Повышение долговечности резьбовых соединений бурильных труб на основе моделирования и выбора рационального момента затяжки при сборке тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 00.00.00, кандидат наук Халтурин Олег Александрович

• Халтурин Олег Александрович
• кандидат наук
• 2023

Оглавление диссертации кандидат наук Халтурин Олег Александрович

Введение

1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА ЦЕЛЬ И ЗАДАЧИ РАБОТЫ

1.1. Конструкторско-технологические требования к изготовлению резьбовых соединений бурильных труб

1.1.1. Общие сведения о бурении скважин

1.1.2. Особенности конструкции конических резьбовых соединений

1.1.3. Изготовление конических резьб

1.1.4. Сборка бурильной колонны

1.2. Проблемы, возникающие при эксплуатации БТ с резьбовыми соединениями

1.2.1. Условия эксплуатации и причины внезапных отказов

1.2.2. Поломка резьбы труб и замков

1.3. Пути повышения долговечности ЗРС

1.3.1. Совершенствование конструкции ЗРС

1.3.2. Технологические способы повышения долговечности ЗРС

1.4. Анализ методов моделирования НДС резьбовых соединений при изготовлении и сборке

1.5. Анализ методов экспериментальных исследований НДС резьбовых соединений при изготовлении и сборке

1.6. Выводы

2. РАЗРАБОТКА МАТЕМАТИЧЕСКОЙ Модели Напряженно-деформированного состояния В ЗРС

2.1. Разработка математической модели формирования резьбового профиля

2.1.1. Моделирование формообразования

2.1.2. Определение параметров сформированного профиля

2.2. Разработка конечно-элементной математической модели

2.2.1. Система допущений

2.2.2. Математическая модель

2.3. Исходные данные и граничные условия

2.4. Моделирование обкатывания резьбы

2.5. Моделирование свинчивания

2.5.1. Геометрическое свинчивание

2.5.2. Свинчивание с приложением момента затяжки

2.5.3. Определение фактического момента затяжки

2.5.4. Влияние погрешностей изготовления на функциональную зависимость момента затяжки и угла поворота

2.6. Методика оценки сопротивления усталости циклическим эксплуатационным нагрузкам

2.6.1. Приложение эксплуатационных нагрузок

2.6.2. Методика оценки циклической прочности

2.7. Выводы

3. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПО ВЛИЯНИЯ ПАРАМЕТРОВ ИЗГОТОВЛЕНИЯ РЕЗЬБЫ НА РАЦИОНАЛЬНЫЙ МОМЕНТ СВИНЧИВАНИЯ75

3.1. Влияние погрешностей изготовления на сопротивление усталости

3.1.1. Расчет напряженно-деформированного состояния в замковом резьбовом соединении с наличием отклонений конусности

3.1.2. Расчет напряженно-деформированного состояния в замковом резьбовом соединении с наличием отклонений шага

3.1.3. Сочетание отклонений элементов профиля резьбы

3.2. Исследование влияния обкатывания роликом на рациональный момент свинчивания

3.3. Выводы

4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ПОДТВЕРЖДЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ Математического Моделирования

4.1. Методика контроля конических резьб на координатно-измерительной машине

4.2. Испытательный стенд

95

4.3. Методика натурного эксперимента

4.4. Приведение напряжений в плоском образце к напряжениям в цилиндрическом

4.5. Сравнение натурных и численных экспериментов

4.6. Выводы

5. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ РЕКОМЕНДАЦИИ

5.1. Разработка рекомендаций по процессу сборки бурильных труб с замковой резьбой, упрочненной обкатыванием

5.2. Разработка рекомендаций по процессу сборки бурильных труб с двухупорной замковой резьбой

5.3. Выводы

Заключение

СОКРАЩЕНИЯ И ОБОЗНАЧЕНИЯ

Список литературы

Приложение

Приложение

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Повышение долговечности резьбовых соединений бурильных труб на основе моделирования и выбора рационального момента затяжки при сборке»

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность темы исследования. Потребление нефти и газа постоянно увеличивается, несмотря на стремление мировых потребителей отказаться от углеводородного сырья и снижение его доли в производстве энергии. Для его добычи необходимо бурить ежегодно десятки тысяч новых скважин по всему миру. В связи с истощением легкоизвлекаемых запасов нефти и газа повышаются глубины бурения (более 3000 метров), что приводит к росту веса буровой колонны, которую должны удерживать замковые резьбовые соединения бурильных труб (сотни тонн). Кроме того, активно развивается наклонно-направленное бурение, что также увеличивает эксплуатационные нагрузки. Анализ результатов исследования характера разрушения бурильных труб в ходе их работы показывает, что недостаточные циклическая долговечность и прочность замковых резьбовых соединений (ЗРС) составляют более половины причин отказов.

Ужесточающиеся требования к качеству бурильных труб заставляют их производителей искать способы повышения сопротивления усталости нарезаемых на трубах резьбовых соединений. При этом максимальный эффект может быть достигнут только при обоснованном выборе момента затяжки при сборке резьбового соединения. Среди факторов, влияющих на величину оптимального момента затяжки, важное место занимают технологические параметры процесса изготовления элементов резьбового профиля. Однако в настоящий момент отсутствуют научные исследования влияния параметров технологического процесса механической обработки на изменение величины оптимального момента затяжки.

Таким образом, исследование взаимного влияния параметров изготовления, сборки и эксплуатации на сопротивление усталости резьбовых соединений является актуальной научной задачей, а внедрение методики определения рационального момента затяжки резьбовых соединений в зависимости от параметров изготовления резьбовых элементов имеет

важную практическую значимость для народного хозяйства Российской Федерации.

Степень разработанности темы. Повышению сопротивления усталости ЗРС посвящены работы Л.Е. Тришмана, Т.Альтмана, Ван-дер-Висселя, М.К. Ковалева, И.В. Кудрявцева, Н.Д. Щербюка, Ю. И. Газанчана, В.И. Семина, М.З. Хостикоева, В.М. Тимонина, Л.А. Лачиняна, А.Е. Сарояна, Е.Д. Мокроносова, А.И. Якушева, М.Ж. Кахадзе, М.В. Песина, М.З. Хостикоева. Авторами предложены различные способы как увеличения сопротивления усталости резьбового соединения, так и выравнивания напряженно-деформированного состояния. Отдельные из них закреплены в стандартах или в рекомендациях для производителей.

Показано существенное влияние величины момента затяжки на сопротивление усталости ЗРС. Несоблюдение рекомендуемого момента в процессе сборки является одной из причин аварий на буровой с потерями на несколько десятков миллионов рублей.

При этом имеющиеся рекомендации по назначению момента затяжки не учитывают различия в параметрах изготовления резьбовых деталей, не разработан вопрос влияния упрочнения элементов резьбы на взаимосвязь момента затяжки и сопротивления усталости.

Исследование напряженно-деформированного состояния в собранном и подвергнутом эксплуатационному нагружению резьбовом соединении сильно затруднено, что привело к развитию использования математических методов моделирования резьбовых соединений.

Обзор современных методов математического моделирования напряженно-деформированного состояния резьбовых соединений показал невозможность использования аналитических методов расчета ввиду сложной конфигурации изделий и преимущество метода конечных элементов. Существующие методики моделирования свинченных соединений рассматривают лишь отдельные этапы жизненного цикла резьбовых соединений и не учитывают их взаимное влияние.

Таким образом, проведенный анализ научно-технической литературы показал, что исследование влияния момента затяжки на сопротивление усталости резьбовых соединений с учетом параметров изготовления, а также разработка практических рекомендаций процесса сборки являются весьма актуальной научной и производственной задачей

Объект исследования: резьбовые соединения бурильных труб. Предмет исследования: параметры сборки замковых резьбовых соединений, повышающие срок службы и возможный крутящий момент.

Цель работы - повышение сопротивления усталости резьбовых соединений бурильных труб на основе моделирования напряженно-деформированного состояния и выбора рационального момента затяжки при сборке.

Для достижения цели были поставлены и решены следующие задачи:

1. Провести анализ опыта по решению проблемы усталостного разрушения резьбовых соединений, обосновать пути повышения сопротивления усталости резьбовых соединений бурильных труб.

2. Провести моделирование напряженно-деформированного состояния ЗРС с учетом влияния условий изготовления, сборки и эксплуатации.

3. На основе выполненных расчетов по разработанным математическим моделям определить влияние условий изготовления, сборки и эксплуатации на взаимосвязь момента затяжки и сопротивления усталости резьбовых соединений.

4. Разработать методику и провести экспериментальные исследования напряженно-деформированного состояния при сборке резьбовых соединений.

5. Разработать технологические рекомендации по сборке резьбовых соединений.

Научная новизна работы:

• Разработана математическая модель влияния момента затяжки на напряженно-деформированное состояние в собранном замковом

резьбовом соединении под действием переменной эксплуатационной нагрузки, отличающаяся учетом варьирования параметров изготовления резьбовых деталей (профиля резьбы и упрочнения) и позволяющая назначать рациональный момент затяжки (п.3);

• Впервые установлено, что на взаимосвязь угла затяжки замкового резьбового соединения и момента затяжки существенное влияние оказывают отклонения параметров резьбы (шаг, угол профиля, конусность). Таким образом некорректно использовать величину угла затяжки для оценки величины момента затяжки (п.7);

• Установлено, что изготовление профиля резьбы по середине поля допуска на конусность позволяет повысить рациональный момент затяжки на 10% и долговечность на 27 %. (п.7)

• Доказано, что повышение момента затяжки для упрочненных резьб на 15% повышает долговечность на 39% (п.7).

Практическая и теоретическая значимость.

• Разработаны рекомендации по назначению рационального момента затяжки бурильных труб нескольких типоразмеров. Переданы для внедрения на предприятие ООО «ПКНМ-Урал», что обеспечивает повышение сопротивления усталости их резьбовых соединений на 20%.

• Разработан алгоритм назначения рациональных параметров сборки бурильных труб с резьбовыми соединениями, обеспечивающий более высокое сопротивление усталости при эксплуатации.

Методы и методология исследований.

В диссертации использованы общенаучные методы, включая синтез, анализ, моделирование. Теоретические исследования проводились на основе теории формообразования поверхностей, теории деформации, матричных преобразованиях систем координат, математического моделирования с использованием численно-аналитических методов.

Исследования проводились на персональном компьютере с использованием САПР K^na^D, системы компьютерной алгебры Mathcad, системы конечно-элементного анализа ANSYS Mechanical.

При исследовании натурных образцов использовалась оптическая система анализа деформаций.

Положения, выносимые на защиту.

1. Разработанная модель влияния момента затяжки на напряженно-деформированное состояние в свинченном ЗРС, учитывающая варьирование параметров технологии изготовления резьбовых деталей (параметры профиля резьбы и наличие упрочнения).

2. Разработанная методика оценки влияния параметров технологии изготовления резьбы на рациональный момент затяжки ЗРС.

3. Результаты исследования влияния отклонений параметров профиля резьбы на взаимосвязь угла затяжки ЗРС и возникающего при этом момента затяжки.

4. Результаты оценки влияния фактических параметров резьбы на сопротивление усталости ЗРС и рациональный момент затяжки.

5. Результаты оценки влияния упрочнения резьбы на сопротивление усталости ЗРС и рациональный момент затяжки.

Степень достоверности результатов.

Достоверность предложенных моделей и методик и полученных результатов исследований основана на использовании апробированных методов, опыта предыдущих исследователей и обоснованности внесенных дополнений. Достоверность новых результатов подтверждается корректным поведением моделей на ранее изученной области данных и проверкой на натурных испытаниях.

Личный вклад. Все исследования, изложенные в диссертационной работе, проведены лично соискателем под руководством научного руководителя в процессе научной деятельности. Заимствованный материал в обзоре литературы обозначен в работе ссылками.

Апробация работы. Основные положения результатов работы доложены на всероссийских и международных научно-технических конференциях: «Современные инновации в науке и технике» (Курск, 2014), «Инновационные технологии в машиностроении» (Пермь, 2015), «Фундаментальные и прикладные исследования в области материаловедения и машиностроения 2015» (Пермь, 2015), «Современные научные исследования: теория и практика» (София, 2017), IX МНПК ADVANCED SCIENCE (Пенза, 2019), «Химия. Экология. Урбанистика» (Пермь, 2021), «Машиностроительные технологические системы» (Ростов-на-Дону, 2021), 5 НПК «Инновационные технологии в материаловедении и машиностроении -ИТММ-2021» (Пермь, 2021), 6 НПК «Инновационные технологии в материаловедении и машиностроении - ИТММ-2022». (Пермь, 2022).

Публикации. По материалам диссертационного исследования опубликовано 12 печатных работ, включая 6 статей в изданиях включенных ВАК в перечень рецензируемых научных изданий, в которых должны быть опубликованы основные научные результаты диссертаций, 1 патент РФ на полезную модель.

1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА ЦЕЛЬ И ЗАДАЧИ РАБОТЫ

1.1. Конструкторско-технологические требования к

изготовлению резьбовых соединений бурильных труб

1.1.1. Общие сведения о бурении скважин

Бурение скважин - это процесс сооружения направленной горной выработки большой длины и малого (по сравнению с длиной) диаметра. Начало скважины называют устьем, дно - забоем [6].

Для добычи нефти и газа используются скважины, которые сначала бурятся, а затем укрепляются. Существует множество способов вращательного бурения, при котором разрушение породы происходит за счет вращения рабочего инструмента - долота. К наиболее распространенным способам вращательного бурения можно отнести роторное и турбинное [6].

Способы отличаются тем что при бурении забойными двигателями и турбобурами вращается только само долото, тогда как при роторном вращение задаётся привода на верху скважины и буровая колонна выступает в роли передающего момент вала.

Турбинный способ бурения получил распространение в России благодаря работам ВНИИБТ [45, 71].

Бурильная колонна представляет собой спущенную в скважину сборку из бурильных труб, предназначенную для подачи гидравлической и механической энергии к долоту, для создания осевой нагрузки на долото, а также для управления траекторией бурящейся скважины [6].

Бурильные трубы соединяются друг с другом при помощи замков -специальных резьбовых соединений, которые состоят из муфты и ниппеля.

Бурильные трубы, кроме легкосплавных, изготавливаются из легированных сталей марок 40Х2НМА, 38ХН3МФА, 40ХГМА, 36Г2С, 40ХН и др. Трубы бурильные утяжеленные (УБТ) гладкие (рисунок 1.1, а), сбалансированные (УБТС) (рисунок 1.1, б), со спиральными канавками

(рисунок 1.1, в) и квадратного сечения (рисунок 1.1, г) изготавливаются с правой трубной замковой резьбой по ГОСТ Р 50864-96. Длина УБТ составляет 6-9,5м.

а б в г

Рис. 1.1 Трубы бурильные утяжеленные [6]: а - гладкие по всей длине; б - сбалансированные типа УБТС; в - со спиральными канавками (лысками); г - квадратного сечения.

Утяжеленные бурильные трубы создают осевую нагрузку на расположенный ниже породоразрушающий инструмент. Эти трубы обладают большой жесткостью, следовательно, их соединения наиболее уязвимы при действии знакопеременных изгибающих нагрузок.

1.1.2. Особенности конструкции конических резьбовых соединений

Элементы бурильной колонны (бурильные трубы, переводники, долото, калибраторы и др.) собираются с помощью конической замковой резьбы [21] образуя замковое резьбовое соединение (ЗРС) (рисунок 1.2).

Рис.1.2 Замковое резьбовое соединение: 1р - длина рабочей части резьбы; D - наружный диаметр бурильной трубы;

ё - диаметр отверстия в трубе.

ЗРС в процессе эксплуатации должно обеспечивать заданные технические требования:

- необходимую статическую прочность и сопротивление усталости при действии растягивающих, сжимающих и изгибающих нагрузок и крутящих моментов;

- быстроту сборки;

- требуемую герметичность (до 20 МПа);

- высокую износостойкость при многократном свинчивании и др.

Необходимо, однако, отметить, что важные преимущества конических соединений сопряжены с более сложной схемой нарезания резьбы, контроля и сборки по сравнению с цилиндрической резьбой.

1.1.3. Изготовление конических резьб

Коническая замковая резьба имеет геометрически сложную пространственную винтовую поверхность. Для изготовления конических резьб в основном используются труборезные станки на основе универсальных токарных станков, оснащенных специальной технологической оснасткой (конусная линейка, полнопрофильный резьбообразующий инструмент и др.), или станки с программным управлением. Такие станки позволяют обеспечить требуемый угол наклона и профиль резьбы. Точность изготовления резьбового профиля и качество рабочих поверхностей в значительной степени определяет эксплуатационные свойства резьбовых соединений.

В практике заводов нефтяного машиностроения наибольшее распространение получил метод многопроходного резьбонарезания с использованием специальных профильных резьбовых резцов и гребенок с пластинками твердого сплава.

Точность нарезания резьбы зависит от износа резьбообразующего инструмента и правильности его установки относительно оси станка.

В процессе нарезания резьбы на универсальных токарно-винторезных станках для этих целей применяют установочные шаблоны. Могут быть использованы микроскопы, устанавливаемые непосредственно на станке.

Если раньше для производства резьб применялись универсальные токарно-винторезные и специальные трубонарезные станки, то в настоящее время, внедряются станки токарной группы под управлением системы числового программного управления (станках с ЧПУ). Обработка резьбы ведется твердосплавным прецизионным фасонным инструментом. Режущая пластина формирует как впадину, так и вершину резьбы. Благодаря этому достигается строгое соответствие обработанного профиля требуемому.

Инструмент настраивается вне станка с использованием специальных оптических приборов. Правильность расположения инструмента гарантируется конструкцией резцедержателя.

С внедрением станков с ЧПУ для изготовления резьб, на которых широко применяется полнопрофильный режущий инструмент, высота рабочего профиля и угол профиля резьбы обеспечиваются конструкцией режущего инструмента, шаг резьбы обеспечивается точной конструкцией станка (погрешность позиционирования привода подачи станка с ЧПУ составляет в среднем 0,01% от величины перемещения).

Подведя итог вышесказанного, отметим, что одним их самых эффективных методов формирования поверхности конической замковой резьбы является точение. Данный метод формирования поверхности отличается точностью воспроизведения профиля, хорошим качеством обработанной поверхности, возможностью использования доступного технологического оборудования и универсальностью применения. Но, несмотря на большой опыт нарезания конической резьбы, повышение качества изготовления таких деталей требует углубленного изучения основных закономерностей и особенностей данного способа обработки.

1.1.4. Сборка бурильной колонны

Смонтированные новые бурильные трубы объединяют в комплекты, в составе которых они должны работать до полной амортизации.. Запрещается разобщать комплект, для этого трубы комплекта маркируют [12, 70, 83]

При свинчивании замковых соединений необходимо применять определенную смазку, так как она в значительной степени влияет на износостойкость и герметичность резьб, защищает от задиров.

Для обеспечения всех свойств замкового соединения производится его затяжка с большим моментом при помощи гидравлического или пневматического ключа.

Ключи предшествующих конструкций позволяли контролировать при свинчивании только угол затяжки. Современные ключи позволяют контролировать как момент затяжки так и угол поворота [29, 77].

Одной из частых причин разрушения ЗРС является несоблюдение рационального крутящего момента затяжки (Мз) при сборке колонны.

Исследования ВНИИБТ показали, что при оптимальной величине крутящего момента затяжки нагрузки растяжения или изгиба редко являются причиной разрушения ЗРС [31, 36].

1.2. Проблемы, возникающие при эксплуатации БТ с резьбовыми соединениями

1.2.1. Условия эксплуатации и причины внезапных отказов

При бурении нефтяных и газовых скважин на бурильную колону действуют значительные нагрузки статического и динамического характера [74] , основными из которых являются:

• собственный вес колонны бурильных труб, достигающий, в зависимости от глубины бурящейся скважины, нескольких тысяч кН;

• крутящий момент при вращении бурильной колонны ротором или реактивный момент от работы забойного двигателя, вызывающий в ЗРС касательные напряжения (от кручения колонны);

• знакопеременный изгибающий момент, вызываемый искривлением ствола скважины и действием центробежных сил, при вращении колонны бурильных труб.

• нагрузки, действующие в результате продольных, поперечных и крутильных колебаний колонны, перепады давления при циркуляции бурового раствора и др.

• нагрузки, действующие при проведении спускоподъемных операций (СПО): высокие удельные давления в резьбе при посадке ниппеля в муфту в момент установки наращиваемой бурильной свечи, а также при свинчивании-развинчивании в условиях незащищенности от абразивной среды (остатков на резьбе бурового раствора, продуктов износа и др.), при значительной (более 60 об/мин) угловой скорости вращения наращиваемой бурильной свечи, и др.

• высокий крутящий момент свинчивания при сборке ЗРС.

Нагрузки, действующие на ЗРС, имеют разный характер и вызывают столь же различные повреждения ЗРС: износ по наружному диаметру, изнашивание резьбы и поверхности упорных торцов, задиры и заедания витков резьбы, усталостные разрушения, промывы резьбы и упорных торцов, пластическая деформация и срыв резьбы и др.

Внезапные отказы возникают неожиданно и обычно приводят к значительным потерям времени на ликвидацию их последствий, а нередко влекут за собой длительные и сложные аварии. К внезапным отказам относятся поломка и срыв резьбы труб и замков, а также поломка труб в ненарезанной части.

1.2.2. Поломка резьбы труб и замков

Поломки резьбы труб и замков составляют, соответственно, всего 1,2% и 0,8% от общего числа отказов элементов бурильной колонны. Однако последствия каждого такого отказа могут оказаться настолько серьезными, что их влияние на производительность бурения будет весьма ощутимо. Обрыв участка бурильной колонны в скважину может приводить к потеряв в десятки миллионов рублей.

Развитие микротрещины усталости и поломки бурильных труб в подавляющем большинстве случаев происходят по первому сопряженному витку резьбы. Опасное сечение ниппеля находится на расстоянии 24 мм от упорного уступа ниппеля [96], опасное сечение муфты - на расстоянии 10 мм от меньшего торца ниппеля (рисунок 1.3). По мере удаления от упорного уступа ниппеля размер микротрещины усталости во впадинах резьбы ниппеля уменьшается (рисунок 1.5).

При исследовании микротрещин коррозионной усталости [72] обнаружено, что они, как правило, зарождаются не на самом дне резьбовой канавки, а несколько выше (рисунок 1.4).

Рис. 1.3 Опасные сечения замкового резьбового соединения [74]: ^н и ^м - площади опасных сечений ниппеля (н) и муфты (м); L - длина рабочей части

резьбы.

Рис. 1.4 Зарождение трещин усталости в Рис. 1.5 Изменение размера микротрещины замковой резьбе [72]. усталости во впадинах ниппеля.

Правильная и своевременная оценка причин возникновения усталостных поломок резьбы очень важна так, как только на основе такой оценки могут быть приняты эффективные меры по устранению этих поломок.

В значительной мере такая оценка облегчается тем, что между характером поломки и ее причиной имеются вполне определенные зависимости. Абсолютное большинство поломок резьб вызывают циклические напряжения. Иногда встречаются аварии, связанные с

нарушением технологии сборки замковых резьб [72]. Не менее важным являются материал бурильной трубы и наличие на резьбе защитного покрытия, т. к. вследствие воздействия агрессивной среды, на рабочих поверхностях резьбы возникают питтинги и фреттинг-коррозия, которые благоприятствуют развитию трещины в резьбе [72].

В процессе затяжки замка с оптимальной величиной момента снижаются амплитуды напряжений в резьбе, возникающие под воздействием внешних переменных осевых и изгибающих нагрузок. Поэтому, если момент затяжки замка отличается от оптимального, возможность возникновения усталостных трещин в резьбе, а, следовательно, и ее поломки, возрастает.

Оптимальная сила затяжки будет соответствовать рекомендуемому крутящему моменту лишь в том случае, если на резьбу нанесена специальная смазка.

С целью более наглядного представления структуры причин поломки замковой резьбы, была построена диаграмма причин и результатов поломки замковой резьбы (рисунок 1.6).

Рис. 1.6 Диаграмма причин и результатов поломки замковой резьбы.

1.3. Пути повышения долговечности ЗРС

Для предотвращения поломок необходимо повысить усталостную характеристику труб и улучшить условия их эксплуатации. К мероприятиям этого рода относятся следующие [70]:

а) применение бурильных труб с приваренными соединительными концами (ТБПВ);

б) использование соединений труб с бурильным замком, уменьшающих переменные нагрузки, действующие на резьбу, например труб с блокирующими (стабилизирующими) поясками - ТБНК, ТБВК;

в) приварка бурильных замков к трубам стандартной конструкции;

г) использование для труб материалов с высокими показателями предела выносливости;

д) уменьшение искривления ствола скважины, борьба с кавер-нообразованием, что ограничивает переменные напряжения;

е) обеспечение прямолинейности ведущей трубы;

ж) применение рациональных диаметров и длин утяжеленных бурильных труб;

з) обеспечение сносности вышки, ротора и устья скважины. 1.3.1. Совершенствование конструкции ЗРС

Для повышения сопротивления усталости замковых резьбовых соединений на них протачиваются зарезьбовые разгружающие канавки (ЗРК). Так применение такой канавки Л.Е. Тришманом для соединения 4^'' FH диаметром 146 мм увеличило усталостную прочность на 90%

ООО «ТМК-Премиум Сервис» разработан высокомоментный бурильный замок ТМК-TDS. Особенностью конструкции замка ТМК-TDS является дополнительный второй упор (рисунок 1.7), вступающий в действие при увеличении момента свинчивания соединения. Данный замок позволяет

выдерживать моменты свинчивания на 35 замки, в зависимости от диаметра. [9, 95]

- 70% большие, чем стандартные

Рис. 1.7 Чертеж конструкции внутреннего дополнительного упора

Некоторыми авторами для колонн УБТ, работающих со знакопеременным изгибом, рекомендуется применение угла профиля 90.

Возможность использования различных материалов заложена в стандартах, где они разбиты на различные группы прочности с нормированными механическими свойствами.

Для приварки бурильных замков применяются различные методы. Стыковая сварка обладает более высокой прочностью благодаря высадке концов трубы (1500 Н м), а варка трением (1000 Н-м) обладает большей простотой технологического процесса и может быть реализована применительно к трубам с высаженными концами [43]. Так же отмечается, что общим недостатком обоих методов сварки на современном уровне их технического осуществления является невозможность обеспечить заданную высокую соосность свариваемых деталей - трубы и замка.

На рисунке 1.8 показано модифицированное резьбовое соединение. Резьба муфты выполнена в соответствии со стандартом, а резьба ниппеля по принципу Ван-дер-Висселя. После свинчивания от руки резьба имеет контакт в плоскостях £ и А, а в остальном соединении, включая торцы, остаются

зазоры (увеличены на иллюстрации). После окончательного свинчивания до замыкания зазоров муфта между плоскостями £ и А удлиняется, а ниппель сжимается. Между упорными торцами и плоскостью £ - наоборот.

Исследования Т. Альтмана такого соединения из стали 35 с увеличенным моментом затяжки показали увеличение предела выносливости на 100%.

Ван-дер-Виссель и его последователи предлагали [54, 53] различные способы достижения такого эффекта: переменный шаг резьбы, переменная конусность, гиперболическая образующая конуса резьбы, переменная высота профиля. Однако на то время эти приемы приводили к сильному усложнению технологии

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Халтурин Олег Александрович, 2023 год

/ / / /

/ / / /

/ /

/ / / / / я т

/ / / / / / * у

/ / X1 / / А г

/« у / / А Г /

/ // / / / /

/ // / // 0 ж

• Г / * а V

-« А А 4

пот dP0 spd dP+ • пот dP+ spd dP-spd dP0 ff dP0

10

15

20

25 Мт, кН>м

5

0

0

5

Рис. 2.26 Зависимости необходимого угла поворота от желаемого момента трения на торце для различных сочетаний отклонений.

Пределы требуемого угла поворота при идеальном значении шага составляют 12...13° (рисунок 2.26), тогда как появление погрешности шага увеличивает верхнюю границу до 19°. Используя полученные зависимости, рассчитаем моменты затяжки, необходимые для обеспечения одинакового усилия затяжки, соответствующего моменту трения на торцах Мт = 11кНм (при условии стабильности свойств резьбовой смазки и качества контактируемых поверхностей).

Для получения таких углов поворота необходимо повысить момент затяжки на ~ 20 %. При исследовании ЗРС с переменным зазором следует ожидать еще больших смещений необходимых моментов затяжки, что можно учитывать при планировании экспериментов.

Современные ключи для бурильных колонн позволяют определять угол поворота в процессе свинчивания и тем самым контролировать качество процесса. Изменение угла наклона и наличие прогиба на участке диаграммы момент-угол после момента смыкания может свидетельствовать о неблагоприятном сочетании отклонений параметров резьбы.

2.6. Методика оценки сопротивления усталости циклическим

эксплуатационным нагрузкам

2.6.1. Приложение эксплуатационных нагрузок

Для моделирования эксплуатационных нагрузок необходимо добавить к уже созданной модели дополнительные граничные условия.

Основным видом нагрузок, приводящим к разрушению резьбы, была выбрана переменная растягивающая нагрузка на колонну, возникающая при спускоподъемных операциях.

Отбрасывая часть объекта от вырезанного моделируемого участка, необходимо заменить его усилиями и реакциями опор. Бурильная колонна моделируется в подвешенном состоянии, поэтому верхняя часть колонны заменяется закреплением с возможностью скольжения вдоль заделки для

обеспечения свободы возможных радиальных деформаций. Нижнюю часть колонны заменяем распределенным по сечению давлением, соответствующим весу отброшенной колонны (рисунок 2.27).

Скользящее закрепление торца ниппеля (Frictionless Support)

Рис. 2.27 Введение в модель ЗРС эксплуатационной нагрузки.

Таким образом, формируются граничные условия для двух последовательных шагов расчета: ГУ8. Нагрузка

ГУ9. Разгрузка

2.6.2. Методика оценки циклической прочности

Оценка циклической прочности производится на основе сравнения двух напряженно-деформированных состояний модели соединения, соответствующих циклу спускоподъемных работ: нагруженного весом и

разгруженного. Согласно такому подходу, нагружение модели происходит в 3 шага:

^ 1-й шаг свинчивание, ^ 2-й шаг нагрузка, ^ 3-й шаг разгрузка.

Момент возрастает в течение первого шага и остается постоянным на 2 и 3 шагах (рисунок 2.28). Давление появляется на втором шаге и возрастает от 0 до максимального (отрицательного) значения, а на третьем шаге убывает до 0. Величины нагрузок переменны по шагам нагружения и задаются в табличной форме.

Рис. 2.28 Схема изменения граничных условий на шагах нагружения модели (без этапа

упрочнения).

В ходе производимого циклического нагружения в теле деталей характер напряженно-деформированного состояния соответствует несимметричному циклу. Причем в каждой расчетной точке коэффициент асимметрии будет свой. Однако для большинства материалов, ввиду

большой затратности усталостных испытаний проводятся испытания только для симметричного цикла и реже отнулевого. Исследования на некоторых материалах (рисунок 2.29) показало, что соотношения характеристик цикла при разных коэффициентах асимметрии можно выразить через функциональные зависимости и механические свойства материалов [35]. Примером тому служат исследования по стали AISI 4340 наиболее близкой по характеристикам к материалу, выбранному для моделирования.

4.0 2.33 1.5 А = 1 0.67 0.43 0.25 0.11 0

-0.6 -0.4 -0.2 Я = 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

-120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180

Minimum stress (ksi)

Рис. 2.29 Пример номограммы напряжений цикла при различных коэффициентах

асимметрии для стали AISI 4340 [104].

В данной работе для оценки сопротивления усталости на основе действительных значений амплитуды аа и среднего ат напряжений цикла в

точках модели воспользуемся расчетом эквивалентных амплитуд а™ цикла нагружения в этих точках на основе отношения Гудмана (2.15) [8], учитывающего предел прочности материала аВ .

а

_экв

О а

1_ (2.15)

О В

Встроенный в ANSYS решатель напряжений несимметричных циклов требует наличия описания усталостной кривой для возможности оценивания количества циклов до разрушения. Как видно из (2.15), в сравнительном анализе параметров изготовления по эквивалентным амплитудам такие характеристики не обязательны. Поэтому разработаем собственную методику расчета эквивалентных амплитуд циклических напряжений на основе зависимости Гудмана.

Для определения эквивалентных амплитуд введем следующие расчетные параметры:

1. NormalStress (Y-Axis) - нормальное напряжение вдоль оси Y в плоскости симметрии модели в момент времени 2 с (sy2);

2. NormalStress (Y-Axis) - нормальное напряжение вдоль оси Y в плоскости симметрии модели в момент времени 3 с (syl);

3. Вычисляемый параметр - среднее значение напряжений в плоскости симметрии модели sym = (sy2 + syl) /2;

4. Вычисляемый параметр - амплитуды напряжений в плоскости симметрии модели sya = abs(sy2 - syl) / 2;

5. Вычисляемый параметр - эквивалентные амплитуды напряжений в плоскости симметрии модели sya / (sym / sym - (sym / 965)) (где 965 -предел прочности материала в МПа);

В результате получаем поле эквивалентных напряжений в точках модели после цикла нагрузка-разгрузка.

Пример результата расчета эквивалентных амплитуд напряжений цикла представлен на рисунке 2.26. Соединение «свинчено» из деталей, имеющих крайние значения конусности по полю допуска по ГОСТ Р 50864-96: в ниппеле конусность минимальна, а в муфте максимальна. Такое сочетание привело к начальному замыканию резьбы на последних витках. Анализ напряжений в сечении (рисунок 2.30.а) показывает наличие максимальных значений в первом витке. Однако эквивалентные амплитуды показывают

свой максимум на последних витках (рисунок 2.26.б), что может привести к усталостному разрушению именно в этом месте. Стоит отметить, что такое сочетание величин невозможно в рамках полей допусков, установленных в API Spec 7-2.

а)

б)

Рис. 2.30 Напряжения в соединении: а) максимальные напряжения; б) эквивалентные амплитуды напряжений.

По данным источника [104] кривая усталости стали 4340 имеет вид, показанный на рисунке 2.31 и аппроксимирована степенным уравнением.

л 800

Он

V 700

1—1

сд

я

600

500 1,Е+04

ц^» *

1 *

• •

1,ЕЧ)5

КЕ+06

1.Е+07

1.Е+0Я

Рис. 2.31 Кривая усталости стали АК1 4340 Уравнение кривой усталости

Nf {<га)

{ \

J

(2.16)

где Gf = 1532 МПа, Ь = -0,09.

1

ь

2.7. Выводы

1. Разработана математическая модель формообразования рабочей поверхности резьбового профиля при нарезании резьбы резцом, учитывающая изменения параметров наладки. Модель позволяет имитировать как дифференцированный, так и комплексный контроль такой поверхности. Благодаря этой методике возможно прогнозирование изменения параметров резьбы в зависимости от изменения параметров наладки.

2. Усовершенствована конечно-элементная модель напряженно-деформированного состояния замкового резьбового соединения в части учета влияния погрешностей изготовления резьбового профиля, особенно на момент затяжки соединения.

3. В модели возможен учет остаточных напряжений после упрочнения резьбы обкатыванием роликом.

4. На основе представленных моделей разработана методика оценки изменения сопротивления усталости замкового резьбого соединения при изменении параметров наладки нарезания или параметров профиля резьбы.

3. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПО ВЛИЯНИЯ ПАРАМЕТРОВ ИЗГОТОВЛЕНИЯ РЕЗЬБЫ НА РАЦИОНАЛЬНЫЙ

МОМЕНТ СВИНЧИВАНИЯ

3.1. Влияние погрешностей изготовления на сопротивление

усталости

Как было установлено ранее, момент затяжки ЗРС имеет некоторое оптимальное значение, соответствующее наибольшей долговечности соединения. С помощью разработанной методики такое значение момента можно определить по минимальному значению эквивалентных напряжений цикла. Ввиду приблизительности методики будем называть такой момент затяжки рациональным.

При изготовлении резьб на традиционных труборезных станках шаг резьбы задается кинематикой и имеет статические погрешности, конусность выставляется по конусной линейке, имеющей невысокую точность. В отличие от этого на станках с ЧПУ возможно плавное регулирование величин обоих параметров с низкой дискретностью.

Оценим влияние разноименных погрешностей шага и конусности ниппеля и муфты в крайних значениях полей допусков по ГОСТ Р 50864-96 на величину рационального момента затяжки.

3.1.1. Расчет напряженно-деформированного состояния в замковом

резьбовом соединении с наличием отклонений конусности

Установим следующие параметры эксперимента: • конусность имеет три уровня, при нулевых отклонениях шага:

1. конусность ниппеля минимальна, а муфты максимальна (ff),

2. середина поля допуска (конусность ниппеля больше, а муфты меньше) (spd),

3. конусность ниппеля максимальна, а муфты минимальна (fz),

4. середина поля допуска по API spec 7 (API);

• степень затяжки - моделируется углом поворота, который имеет несколько уровней.

Результаты моделирования с расчетными значениями моментов затяжки и эквивалентных напряжений приведены в таблице 3.1.

Таблица 3. 1

Результаты моделирования НДС с расчетными значениями моментов затяжки и эквивалентных напряжений с отклонениями по конусности.

Угол поворота у, ° конусность

ff spd fz АР1

Мз экв Мз экв Мз экв Мз экв а

10 10,8 660 10,1 656

12,5 13,4 567 10,3 638

15 16,9 605 16,1 490 6,9 844 13,2 565

17,5 19,1 456 16,2 470

20 23,1 596 22,1 475 19,2 439

22,5 25,2 505 22,2 456

25 29,2 633 28,2 566 16,7 678 25,2 486

30 21,7 599 28,4 513

35 27,0 685

40 32,3 820

Сведем полученные результаты в диаграмму (рисунок 3.1), обозначив вертикальной линией значение момента затяжки, рекомендованное производителем (23,5 кН м) и добавив значение предела выносливости материала ст-1 * 400 + аВ / 6 = 560 МПа [86].

900

МПа

■середина поля допуска по конусности по ГОСТ Р 50864-96

середина поля допуска по конусности по ГОСТ 28487-2018 и API

■конусность ниппеля минимальна, а муфты максимальна

конусность ниппеля максимальна, а муфты минимальна

--о ■

5,0 15,0 25,0 35,0 Мз, кН м

Рис. 3.1 График зависимости напряжений от момента затяжки при различных сочетаниях

конусности элементов.

Анализ зависимости эквивалентных амплитуд напряжений от момента затяжки при отклонениях конусности показал преимущество полей допусков на конусность по API spec 7 и ГОСТ 28487-2018 перед установленными в ГОСТ Р 50864-96. Выполнение изделий по середине поля допуска в соответствии с ГОСТ 28487-2018 позволяет повысить циклическую долговечность такого резьбового соединения на (0.814 - 0.639) - 100% = 28%.

Зависимости напряжений от момента затяжки имеют ярко выраженный минимум, расположенный близко к значению, рекомендованному производителем (23,5 кНм). Положение оптимума для различных моделей различно. Построим график (рисунок 3.2) зависимости рационального момента затяжки от отклонений конусности.

экв

а

Рис. 3.2 График зависимости рационального момента затяжки от отклонений конусности.

При изменениях отклонений конусности в пределах поля допуска диапазон рационального момента затяжки находится в пределах от 19,5 до 22,5 кНм. При этом изменения момента затяжки в данном диапазоне для каждой модели вызывает изменения напряжения в пределах от 10 до 40 мПа, что значительно меньше, чем изменение напряжений при изменении отклонений конусности.

Построим теперь (рисунок 3.3) зависимость напряжений от отклонений конусности при зафиксированном моменте затяжки 23,5 кНм.

_экв 700 а I

МПа 600

500 400

300 200 100

spd & Сочетания отклонений

по конусности

0

Рис. 3.3 График зависимости напряжений от отклонений конусности при постоянном моменте затяжки 23,5 кНм.

Введение в модель предельных отклонений конусности вызывает увеличение приведенной амплитуды напряжений более чем на 100 мПа, а значит и существенно снижение ресурса соединения почти на порядок.

3.1.2. Расчет напряженно-деформированного состояния в замковом резьбовом соединении с наличием отклонений шага

• шаг резьбы имеет три уровня при конусности, выполненной по середине поля допуска:

1. максимальный шаг муфты и минимальный ниппеля (ёР+),

2. нулевые отклонения ^Р0),

3. минимальный шаг муфты и максимальный ниппеля ^Р-);

• момент затяжки - моделируется углом поворота, который имеет несколько уровней с шагом 5°.

Результаты моделирования с расчетными значениями моментов затяжки и эквивалентных напряжений приведены в таблице 3.2.

Таблица 3.2

Результаты моделирования НДС с расчетными значениями моментов затяжки и эквивалентных напряжений с отклонениями по шагу.

Угол поворота у, ° шаг

dP- dP0 dP+

Мз экв Мз экв Мз экв

10 7,8 860 10,1 656

15 12,5 813 16,1 490

20 17,4 745 22,1 475 13,0 701

25 22,2 727 28,2 566 17,6 642

30 27,3 675 23,0 641

35 32,3 736 29,1 656

40 35,19 671

Сведем полученные результаты в диаграмму (рисунок 3.4), обозначив вертикальной линией значение момента затяжки, рекомендованное производителем (23,5 кН м) и добавив оценочное значение придела выносливости материала ст_1 « 400 + аВ / 6 = 560 МПа. [86]

Рис. 3.4 График зависимости напряжений от момента затяжки при различных сочетаниях

отклонений шага деталей.

Зависимости напряжений от момента затяжки при наличии отклонений шага имеют ярко выраженный минимум, расположенный близко к значению, рекомендованному производителем (23,5 кНм) и рассчитанному по максимальным напряжениям. Положение оптимума для различных моделей имеет больший разброс. Построим график (рисунок 3.5) зависимости рационального момента затяжки от отклонений шага резьбы.

30

Мз_рац, кНм

25

20

15

►

►-----

Сочетания отклонений по шагу резьбы

ар- dP0 dP+

Рис. 3.5 График зависимости рационального момента затяжки от отклонений шага резьбы.

При изменениях отклонений конусности в пределах допуска, диапазон рационального момента затяжки находится в пределах от 19,7 до 26,5 кНм.

При этом колебания момента затяжки в данном диапазоне для каждой модели вызывает изменения напряжения в пределах от 20 до 70 мПа, что значительно меньше, чем изменение напряжений при изменении отклонении шага. Построим (рисунок 3.6) зависимость напряжений от отклонений шага резьбы при постоянном моменте затяжки 23,5 кНм.

Рис. 3.6 График зависимости напряжений от отклонений шага при постоянном моменте

затяжки 23,5 кНм.

Введение в модель предельных отклонений шага резьбы вызывает увеличение приведенной амплитуды напряжений более чем на 200 мПа, а значит еще более существенное снижение ресурса соединения.

Исследования влияния отклонения шага показали (рисунок 3.6), что симметричное поля допуска также является не оптимальным. Превышение шага ниппеля над шагом муфты на 0,005 мм приводит ослаблению напряжений в опасном сечении.

3.1.3. Сочетание отклонений элементов профиля резьбы

Построим график, изображающий зависимость рационального момента от параметров резьбы на основе данных, полученных из проведенных

численных экспериментов (таблица 3.3). Затем аппроксимируем данные трехмерной параболой (рисунок 3.7).

Таблица 3.3

Сводная таблица результатов моделирования

Отклонения шага

dP- dP0 dP+

-1 0 +1

отклонения конусности ff -1 21,5

spd 0 26,5 19,7 21,3

fz +1 21,9

Мз_опт, кНм

отклонения шага

а)

отклонения конусности

б)

Рис. 3.7 График зависимости рационального момента затяжки от отклонений параметров резьбы: а - 3-хмерная поверхность, б - топографическое представление.

Из рисунка 3.7 видно, что существует область с небольшим превышением шага муфты над шагом резьбы, в котором могут находится параметры более надежного соединения.

3.2. Исследование влияния обкатывания роликом на

рациональный момент свинчивания

Критерием определения рациональных моментов для исследуемых резьб является увеличение приведенных амплитуд напряжений и достижение ими предела выносливости материала (для рассматриваемого материала принято = 560 МПа.

Однако в процессе приложения все больших крутящих моментов к модели упрочненной обкатыванием резьбы не проявлялось столь значительного увеличению приведенных амплитудных напряжений, хотя наблюдалось развитие значительных пластических деформаций. Еще одним критерием расчета рационального момента затяжки является достижение растягивающих напряжений на опасном участке в размере 60 % от предела текучести материала (в нашем случае - 450 МПа). Поэтому было решено рассчитать это напряжение по диаграмме нормальных осевых напряяжений, полученной в ANSYS для опасного сечения с обработкой результатов в МаЛСЛБ.

Программа расчета в среде МаШСЛО состоит из следующих этапов: получение данных из файла (рисунок 3.8), преобразование данных в график напряжений в точках модели по радиусу (рисунок 3.9). Затем осевое напряжение рассчитывается аналогично правилу трапеций - методике аппроксимации интеграла. (рисунок 3.10).

Рис. 3.8 Чтение результатов из файла экспорта ANSYS

Рис. 3.9 Графическое представление результатов чтения

= 613.141 МПа

Рис. 3.10 Расчет осевых напряжений в опасном сечении.

Диаграммы приведенных амплитуд напряжений и напряжений в опасном сечении в зависимости от момента свинчивания представлены на рисунке 3.11. Видно, что достижение предела растягивающих напряжений в 60 % от предела текучести происходит при моменте затяжки = 39 кНм, что на 40 % выше стандартного крутящего момента в 27 кНм.

'ЭКВ

МПа 600

500

400

300

200

100

2 -

1 1 / | 0 ,6ат= 455 МПа

1 1 1 X 1 / 1 * 1 _1 1

1 1. 1 _1 ЭКВ -

1 1 | 1 1 1 [-

Мз = 27 кН-м \ Мз' = 39 кН-м ........(......У!..... Мз, кН-м

ам МРа

650

600

550

500

450

400

350

300

250

200

150

100

50

0

10

20

30

40

50

60

70

Рис. 3.11 диаграммы напряжений в зависимости от момента свинчивания: 1 - амплитуд эквивалентных симметричному циклу, 2 - осевых.

Исследование показало, что использование обкатывания впадин резьбы роликом замкового резьбового соединения не только повышает его усталостную стойкость и срок службы, но и позволяет увеличить крутящий момент затяжки при бурении, а значит, и производительность сверления.

Рекомендуемый момент затяжки упрочнённой резьбы можно увеличить на 15% по сравнению с рекомендациями для неупрочненой резьбы. При этом циклическая долговечность увеличивается на (3,473 - 2,49) - 100% = 39%.

3.3. Выводы

1. Из полученных результатов видно, что отклонения параметров резьбы от середины поля допуска оказывают существенное влияние на момент затяжки. При неизвестных действительных значениях параметров профиля резьбы можно определять их характер по диаграмме

свинчивания ЗРС на буровой и корректировать значение момента затяжки.

2. Выявлено существенное воздействие на сопротивление усталостному разрушению ЗРС. Отклонение конусности в пределах допуска снижает долговечность в несколько раз, а отклонение шага резьбы более чем на порядок. Выполнение изделий по середине поля допуска в соответствии с ГОСТ 28487-2018 позволяет повысить циклическую долговечность такого резьбового соединения на 28% по сравнению с изделиями, изготавливаемыми по ГОСТ Р 50864-96.

3. Возможно увеличение сопротивления усталости ЗРС за счет выполнения резьб ниппеля и муфты с разницей в шаге 0,005 мм в пользу муфты.

4. В случае упрочнения резьбы типоразмера З-122 рекомендуется повышать момент затяжки на 15% по сравнению с рекомендациями для неупрочненной резьбы, при этом циклическая долговечность резьбового соединения увеличивается на 39%.

4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ПОДТВЕРЖДЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ МАТЕМАТИЧЕСКОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ

Для корректного сравнения результатов численных и натурных экспериментов необходимо знать действительные размеры натурных образцов. С этой целью для оценки фактических параметров резьбового профиля была разработана методика контроля параметров конической резьбы при помощи координатно-измерительной машины, установленной в ПНИПУ.

С другой стороны, для контроля напряжений в теле реальных резьбовых деталей и возможностей их сравнения с результатами моделирования была разработана методика имитации свинчивания и нагружения растягивающими усилиями на плоских образцах, вырезанных из бурильных труб.

4.1. Методика контроля конических резьб на координатно-

измерительной машине

В качестве измерительной установки выбрана КИМ портального типа СопШга G2. Методика основывается на разработке параметрической стратегии измерения (рисунок 4.1).

Рис. 4.1 Методика контроля конической резьбы

Стратегия измерения заключающейся в сканировании резьбы измерительным щупом в осевом направлении с получением совокупности точек в пространстве (рисунок 4.2, а), описывающих профиль резьбы.

Наличие совокупности точек позволяет анализировать непосредственно сам профиль резьбы, оценивать действительную величину параметров резьбы, а также прогнозировать свинчиваемость изделия с калибрами и ответными деталями.

Стратегия измерения состоит из элементов, описывающих основные составляющие впадины профиля конической треугольной резьбы (рисунок 4.2, б). При этом элементы имеют укороченные размеры, позволяющие щупу гарантированно касаться элементов резьбы на реальной детали.

а

а) б)

Рис. 4.2. Стратегия измерения: а - траектория; б - переход к элементам стратегии измерения

Параметры, определяющие положение и размеры элементов стратегии, рассчитываются исходя из размеров профиля. Положения элементов для каждой впадины одинаковы относительно их центров О' (рисунок 4.2, б) и отличаются только положениями самих центров относительно координат детали:

Pi = P5

Р(соз(2ф)+ cos(a)) ; sin (a)(cos(2ф) +1)

p cos(a 2+ф^Ш (a 2) ;

cos ^)sin (a)

_ P cos(a/2 + 9)cos(a) p5 H ; cos^)sin(a) tg(a/2) 2 '

Рз _ K3 P ;

P4 _-(90°-a 2); p5 _ K5P + r cos(a2);

P6 _ t K(5P2)+r(2-sin(a2))-^

tan (a 2) 2

P7 _ K7P; p8 _90°-a2;

P9 _0;

o H

P10 _ 2r-y;

pn _ 180° + K9 2; P12 _ 180°-K10-a2, где H - высота остроугольного профиля (мм); P - шаг резьбы (мм);

pi - параметры, определяющие угловые положения (°), координаты и размеры элементов стратегии (мм);

К; - уменьшающие коэффициенты (подбираются эмпирически).

Щуповая система собрана из набора щупов, прилагающихся к измерительной головке VAST XXT. Эта система состоит из трех щупов, которые представлены на рисунке 4.3:

Рис. 4.3 Щуповая система

В среде Calypso при калибровке разные угловые положения щуповой системы называется разными щупами. Таким образом, для того, чтобы реализовать необходимые измерения, мы калибруем по сфере четыре щупа. (см. таблицу 4.1)

Таблица 4.1

Характеристики созданных щупов

№ Радиус щупа RDS- координаты Назначение

1 2,5003 -90;90 Базирование

2 2,4992 -90;90 Базирование

3 0,5093 -90;90 Измерение

4 0,5093 -90;90 Измерение

Параметрическое описание стратегии производится без опционального модуля PCM. Поэтому параметры резьбы и другие константы задаются с помощью псевдоэлементов геометрии (рисунок 4.4), а при расчете положения элементов стратегии (рисунок. 4.5) используются ссылки на значения указанные в псевдоэлементах.

Рис. 4.4. Внесение исходных данных в псевдоэлемент

Например, координата Y отрезка 1_2 (см. рисунок 4.5) в соответствии с формулой для параметра р5 (рисунок 4.6) и переносом в систему координат детали, на языке среды Calipso задана текстовой командой изображенной на рисунке 4, б.

Рис. 4.5 Элементы стратегии измерения в Carl Zeiss Calypso

Рис. 4.6 Определение параметра Y отрезка 1_2

Параметры резьбы рассчитываются при помощи геометрических построений, таких как касательные, симметрии и пересечения (рисунок 4.7).

NarD[1_3,2_3j Пересечение4[Тогг,МагО) Ы1[1_1,2_!) OP

С и м м етр ия 2 (1 _2,2_2]

Пересечение5(Ы1,1_2]

Пересечение6(Симметрия2,2_1]

ЙгО[Г1ересечение5,Пересечение6]

SrD_OP[OP,SrD)

Значение среднего диаметра в основной щдоскости SrD OP

Наружный диаметр NarD

Рис. 4.7 Пример построений для расчета параметров резьбы муфты З-122

С помощью встроенных функций Calypso определяются не только размеры, но и нормируемые геометрические отклонения, в частности, отклонение от допуска плоскостности упорного торца муфты (рисунок 4.8).

а) б)

Рис. 4.8 Отклонение от плоскостности упорного торца муфты: а — значение отклонения; б - графическое изображение отклонения формы

По результатам измерения в автоматическом режиме программой Calypso формируется протокол контроля, на котором для каждого измеренного параметра выводятся его измеренное значение, заданное значение, верхнее и нижнее отклонения поля допуска.

Тестирование методики проводилось на образце, предоставленном ЗАО «Пермская компания нефтяного машиностроения» (ПКНМ), - калибр-пробки для резьбы З-66 по ГОСТ Р50864. В таблице 4.2 представлено сравнение результатов измерений калибр-пробки в лаборатории Пермского национального исследовательского политехнического университета (ПНИПУ) и в лаборатории ПКНМ.

Таблица 4.2

Сравнение результатов измерений

Характеристика Результаты измерений в лаборатории ПНИПУ Результаты измерений в лаборатории ПКНМ Разница Отклонение, %

Шаг на всей длине 57,13808 57,14 0,00192 0,003%

Шаг на длине 25,4 мм 25,39558 25,40 0,00442 0,017%

Шаг 6,34868 6,35 0,00132 0,021%

Средний диаметр в основной плоскости 96,81402 96,75 0,06402 0,066%

Правая половина угла профиля 28,96406 29°1' = 29,02° 0,05594 0,193%

Левая половина угла профиля 30,46878 30°18' = 30,3° 0,16878 0,557%

Конусность среднего диаметра 0,1655856 0,1694 0,353 2,128%

Неперпендикулярность торца муфты 0,02032 0,019 0,00132 6,95%

Неплоскостность упорного торца 0,01222 - 0 0%

Натяг -0,16606 -0,13 0,03606 27,739%

Из анализа данных, представленных в таблице 4.2, видно, что наибольшее отличие значений параметров, измеренных по разработанной методике, от значений, полученных на заводе, имеет такой параметр, как

натяг резьбы (0,03606), что в процентном соотношении составляет 27,739 %. Возникшая разница результата объясняется различием в методиках проведения измерений. При контроле натяга резьбы в лаборатории ПКНМ применяют метод свинчивания с контр-калибрами, имеющими некоторую погрешность изготовления, а при виртуальном свинчивании в лаборатории ПНИПУ погрешность изготовления калибра отсутствует.

Преимуществом представленного метода является то, что на многих машиностроительных предприятиях имеются КИМ, а значит, есть и специалисты, работающие на них. Разработанный способ измерения можно достаточно просто внедрять на предприятиях, изготавливающих изделия с ответственной конической резьбой и имеющих в своем распоряжении КИМ.

4.2. Испытательный стенд

Для дополнительной проверки адекватности результатов моделирования НДС в ЗРС с учетом приложения эксплуатационной нагрузки было разработано приспособление для испытательной машины. Приспособление (рисунок 4.9) предназначено для обеспечения возможности закрепления плоского образца, вырезанного из ЗРС. Специальное нагрузочное устройство позволяет сымитировать приложение момента затяжки к соединению. Учет отличий напряжений в круглом образце и в вырезанном происходит при обработке результатов. Использование тонкого плоского образца (4 мм) позволяет на порядок снизить требуемое усилие растяжения.

Фиксирующее устройство состоит и корпуса 1 и крышки 2, соединяемых винтами 9. Динамометрическим ключом с помощью резьбы болта 4 и гайки 5 создается усилие затяжки, которое распределяется системой клиньев и упоров 6 - 9 на образцы 10 и 11.

Плоские, вырезанные из испытуемого соединения, образцы ниппеля и муфты устанавливаются в корпус фиксирующего устройства вместе с

клиньями. При помощи болта создается напряжение затяжки соединения, эквивалентное свинчиванию.

7 8 9 10

Рис. 4.9 Вид приспособления с местным вырезом.

Контроль осуществляется динамометрическим ключом, тарированным по напряжениям, создаваемым в образце. Собранное соединение крепится в разрывную машину через захваты для плоских образцов (рисунок 4.10). С

помощью разрывной машины соединение нагружается усилием, аналогичным весу буровой колонны, и разгружается. В результате в образце возникают переменные напряжения. В контрольных точках перемещения снимаются в моменты нагрузки и разгрузки. По характеру изменения напряжений, соответствующих вызванным перемещениям, делается заключение о сопротивлении усталости соединения при данном сочетании нагрузок. По многократным испытаниям с различными моментами свинчивания определяется рациональный момент свинчивания соединения.

Рис. 4.10. Приспособление установлено на разрывную машину Тшй'оп 8802

По разработанной для испытуемого образца модели определялись деформации в точках контроля и сравнивались с данными натурных испытаний.

Данные собирались в 3 шага: приложение момента, наргужение растяжением, снятие внешней нагрузки. Было выбрано несколько уровней момента свинчивания

4.3. Методика натурного эксперимента

Методика опыта по исследованию НДС в резьбовом соединении

I. Материальное обеспечение:

• разрывная машина (усилие в опыте до 20 кН), захваты для плоских образцов (толщина образцов 4 мм, материал сталь);

• фотосистема контроля НДС;

• динамометрический ключ.

II. План эксперимента

1. Установить образец в разрывную машину согласно схеме 1

2. Настроить фотосистема на первую канавку резьбы согласно схеме 2

3. Нагружать и снимать показания согласно таблице 5.1

Таблица 5.1

План эксперимента

№ Момент, кН-м Этапы контроля

дотяжка нагружение разгружение

1. 25 01.01 01.02 01.03

2. 50 02.01 02.02 02.03

3. 75 03.01 03.02 03.03

4. 100 04.01 04.02 04.03

5. 125 05.01 05.02 05.03

6. 150 06.01 06.02 06.03

4.4. Приведение напряжений в плоском образце к напряжениям в цилиндрическом

В осесимметричной модели, как и в полноразмерном образце возникают все три компоненты напряжений. Результирующие напряжение рассчитывается по известной теореме - четвертой теории прочности (они же напряжения Мизеса)

а

IV

(а1 -а2 ) +(а2 -а3 ) +(а3 -а1)

2

Опасное сечение резьбы нарезанной на трубной заготовке может рассматриваться как оболочка, в которой отсутствует радиальная составляющая напряжений. Это подтверждают результаты моделирования, по которым о3 крайне мало.

В усеченном плоском образце пропадает и окружная составляющая о2, что приводит к вырождению уравнения до тождества

а IV = а1.

Рассчитаем для сравнения эквивалентные амплитудные значения напряжений для одинаковых моделей в осесимметричной (рисунок 4.11) и плоской (рисунок 4.12) постановках.

а

зев 600

а »

500 400 300 200 100 0

10

15