采油井筒內脫接器導向接頭有限元分析和結構改進

2014-05-04 09:30:58孟慶超任立俠劉洪俊

石油礦場機械 2014年5期

李楓，孟慶超，任立俠，劉洪俊

（1.東北石油大學，黑龍江大慶163318；2.渤海裝備制造有限公司石油機械廠，河北任丘062552；3.大慶油田有限責任公司第八采油廠，黑龍江大慶163514）①

近年來，大慶油田含水量上升，大直徑有桿泵抽油成為一種提高原油產量的重要工藝措施［1］。隨著同井注采技術的研究及應用，東北石油大學設計出雙螺桿泵井下油水分離系統。該系統將分離裝置安裝在2個螺桿泵之間，在地面驅動裝置的作用下，帶動雙螺桿泵進行抽汲，高含水采出液經篩管除砂后進入井下旋分器入口，在分離裝置中高速旋轉，實現油水分離。分離出的輕相介質（原油）被上端的采出螺桿泵舉升至地面，分離出的重相介質（水）被下端的注入螺桿泵回注到注入層。

在同井注采工藝管柱中，為實現采出螺桿泵轉子與井下旋分器的對接，實現傳遞轉矩的功能，設計制造了鍵式脫接器，它對大泵井的生產效果起到很重要的作用。

1 結構組成

脫接器的整體結構如圖1所示［2］。

圖1 脫接器整體結構

脫接器安裝在整套分離系統的最上部，主要由上接頭和下接頭2部分組成。其中：上接頭與抽油桿連接，包括帶導向鍵槽的導向接頭和與之通過螺紋連接的彈簧爪；下接頭與螺桿泵轉子相連接，包括中心桿、鎖套及鎖緊螺母和彈簧等。

導向接頭的主要作用是引導中心桿進入鍵槽和傳遞轉矩，在脫接器正常工作中起重要作用［3］。導向接頭上部與抽油桿連接，其下部加工有鍵槽，鍵槽貫通整個導向接頭的橫截面，使得導向接頭下部被分成2個條體，由完整的圓筒結構變成開口結構。正常工作狀態下，導向接頭上的鍵槽與中心桿上的鍵槽配合傳遞轉矩。為了使上、下接頭對接時中心桿兩側的鍵能順利進入導向接頭上的鍵槽內，導向接頭下部的2個條體端部兩側都加工有螺旋狀的導向結構，使中心桿沿軸線無論旋轉多少度，兩側的鍵都能沿著導向結構順利進入鍵槽，完成傳遞轉矩［4－6］。導向接頭的結構尺寸如圖2所示。

圖2 導向接頭結構尺寸

2 導向接頭有限元分析

2.1 模型簡化及網格劃分

導向接頭在工作過程中，由上部的鍵槽部分承受轉矩，彈簧爪可以認為是固定在導向接頭上。因此，導向接頭鍵槽端部的螺旋狀導向結構可以簡化，對分析沒有影響，而且導向結構的頭部尖角部位只有2 mm，且角度較小，在劃分網格時會使該部位網格質量較差。由于導向接頭中部和彈簧爪連接的螺紋部分不是關注的部位，所以可以簡化去掉。簡化后的導向接頭模型如圖3所示。

圖3 導向接頭簡化模型

導向接頭材料為35Cr Mo，彈性模量E＝217 GPa，切變模量G＝84 GPa，在850℃淬火和550℃回火情況下，屈服強度σs＝835 MPa，抗拉強度σb＝980 MPa，硬度≤229 HBS。

簡化處理后，就可以對零件進行網格離散。本文采用Altair Hyper Works軟件中的有限元前后處理器Hyper Mesh進行網格劃分。主節點上沿z軸負方向加載2 300 N·m的轉矩。導向接頭單元數17 148，節點數4 602。圖4為導向接頭有限元模型。

圖4 導向接頭有限元模型

2.2 分析結果

通過有限元分析得到導向接頭的應力分布，如圖5所示。可以看出：導向接頭的2個鍵槽條體靠近根部與中心桿上兩鍵頭部接觸處的應力值較大，達到691.77 MPa；同樣，由于是中心桿上兩鍵的3個面交界形成的尖角與2個鍵槽內壁接觸，所以此處的應力值也不是很準確，但是忽略應力值較大的幾個節點，其他部位的應力分布趨勢是可信的；除了應力值異常的部位，其他部位的應力值都在570 MPa以下，安全系數為1.46。

圖5 導向接頭應力云圖

導向接頭的位移云圖如圖6所示，最大變形發生在導向接頭鍵槽處的2個條體邊緣與中心桿上部的2個鍵接觸處，導向接頭的最大位移量為0.312 mm，2個條體中部有向一側扭動的變形。

圖6 導向接頭位移云圖

由分析結果可知：導向接頭上部2個條體的變形很大，將彈簧爪的幾個條體限制。但由于條體是細長結構，雖兩端自由度都被限制，且中部與導向接頭鍵槽的2個條體緊密接觸限制其徑向位移，由于條體中部剛度較差，所以難以有效限制導向接頭鍵槽處條體的徑向變形。由此可得：導向接頭鍵槽處由于是開口結構，當承受較大轉矩載荷時剛度較差，變形較大，會直接影響彈簧爪的使用，有必要對此結構進行改進［7］。

3 結構改進

基于上述分析，對導向接頭鍵槽部分進行二次設計，將鍵槽部分改為封閉結構，重新設計的導向接頭尺寸如圖7所示。其他部分尺寸保持不變。

圖7 新導向接頭尺寸

由于與優化后新中心桿鍵體橫截面形狀對應的異型孔較難加工，所以保留原導向接頭鍵槽結構，將鍵槽尺寸縮小為適合優化后的中心桿鍵體尺寸。在鍵槽外部增加1個與之固定連接的圓筒結構，限制鍵槽受載荷后的徑向變形。

3.1 新導向接頭幾何模型

根據新導向接頭的結構尺寸建立三維模型，如圖8所示。

圖8 新導向接頭模型

3.2 新導向接頭有限元分析

對新導向接頭模型進行網格離散處理，建立新導向接頭的有限元模型。在劃分有限元網格之前，需對模型進行簡化。由于只分析新導向接頭在承受轉矩情況下的應力分布和變形情況，將分析模型鍵槽導向部分簡化掉。對簡化后的新導向接頭模型劃分網格，模型分為鍵槽和外側圓筒2部分，對于外側圓筒采用8節點六面體單元劃分網格。由于鍵槽根部形狀是不規則的，很難劃分出質量較高的8節點六面體單元。為了保證計算結果的精度，采用10節點四面體單元進行網格離散，整個模型共劃分22 288個單元，8 576個節點。檢查網格質量，沒有劃分失敗的單元。

模型的材料屬性設置為各項同性材料，彈性模量E＝217 GMPa，泊松比μ＝0.3。在鍵槽內壁上建立RBE2單元，形成剛性區域，主節點位于圓筒端面圓心處。在主節點上沿z軸負方向加載2 300 N·m的轉矩。在導向接頭上部端面所有節點上施加SPC約束，限制空間6個自由度。設置鍵槽條體和外側圓筒接觸面的接觸類型為Freeze。加載邊界條件后的新導向接頭有限元模型如圖9所示。

圖9 新導向接頭的有限元模型

求解器采用Altair Hyper Works軟件包中的Radioss解算器，選擇解算器中的Bulk Data Format模塊進行分析，分析類型設置為Linear Static。

3.3 結果分析

新導向接頭的Von Mises應力分布如圖10所示，可以看出：新導向接頭的應力值較大，達到468.8 MPa，安全系數小于原來的2倍。

圖10 新導向接頭應力分布

新導向接頭鍵槽部分的應力分布如圖11所示，可以看出：應力值最大的部位在靠近鍵槽根部，最大應力值為468.8 MPa。由于此處是加載邊界條件的部位，且較大應力值都集中出現在1個單元上，故此處計算的應力值是不準確的，忽略此處最大應力。查看周圍其他部位應力分布，其他部位應力值都小于410 MPa，安全系數可達到原來的2倍。新導向接頭鍵槽部分強度足夠。新舊導向接頭強度對比如表1。

圖11 新導向接頭鍵槽處應力分布

表1 新舊導向接頭強度對比

外側圓筒的應力分布如圖12所示，可以看出：圓筒上應力值最大處為靠近鍵槽根部，最大應力值為149.2 MPa，安全系數達到5.6，遠大于優化目標。說明圓筒的徑向尺寸還可以進一步減小。

圖12 新導向接頭外側圓筒應力分布

新導向接頭的變形情況如圖13所示，可以看出：最大變形量為0.1 mm，變形量較小。由于導向接頭的徑向變形對其外側的彈簧爪影響較大［8］，查看新導向接頭的徑向變形情況，如圖14所示。由圖14可以看出：靠近新導向接頭鍵槽根部處的徑向變形量較大，其中圓筒與鍵槽條體根部接觸處沿徑向正向變形，沒有鍵槽條體處沿徑向負向變形；對外側其他零部件影響較大的徑向正向最大變形量為0.005 mm。