郝保川,周桂智,朱祥冰

(山東科瑞機械制造有限公司,山東 東營 257067)

0 引言

目前，國內(nèi)外修井機井架普遍采用兩節(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修井機井架上體頂升過程為例進行分析。

1 理論分析

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

1-井架上體；2-頂升液缸；3-二層臺；4-井架下體

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

圖2 井架上體頂升過程受力簡圖

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為二層臺重心位置改變產(chǎn)生的摩擦力；Ff2為頂升重心與頂升支點偏心產(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自于摩擦力Ff的變化。

1.1 二層臺重心位置改變產(chǎn)生的摩擦力[4]

二層臺重心與井架上體頂升點不重合，偏移距離為L1，則對井架上體產(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不重合，偏移距離為L2，則對井架上體產(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)頂升點高于上端支點B時，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A的摩擦力為：

(7)

上端支點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 計算驗證

以常規(guī)XJ550修井機為研究對象，對液缸頂升力計算公式(10)進行驗證，分析井架上體頂升過程中頂升力的變化趨勢及其影響因素。

2.1 理論計算公式驗證

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修井機井架采用無減阻輪結(jié)構(gòu)，接觸面涂油潤滑，經(jīng)查閱機械設(shè)計手冊，參考摩擦因數(shù)為0.05～0.1[5]，考慮實際使用工況，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)計算得出井架上體頂升過程中Ff1、Ff2、Ff3的變化趨勢，如圖3所示，液缸頂升力F頂?shù)淖兓厔萑鐖D4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對液缸頂升力變化影響最大，二層臺重心位置改變產(chǎn)生的摩擦力Ff1影響次之，頂升重心與頂升支點偏心產(chǎn)生的摩擦力Ff2影響最小。

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

2.2 SAFI有限元驗證

運用有限元分析軟件SAFI對XJ550井架上體頂升過程進行分析。XJ550井架上體頂升過程模型如圖5所示。首先提取出下端支點A和上端支點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 理論計算公式和SAFI有限元驗證的比較

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

圖8 理論計算公式和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逐漸增大的過程，且隨著頂升高度的升高，頂升力變化越來越明顯；隨著井架上體和井架下體套裝重疊部分越來越小，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小，否則會使液缸頂升力急劇增大。

3 結(jié)論

(1) 通過理論分析得出液缸頂升力的計算公式，并通過與 SAFI有限元分析結(jié)果進行比較，驗證了計算公式的正確性。

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

(3) 設(shè)計科學(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小，否則會使液缸頂升力急劇增大。