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      摘要:雙臺(tái)肩螺紋以其高抗扭能力，在鉆井作業(yè)過(guò)程中得到廣泛應(yīng)用。然而雙臺(tái)肩螺紋加工精度要求高，致使國(guó)內(nèi)很多廠家生產(chǎn)的雙臺(tái)肩鉆桿螺紋接頭達(dá)不到設(shè)計(jì)要求。切削熱是影響雙臺(tái)肩螺紋接頭加工精度的主要因素之一。為研究切削熱對(duì)雙臺(tái)肩螺紋加工精度和連接強(qiáng)度的影響，建立了一種基于CAE 協(xié)同仿真的方法: 通過(guò)建立雙臺(tái)肩螺紋車削加工的有限元模型，分析其在加工過(guò)程中的溫度場(chǎng)分布情況; 然后建立雙臺(tái)肩螺紋接頭的溫度-變形模型，研究溫度場(chǎng)對(duì)螺紋變形的影響，即加工精度影響; 通過(guò)建立三維的螺紋接頭有限元計(jì)算模型，評(píng)價(jià)切削熱所引起的加工誤差對(duì)雙臺(tái)肩鉆桿螺紋接頭連接強(qiáng)度的影響。通過(guò)研究得出，切削熱引起的螺紋牙單側(cè)面軸向變形約0. 014 8 mm，該變形量將導(dǎo)致接頭抗扭和抗拉性能下降30%，且大幅度降低了壓縮載荷或彎曲載荷作用時(shí)的使用壽命。因此加工應(yīng)考慮切削熱的影響，提出了相應(yīng)的改進(jìn)措施，并計(jì)算了多種常用切削用量下的變形量。

 
       引言

      鉆桿是油氣開(kāi)采所使用的主要管材之一，起到起下鉆頭、施加鉆壓、傳遞扭矩和輸送鉆井液等作用。鉆柱是由一根根鉆桿通過(guò)鉆桿螺紋接頭連接，使得鉆桿螺紋接頭成為了整個(gè)鉆柱的薄弱環(huán)節(jié) 。由于鉆柱在井下受力比較復(fù)雜，易發(fā)生鉆柱失效事故 ，一旦發(fā)生鉆柱失效事故，輕則停工打撈，耗時(shí)費(fèi)力，重則甚至導(dǎo)致全井報(bào)廢，經(jīng)濟(jì)損失極其嚴(yán)重。據(jù)調(diào)查，我國(guó)86%以上的鉆柱失效事故發(fā)生在螺紋連接處 ］。雙臺(tái)肩螺紋是一種非API 標(biāo)準(zhǔn)的鉆桿螺紋接頭，以其高抗扭和高密封壓力得到鉆井界的認(rèn)可 ，然而雙臺(tái)肩螺紋的加工精度要求遠(yuǎn)高于API 結(jié)構(gòu)，致使國(guó)內(nèi)很多廠家生產(chǎn)的雙臺(tái)肩鉆桿螺紋接頭達(dá)不到設(shè)計(jì)要求。許多學(xué)者對(duì)螺紋承載能力的計(jì)算及失效分析做了大量的研究工作 251-264［ ，然而鮮有對(duì)于其加工精度的研究報(bào)道。由于鉆桿螺紋螺距大、牙型高、加工過(guò)程中刀具與工件接觸面積大等原因，使得加工過(guò)程中的切削溫度遠(yuǎn)高于普通外圓車削，且由于切削形狀特點(diǎn)，切削液難以作用到切削位置，致使散熱條件顯著低于后者。因此鉆桿螺紋車削熱對(duì)成型質(zhì)量的影響遠(yuǎn)大于普通外圓車削。本文建立了一種基于CAE 協(xié)同仿真的方法:通過(guò)建立雙臺(tái)肩螺紋車削加工的有限元模型、雙臺(tái)肩螺紋接頭的溫度-變形模型和三維的螺紋接頭有限元計(jì)算模型，評(píng)價(jià)切削熱所引起的加工誤差對(duì)雙臺(tái)肩鉆桿螺紋接頭連接強(qiáng)度的影響。

      1、雙臺(tái)肩鉆桿螺紋

   
     雙臺(tái)肩鉆桿螺紋接頭設(shè)計(jì)有兩個(gè)臺(tái)肩———主臺(tái)肩和副臺(tái)肩( 如圖1 所示) ，在鉆井作業(yè)時(shí)，兩臺(tái)肩同時(shí)接觸，改變了鉆桿接頭螺紋的變形協(xié)調(diào)關(guān)系，通過(guò)小幅度的提高副臺(tái)肩附近螺紋牙的應(yīng)力水平，降低主臺(tái)肩附近螺紋牙的峰值應(yīng)力，進(jìn)而提高鉆桿螺紋的抗扭性能。

                              圖1 雙臺(tái)肩鉆桿螺紋結(jié)構(gòu)示意圖
 

     鉆桿接頭所受載荷工況較為惡劣，其主要承受的載荷類型為軸向的拉伸或壓縮載荷、扭矩載荷和彎矩載荷。載荷大小受工況影響較大，超深井中的軸向拉伸載荷能達(dá)到數(shù)千kN; 在鉆水平井眼時(shí)，扭矩載荷甚至達(dá)到數(shù)十kN·m; 彎矩載荷隨井眼曲率的增加而增大。

      2 、車削加工溫度場(chǎng)分析

     2. 1 車削加工溫度場(chǎng)計(jì)算模型

     比熱為460 J /( kg·℃)  。將鉆桿螺紋的車削加工過(guò)程簡(jiǎn)化為擬三維模型; 螺紋車削加工的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)轉(zhuǎn)化為直線運(yùn)動(dòng)，模型中的軸向進(jìn)給速度即為工件與刀尖接觸處的線速度; 切削寬度為螺紋牙在平面展開(kāi)的寬度，本文模型中螺紋牙型為V － 0. 038Ｒ，其切削寬度為7. 15 mm。由于切削熱主要由切屑帶走，在空氣中的瞬時(shí)散熱量可忽略，因而在材料切除率相同的情況下，能夠確保溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果的可靠性。模型中采用自適應(yīng)網(wǎng)格進(jìn)行單元?jiǎng)澐帧?/font>

      2. 2 計(jì)算結(jié)果與分析討論

     圖2 所示分別為背吃刀量0. 15 mm、0. 2 mm、0. 25mm 和0. 3 mm 時(shí)溫度云圖。由圖中可以看出，不同背吃刀量下，溫度沿工件和刀具的分布規(guī)律基本相同; 切屑的溫度普遍高于工件溫度，溫度峰值出現(xiàn)在剛脫離工件的切屑與刀具接觸處，并在車刀的前刀面形成高溫區(qū); 車刀與工件的接觸位置溫度較高，在常用背吃刀量0. 3 mm 時(shí)的工件與車刀接觸位置的溫度高達(dá)980℃; 車削加工的熱影響區(qū)受背吃刀量的變化而變化，區(qū)域略大于背吃刀量，背吃刀量為0. 3 mm 時(shí)的熱影響區(qū)長(zhǎng)度約0. 5 mm。

                            圖2 溫度云圖

      3 、溫度-變形分析

      3. 1 工件溫度-變形分析

      鑒于工件受切削溫度的影響為瞬時(shí)過(guò)程，分析其在切削時(shí)刻的變形量也是瞬時(shí)加載過(guò)程。由前文分析可計(jì)算得出車刀對(duì)工件任一切削位置的熱作用時(shí)間為0. 000 4 s。

     分別建立鉆桿接頭公扣和母扣在切削溫度影響下的變形量計(jì)算有限元模型，計(jì)算結(jié)果如圖3、圖4 所示。

      圖3 所示為公扣與母扣在切削第一牙時(shí)的變形云圖，圖3a、圖3b 為軸向變形量，圖3c、圖3d 為徑向變形量。由圖中可以看出，切削位置的螺紋牙在切削熱作用下牙頂位置向兩側(cè)變形; 軸向變形引起切削過(guò)程的讓刀，使得實(shí)際切削量低于吃刀量，進(jìn)而導(dǎo)致切削成型后的螺紋牙型寬度、牙型角大于設(shè)計(jì)尺寸。
 

                         圖3 公扣與母扣變形云圖

    
                圖4 切削不同螺紋牙時(shí)公扣與母扣的軸向與牙型高度變形量

     徑向變形量是沿螺紋牙旋轉(zhuǎn)的圓周方向，其變形量為兩個(gè)分方向的合位移，鑒于螺紋牙的對(duì)稱性，在任一方向的正變形即為各位置處的變形量值。徑向變形量引起待切削材料在牙型高度方向發(fā)生變化，由圖3c、圖3d 所示可以看出，切削熱使得待切削材料沿徑向膨脹，刀具仍按照原進(jìn)給位置切削，當(dāng)工件恢復(fù)常溫時(shí)成型尺寸低于設(shè)計(jì)尺寸，導(dǎo)致牙型高度低于設(shè)計(jì)高度。

     由圖4 所示不同螺紋牙在切削時(shí)公扣與母扣的軸向與牙型高度變形量可以看出，在切削不同螺紋牙時(shí)的軸向變形量和牙型高度變形量雖略有變化，但變化范圍均很小。因此在連接強(qiáng)度計(jì)算時(shí)，忽略切削位置的影響，取其平均值0. 014 8 mm。

     3. 2 刀具溫度-變形分析

     加工過(guò)程中，單次進(jìn)給車刀與工件的接觸時(shí)間約3 s，由于切削最后一刀時(shí)切削刃與工件全部接觸，對(duì)工件成型質(zhì)量影響最大。簡(jiǎn)化車刀中的斷屑器、十字螺釘?shù)扰浼④嚨兜臏囟?變形有限元計(jì)算模型，其計(jì)算結(jié)果如圖5 中所示。

                          圖5 車刀變形云圖

      4 、連接強(qiáng)度影響分析

     本節(jié)通過(guò)對(duì)比設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)與切削熱影響結(jié)構(gòu)對(duì)扭矩、拉伸/壓縮、彎曲載荷的承載性能，研究切削熱對(duì)螺紋連接強(qiáng)度的影響。

     4. 1 3D 螺紋連接有限元模型

     以外徑127 mm 的雙臺(tái)肩鉆桿螺紋接頭為研究對(duì)象建立有限元模型; 公扣與母扣的螺紋牙、主臺(tái)肩、副臺(tái)肩為面-面接觸，接觸面間摩擦系數(shù)為0. 114; 對(duì)公扣端部施加拉壓彎扭載荷，母扣端部固定; 采用C3D8Ｒ六面體單元對(duì)模型進(jìn)行單元?jiǎng)澐郑?0］，有限元模型如圖6 所示。

                   圖6 連接螺紋有限元模型

     4. 2 連接強(qiáng)度影響分析

     由圖7、圖8 所示設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)與熱影響結(jié)構(gòu)在扭矩載荷、拉伸載荷、壓縮載荷和彎曲載荷作用下的應(yīng)力計(jì)算結(jié)果可以看出: 在相同載荷作用下，設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)應(yīng)力水平均低于熱影響結(jié)構(gòu)，尤其是扭矩載荷和拉伸載荷情況; 設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)在扭矩35 kN·m 時(shí)剛發(fā)生屈服，而熱影響結(jié)構(gòu)的峰值應(yīng)力已達(dá)到材料的強(qiáng)度極限，熱影響結(jié)構(gòu)抗扭性能降低約30%; 同樣，熱影響結(jié)構(gòu)在2 200kN 的拉力下已達(dá)到材料的強(qiáng)度極限，而設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)抗拉3 000 kN，承載能力下降近30%; 熱影響結(jié)構(gòu)在較低的壓縮載荷和彎曲載荷作用時(shí)的應(yīng)力水平高于設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)，這將導(dǎo)致接頭的抗疲勞性能下降，大幅度降低其使用壽命。

                                   圖7 抗扭、抗拉強(qiáng)度

                                     圖8 抗壓、抗彎強(qiáng)度

   
     5 、改進(jìn)措施研究

    由前述分析可知，在雙臺(tái)肩鉆桿螺紋加工過(guò)程中，切削熱對(duì)其加工質(zhì)量的影響不容忽視。圖9 給出了雙臺(tái)肩螺紋常用切削用量下的變形量，圖中變形量可作為補(bǔ)償量，為數(shù)控編程和切削刃參數(shù)設(shè)計(jì)提供依據(jù)。具體可實(shí)施措施如下:

     ( 1) 在數(shù)控程序編程時(shí)，減少?gòu)较蚯邢髁浚员Ｕ涎佬透叨龋瑫r(shí)對(duì)兩側(cè)刃進(jìn)行刀具補(bǔ)償，以保證螺紋牙兩側(cè)邊的加工精度，變化量如圖9 中所示。

     ( 2) 若最后一刀背吃刀量一定，可在刀具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)降低牙型高度，并增大兩側(cè)邊切削刃，其變化量如圖9 中所示。

                             圖9 各背吃刀量下的溫度和變形量

       6、 結(jié)論

     本文基于CAE 協(xié)同仿真的方法，通過(guò)對(duì)雙臺(tái)肩螺紋切削熱、熱變形量和變形后連接強(qiáng)度的計(jì)算得出以下結(jié)論:

     1) 通過(guò)車削加工過(guò)程溫度場(chǎng)研究得出，在常用背吃刀量0. 3 mm 時(shí)的工件與車刀接觸位置的溫度高達(dá)980℃; 車削加工的熱影響區(qū)隨背吃刀量變化，區(qū)域略大于背吃刀量，背吃刀量為0. 3 mm 時(shí)的熱影響區(qū)長(zhǎng)度約0. 5 mm。

     2) 通過(guò)溫度-變形模型研究得出，受切削熱的影響，切削成型后的螺紋牙型寬度、牙型角大于設(shè)計(jì)尺寸，牙型高度低于設(shè)計(jì)尺寸，相差約0. 014 8 mm。

     3) 通過(guò)3D 連接螺紋有限元模型計(jì)算得出，熱影響結(jié)構(gòu)的抗扭、抗拉承載性能下降約30%，同時(shí)在壓縮載荷或彎曲載荷作用下，接頭的使用壽命也大幅度降低。

     4) 計(jì)算了多種背吃刀量時(shí)的變形量，并提出通過(guò)數(shù)控編程補(bǔ)償或改建刀具結(jié)構(gòu)參數(shù)的措施提高加工精度。