不可把橡胶的体积行为视为完全不可压缩。由于Yeoh模型假设$\frac{\partial W}{\partial {I}_{2}}$=0,用包含$\stackrel{-}{{I}_{1}}$和J(J=λ₁λ₂λ₃)的多项式来表示橡胶-金属复合体的应变能函数^[7],该表达式的一般形式为

(6)$W=\stackrel{N}{\sum _{i=1}}{C}_{i0}\mathrm{ }({\stackrel{-}{I}}_{1}{-3)}^{i}+\stackrel{N}{\sum _{k=1}}\frac{1}{{D}_{k}}{(J-1)}^{2k}$

式(6)中:W为弹性应变能密度函数;N为多项式系数,取N=3; D_k为压缩系数;J为胶芯发生形变后与之前的体积比。

推导得到接触应力p与胶芯变形量δ之间的关系,采用Hertz接触理论的简化形式,表达式为

(7)$p=\frac{3}{2}\frac{E\delta }{1-{v}^{2}}$

式(7)中:E为有效弹性模量;v为泊松比。

1.3 温度试验

环形防喷器型号为FZ35-105,锥形胶芯的现场温度试验可用于验证后续仿真分析结果的可靠性。温度试验包括低温、持续工作温度和极限高温密封试验。低温试验保持井简流体温度为-18 ℃,开关环形防喷器7次,在压力稳定后保压10 min后卸放井压,总计3个压力循环。持续工作温度试验控制温度条件为49 ℃,每次保压10 min,共计10个压力循环。根据《石油天然气钻采设备钻通设备》(GB/T 20174—2019)^[21]及现场温度试验的温度确定极限高温试验控制温度条件为93 ℃,保压60 min。

2 锥形胶芯密封管柱数值模型建立

2.1 基本参数设置

建立环形防喷器锥形胶芯和5"管柱("表示英寸,5"=127 mm)的装配模型,图1为环形防喷器锥形胶芯和管柱的装配示意图。

由生产厂家提供的锥形胶芯橡胶材料为HNBR,结合现有文献的研究^[22-24]与高温工况下的试验确定材料的本构模型为Yeoh模型,不同温度下的本构模型具体参数如表1所示。

2.2 密封模型约束条件设置及网格划分分析

密封抱杆模型的约束条件如下:设置管柱本体为刚性体,并设置低合金钢材料参数;胶芯与支撑筋视为一个整体,故设置胶芯为柔性体,并设置其在不同温度下的本构模型参数;设置胶芯与管柱接触面之间的摩擦系数为0.2^[25];设置固定约束于管柱左侧;设置胶芯外壳的位移约束为竖直方向0 mm,其他方向自由;由温度试验所用活塞推力设置本模型的活塞推力为9.1 MPa,方向竖直向上;175 MPa特高压井口所配备的环形防喷器额定工作压力为105 MPa,故设置管柱与胶芯接触面的井压为105 MPa;设置密封过程为16 min,与温度试验周期保持一致,约束条件的设置如图2所示。

在数值模拟过程中,网格划分对计算结果的精度和可靠性具有较大影响。为了确保仿真计算的准确性,在模型构建阶段通常需进行网格无关性分析,以确定合理的网格尺寸和划分策略。在本研究中,通过调整网格尺寸、优化网格质量、精细化关键区域以及选择适当的网格划分方法,对环形防喷器胶芯应力集中处进行了网格细化处理,划分结果如图3所示。

由图4可知,当单元尺寸超过25 mm时,接触面接触应力低于105 MPa。同理,当设置单元个数低于337个时,接触面应力低于105 MPa,这与温度试验的定性分析结果不符,故不应设置超过此阈值的单元尺寸。而当设置的单元尺寸低于14 mm时,发现接触面应力分布趋于平稳,划分出的单元个数为1 048个,表明此时的网格划分能够满足计算精度要求。由于网格数量的增加会显著延长计算时间,并加大对计算资源的需求。因此,为在精度与计算效率之间取得平衡,对密封抱杆模型中胶芯和管柱的主体区域设置网格尺寸为10 mm,并对主密封面区域的应力集中区域进行局部网格细化和质量优化处理。最终,密封抱杆模型划分为5 386个网格单元和16 600个网格节点,并在此基础上开展后续仿真分析工作。

由于胶芯与管柱之间存在空隙,如图3建立的密封模型所示。在初始接触变形阶段,胶芯与管柱处于未接触或初始接触的状态。如图5所示,胶芯受到活塞端面向上的推动力,但由于顶盖的束缚无法上移,故被迫向内(即管柱方向)移动并挤出橡胶,在胶芯与管柱的主密封面出现接触,此时胶芯与金属支撑筋之间的挤压程度相对较小。在胶芯大变形阶段,随着活塞向上的推动距离增大,初始接触变形阶段胶芯主密封面变形量由分散向主密封面集中,并受活塞上推和金属支撑筋内移影响向管柱靠近。胶芯内部随被挤出橡胶一起向管柱靠拢,此时在胶芯与活塞接触的区域应变量最大。在胶芯密封阶段,胶芯受活塞作用横向向内持续位移,胶芯与管柱的接触应力随之增大。在活塞行程终端,密封接触面积达到最大,接触面应力出现激增现象。

2.3 锥形胶芯密封模型的可靠性验证

由1.2节应变能函数推导得到的接触应力计算理论计算可得在此边界条件下的接触面应力值。通过提取接触面间隙的滑动距离知,最大间隙变形量δ的值为11.64 mm,代入式(7)计算可得接触应力p为198.99 MPa,而此工况下的仿真值为192.13 MPa,相对误差为3.45%。

根据上述对橡胶材料参数变化的探讨,在高温下橡胶材料参数会受到橡胶硬度下降的影响而产生变化。因此,从橡胶力学性能参数进行考虑,并以实际工况作为参考,通过主密封面的最大接触应力和有效密封长度评价不同环境温度下胶芯主密封面密封性能的变化规律。

所设置的温度环境为外界温度不变,模型内部的温度由管柱右端向胶芯传递。图6为主密封面接触应力对比曲线。在-18 ℃工况下最大相对误差出现在4.4 min处,此时试验值为109 MPa,仿真值为100 MPa,相对误差为8.26%。在93 ℃工况下最大相对误差出现在6 min处,此时试验值为159.9 MPa,仿真值为136.1 MPa,相对误差为14.94%。即仿真值与试验值的最大相对误差不超过15%,且二者具有相同的线性趋势,这佐证了所建立的仿真模型是可行的,后续研究将基于该模型开展。

3 极限温度下锥形胶芯的密封性能

所考虑的极限温度工况主要指从低温到材料极限温度的温度变化工况,因井压超出现有标准所规定的压力值,故设置管柱外壁受105 MPa井压,锥形胶芯受活塞的推力为9.1 MPa,对整个仿真模型设置不同的温度工况。

3.1 极限温度下的主密封面接触应力分析

由于实际工况下环形防喷器的密封抱杆时间较短,且仿真模拟对计算工具的性能要求较高,故设定整个密封的过程耗时16 min,与温度试验的工况一致。因温度试验仅前6 min处于加压状态,后10 min均为保压状态,故后续研究仅提取前8 min的仿真结果,即6 min加压过程与2 min保压过程。根据温度试验的工况设置6种温度工况,分别为低温工况(-18 ℃)、常温工况(23 ℃)、持续工作温度工况(49 ℃)、极限高温试验(93 ℃)工况以及接近材料极限温度的工况(120 ℃、140 ℃),提取不同温度下接触面随时间变化的接触应力曲线,如图7所示。

由图7可知,锥形胶芯开始受活塞推力向内压缩的过程中,接触面的最大接触应力值随温度升高呈现先减后增再减的趋势,其本质源于分子链运动模式随温度升高的阶段性转变。在温度为-18 ℃时,接触面最大接触应力为197.75 MPa;当温度为49 ℃时,接触应力下降至192.11 MPa;当温度为93 ℃时,接触应力上升至195.29 MPa;当超过93 ℃后接触应力出现较大的下降趋势,在120 ℃工况下接触应力为78 MPa;而当温度工况为140 ℃时,接触应力仅为36 MPa,已无法满足该环形防喷器密封105 MPa的设计要求。由此说明,在高温的作用下,密封接触面接触应力开始下降直至无法满足密封要求,即出现密封失效的危险状况。

3.2 极限温度下的胶芯体积及位移距离分析

胶芯密封性能的另一个指标为有效密封长度,通过体积变化量与位移距离验证胶芯是否能够抱紧管柱,通过对密封面状态进行分析验证胶芯抱紧管柱后的有效密封长度是否达标。

如图8所示,胶芯主密封面的高度为l,主密封面的直径为D₁,5"管柱的直径为D₂,由圆柱体体积计算公式V=$\frac{\mathrm{\pi }l}{4}$(${D}_{1}^{2}$-${D}_{2}^{2}$)得主密封面的体积为24 227 640 mm³,仿真所建立的截面为总体积的1/60,计算得此截面所需的理论橡胶挤出量为403 794 mm³。

如图9所示,发现在不同温度条件下锥形胶芯的体积变化呈先减后增趋势,且体积变化的最小值大于此截面所需的理论橡胶挤出量,这说明在不同温度下,此锥形胶芯挤出的橡胶量能够满足抱紧管柱的橡胶挤出量要求。体积变化最大值为404 230 mm³,这与理论结果的相对误差为0.11%。

如图10所示,通过对持续工作温度工况(49 ℃)下锥形胶芯接触面状态的仿真结果进行分析,发现此时主密封面基本处于黏附状态,且锥形胶芯的有效密封长度足够达到密封要求。

由设计图纸计算可得主密封面抱紧5"管柱所需的最大行程为111.5 mm,如图11(a)所示,箭头方向为胶芯密封的位移方向,箭头位移长度即为主密封面需要的位移长度(111.5 mm)。由图11(b)可知,正常工况下胶芯主密封面的位移长度可达密封设计要求,可知,主密封面最大位移长度为114.47 mm,这与理论最大行程的相对误差为2.7%。而胶芯主密封面上部的环形凹槽处位移长度介于114.47~143.09 mm。

图12为锥形胶芯密封面位移量变化曲线,分析可知,在6 min后不同温度工况下胶芯的行程均可超过111.5 mm,说明主密封面能够完全接触管柱。随着温度的增加,主密封面的位移量虽然仍能大于111.5 mm,由图7可知,当温度工况超过120 ℃后,主密封面的接触应力无法达到密封要求,即密封面位移长度达标,但接触面应力无法达到密封要求,此时环形防喷器会出现密封失效的风险。

3.3 锥形胶芯密封失效形式分析及应对措施

提取低温、持续工作温度及高温3种工况下的密封面接触应力云图,如图13所示,可以发现,接触面最大接触应力随温度升高先减后增,这与图7的应力曲线结果一致。

从微观上看,锥形胶芯的力学性能随温度呈现复杂非线性变化,其本质是分子链运动与熵弹性竞争的动态平衡。在-18~49 ℃区间,材料由低弹态向高弹态跃迁,温度升高激发了分子链段热运动,导致材料弹性模量下降,表现为接触应力降低;在49~93 ℃区间,橡胶已处于高弹态,此时熵弹性效应逐渐凸显,材料的拉伸迫使无序分子链规则排列引发熵减,根据热力学定律,维持形变需施加与绝对温度成正比的力,宏观表现为反常的局部热硬化现象,此时温度上升反而促使接触应力的上升;而在超过93 ℃后,材料进入黏流状态,逐渐失去弹性恢复能力,表现为接触应力的显著下降。

从宏观上看,锥形胶芯在使用过程中有多种损坏形式,这些损坏的累积会影响其密封性能。通过对正常工况下锥形胶芯与管柱接触面的应力分布情况进行分析,如图14所示。支撑筋上部存在局部接触应力达42.69 MPa,胶芯内壁橡胶的接触应力由149.42 MPa增长到170.76 MPa,胶芯锥面下拐角处的局部接触应力达192.11 MPa。因HNBR材料黏弹性迟滞、环境耦合效应及微观缺陷的存在,长期服役中可能引发局部应力重分布或裂纹扩展,导致密封失效的发生,例如支撑筋上部橡胶剥落、胶芯内壁橡胶开裂或胶芯锥面下拐角处开裂。随着运行周期的增加,微观损伤逐渐积累,在应力集中区域形成小裂纹,这些小裂纹逐渐扩展并与附近的裂纹相互融合形成更大的裂纹。此外,随着温度升高,橡胶逐渐老化,变得更容易开裂和损坏,最终导致橡胶开裂和脱粘。

通过对现场存在的胶芯失效形式及现有研究所提出的失效形式进行分析与统计,对失效后果进行归纳,如表2所示。

通过对钻井现场多类胶芯失效情况的统计,发现橡胶脱落和接触表面划伤为主要的失效形式,占所有胶芯失效形式的比例超过50%。其中,胶芯根部的损坏是最为常见的问题,它通常表现为胶芯根部撕裂、脱胶或鱼鳞状剥落,如图15(a)所示。接触面的磨损也会导致橡胶材料出现颗粒状或块状脱落,这种脱落导致橡胶的过盈量越来越小,最终出现密封失效,如图15(b)和图15(c)所示。

温度对胶芯密封性能的影响表现为材料软化、热膨胀及热应力效应。高温环境会显著降低橡胶类胶芯的弹性模量和抗拉强度,导致其在相同载荷下更易发生蠕变或永久变形;同时,胶芯与金属部件的热膨胀系数差异会引发界面接触应力波动,高温膨胀可能暂时增强密封性,但冷却后因收缩间隙易形成泄漏通道。而低温工况则会导致材料脆化,降低抗冲击能力。此外,极端温度引起的非均匀热应力会与机械应力叠加,加速胶芯内部微缺陷扩展,形成疲劳失效恶性循环。

针对热力耦合失效机理,需采取多维度改进措施。例如,材料方面选用耐温性优异的高性能弹性体(如HNBR);结构设计上采用有限元仿真优化胶芯轮廓曲线,降低应力集中系数;运维阶段通过建立温度-应力协同监测系统,实时调控井口工况,避免超温超压导致的极限载荷冲击。总体来看,钻井过程中环形防喷器锥形胶芯的密封失效是一个涉及多因素的复杂问题,包括胶芯的结构设计、材料选择、工作环境和接触表面状况等,必须进行全面分析,找出导致密封失效的主要因素,并针对性地采取措施加以解决。

4 结论

通过FZ35-105环形防喷器锥形胶芯的温度试验和仿真结果分析极限温度下胶芯密封性能的变化规律,并结合密封失效特性评估并对照现场可能存在的密封失效形式,得到以下结论。

(1)基于Yeoh本构模型建立了胶芯密封性能预测模型,胶芯主密封面位移与体积变化的相对误差小于2.7%,由接触应力计算理论计算所的理论值与仿真值的相对误差为3.45%,说明本文模型具有较高的准确性。

(2) 探究温度-应力演化规律与失效阈值,发现密封面接触应力随温度升高呈先略微上升后快速下降的变化趋势。当温度从120 ℃增加至140 ℃,接触应力由78 MPa下降至36 MPa,这说明在特高压下,高温作用会显著加剧密封失效风险。

(3) 在不同温度工况下,密封面接触应力分布始终存在相同的应力集中区域,包括支撑筋上部、胶芯密封面内壁和胶芯锥面下拐角处,在环形防喷器服役期间应重点关注以上高风险区域。

(4) 为突破当前的技术瓶颈,提出以下优化设计方向:在理论层面构建热-化-力全耦合模型,重点研究高温下橡胶材料物理性能畸变的问题;在设计层面对高应力区实施梯度材料设计与变曲率倒角优化,使局部应力集中得以降低;在控制层面开发温度-压力协同调控系统,当井温超过阈值时自动提升液压补偿压力以抵消材料软化导致的密封力衰减,从而系统性地提升密封可靠性。

参考文献

原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

[1]	马国良, 王健刚, 冯定. 大口径环形防喷器胶芯密封性能分析及设计[J]. 石油机械, 2024, 52(5): 47-52.

[2]	Ma Guoliang, Wang Jiangang, Feng Ding. Large-diameter annular blowout preventer packer sealing performance analysis and design[J]. China Petroleum Machinery, 2024, 52(5): 47-52.

[3]	江鑫禹, 王宪杰, 王如双, 等. 温度和炭黑对天然橡胶影响的分子动力学模拟[J]. 科学技术与工程, 2023, 23(1): 290-295.

[4]	Jiang Xinyu, Wang Xianjie, Wang Rushuang, et al. Molecular dynamics simulation of the effects of temperature and carbon black on natural rubber[J]. Science Technology and Engineering, 2023, 23(1): 290-295.

[5]	王玥, 邹龙庆, 张宗旭, 等. 环形防喷器密封胶芯本构模型研究[J]. 机床与液压, 2022, 50(14): 46-49.

[6]	Wang Yue, Zou Longqing, Zhang Zongxu, et al. Research on constitutive model of sealant core for annular BOP[J]. Machine Tool & Hydraulics, 2022, 50(14): 46-49.

[7]	黄鑫, 刘洋, 洪毅, 等. 井控半封闸板体失效机理与密封性能研究[J]. 科学技术与工程, 2023, 23(12): 5048-5057.

[8]	Huang Xin, Liu Yang, Hong Yi, et al. Failure mechanism and sealing performance of well control semi sealing ram body[J]. Science Technology and Engineering, 2023, 23(12): 5048-5057.

[9]	姚尧, 毛正义, 綦耀光, 等. 气控环形防喷器密封胶芯大变形分析[J]. 润滑与密封, 2019, 44(2): 39-44, 50.

[10]	Yao Yao, Mao Zhengyi, Qi Yaoguang, et al. Analysis of large deformation of sealing rubber core of air-controlled annular blowout preventer[J]. Lubrication Engineering, 2019, 44(2): 39-44, 50.

[11]	刘洋, 黎文奇, 管锋, 等. 球型防喷器胶芯安全性能与结构优化[J]. 西安石油大学学报(自然科学版), 2024, 39(1): 97-105.

[12]	Liu Yang, Li Wenqi, Guan Feng, et al. Safety performance and structural optimization of rubber core of spherical blowout preventer[J]. Journal of Xi’an Shiyou University, 2024, 39(1): 97-105.

[13]	胡四海, 赵广慧, 张川, 等. 关井过程防喷器胶芯的冲蚀性能研究[J]. 表面技术, 2024, 53(23): 159-168.

[14]	Hu Sihai, Zhao Guanghui, Zhang Chuan, et al. Research on the erosion performance of rubber core of bop pipe ram during shut-in process[J]. Surface Technology, 2024, 53(23): 159-168.

[15]	Eldeeb A E, Shabana A A. Geometrically consistent nonlinear plane strain and stress constitutive models: application to soft-material oscillations[J]. Journal of Sound and Vibration, 2024, 569: 117996.

[16]	Aeran A, Acosta R, Siriwardane S C, et al. A nonlinear fatigue damage model: comparison with experimental damage evolution of S355 (SAE 1020) structural steel and application to offshore jacket structures[J]. International Journal of Fatigue, 2020, 135: 105568.

[17]	Liu Y, Qian L, Xia C, et al. Failure analysis and structural optimization of rubber core and support rib of full-size spherical blowout preventer[J]. Engineering Failure Analysis, 2023, 143: 106865.

[18]	Moon B, Kim K, Park K, et al. Fatigue life prediction of tire sidewall using modified Arrhenius equation[J]. Mechanics of Materials, 2020, 147: 103405.

[19]	Guo L, Zeng Y, Huang J, et al. Fatigue optimization of rotary control head rubber core based on steady sealing[J]. Engineering Failure Analysis, 2022, 132: 105935.

[20]	Lan W, Wang H, Zhang X, et al. Sealing properties and structure optimization of packer rubber under high pressure and high temperature[J]. Petroleum Science, 2019, 16(3): 632-644.

[21]	Dong L, Tang Y, Tang G, et al. Sealing performance analysis of rubber core of annular BOP: FEM simulation and optimization to prevent the SBZ[J]. Petroleum, 2023, 9(3): 419-426.

[22]	刘洋, 姚方旭, 牟易升, 等. 球形防喷器关键结构失效分析与结构改进研究[J]. 中国安全生产科学技术, 2023, 19(5): 130-135.

[23]	Liu Yang, Yao Fangxu, Mou Yisheng, et al. Study on failure analysis and structural improvement for key structures of spherical BOP[J]. Journal of Safety Science and Technology, 2023, 19(5): 130-135.

[24]	王红杰. 高温环境下的防喷器胶芯[J]. 内蒙古石油化工, 2022, 48(5): 15-18.

[25]	Wang Hongjie. BOP packing units at high temperature[J]. Inner Mongolia Petrochemical Industry, 2022, 48(5): 15-18.

[26]	Moon B, Lee J, Park S, et al. Study on the aging behavior of natural rubber/butadiene rubber (NR/BR) blends using a parallel spring model[J]. Polymers, 2018, 10(6): 658.

[27]	Zhang J, Li Q, Zhang C, et al. High-temperature sealing performance and structure optimization of rubber core for conical blowout preventer[J]. Geoenergy Science and Engineering, 2024, 234: 212606.

[28]	李滨, 武胜男, 张来斌. 极端工况下闸板防喷器剪切失效场景探究[J]. 科学技术与工程, 2025, 25(8): 3201-3208.

[29]	Li Bin, Wu Shengnan, Zhang Laibin. Shearing failure scenarios of ram blowout preventer under extreme working conditions[J]. Science Technology and Engineering, 2025, 25(8): 3201-3208.

[30]	李雪冰, 危银涛. 一种改进的Yeoh超弹性材料本构模型[J]. 工程力学, 2016, 33(12): 38-43.

[31]	Li Xuebing, Wei Yintao. An improved yeoh constitutive model for hyperelastic material[J]. Engineering Mechanics, 2016, 33(12): 38-43.

[32]	全国钻探与岩土机械标准化技术委员会. 石油天然气钻采设备钻通设备: GB/T 20174—2019[S]. 北京: 中国标准出版社, 2020.

[33]	National Technical Committee on Drilling and Geotechnical Machinery/ISO. Petroleum and natural gas drilling and production equipment-drilling through equipment: GB/T 20174—2019[S]. Beijing: China Standards Press, 2020.

[34]	石昌帅, 陈凯林, 祝效华. 螺杆定子衬套热老化本构参数及内腔变形规律研究[J]. 润滑与密封, 2019, 44(4): 33-39.

[35]	Shi Changshuai, Chen Kailin, Zhu Xiaohua. Research on thermal ageing constitutive parameters and inner cavity deformation of screw stator bushings[J]. Lubrication Engineering, 2019, 44(4): 33-39.

[36]	左彦江, 王柱, 王俊璞. 碳纳米管增强氟橡胶高温力学行为及本构关系研究[J]. 计算力学学报, 2024, 41(3): 593-598.

[37]	Zuo Yanjiang, Wang Zhu, Wang Junpu. Study of mechanical behavior and constitutive relation of carbon nanotube reinforced fluororubber at high temperature[J]. Chinese Journal of Computational Mechanics, 2024, 41(3): 593-598.

[38]	李波, 李圣鑫, 张执南, 等. 热氧老化作用对丁腈橡胶力学性能和摩擦学行为的影响[J]. 材料工程, 2021, 49(5): 114-121.

[39]	Li Bo, Li Shengxin, Zhang Zhinan, et al. Effect of thermos-oxidative aging on mechanical properties and tribological behaviors of acrylonitrile-butadiene rubber[J]. Journal of Materials Engineering, 2021, 49(5): 114-121.

[40]	王复东. 旋转控制头动密封胶芯接触应力有限元分析与试验研究[D]. 上海: 上海交通大学, 2002.

[41]	Wang Fudong. Finite element analysis and experiment on contact stress of sealing element in rotating control head[D]. Shanghai: Shanghai Jiao Tong University, 2002.