閆文輝,郭李彤,彭 勇,段正勇,吳 恒,胡 楠
(1.西安石油大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,陜西 西安 710065; 2.南陽理工學(xué)院 機(jī)械與汽車工程學(xué)院,河南 南陽 473000;3.寶雞石油機(jī)械有限責(zé)任公司 研究院,陜西 寶雞 721002)
鐵鉆工是自動(dòng)化鉆井生產(chǎn)中鉆機(jī)的配套設(shè)備,作為液壓動(dòng)力大鉗的升級替代產(chǎn)品,鐵鉆工能夠安全、高效地完成鉆具的上卸扣和緊沖扣等工作。近年來,雖然國內(nèi)研制鐵鉆工的廠商較多,但大多數(shù)還處于工業(yè)性試驗(yàn)、定型階段,現(xiàn)場鉆井作業(yè)中仍然廣泛使用液氣大鉗[1]。鐵鉆工配合其他設(shè)備在鉆井平臺上使用,容易實(shí)現(xiàn)自動(dòng)化控制,操作人員遠(yuǎn)離井口作業(yè),提高了作業(yè)時(shí)的安全性。在進(jìn)行作業(yè)時(shí)不需要根據(jù)鉆桿直徑的變化更換相應(yīng)的鄂板,操作簡單,工作效率高[2]。目前歐美的主要石油設(shè)備廠商已開發(fā)出幾代鐵鉆工產(chǎn)品,其產(chǎn)品的應(yīng)用也比較普遍[3]。
目前國際上常見的鐵鉆工產(chǎn)品根據(jù)結(jié)構(gòu)的不同,大體可分為手臂式和落地式,主要結(jié)構(gòu)均包括移動(dòng)裝置和鉗體兩部分[4],鉗體分為旋扣裝置和沖扣裝置,結(jié)構(gòu)簡單,便于保養(yǎng)與維修。沖扣鉗由上鉗和下鉗組成,采用開放式箱體結(jié)構(gòu),通過夾緊液缸的伸縮帶動(dòng)夾持機(jī)構(gòu)和滑塊總成運(yùn)動(dòng),從而實(shí)現(xiàn)鉗口的開合,完成對不同直徑鉆具的夾持;上、下鉗之間設(shè)有導(dǎo)軌和沖扣液壓缸,通過沖扣缸的伸縮實(shí)現(xiàn)沖扣/緊扣動(dòng)作[5]。
本文主要對鐵鉆工鉗牙進(jìn)行研究,分析鉗牙與石油管柱外壁的接觸、摩擦特性、磨損原因等問題,討論關(guān)鍵參數(shù)對扭矩的影響,為鉗牙的設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo)。并在此基礎(chǔ)上,以管柱咬痕小于1 mm、鉗牙壽命更長、提供更大的扭矩為目的,對鉗牙各參數(shù)與摩擦系數(shù)之間的關(guān)系進(jìn)行分析,以尋求最優(yōu)參數(shù)。
齒形鉗牙的齒形方向平行于管柱旋轉(zhuǎn)軸線,考慮起鉆時(shí)管柱表面的污染,鉗牙齒通常不連續(xù)。以直齒形鉗牙為例,卸扣過程中,垂直于管柱軸線的截面內(nèi)齒形鉗牙與管柱的接觸示意圖如圖1所示。
卸扣過程中,在液壓系統(tǒng)的作用下產(chǎn)生法向力Fn,推動(dòng)鉗牙抱緊管柱接頭外壁,阻力扭矩為T。在液壓力的作用下,鉗牙咬入管柱接頭外壁,不打滑的情況下,鉗牙在液壓系統(tǒng)的驅(qū)動(dòng)下旋轉(zhuǎn),帶動(dòng)管柱轉(zhuǎn)動(dòng),實(shí)現(xiàn)沖卸扣功能[6]。以鉗牙的兩個(gè)齒形為例,鉗牙齒與管柱接頭外壁的咬合狀態(tài)如圖2所示。
圖1 卸扣過程中齒形鉗牙與管柱的接觸與扭轉(zhuǎn)Fig.1 Contact and twist between clamp tooth and pipe string during breaking-out operation
圖2 齒形鉗牙與管柱接頭外壁的咬合Fig.2 Occlusion of clamp tooth and external wall of pipe string joint
圖2中,θ為鉗牙齒的牙型角,h為鉗牙齒的高度,r1、r2分別為鉗牙齒的牙頂角和牙根過渡圓角半徑,R為管柱外徑,t為鉗牙齒咬入管柱接頭外壁的深度,p為鉗牙齒的牙頂周向距離。
設(shè)鉗牙齒數(shù)為n,每個(gè)齒沿管柱軸線方向的長度為l,上卸扣時(shí)的阻力扭矩為T。鉗牙咬入管柱接頭外壁的深度不允許過大,為安全起見,可以認(rèn)為每個(gè)鉗牙齒的切向力對管柱的作用力臂為R-t。則在克服阻力扭矩T時(shí),鉗牙受到的切向力為
(1)
鉗牙在上卸扣過程中,壓痕的單側(cè)總是受擠壓傳遞扭矩,擠壓側(cè)面會(huì)產(chǎn)生很大的摩擦力Ff。順時(shí)針運(yùn)動(dòng)時(shí),以鉗牙為研究對象,分析其受力情況[7-8],如圖3所示。
圖3 壓痕側(cè)面受力分析Fig.3 Stress analysis of indented side
圖3中,將Fit沿咬痕側(cè)面正交分解,即分解成垂直于壓痕側(cè)面和沿壓痕側(cè)面的2個(gè)分力Fitn和Fitt。則摩擦力
Ff=Fitnf;
(2)
式中:f為鉗牙與管柱接頭外壁咬痕接觸面的摩擦系數(shù)。
Fitn=Fitcos∠OPQ。
(3)
在三角形△POQ中,有
(4)
綜合式(1)、(3)、(4),可得:
(5)
對于鉗牙齒,勻速上卸扣過程中受力平衡,滿足方程組:
(6)
綜合式(1)、(2)、(5)、(6),可得:
Fn(R-t)fv=T。
(7)
(8)
在上卸扣過程中,鉗牙齒和管柱接頭不允許打滑,因此鉗牙齒咬入管柱接頭外壁時(shí)產(chǎn)生的當(dāng)量摩擦力矩應(yīng)大于阻力矩[9],即
(9)
鉗牙齒在法向力Fn作用下咬入管柱接頭外壁的深度為t時(shí),每個(gè)壓痕的有效受力面積為:
(10)
所以,正壓力Fn在管柱接頭外壁產(chǎn)生的壓應(yīng)力為:
(11)
鉗牙齒要能咬入管柱接頭外壁,則此應(yīng)力應(yīng)達(dá)到管柱接頭材料的屈服強(qiáng)度σgy,則
(12)
實(shí)際應(yīng)用時(shí),管柱接頭材料的屈服強(qiáng)度可以用其壓痕硬度代替。
Fitn在管柱接頭外表面壓痕側(cè)面的作用面積為
(13)
所以Fitn在管柱接頭外表面壓痕側(cè)面產(chǎn)生的壓應(yīng)力為
(14)
為保證上卸扣過程中管柱接頭外表面的接觸面不被壓潰,應(yīng)滿足
選取我院2013級護(hù)理專業(yè)四年制同一年級兩個(gè)雙證書班,共118名學(xué)生為研究對象,分為實(shí)驗(yàn)組和對照組,兩組均在第二至第三學(xué)期開設(shè)護(hù)理學(xué)基礎(chǔ)課程。兩組護(hù)生在性別、年齡、入學(xué)水平方面比較,差異無顯著性(P>0.05),具體見表 1。
(15)
式中:[σgbc]為管柱材料的許用抗壓強(qiáng)度。
鉗牙齒咬入部分的受剪面積與鉗牙齒在法向力Fn作用下能咬入管柱接頭外壁的深度為t時(shí)每個(gè)壓痕的受力面積相同。而所受剪力則為Fit,所以鉗牙齒咬入部分的剪切應(yīng)力為:
(16)
則鉗牙齒咬入部分的抗剪斷強(qiáng)度條件為:
(17)
式中:[σqc]為鉗牙齒材料的許用剪切強(qiáng)度。
保守地,每個(gè)鉗牙齒根受到的彎矩可近似為
(18)
鉗牙齒根受彎截面的抗彎系數(shù)為
(19)
所以,鉗牙齒根的彎曲應(yīng)力為
(20)
為避免鉗牙齒的齒根折斷破壞,應(yīng)滿足
(21)
式中:[σqb]為鉗牙齒材料的許用彎曲強(qiáng)度。
除避免上述鉗牙齒的失效形式之外,另外一個(gè)不可避免的失效形式是磨損。在載荷作用下,運(yùn)動(dòng)副之間的摩擦導(dǎo)致零件表面材料的逐漸喪失或遷移。磨損會(huì)影響鐵鉆工的效率,降低其工作的可靠性[10]。影響鉗牙齒磨損的主要因素包括材料性能、載荷工況、幾何結(jié)構(gòu)及環(huán)境等。對于鉗牙齒而言,材料性能主要是硬度和彈性模量,在滿足抗彎強(qiáng)度、抗剪強(qiáng)度及抗壓強(qiáng)度的同時(shí),盡可能提高材料的表面硬度,選擇彈性模量較高的材料。載荷工況主要是載荷大小、作用次數(shù),載荷越大、循環(huán)次數(shù)越多,磨損量就越大。幾何結(jié)構(gòu)主要決定鉗牙齒與管柱接頭外壁的接觸應(yīng)力的大小、應(yīng)力集中等。環(huán)境因素主要是溫度、潤滑,溫度的升高會(huì)加速磨損,而潤滑雖然有降低磨損程度的作用,但會(huì)導(dǎo)致摩擦力降低,容易出現(xiàn)打滑現(xiàn)象。
本文研究的影響鉗牙齒與管柱接頭外壁接觸時(shí)當(dāng)量摩擦系數(shù)fv的因素有咬痕深度t、牙型角θ、鉗牙牙頂?shù)菇前霃絩1、管柱外半徑R。根據(jù)式(8)分析4個(gè)因素對當(dāng)量摩擦系數(shù)fv的影響。鉗牙齒與管柱接頭外壁接觸時(shí),管柱為高合金鋼,鉗牙為碳素鋼,根據(jù)2種材料選取摩擦系數(shù)f為0.12,各參數(shù)的取值水平見表1。
表1 當(dāng)量摩擦系數(shù)的因素及其水平Tab.1 Factors of equivalent friction coefficient and their levels
正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)利用一套規(guī)格化的正交表[11]安排試驗(yàn), 4個(gè)因素4個(gè)水平對應(yīng)的可選用的正交表為L16(45),即進(jìn)行16次試驗(yàn)。將咬痕深度t、牙型角θ、鉗牙牙頂?shù)菇前霃絩1、管徑外半徑R這4個(gè)因素分別標(biāo)記為A、B、C、D,表中有一列為空列標(biāo)記為E,其正交設(shè)計(jì)及試驗(yàn)結(jié)果見表2。
正交試驗(yàn)結(jié)果的分析方法有2種,即極差分析法(直觀法)和方差分析法。極差分析法具有計(jì)算簡便、簡單易懂等優(yōu)點(diǎn),是正交試驗(yàn)結(jié)果分析常用的方法[12]。對上述正交試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行極差分析,得到極差結(jié)果見表3。
由表3可知,因素B的極差最大,表明牙型角θ對當(dāng)量摩擦系數(shù)fv的影響最為顯著,其次是咬痕深度t和管柱外半徑R,鉗牙牙頂?shù)菇前霃絩1的極差最小,對當(dāng)量摩擦系數(shù)fv的影響幾乎可以忽略不計(jì)。
表2 正交設(shè)計(jì)及試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Design and results of orthogonal tests
表3 試驗(yàn)結(jié)果統(tǒng)計(jì)分析Tab.3 Statistical analysis of orthogonal test results
繪制咬痕深度t、牙型角θ、管徑外半徑R在正交試驗(yàn)4水平值下的當(dāng)量摩擦系數(shù)fv均值折線圖如圖4所示。由圖4可知,要求咬痕深度t≤1.0 mm時(shí),對常用管柱直徑系列(即管柱外半徑R水平1、水平2、水平3,分別對應(yīng)管柱直徑為D=88.9 mm、114.3 mm、127 mm),牙型角θ的最佳取值介于其水平2(θ=80°)與水平3(θ=100°)之間。
圖4 t/θ/R 4水平下當(dāng)量摩擦系數(shù)fv均值Fig.4 Mean values of equivalent friction coefficient fv under four horizonts of t,θ and R
在金屬摩擦系數(shù)f=0.12,鉗牙牙頂?shù)菇前霃絩1=0.5 mm時(shí),分別以牙型角θ與咬痕深度t、牙型角θ與管柱外半徑R為自變量,當(dāng)量摩擦系數(shù)fv為因變量擬合曲面如圖5、圖6所示,可以更直觀地對比不同因素組合對當(dāng)量摩擦系數(shù)fv的影響。
圖5 θ/t因素指標(biāo)水平曲面Fig.5 Equivalent friction coefficient curved surface of factors θ and t
圖6 θ/R因素指標(biāo)水平曲面Fig.6 Equivalent friction coefficient curved surface of factors θ and R
(1)鉗牙齒和管柱接頭外表面壓痕在上卸扣過程中是不允許打滑的,即鉗牙齒壓入管柱接頭外壁時(shí)產(chǎn)生的當(dāng)量摩擦力矩應(yīng)大于阻力矩,不滿足條件時(shí),鐵鉆工應(yīng)停止工作。
(2)鉗牙齒應(yīng)遵循抗磨損設(shè)計(jì)原則進(jìn)行設(shè)計(jì),力求避免或減輕磨損,增長其使用壽命。
(3)咬痕深度t、牙型角θ、鉗牙牙頂?shù)菇前霃絩1、管柱外半徑R對當(dāng)量摩擦系數(shù)fv影響的敏感性從大到小依次為:牙型角θ、咬痕深度t、管柱外半徑R、鉗牙牙頂?shù)菇前霃絩1。
(4)對于常用的管柱直徑系列(D=88.9 mm、114.3 mm、127 mm),為使其在被夾持時(shí)的咬痕深度t≤1.0 mm, 鉗牙的牙型角θ的取值范圍應(yīng)為80°~100°,此時(shí)當(dāng)量摩擦系數(shù)fv為較優(yōu)值。