Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Замковые резьбовые соединения, применяемые в бурильной технике
1.1 Условия эксплуатации бурильной колонны и ее элементов 5
1.2. Особенности конструкции и методы повышения циклической прочности ЗРС . 13
Глава 2. Объект исследования, оборудование и методика испытаний 29
2.1. Объект и цель исследования 29
2.2. Испытательное оборудование и аппаратура. 37
2.3. Методика проведения испытаний 43
Глава 3. Результаты натурных испытаний на усталость образцов утяжеленных бурильных труб с замковым резьбовым соединением
3.1. Испытания образцов с резьбовым соединением типа REG 47
3.2. Испытания образцов с резьбовым соединением типа NC 5 6 54
3.3. Испытания образцов с резьбовым соединением типа NC 70 64
3.4 Кинетика развития усталостных трещин 75
3.5 Влияние "тренировки" на усталостную прочность резьбового соединения УБТ
Глава 4. Расчет напряженно - деформированного состояния и циклической прочности ЗРС
4.1 .Оценка напряженного состояния замковых резьбовых соединений бурильных труб 87
4.2. Расчетная оценка сопротивления ЗРС малоцикловой и много цикловой усталости. 109
Выводы. 119
Список литературы. 121
- Особенности конструкции и методы повышения циклической прочности ЗРС
- Испытательное оборудование и аппаратура.
- Испытания образцов с резьбовым соединением типа NC 5 6
- Расчетная оценка сопротивления ЗРС малоцикловой и много цикловой усталости.
Введение к работе
В настоящее время, во всем мире, огромное внимание уделяется бурению глубоких и сверхглубоких скважин. При этом, обеспечение работоспособности элементов бурильных колонн, приобретает первостепенное значение, так как стоимость бурильных колонн при таких глубинах, сопоставима со стоимостью всей буровой установки. В современных бурильных конструкциях наиболее слабым элементом являются упорные резьбовые соединения, применяемые в бурильных трубах, утяжеленных бурильных трубах (УБТ), в буровых инструментах и в забойных двигателях. По статистике известно, что 80% всех аварии с замковыми резьбовыми соединениями (ЗРС) связано с их усталостным разрушением или статическом разрушении при кручении. Надо отметить, что стоимость ликвидации аварии, связанных с разрушением ЗРС исчисляется в сотни тысяч долларах, по этому очевидно, что исследование сопротивления усталости замковых резьбовых соединений и изыскание путей его повышения весьма актуальна.
Исходя из вышеизложенного целью, работы является:
определение характеристик сопротивления усталости натурных замковых резьбовых соединений утяжеленных бурильных труб типа 65/8" REG; 75/8" REG, NC 56; NC 70, имеющих наружный диаметр 210-240 мм на базе до 10 циклов нагружения;
оценка влияния на циклическую прочность зарезьбовой разгружающей канавки (ЗРК), степени затяжки резьбы ЗРС при сборке, характеристик механических свойств конструкционных материалов ЗРС.
Для достижения данной цели, в работе решены следующие задачи исследования:
1. разработать методику и провести натурные циклические испытания ЗРС с ЗРК
различной глубины;
2. осуществить численное моделирование напряженного состояния ЗРС и
анализ процессов локального деформирования в наиболее нагруженных зонах
при сборке ЗРС и в условиях действия эксплуатационных нагрузок;
3. с использованием теории подобия усталостного разрушения выполнить оценку влияния на пределы выносливости ЗРС начальных сборочных напряжений, механических свойств применяемых конструкционных материалов;
Особенности конструкции и методы повышения циклической прочности ЗРС
В 1910 г. Мерикос Виттиер впервые спроектировал и запатентовал замковое соединение бурильной колонны - упорное резьбовое соединение с наружными упорными торцами. Предложенный вариант характеризовался повышенным сопротивлением усталости бурильных труб (БТ) и сокращением времени на свинчивание-развинчивание. В 1918 г. были впервые изготовлены замковые резьбовые соединения из легированной стали. В 1919 г. вошли в эксплуатацию замковые резьбовые соединения с резьбой типа ACME. Резьба ACME представляла собой конусную упорную резьбу с различными углами рабочей и нерабочей сторон профиля, характеризующаяся повышенной износостойкостью и сопротивляемостью усталостному повреждению металла, но эта резьба не была признана API стандартом из-за сложности ее изготовления. В результате в 1925 г. стандартом была принята резьба типа Regular (REG) с V -образным 60 профилем и радиусом закругления впадин 0,508 мм. Если трубная резьба имела различные модификации и в настоящее время уступила место сварным конструкциям БТ, то замковое соединение с однозаходной конической резьбой типа Regular с углом при вершине 60 остается практически неизменным уже более 70 лет. Это является необычным для общего машиностроения и для нефтяного машиностроения в частности, что подчеркивает результат работы создателей первоначальной конструкции и сложность ЗРС.
По сравнению с цилиндрическими, конические резьбы имеют ряд особенностей и преимуществ: конические резьбы значительно сокращают время на сборку и разборку соединений, так как число оборотов п, необходимое для закрепления и раскрепления соединений, не зависит от числа ниток, находящихся в сопряжении - высота профиля резьбы, К - конусность, Р - шаг резьбы. Это преимущество наглядно реализовано в ЗРС. Так, например, для закрепления резьбы 3-121 с конусностью 1:4, шагом 5,08 мм и числом ниток в зацеплении 17 требуется 4,11 оборота, то есть в четыре раза меньше, чем для аналогичной цилиндрической резьбы. Конические резьбы создают благоприятные условия сборки соединений, так как в процессе посадки ниппель входит в муфту на значительную глубину, чем обеспечивает самоцентрирование резьбы и распределение удара на значительное число ниток. Для соединений типа "труба в трубу", габариты которых ограничены толщиной стенки, конические резьбы могут обеспечить большую прочность к растягивающим и циклическим нагрузкам за счет увеличения площади опасных сечений под первый (последний) виток резьбы, находящийся в сопряжении (ПСВ). Используемые для этой цели цилиндрические двухступенчатые резьбы более сложны в изготовлении и эксплуатации. В процессе изготовления конических резьб обеспечивается точное выполнение диаметральных размеров путем соблюдения заданного осевого базорасстояния. Так, например, для замковой резьбы 3-147 допуск на приведенный средний диаметр резьбы в основной плоскости составляет приблизительно 0,04 мм, что обеспечивается подрезкой упорного торца на заданном расстоянии от измерительной плоскости калибра с допуском 0,25 мм. При ремонте конических резьб в результате износа профиля резьбы или наличия повреждений резьбовой поверхности требуется отрезать только незначительную часть длины резьбы, чтобы дать возможность большему количеству перенарезок, имея небольшой запас по длине резьбовой детали.
Испытательное оборудование и аппаратура.
Режим испытаний определялся номинальным напряжением. За величину номинального напряжения принимали максимальное напряжение а от изгибающего момента М при чистом изгибе цельной трубы, момент сопротивления, W которой определялся фактическими значениями наружного диаметра и диаметра отверстия испытуемого образца. Изгибающий момент М, нагружающего, образца определяли по известной формуле: W. Для задания при испытаниях требуемого изгибающего момента М, с помощью специального приспособления 1, показанного на рис. 2.5, после предварительного обжатия, проводили статическую тарировку с использованием специальных динамометров, проходящих ежегодную аттестацию. В соответствии со схемой, представленной на рисунке 2.5, по заданной величине изгибающего момента М и измеренному расстоянию (плечу) между осями образца и динамометра L определяли усилие на динамометре Ртах, соответствующее заданному номинальному напряжению о Проводя нагружения силами Рі? не превосходившими Ртах устанавливали соответствие между изгибающим моментом и показаниями (отклонениями лучей) для тензорезисторов №1- 6 (рис. 2.6,). Режим испытаний определялся амплитудами показаний тензорезисторов №1 и №2, которые задавались равными тарировочным отклонениям и поддерживались с точностью до 1 %.
Полученные таким образом номинальные напряжения и изгибающие моменты для всех видов образцов будут описаны в следующей главе. Число циклов до разрушения образца определялось выходом машины из резонанса из-за уменьшения жесткости нагружающей системы. Если образец разрушался по муфте, выход из резонанса соответствовал моменту, когда магистральная трещина опоясывала примерно половину дуги окружности образца. При проведении испытаний определялись долговечности, соответствующие различным стадиям распространения усталостной трещины, моменту ее зарождения и выходу на поверхность. Критерием начала образования трещины считалась трещина размером 1кр= 1,0 -1,5 мм. Зарождение и образование магистральной трещины контролировали несколькими методами: падением амплитуды колебаний, вследствие изменения жесткости образца; падением мощности энергии, потребляемой приводным двигателем, по изменению напряжения и силы тока; изменением асимметрии, амплитуды и формы сигналов, поступающих на осциллограф от тензорезисто-ров вследствие изменения жесткости образца при раскрытии и закрытии усталостной трещины; методом меток, заключающимся в кратковременном изменении режима нагружения, не влияющим на период распространения трещины и долговечность образца. Сравнение указанных методов после разрушения моделей и обработки результатов показало, что метод меток [39] является наиболее информативным для определения момента зарождения трещины.
Практически испытания разбивались на несколько этапов. По прошествии каждого этапа нагрузка уменьшалась до 2/3 от номинальной, и при этой нагрузке образец испытывался в течение 50 000 циклов, которые не учитывались при подсчёте общего числа циклов испытаний. Если эта процедура производилась при наличии усталостной трещины, то на поверхности излома образовывалась метка - след снижения нагрузки, обозначавший фронт усталостной трещины в конце данного этапа испытаний. Что касается изменения показаний тензорезисторов, то оно позволяет определять число циклов до образования магистральной усталостной трещины. Полученные изложенным выше способом усталостные изломы с метками позволяют количественно определить параметры трещины: конфигурацию, глубину, протяженность, соответствующие каждому этапу испытаний. Появляется возможность выявлять динамику развития трещины в ходе испытаний и экспериментально устанавливать зависимость глубины трещины 1кр от числа циклов нагружения N.
Испытания образцов с резьбовым соединением типа NC 5 6
Результаты испытаний образцов УБТ с натурным резьбовым соединением типа NC-56 показаны в таблицах 3.2 и 3.3. В таблице 3.2 представлены результаты испытаний образцов с резьбовым соединением, выполненным в полном соответствии со стандартом ГОСТ Р 50864-96 (образцы 3.1 +3.6, таб.3.2 ), и резьбовым соединением с зарезьбовой канавкой типа АНИ (1(п) + 7(п), таб. 3.2). В таб.3.3 приводятся экспериментальные данные по образцам, содержащим дополнительно, зарезьбовую разгружающую канавку (ЗРК) изменен- ной формы в нескольких вариантах. Образцы с измененной формой зарезьбо-вых канавок были испытаны в связи с рекомендациями и результатами, изложенными в предыдущем разделе. Анализ данных таб. 3.2 показывает, что разрушение образцов группы 3.1 - 3.6 происходило по впадинам резьбы муфты на расстоянии 112-118 мм от стыка соединения (расстояние А на рис. 3.5) в направлении наружной поверхности образца. Исключение составил образец 3.4, который разрушился в захватах. На рис. 3.6 показаны усталостные изломы разрушенных образцов, которые, как правило, имели только один очаг развития трещины. Отличился только один образец 3.1, испытанный с амплитудой 128.5 МПа, в котором разрушение зародилось в двух диаметрально противоположных точках резьбового соединения.
Анализ излома с точки зрения зарождения трещины показал, что обе трещины практически одновременно зародились с разных сторон образца во впадинах резьбы муфты на диаметре около 121 мм в плоскости действия изгибающего момента и одновременно развивались с двух сторон образца вплоть до полного разрушения, о чем свидетельствует почти симметричное строение излома относительно плоскости, перпендикулярной плоскости действия изгибающего момента. Такой характер разрушения образца встретился впервые в проводимых испытаниях. На остальных изломах образцов имеет место только один очаг развития разрушения. Образцы 3.2 и 3.6, которые испытывались при амплитудах 83.3 и 93.1 МПа, прошли без разрушения базу испытания 107 циклов, а образец 3.5, испытанный при амплитуде напряжения 102.9 МПа, разрушился после 7.1 106 циклов нагружения. Таким образом, напряжение 93.1 МПа и момент 83.3 кНм можно считать пределом выносливости этой группы образцов с резьбой NC 56. В образцах группы 1(п) + 7(п) с зарезьбовой канавкой конструкции АНИ разрушение происходит также как и в первой группе по впадинам резьбы муфты за исключением двух образцов 3(п) и 4(п), разрушение которых произошло по впадинам резьбы ниппеля на расстоянии от 1 до 27 мм от упорного торца (расстояние В на рис. 3.5) в направлении внутренней поверхности образца.
Образец 2(п), который испытывали при амплитуде напряжения 74 МПа, прошел без разрушения базу испытания 107 циклов был затем демонтирован с целью нового варианта свинчивания и испытан при напряжении 113 МПа. Образцу был присвоен индекс Зп. Можно считать, что напряжение 74 МПа и момент 66.1 кН м является пределом выносливости этой группы образцов с резьбой NC 56. Анализ изломов образцов 2п и Зп показал, что в образце 2(п) в ниппеле подход, изложенный в предыдущем разделе. Левую ветвь кривой определяли методом наименьших квадратов. Она наклонена к горизонтали под углом а = 653 (при одинаковом масштабе по осям рисунка 3.7). Пересечение наклонной ветви усталостной кривой с горизонталью а.і = 93.1 МПа, соответствующей пределу выносливости, дает точку перегиба кривой усталости образцов с резьбой NC 56 (N= 11691370). В таб. 3.3 приведены результаты усталостных испытаний образцов с резьбовым соединением типа NC 56 с ЗРК - (ЗР + ЗВ) в количестве 8 шт. для определения кривых усталости и предела выносливости на базе 10 циклов. При амплитуде напряжения оа = 120 МПа проведены сравнительные испытания образцов NC 56 с ЗРК - (IP + IB) в количестве 2 шт., с ЗРК - (2Р + 2В) в количестве 2 шт. и с ЗРК - (7Р + ЗВ) в количестве 3 шт.
Расчетная оценка сопротивления ЗРС малоцикловой и много цикловой усталости.
Результаты анализа НДС ЗРС показывают, что в зонах концентрации напряжений вследствие воздействия внешних нагрузок и процессов свинчивания - развинчивания ЗРС могут возникать повреждения от много и малоцикловой усталости. Накопленное повреждение в таких случаях определяется на основе известного правила линейного суммирования малоцикловой и много цикловой компонент повреждения. Полученные в разделе 4.1 результаты позволяют оценить допустимое число циклов свинчивания - развинчивания и значения предела выносливости ЗРС в зависимости от степени затяжки резьбы. Допустимое число циклов свинчивания - развинчивания определяется на основе соответствующих кривых малоцикловой усталости материала ЗРС. Для стали 38ХНЗМФА кривая малоцикловой усталости по моменту образования трещины, полученная в условиях жесткого нагружения при растяжении - сжатии представлена на рис. 4.28 (кривая 1 - нижняя огибающая экспериментальных данных). Кривая допустимых значений размахов деформаций (кривая 2) соответствует десятикратному запасу прочности по числу циклов и двукратному по деформациям [41]. При изменении степени затяжки резьбы в диапазоне, определяемом lt = 0,1125-0,585мм размахи деформаций находятся в пределах АЕ =0,5 - 1,52 % , рис. 4.16 и допустимое число свинчиваний - развинчиваний ЗРС составляет от 60 до 1500 циклов. Для стали 40ХГНМФ размахи деформаций составляют Дє =0,52 - 1,48 % , а для стали 45 АЕ =0,7 - 0,98 %. Соответственно допустимое число свинчиваний - развинчиваний по нормативной кривой [41] представленной на рис. 4.20 и находится в диапазоне 20 - 500 циклов и 50-150 циклов.
В области многоцикловых нагрузок влияние конструктивных особенностей замковых резьбовых соединений (уровень концентрации напряжений, масштабный фактор, вид нагружения) на средние значения и коэффициенты Л/ вариации пределов выносливости ЗРС наиболее полно может быть учтено на основе теории подобия усталостного разрушения [40]. В соответствии с данным подходом, в основе которого лежит теория прочности "наиболее слабого звена" Вейбулла, функция распределения пределов выносливости имеет вид где P = P (amax) - вероятность появления усталостной трещины в ЗРС при максимальном первом главном напряжении в зоне концентрации, не превышающем заданное значение атзх; f(x,y) - безразмерная функция, описывающая эпюру распределения первого главного напряжения по поперечному сечению; и, s0, m - параметры распределения Вейбулла; F0 -площадь единичного элемента (F0 = 1); Fu - зона интегрирования, определяемая условием сттах u; и - минимальная граница пределов выносливости.
При линейной аппроксимации распределения напряжений в зоне интегрирования из (1) после выполнения ряда преобразований в [40] получено уравнение подобия в форме, соответствующей нормальному распределению величины х = lg ( -1): где t, = — ; 0 = —=— - относительный критерий подобия уста- лостного разрушения; (L/G0) = 88,3мм2) - значение критерия L/G для гладкого лабораторного образца диаметром d = 7,5 мм при изгибе с вращением; L - периметр рабочего сечения детали; G - относительный градиент напряжений, 1/мм; ир - квантиль нормального распределения, соответствующий вероятности разрушения (появления трещины), Р,%; S - среднее квадратическое отклонение случайной величины x = lg( -l); va- характеристика материала, определяющая его чувствительность к концентрации напряжений и масштабному фактору. На основе данных соотношений ниже приведен расчет пределов выносливости ЗРС из сталей 38ХНЗМФА, 40ХГНМФ и стали 45 в зависимости от степени затяжки резьбы. В связи с отсутствием прямых опытных данных для стали 38ХНЗМФА используя рекомендации [40] получены следующие параметры: va =0,019 -0,000125сть =0,04; „= 0,225. Для пластичных металлов u = 0,5ст_, [40], где ст., - медианное значение предела выносливости гладкого лабораторного образца диаметром 7,5 мм при изгибе с вращением. Значение ст., приближенно можно оценить по корреляционной зависимости [40]: ст_,= (0,55 - 0,0001 сть)сть= 624 МПа, откуда и= 312 МПа. Таким образом, для рассматриваемого сечения получим следующее уравнение подобия lg( -1) Для вероятности разрушения 50% (up = 0) lg(S -1) = -0,0336 Отсюда %= 1,93, а максимальное значение напряжений для симметричного цикла составляет crmax = u = 602 МПа С учетом влияния среднего напряжения цикла ат предельная амплитуда напряжений выражается зависимостью CTR = ut, - тостт, где коэффициент ч» , характеризующий влияние асимметрии цикла по данным [40] можно принять
