基于SAFI的修井機(jī)井架上體頂升過(guò)程分析

郝保川,周桂智,朱祥冰

(山東科瑞機(jī)械制造有限公司,山東 東營(yíng) 257067)

0 引言

目前，國(guó)內(nèi)外修井機(jī)井架普遍采用兩節(jié)套裝式結(jié)構(gòu)，井架上體套裝在井架下體里面，井架上體頂升過(guò)程中需要依靠頂升液缸將井架上體及其附件頂升至工作高度。因此研究頂升液缸的頂升力，對(duì)于合理確定液缸參數(shù)、分析井架受力情況和科學(xué)解釋井架上體頂升爬行現(xiàn)象等具有重要意義[1，2]。 本文以常規(guī)XJ550修井機(jī)井架上體頂升過(guò)程為例進(jìn)行分析。

1 理論分析

圖1為井架上體頂升過(guò)程，頂升液缸布置在井架背部。井架上體頂升時(shí)，液缸本體下端通過(guò)螺栓連接在井架下體上，上端活塞桿端部通過(guò)螺栓連接在井架上體上，通過(guò)液缸的伸長(zhǎng)實(shí)現(xiàn)井架上體的緩慢伸出，直至井架上體頂升至工作高度。頂升過(guò)程中井架保持前傾3.5°；同時(shí)，二層臺(tái)隨著井架上體伸出緩慢打開(kāi)至水平工作狀態(tài)。

1-井架上體；2-頂升液缸；3-二層臺(tái)；4-井架下體

在不考慮井架制造誤差、各部位潤(rùn)滑情況等外部因素影響下，井架上體頂升過(guò)程受力簡(jiǎn)圖如圖2所示[3]。圖2中，G為參與頂升部件重量(除二層臺(tái)外)；GR為二層臺(tái)重量；F頂為頂升液缸頂升力；A為下端支點(diǎn)；B為上端支點(diǎn)；D為頂升點(diǎn)；FfA為下端支點(diǎn)A處的摩擦力；FfB為上端支點(diǎn)B處的摩擦力；L1為頂升點(diǎn)D到二層臺(tái)重心的水平距離；L2為頂升點(diǎn)D到頂升部件重心的水平距離；L3為下端支點(diǎn)A到上端支點(diǎn)B的頂升初始距離；L4為頂升點(diǎn)D到上端支點(diǎn)B的頂升初始距離。

圖2 井架上體頂升過(guò)程受力簡(jiǎn)圖

沿頂升液缸軸向方向，根據(jù)力的平衡原理可以求得液缸頂升力F頂為：

(1)

摩擦力Ff為：

Ff=Ff1+Ff2+Ff3.

(2)

其中：Ff1為二層臺(tái)重心位置改變產(chǎn)生的摩擦力；Ff2為頂升重心與頂升支點(diǎn)偏心產(chǎn)生的摩擦力；Ff3為頂升力在水平方向上的作用力產(chǎn)生的摩擦力。

由于G和GR是定值，由公式(1)可知，影響頂升力F頂變化的因素主要來(lái)自于摩擦力Ff的變化。

1.1 二層臺(tái)重心位置改變產(chǎn)生的摩擦力[4]

二層臺(tái)重心與井架上體頂升點(diǎn)不重合，偏移距離為L(zhǎng)1，則對(duì)井架上體產(chǎn)生的附加彎矩M1為：

M1=GR×L1.

(3)

根據(jù)力矩平衡原理，二層臺(tái)重心位置改變產(chǎn)生的摩擦力為：

(4)

其中：x為井架上體相對(duì)于初始位置頂升的距離；μf為井架下體減阻輪與井架上體的摩擦因數(shù)。

1.2 頂升重心與頂升支點(diǎn)偏心產(chǎn)生的摩擦力

井架上體頂升部件的重心與井架上體頂升點(diǎn)不重合，偏移距離為L(zhǎng)2，則對(duì)井架上體產(chǎn)生的附加彎矩M2為：

M2=G×L2.

(5)

根據(jù)力矩平衡原理，頂升重心與頂升支點(diǎn)偏心產(chǎn)生的摩擦力為：

(6)

1.3 頂升力在水平方向上的作用力產(chǎn)生的摩擦力

當(dāng)頂升點(diǎn)高于上端支點(diǎn)B時(shí)，頂升力在水平方向上的作用力產(chǎn)生附加彎矩作用，根據(jù)力矩平衡原理，下端支點(diǎn)A的摩擦力為：

(7)

上端支點(diǎn)B的摩擦力為：

(8)

則頂升力在水平方向上的作用力產(chǎn)生的摩擦力為：

(9)

由式(4)、式(6)、式(9)可知，隨著井架上體的頂升，因L1、x一直在變化， 從而造成Ff1、Ff2、Ff3也在一直變化。

根據(jù)式(1)、式(2)、式(4)、式(6)、式(9)求得液缸頂升力為：

(10)

2 計(jì)算驗(yàn)證

以常規(guī)XJ550修井機(jī)為研究對(duì)象，對(duì)液缸頂升力計(jì)算公式(10)進(jìn)行驗(yàn)證，分析井架上體頂升過(guò)程中頂升力的變化趨勢(shì)及其影響因素。

2.1 理論計(jì)算公式驗(yàn)證

XJ550井架重量和尺寸參數(shù)如表1所示。

表1 XJ550井架重量和尺寸參數(shù)

XJ550修井機(jī)井架采用無(wú)減阻輪結(jié)構(gòu)，接觸面涂油潤(rùn)滑，經(jīng)查閱機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè)，參考摩擦因數(shù)為0.05～0.1[5]，考慮實(shí)際使用工況，摩擦因數(shù)μf取值0.1。由式(10)可知，在其余參數(shù)一定的情況下，降低摩擦因數(shù)μf能有效減小液缸頂升力F頂。

根據(jù)式(10)計(jì)算得出井架上體頂升過(guò)程中Ff1、Ff2、Ff3的變化趨勢(shì)，如圖3所示，液缸頂升力F頂?shù)淖兓厔?shì)如圖4所示。

由圖3可知，頂升力在水平方向上的作用力產(chǎn)生的摩擦力Ff3對(duì)液缸頂升力變化影響最大，二層臺(tái)重心位置改變產(chǎn)生的摩擦力Ff1影響次之，頂升重心與頂升支點(diǎn)偏心產(chǎn)生的摩擦力Ff2影響最小。

圖3 井架上體頂升過(guò)程中 圖4 井架上體頂升過(guò)程中Ff1、Ff2、Ff3的變化趨勢(shì) F頂?shù)淖兓厔?shì)

2.2 SAFI有限元驗(yàn)證

運(yùn)用有限元分析軟件SAFI對(duì)XJ550井架上體頂升過(guò)程進(jìn)行分析。XJ550井架上體頂升過(guò)程模型如圖5所示。首先提取出下端支點(diǎn)A和上端支點(diǎn)B的支反力，然后乘以摩擦因數(shù)μf，從而得出摩擦力Ff。分析得到的井架上體頂升過(guò)程中的摩擦力Ff如圖6所示，頂升力F頂如圖7所示。

圖5 XJ550井架上體頂升過(guò)程SAFI有限元模型

圖6 有限元分析得 圖7 有限元分析得到 到的摩擦力Ff 的液缸頂升力F頂

2.3 理論計(jì)算公式和SAFI有限元驗(yàn)證的比較

將理論計(jì)算公式得出的F頂與SAFI有限元分析得出的F頂進(jìn)行比較分析，結(jié)果如圖8所示。二者所得結(jié)果誤差范圍在±5%以?xún)?nèi)，從而驗(yàn)證了采用公式(10)計(jì)算液缸頂升力F頂?shù)恼_性[6]。

圖8 理論計(jì)算公式和SAFI有限元分析所得F頂比較

液缸頂升力隨著頂升高度升高是一個(gè)逐漸增大的過(guò)程，且隨著頂升高度的升高，頂升力變化越來(lái)越明顯；隨著井架上體和井架下體套裝重疊部分越來(lái)越小，頂升力急劇增加。因此，井架上體和井架下體套裝重疊部分不宜過(guò)小，否則會(huì)使液缸頂升力急劇增大。

3 結(jié)論

(1) 通過(guò)理論分析得出液缸頂升力的計(jì)算公式，并通過(guò)與 SAFI有限元分析結(jié)果進(jìn)行比較，驗(yàn)證了計(jì)算公式的正確性。

(2) 頂升力在水平方向上的作用力產(chǎn)生的摩擦力對(duì)液缸頂升力變化影響最大，二層臺(tái)重心位置改變產(chǎn)生的摩擦力影響次之，頂升重心與頂升支點(diǎn)偏心產(chǎn)生的摩擦力影響最小。

(3) 設(shè)計(jì)科學(xué)的減阻結(jié)構(gòu)以降低摩擦因數(shù)能夠有效降低液缸頂升力。

(4) 井架上體和井架下體套裝重疊部分不宜過(guò)小，否則會(huì)使液缸頂升力急劇增大。