鄒龍慶 王子研 李玉倩 陳桂娟

（1.東北石油大學(xué)機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院；2.大慶石化公司水氣廠污水聯(lián)合車間）

機(jī)械采油是開采石油的主體采油工藝，其中游梁式抽油機(jī)應(yīng)用廣泛，是機(jī)械采油系統(tǒng)的主要設(shè)備。 常規(guī)型游梁式抽油機(jī)因其結(jié)構(gòu)簡單、可靠性強(qiáng)、易損件少、操作簡單及維修方便等優(yōu)點(diǎn)使用最為普遍。 但是常規(guī)型游梁式抽油機(jī)仍存在總體效率較低等問題， 為了提高抽油系統(tǒng)的效率，先后出現(xiàn)了多種改進(jìn)型號(hào)，雙驢頭抽油機(jī)是一種新型的節(jié)能型抽油機(jī)，是中國首創(chuàng)的，以常規(guī)抽油機(jī)為基礎(chǔ)模型、除常規(guī)抽油機(jī)外發(fā)展最迅速的一種抽油機(jī)機(jī)型［1］，有沖程長、動(dòng)載小及能耗低等優(yōu)點(diǎn)，適用于開采中、低黏度原油和高含水原油，是一種長沖程節(jié)能型抽油機(jī)［2］。

雙驢頭抽油機(jī)結(jié)構(gòu)最主要的特點(diǎn)是在常規(guī)型抽油機(jī)的基礎(chǔ)上添加了后驢頭， 使傳統(tǒng)的四桿機(jī)構(gòu)轉(zhuǎn)變成“變四桿機(jī)構(gòu)”，從而減小了傳動(dòng)角的變化范圍，加大沖程長度，同時(shí)因使用了后驢頭來平衡整體結(jié)構(gòu)， 使驢頭弧形面圓心與游梁的擺動(dòng)中心重合， 將懸點(diǎn)所受的載荷一部分傳給了游梁，使曲柄、連桿和橫梁部分的載荷減小，縮小了減速器輸出軸的扭矩，提高了電機(jī)的利用效率， 滿足了老油田油井注水開發(fā)這樣的高含水采油期采油的需要，并且節(jié)能效果較好。但是對雙驢頭抽油機(jī)在大慶地區(qū)使用情況總結(jié)報(bào)告進(jìn)行分析， 發(fā)現(xiàn)后驢頭與游梁銷軸連接處容易發(fā)生疲勞裂紋破壞，直至斷裂，且在游梁與前后驢頭的連接孔處均有應(yīng)力集中現(xiàn)象。 研究發(fā)現(xiàn)， 這是因?yàn)楹篌H頭長期在交變載荷作用下發(fā)生疲勞破壞， 同時(shí)驢頭和游梁的焊接處存在焊接殘余應(yīng)力。

焊接構(gòu)件在焊接殘余應(yīng)力和工作溫度、工作介質(zhì)共同作用下，還將嚴(yán)重影響結(jié)構(gòu)和焊接接頭的疲勞強(qiáng)度、抗脆斷能力、抵抗應(yīng)力腐蝕開裂和高溫蠕變開裂的能力［3］。隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，目前已有很多學(xué)者借助數(shù)值模擬的方法分析焊接殘余應(yīng)力與變形，鹿安理等利用了三維數(shù)值模擬對厚板試件焊接過程進(jìn)行了初步研究，孟慶國等對多道焊溫度場數(shù)值模擬及其分布規(guī)律進(jìn)行了研究，Velaga S K等對比分析了同一個(gè)圓筒上環(huán)焊縫與對接焊縫的焊接特性［4～6］。 但是迄今為止，基于ANSYS的對雙驢頭抽油機(jī)關(guān)鍵連接部位的焊接殘余應(yīng)力的模擬仿真還沒有實(shí)現(xiàn)。

因此，筆者利用ANSYS軟件，對雙驢頭抽油機(jī)后驢頭與游梁的關(guān)鍵連接部位的焊接殘余應(yīng)力進(jìn)行模擬仿真，掌握殘余應(yīng)力產(chǎn)生的原因和存在的規(guī)律性，以提高焊接構(gòu)件或焊接接頭的承載能力，防止發(fā)生失效事故。

1 雙驢頭抽油機(jī)關(guān)鍵連接處有限元模型的建立

雙驢頭抽油機(jī)的結(jié)構(gòu)如圖1所示， 主要由電機(jī)、減速器、曲柄、連桿、游梁、前/后驢頭、支架、鋼絲繩及平衡重等部分組成。 其主要工作原理為：電機(jī)通過減速器將高速旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)轉(zhuǎn)化為低速轉(zhuǎn)動(dòng)運(yùn)動(dòng)傳遞給輸出軸，輸出軸帶動(dòng)曲柄，通過曲柄傳動(dòng)連桿、游梁帶動(dòng)后驢頭懸繩，通過后驢頭拉動(dòng)游梁來回?cái)[動(dòng)， 前驢頭隨之做上下往復(fù)運(yùn)動(dòng)，使抽油桿隨驢頭運(yùn)動(dòng)將油抽出油井。

圖1 雙驢頭抽油機(jī)的結(jié)構(gòu)示意圖

雙驢頭抽油機(jī)中后驢頭與游梁通過兩圓柱銷連接，先將連接套與后驢頭焊接，再插入銷軸進(jìn)行裝配［7］。 試件材料選用Q345鋼，建立的抽油機(jī)后驢頭和連接套模型如圖2所示， 因后驢頭整體模型過大，仿真時(shí)間過長不利于計(jì)算，且焊接殘余應(yīng)力主要集中在套筒與后驢頭幅板的連接處，因此對該模型進(jìn)行簡化和網(wǎng)格劃分（圖3），以節(jié)省計(jì)算時(shí)間。 焊接材料物理常數(shù)見表1。

圖2 后驢頭整體模型

圖3 簡化模型及網(wǎng)格劃分

表1 焊接材料物理常數(shù)

建立不同焊縫形式的模型（試件S1、S2）進(jìn)行對比分析，分別為直角焊縫和45°坡口焊縫。劃分有限元模型時(shí)采用20節(jié)點(diǎn)單元solid90，為使計(jì)算結(jié)果更加精準(zhǔn)，焊縫處應(yīng)使用較密網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格尺寸為0.005，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域網(wǎng)格尺寸為0.010， 焊縫有限元模型和尺寸如圖4 所示。

圖4 試件模型斷面和尺寸

2 換熱邊界條件的設(shè)置

在模擬焊接溫度場的過程中，需要設(shè)置的邊界條件主要是試件與空氣接觸的各表面的散熱情況，而焊縫表面在焊接時(shí)鋪滿焊劑，故可忽略與空氣的熱交換。 考慮到是固體與氣體的熱傳導(dǎo)，且隨著溫度的變化，材料參數(shù)會(huì)發(fā)生很大的改變，并伴隨著相變潛熱，所以該計(jì)算屬于瞬態(tài)非線性計(jì)算，滿足如下的控制方程［8］：

式中 c——比熱容；

Q——熱源強(qiáng)度；

t——傳熱時(shí)間；

T——溫度場分布函數(shù)；

λ——熱傳導(dǎo)率；

ρ——密度。

因?yàn)樵嚰诤附舆^程中，存在與空氣的熱交換，所以邊界條件方程為：

式中 a——表面對流換熱系數(shù)；

Ta——周圍介質(zhì)溫度；

Ts——物體表面溫度。

3 生死單元熱源加載

焊接熱源模型的選取，熱源移動(dòng)速度和模型的形狀與尺寸都直接影響著焊接溫度場的分布，進(jìn)而也會(huì)影響到焊接殘余應(yīng)力的分布規(guī)律。 因此，在模擬焊接過程的溫度場時(shí)，熱源模型的選擇至關(guān)重要，關(guān)系到焊接溫度場和應(yīng)力變形結(jié)果的準(zhǔn)確性，特別是對熱源附近的影響更大。 對此，專家們提出了一系列的熱源模型，其中應(yīng)用比較普遍的是高斯分布熱源模型、雙橢球熱源模型和基于生死單元的焊接熱源加載模型。 高斯、雙橢球兩種熱源模型是將焊接熱源直接施加在整個(gè)有限元模型上，不能實(shí)現(xiàn)焊縫金屬熔化和填充過程，而生死單元能通過控制單元的“生死”來達(dá)到模擬實(shí)際焊接過程。

筆者應(yīng)用生死單元模擬整個(gè)焊接過程，在ANSYS軟件中“殺死”有限元模型中的單元并不是將該單元從模型中刪除，只是將熱傳導(dǎo)矩陣乘以一個(gè)很小的因子，如10-6。 同理，單元的“出生”是將它重新激活［9］，并施加生熱率（HGEN），熱載荷的作用時(shí)間等于實(shí)際的焊接時(shí)間（dt），生熱率的計(jì)算公式為：

式中 Aweld——焊縫的橫截面積；

I——焊接電流；

U——電弧電壓；

ν——焊接速度；

η——焊接熱效率。

具體參數(shù)為：焊接電流170A、電弧電壓22V、焊接速度10mm/s、焊接熱效率0.75、焊縫橫截面積24.5mm2。

4 焊接殘余應(yīng)力有限元分析過程

采用間接法計(jì)算，即先計(jì)算溫度場，再把溫度場的計(jì)算結(jié)果作為結(jié)構(gòu)分析的載荷進(jìn)行焊接應(yīng)力和應(yīng)變的計(jì)算。 將熱源以生熱率的形式施加在焊縫單元內(nèi)部， 同時(shí)考慮金屬的填充作用，采用生死單元的方法，逐步將填充焊縫轉(zhuǎn)化為“生單元”參與計(jì)算。 此模型為環(huán)形焊縫，為模擬真實(shí)的焊接過程， 需利用ANSYS自帶的APDL語言編寫子程序，運(yùn)用循環(huán)語句，移動(dòng)電弧中心坐標(biāo)的方式實(shí)現(xiàn)。 首先將焊縫單元排序，然后存入二維數(shù)組，最后對數(shù)組內(nèi)的每行單元按照中心坐標(biāo)排序，就可以模擬熱源的移動(dòng)過程。 熱源的移動(dòng)以載荷步形式處理，在求解計(jì)算過程中，當(dāng)熱源從一個(gè)時(shí)間步移動(dòng)到下一個(gè)時(shí)間步時(shí)，求解器將自動(dòng)從該數(shù)組的參數(shù)中讀取下一載荷步，使得下一個(gè)節(jié)點(diǎn)的生熱率覆蓋上一載荷步的生熱率值。 設(shè)置每0.5s為一個(gè)載荷步，為保證焊接充分冷卻，冷卻時(shí)間設(shè)為6 000s，載荷步長采用自動(dòng)劃分。

4.1 溫度場計(jì)算結(jié)果

通過后處理器讀取時(shí)間載荷步結(jié)果，得到不同時(shí)刻的溫度場分布（圖5），隨著焊接熱源的不斷移動(dòng)，溫度場分布也不斷發(fā)生變化，而熱源周圍的溫度場形狀基本保持不變，呈準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)變化。

圖6為選取外表面不同位置5個(gè)節(jié)點(diǎn)溫度隨時(shí)間變化曲線，可看出焊縫方向節(jié)點(diǎn)的溫度循環(huán)特征相似，隨著熱源的到來溫度迅速升高，最高溫度可達(dá)到熔化溫度1 500℃，熱源離去溫度又迅速降低。 并且由于熱傳導(dǎo)緣故，距離焊縫中心越遠(yuǎn)處，溫度越低。 冷卻時(shí)，各點(diǎn)溫度逐漸降低至趨于焊件的平均溫度為止。

圖5 焊接時(shí)溫度場分布

圖6 不同位置各節(jié)點(diǎn)熱循環(huán)曲線

4.2 應(yīng)力場計(jì)算結(jié)果

利用間接法計(jì)算應(yīng)力場，即在溫度場計(jì)算完成后， 把求得的熱分析結(jié)果.rth文件作為體載荷加載到模型上進(jìn)行應(yīng)力場計(jì)算。 使用APDL命令把solid90熱單元轉(zhuǎn)化為solid95結(jié)構(gòu)單元。 結(jié)構(gòu)邊界條件需要與實(shí)際力學(xué)邊界條件相符合，既不能使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生多余的約束變形，也不能缺少必要的約束自由度［10］。 圖7為兩試件同一時(shí)間的殘余應(yīng)力分布情況，即最后一刻鋼板的變形情況，此時(shí)為6 000s時(shí)的應(yīng)力分布云圖。 由圖7可知，試件S1的中心等效應(yīng)力為391MPa， 試件S2的中心等效應(yīng)力為371MPa。 最大應(yīng)力集中在焊接的起止處，最大可達(dá)440MPa， 造成這一現(xiàn)象的原因是在焊接的過程中，焊接的起止點(diǎn)位置發(fā)生重疊，當(dāng)熱源移動(dòng)一周重新回到起點(diǎn)時(shí)，起點(diǎn)處已經(jīng)形成的焊縫會(huì)起到約束變形效果， 造成此處應(yīng)力疊加［11］。 兩試件的殘余應(yīng)力曲線如圖8所示，通過對比兩試件的應(yīng)力變化曲線可得，距離焊縫中心越遠(yuǎn)，殘余應(yīng)力逐漸減小。 且試件S2的殘余應(yīng)力小于試件S1的殘余應(yīng)力，此結(jié)果表明在焊縫形狀的選擇上，45°坡口焊縫優(yōu)于直角焊縫。

圖7 試件殘余應(yīng)力分布云圖

圖8 試件S1、S2的殘余應(yīng)力曲線

5 結(jié)論

5.1 通過對比分析不同焊縫形式的模型計(jì)算出的殘余應(yīng)力分布云圖可知，試件S1與S2連接孔周圍2cm以內(nèi)的焊接殘余應(yīng)力的平均數(shù)值分別為391MPa與371MPa。 此結(jié)果表明開45°坡口試件的殘余應(yīng)力小于直角焊縫試件的殘余應(yīng)力，且對試件開坡口可以保證較厚板材或其他結(jié)構(gòu)能夠焊透、融合好，還能調(diào)整焊接熱量輸入、提高焊縫接頭強(qiáng)度。 所以，在今后對雙驢頭抽油機(jī)關(guān)鍵連接處進(jìn)行焊接前，應(yīng)先對套筒進(jìn)行開坡口加工。

5.2 起始、終止位置處的應(yīng)力集中現(xiàn)象是由于熱源移動(dòng)一周后回到起點(diǎn)，重合處往往會(huì)受到已生成焊縫的約束，導(dǎo)致應(yīng)力集中區(qū)域的產(chǎn)生，其應(yīng)力最大值可達(dá)到440MPa， 大于Q345材料的屈服強(qiáng)度345MPa。 為避免這種情況的發(fā)生，應(yīng)選取合適的焊接工藝并做好焊后熱處理工作。

5.3 雙驢頭抽油機(jī)中后驢頭與游梁連接處平均殘余應(yīng)力可以達(dá)到350MPa以上，由此可得后驢頭與游梁連接處經(jīng)常發(fā)生撕裂性裂紋現(xiàn)象的原因除了運(yùn)動(dòng)過程中受交變應(yīng)力所造成的疲勞破壞外，焊接殘余應(yīng)力也是造成破壞的主要因素。 因此，在加工過程中應(yīng)考慮改進(jìn)焊接工藝，以減小焊接殘余應(yīng)力對構(gòu)件的影響。