螺桿鉆具定轉(zhuǎn)子耦合規(guī)律研究*

張洪霖 郭添鳴 張一帆 郭 晨 楊玉林 孫一迪

(中國(guó)石油工程技術(shù)研究院北京石油機(jī)械有限公司)

0 引 言

螺桿鉆具以其提供動(dòng)能的直接性而被廣泛應(yīng)用于鉆井作業(yè)中。隨著頁巖油氣及致密油氣等非常規(guī)油氣資源開發(fā)進(jìn)入提速期，大位移井、超深井和水平井逐漸成為鉆井技術(shù)發(fā)展的主流趨勢(shì)，工廠化鉆井提速和激進(jìn)鉆井參數(shù)對(duì)螺桿鉆具的輸出效能、可靠性及使用壽命提出了更為嚴(yán)格的要求[1]。螺桿鉆具馬達(dá)定子橡膠與轉(zhuǎn)子之間一般存在過盈量，過盈是為了密封容積式馬達(dá)運(yùn)轉(zhuǎn)腔內(nèi)的液體，造成徑向壓力不均，從而為鉆頭提供動(dòng)力。螺桿馬達(dá)工作過程中，定子橡膠部分主要受到溫度、鉆井液液柱壓力、轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的壓力及摩擦力、裝配預(yù)應(yīng)力和過盈量的影響，其中溫度包含井下環(huán)境溫度、定轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的能量耗散及遲滯熱[2-3]。高填充定子橡膠的應(yīng)用及轉(zhuǎn)子表面處理質(zhì)量的提升極大地延長(zhǎng)了螺桿鉆具馬達(dá)部分的服役時(shí)長(zhǎng)，但仍有鉆進(jìn)效率低、轉(zhuǎn)子滯動(dòng)、定子襯套掉膠等現(xiàn)象出現(xiàn)，導(dǎo)致需重復(fù)起下鉆。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者普遍認(rèn)為螺桿鉆具馬達(dá)部分失效原因主要有：①定轉(zhuǎn)子過盈量取值不合適，過盈量過大會(huì)導(dǎo)致啟動(dòng)困難，增大能量消耗，導(dǎo)致溫度升高，從而出現(xiàn)橡膠襯套老化和疲勞；過盈量過小，橡膠襯套會(huì)隨著井下壓力的增大導(dǎo)致密封失效、鉆進(jìn)無力、鉆進(jìn)無進(jìn)尺等現(xiàn)象[2]。②環(huán)境溫度及滯后熱造成定子橡膠溫度升高,導(dǎo)致過盈量變化以及由此帶來的材料屬性變化。③鉆井液及泵壓帶來的壓力超過了定子橡膠的密封極限。為此，許多學(xué)者對(duì)螺桿鉆具定轉(zhuǎn)子配合問題進(jìn)行了研究，石昌帥等[4]對(duì)螺桿鉆具定子襯套在不同壓力下的力學(xué)性能進(jìn)行了分析；韓傳軍等[5-7]對(duì)定子滯后生熱進(jìn)行了研究；祝效華等[8-9]對(duì)螺桿鉆具定子橡膠進(jìn)行了能量耗散計(jì)算及耦合分析。然而，隨著橡膠配方及性能的變化，橡膠本構(gòu)方程及應(yīng)力、應(yīng)變有了較為明顯的改變，且上述研究均將損耗因子取為定值，這在降低仿真難度的同時(shí)也降低了計(jì)算精度。

為解決高填充螺桿馬達(dá)配合問題，筆者在上述研究的基礎(chǔ)上，建立了定轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)模型，采用單向解耦方法，考慮高填充橡膠材料獨(dú)特性及損耗因子隨溫度變化的不同取值，利用有限元軟件針對(duì)環(huán)境溫度、地層深度、鉆井液壓力及定轉(zhuǎn)子過盈量取值等進(jìn)行了計(jì)算，研究了定子內(nèi)腔徑向位移與溫度分布規(guī)律。所得結(jié)果可為高填充螺桿鉆具定轉(zhuǎn)子嚙合耦合規(guī)律研究提供理論與數(shù)據(jù)支撐。

1 本構(gòu)模型選擇與計(jì)算模型建立

1.1 橡膠材料選擇

本文選用高填充橡膠作為螺桿鉆具定子內(nèi)襯橡膠，經(jīng)試驗(yàn)測(cè)得物理參數(shù)為：密度1.221 g/cm3，邵氏硬度86 HA，撕裂強(qiáng)度50.1 MPa，扯斷伸長(zhǎng)率466%，扯斷強(qiáng)度17.1 MPa，壓縮生熱底部溫升59 ℃，回彈15°，DIN磨耗59%，導(dǎo)熱系數(shù)0.25 W/( m·℃ )，比熱容840 J/( kg·℃ )，熱膨脹系數(shù)1×10-5，定子內(nèi)腔與流體之間表面換熱系數(shù)20 W/( m2·℃ )，定子與金屬外殼接觸面散熱系數(shù)40 W/( m2·℃ )，橡膠與轉(zhuǎn)子間摩擦因數(shù)0.1，鉆井液密度1 250 kg/m3。

將該類型橡膠壓剪為厚2 mm、寬6 mm、標(biāo)距25 mm的啞鈴形試件，采用高低溫單軸拉伸試驗(yàn)機(jī)，在20 ℃狀態(tài)下，以450 mm/min的速度進(jìn)行單軸拉伸試驗(yàn)，直到拉伸變形量達(dá)到400%，共進(jìn)行3組試驗(yàn)后取均值。根據(jù)GB/T 528—2009中的方法進(jìn)行試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理，結(jié)果如表1和圖1所示。

表1 單軸拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 1 Results of uniaxial tensile test

圖1 高填充橡膠應(yīng)力-應(yīng)變?cè)囼?yàn)及擬合曲線Fig.1 Stress-strain test and fitting curve of high-filled rubber

1.2 本構(gòu)模型選擇

橡膠復(fù)合材料本構(gòu)關(guān)系方程較多，主要分為統(tǒng)計(jì)理論模型與唯象理論模型[10]，常見的超彈本構(gòu)模型有Mooney-Rivli[11]、Yeoh[12]、Neo-Hookean[13]、Gent[14]以及Odgen[15]等，但應(yīng)用在高填充橡膠材料上，均出現(xiàn)了不同程度的偏差。Gregory在研究中發(fā)現(xiàn)，以炭黑作為補(bǔ)強(qiáng)劑描述單軸拉伸橡膠的應(yīng)力-應(yīng)變行為時(shí)?W/?I1與I2不相關(guān)，設(shè)?W/?I2=0，則可得到關(guān)于I1的儲(chǔ)能函數(shù)。I1和I2分別為第一、第二應(yīng)變不變量，W為儲(chǔ)能值。試驗(yàn)結(jié)果表明，從低應(yīng)變區(qū)到400%的高應(yīng)變區(qū)，計(jì)算曲線與試驗(yàn)曲線吻合程度較高，如圖1所示。本文根據(jù)單軸拉伸試驗(yàn)，參考祝效華等[8-9]、于海富等[16]及S.MADIREDDY等[17-20]研究成果，采用modified Gregory 6參數(shù)本構(gòu)關(guān)系模型，其應(yīng)變能函數(shù)表達(dá)式為[15]：

(1)

(2)

式中:A、B為材料力學(xué)性能常數(shù)；M、N為材料修正系數(shù)；α、β為擬合參數(shù)；λ1、λ2、λ3分別為3個(gè)主軸方向拉伸比。

A在數(shù)值上近似于硫化膠的100%定伸應(yīng)力，與硫化膠的交聯(lián)密度呈正比；B與高填充橡膠的伸展性相關(guān)，受炭黑用量和橡膠交聯(lián)密度影響；α、β用來描述高填充橡膠低應(yīng)變時(shí)的非線性特性，與應(yīng)變狀態(tài)下橡膠補(bǔ)強(qiáng)網(wǎng)絡(luò)的破壞有關(guān)。

令A(yù)為C10，B為C01，α、β、M值為0，設(shè)I2=I1+N2，則式(1)可變換為：

W=C10(I1-3)+C01(I2-3)

(3)

式中：C01、C10為力學(xué)性能常數(shù)。

式(3)即為Mooney-Rivlin方程常用簡(jiǎn)化形式，其應(yīng)變能函數(shù)可表達(dá)為：

(4)

由于該本構(gòu)關(guān)系方程未納入有限元軟件本構(gòu)關(guān)系體系，本文將獲取的材料測(cè)試數(shù)據(jù)用本構(gòu)關(guān)系模型進(jìn)行擬合，獲得相關(guān)數(shù)據(jù)后，考慮材料本構(gòu)參數(shù)的影響，編寫材料本構(gòu)card程序，寫入?yún)?shù)數(shù)據(jù)，將該程序格式轉(zhuǎn)換后加入軟件材料數(shù)據(jù)庫，即可進(jìn)行本構(gòu)方程應(yīng)用。

1.3 能量損耗計(jì)算與熱傳導(dǎo)分析

螺桿鉆具中的定子橡膠為黏彈性材料，當(dāng)轉(zhuǎn)子做行星運(yùn)動(dòng)時(shí)，定子會(huì)產(chǎn)生黏彈性響應(yīng)，轉(zhuǎn)子對(duì)定子壓縮功中的一部分以彈性勢(shì)能的形式恢復(fù)；另一部分以熱能形式損失，這部分能量損耗也造成定子溫升過高，出現(xiàn)局部老化掉膠。

對(duì)定子橡膠施加交變應(yīng)變：

ε=εmaxsin(ωt+δ)

(5)

應(yīng)力按照正弦規(guī)律變化：

τ=τmaxsin(ωt+δ)

(6)

每個(gè)周期的能量損耗為:

(7)

式中：U為應(yīng)變能，J；ω為轉(zhuǎn)子角速度，rad/s；σ為定子橡膠應(yīng)力，MPa；ε為定子橡膠應(yīng)變，無因次；t為時(shí)間，s；T為轉(zhuǎn)動(dòng)周期；τ為應(yīng)力，MPa；E′為損耗模量，MPa；E為彈性模量，MPa；δ為損耗角(滯后相角)，(°)；tanδ為損耗因子；εmax為最大變形量，mm；τmax為最大應(yīng)力，MPa。

轉(zhuǎn)子在定子中轉(zhuǎn)動(dòng)一周，單位時(shí)間內(nèi)產(chǎn)生的能量(節(jié)點(diǎn)生熱率)為：

(8)

式中：Q為總熱量，J；n為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速，rad/s；q為單位時(shí)間內(nèi)橡膠生熱量，J。

1.4 有限元模型與網(wǎng)格劃分

本文以應(yīng)用量最廣的172型5/6頭螺桿鉆具為例進(jìn)行分析。定子橡膠部分為柔性體，轉(zhuǎn)子為剛性體，采用solid 186單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，單元數(shù)21 780，節(jié)點(diǎn)數(shù)101 310，最小網(wǎng)格質(zhì)量為0.61 637，如圖2所示。

圖2 網(wǎng)格劃分圖Fig.2 Grid division

由于螺桿鉆具定轉(zhuǎn)子過盈在各截面相同，為提高計(jì)算效率提取馬達(dá)導(dǎo)程的進(jìn)行計(jì)算，幾何模型如圖3所示。

圖3 定轉(zhuǎn)子三維模型圖軸側(cè)圖Fig.3 3D model of stator and rotator

2 螺桿鉆具馬達(dá)的有限元計(jì)算與分析

2.1 環(huán)境溫度影響

橡膠材質(zhì)具有溫脹性，環(huán)境溫度的升高會(huì)對(duì)定子尺寸和線形產(chǎn)生影響，即隨著溫度升高，變形和熱應(yīng)力會(huì)呈現(xiàn)相應(yīng)變化。本文以鉆進(jìn)過程中溫度60 ℃開始計(jì)算，每間隔30 ℃取一個(gè)點(diǎn)，直至溫度180 ℃，計(jì)算結(jié)果見表2。當(dāng)溫度升高到120 ℃時(shí)，其位移及熱應(yīng)力如圖4所示。

表2 環(huán)境溫度施加在定子體上時(shí)最大熱應(yīng)力及最大位移Table 2 Maximum thermal stress and maximum displacement with environmental temperature applied on the stator body

圖4 120 ℃時(shí)位移和熱應(yīng)力云圖Fig.4 Deformation and thermal stress cloud chart at 120℃

圖5為最大熱應(yīng)力和最大位移隨溫度的變化曲線。由圖5可知，熱應(yīng)力與位移隨著溫度的升高呈線性遞增，兩者呈等比增加。通過計(jì)算，高填充橡膠每升高1 ℃，其定子熱應(yīng)力增加約2.28×10-4MPa，位移增加約4.7×10-4mm，位移熱應(yīng)力比為2.06 mm/MPa。

圖5 最大熱應(yīng)力和位移隨溫度的變化曲線Fig.5 Variation of maximum thermal stress and displacement with temperature

2.2 鉆井液壓力影響

螺桿鉆具定子內(nèi)腔需承受鉆井液壓力，鉆井液壓力與鉆井深度有直接關(guān)系，考慮定子井深1 000～6 000 m所受內(nèi)壓為12.2 ～72.9 MPa，對(duì)位移、熱應(yīng)力及溫度場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算 ，結(jié)果如表3所示。

表3 不同壓力下定子溫升、最大熱應(yīng)力及最大變形Table 3 Temperature rise,maximum thermal stress and maximum deformation of stator under different pressures

令某定子橡膠層最薄處(波谷)為相位角起始點(diǎn)，旋轉(zhuǎn)該定子，可得螺桿鉆具內(nèi)腔圓周輪廓線。同理，特定井深內(nèi)腔輪廓曲線也可經(jīng)計(jì)算得到。根據(jù)前述6種鉆井深度計(jì)算，繪制定子內(nèi)腔輪廓曲線，如圖6所示。

根據(jù)表3與圖6可得，隨著鉆井深度的增加，內(nèi)腔壓力不斷增大，定子橡膠位移差值、熱應(yīng)力及溫升都在不斷增大，這除了對(duì)螺桿鉆具定子橡膠的壽命有影響外，還影響密封性，導(dǎo)致整機(jī)效率降低、鉆進(jìn)速度下降。設(shè)某鉆具過盈量為0.5 mm，不考慮溫脹影響，在6 000 m井深處其最大徑向位移為0.55 mm，最小徑向位移為0.26 mm，即該鉆具在橡膠層壁厚最大處不能提供密封，壁厚最小處密封卻仍然完好，從而表現(xiàn)為鉆具機(jī)械效率降低，因此提供精準(zhǔn)地層參數(shù)對(duì)提升鉆進(jìn)效率十分必要。

圖6 相位角、井深與位移對(duì)應(yīng)關(guān)系輪廓曲線Fig.6 Contour curve of phase angle,well depth and displacement correspondence

2.3 排量影響

設(shè)鉆頭的輸出轉(zhuǎn)矩為M，馬達(dá)入口與出口的鉆井液壓力差為Δp，忽略馬達(dá)及其他部件摩擦，輸入功率與輸出功率相等，即有：

Δpq1=2πM

(9)

(10)

則無水力損失的轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為：

nT=60Q1/q1

(11)

由于馬達(dá)存在容積效率η，實(shí)際轉(zhuǎn)速為：

n=nTη=60Q1η/q1

(12)

式中：q1為每轉(zhuǎn)排量，L/rad；Q1為流量，L/s；nT為無水力損失的轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速；rad/s；n為實(shí)際轉(zhuǎn)速，rad/s；M為輸出轉(zhuǎn)矩，MPa·L/rad；Δp為壓力差，MPa。

容積效率η、每轉(zhuǎn)排量q1、流量Q1、轉(zhuǎn)速n已知，設(shè)過盈量為0.5 mm，環(huán)境溫度為20 ℃，對(duì)螺桿鉆具馬達(dá)部分進(jìn)行流體及動(dòng)力學(xué)計(jì)算，不同排量下溫升、最大熱應(yīng)力及變形如表4所示。由表4可以看出，排量與轉(zhuǎn)速具有正相關(guān)性，排量對(duì)熱應(yīng)力與變形量的影響不大，但對(duì)于溫升影響很大，遠(yuǎn)大于環(huán)境溫度的升高及井深的增加對(duì)定子橡膠帶來的溫升影響。圖7為排量28.3 L/s時(shí)定子的熱應(yīng)力與熱變形云圖。由圖7可以看出，熱應(yīng)力集中于波谷位置，而熱變形多集中于波峰處。這是由于行星運(yùn)動(dòng)帶來的擠壓變形會(huì)生熱，其帶來的應(yīng)力會(huì)傳導(dǎo)至波谷，并由黏接力加以約束。綜上所述，合理的排量對(duì)于定子壽命的延長(zhǎng)具有重要意義。

圖7 排量28.3 L/s時(shí)定子的熱應(yīng)力與熱變形分布圖Fig.7 Thermal stress and thermal deformation distribution of stator at 28.3 L/s pumping rate

2.4 初始過盈量影響

過盈量是影響鉆具馬達(dá)密封性能的指標(biāo)。假設(shè)環(huán)境溫度為50 ℃，排量為28.3 L/s，過盈量為0.3～0.7 mm，計(jì)算結(jié)果如表5及圖8所示。

表5 不同過盈量下定子溫升、最大熱應(yīng)力及最大變形Table 5 Temperature rise,maximum thermal stress and maximum deformation of stator under different interference

圖8 過盈量為0.5 mm時(shí)定子溫度及熱變形分布圖Fig.8 Temperature and thermal deformation distribution of stator at 0.5 mm interference

由表5可知，過盈量的增加對(duì)變形量和熱應(yīng)力影響不大，而對(duì)于溫度升高有較大影響。過盈量越大，定子橡膠變形量及損耗也就越大；隨著損耗增加，溫升呈指數(shù)增大；由圖8可知，溫升和變形集中于波峰處，熱應(yīng)力集中于波谷處，這與動(dòng)力學(xué)分析結(jié)論一致，體現(xiàn)了過盈量和排量與定子橡膠的磨損及溫升呈正相關(guān)。

3 遲滯熱與耦合分析

在實(shí)際鉆進(jìn)過程中，螺桿定子處于多場(chǎng)耦合過程中，單變量或者對(duì)上述計(jì)算結(jié)論的簡(jiǎn)單累加并不能反映實(shí)際工況。特別是定轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)過程中，定子橡膠會(huì)產(chǎn)生黏滯損耗并轉(zhuǎn)化為熱能，橡膠表層與里層間會(huì)存在溫度梯度，稱之為遲滯熱。在計(jì)算黏滯損耗時(shí)，需要考慮橡膠的損耗因子[21]tanδ及相應(yīng)的應(yīng)變值。試驗(yàn)表明該值是一個(gè)變量，且與溫度、橡膠特性具有相關(guān)性。

遲滯熱是一個(gè)熱-力耦合過程，本文采用單向解耦辦法，根據(jù)過盈量、旋轉(zhuǎn)周期及轉(zhuǎn)速等對(duì)螺桿鉆具進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析，得到節(jié)點(diǎn)-應(yīng)變關(guān)系譜，根據(jù)應(yīng)變值計(jì)算出節(jié)點(diǎn)-生熱率譜，將節(jié)點(diǎn)-生熱率譜作為熱源，采用APDL的方式載入穩(wěn)態(tài)熱分析中，從而計(jì)算定子的溫升。

本文綜合井底溫度、鉆井液壓力、轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速、過盈量及損耗因子等因素，對(duì)螺桿鉆具進(jìn)行仿真分析。取地表溫度20 ℃，初始過盈量為0.3 mm，排量28.3 L/s，根據(jù)式(8)，令單位時(shí)間為1，取橡膠彈性模量16 MPa，轉(zhuǎn)子直徑54.6 mm，則能量損耗雙參方程為：

(13)

式中：Q′為損耗能量值，J；tanδ為損耗因子，無因次量。

由式(13)可知，損耗能量值可表達(dá)為損耗因子與變形量的雙參數(shù)方程。最大形變量εmax可根據(jù)多場(chǎng)耦合仿真得到，因此可求得損耗能量值，進(jìn)而可以求得多場(chǎng)耦合下的溫度極值及最大位移量，結(jié)果如圖9和表6所示。

表6 高填充橡膠定子在多參變量下的結(jié)果Table 6 Results of high-filled rubber stator under multiple parameters

圖9 鉆井深度6000 m時(shí)多場(chǎng)耦合下仿真結(jié)果Fig.9 Simulation results under multi-field coupling at 6 000 m drilling depth

在鉆井作業(yè)中，為保證密封不被鉆井液壓力擊穿，行業(yè)內(nèi)一般取0.8 MPa作為單級(jí)壓降值[5]，參考本文2.2節(jié)計(jì)算位移值，可得定子襯套位移約為2×10-2mm。根據(jù)表6可得，在鉆井深度6 000 m處位移極值約為20.392×10-2mm，則實(shí)際位移值約為22.4×10-2mm，其設(shè)計(jì)過盈量為30×10-2mm，過盈量大于實(shí)際位移極值，因此該過盈量在6 000 m鉆井深度能夠密封，安全余量為7.6×10-2mm，需要綜合考慮的是安全余量應(yīng)包含實(shí)際制造偏差及鉆井液固相顆粒在轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)擠壓作用下所帶來的磨損量。在保證余量為正值及滿足磨損量、制造偏差的情況下，該值越小，馬達(dá)扭矩越大，機(jī)械效率越高；馬達(dá)服役壽命與安全余量關(guān)系呈先正后負(fù)的拋物線形關(guān)系，安全余量過小會(huì)因摩擦磨損導(dǎo)致鉆具服役壽命偏短，安全余量過大會(huì)增大啟動(dòng)難度，同時(shí)增加定子橡膠溫升，使之更容易老化，因此適宜的安全余量為選取過盈量的關(guān)鍵，按本文所給邊界條件，推薦安全余量取值(6～12)×10-2mm。

由表6及圖9可以看出，隨著環(huán)境溫度升高，損耗因子tanδ呈現(xiàn)先增大后減小的變化，橡膠襯套溫度極值及位移量都在不斷增加。在溫度極值方面，徑向來看呈現(xiàn)由波峰向底部擴(kuò)散的熱傳導(dǎo)規(guī)律；軸向來看呈現(xiàn)兩端溫度相對(duì)較低，中間部分溫度高的態(tài)勢(shì)，溫度極值出現(xiàn)在鉆具定子中部橡膠襯套的波峰處，即出現(xiàn)局部橡膠疲勞老化、甚至局部掉膠等現(xiàn)象。在位移方面，橡膠最厚的波峰處位移最大，波谷處位移較小，熱應(yīng)力集中于波谷處。

4 數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)與實(shí)際應(yīng)用

應(yīng)用該方法計(jì)算的螺桿鉆具在長(zhǎng)寧、威遠(yuǎn)頁巖氣區(qū)塊進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)(油基鉆井液井)15井次，平均使用時(shí)長(zhǎng)達(dá)到292 h，最長(zhǎng)累積循環(huán)時(shí)間達(dá)到352 h。在吉林油田致密油區(qū)塊應(yīng)用30井次，平均循環(huán)時(shí)間為304 h，單根累計(jì)最長(zhǎng)工作時(shí)間483 h，單趟鉆最長(zhǎng)工作時(shí)間389 h。在新疆瑪湖區(qū)塊應(yīng)用14井次，平均使用時(shí)長(zhǎng)達(dá)到282 h，最長(zhǎng)累積循環(huán)時(shí)間達(dá)到331 h。以上所有螺桿鉆具均未出現(xiàn)因螺桿鉆具問題而起鉆的現(xiàn)象，鉆具在鉆進(jìn)過程中無異常、性能穩(wěn)定；經(jīng)拆檢發(fā)現(xiàn)，馬達(dá)部分各零部件均無異常，符合繼續(xù)應(yīng)用條件。經(jīng)綜合對(duì)比測(cè)算，應(yīng)用該種計(jì)算方法選配的螺桿鉆具較未經(jīng)優(yōu)化選配的螺桿鉆具服役時(shí)長(zhǎng)平均增長(zhǎng)約102 h，平均優(yōu)化時(shí)長(zhǎng)占比約34%，證明了螺桿鉆具分析的可靠性和準(zhǔn)確性。

5 結(jié) 論

(1)以高填充橡膠的單軸拉伸試驗(yàn)及相關(guān)物性試驗(yàn)為基礎(chǔ)，選用modified Gregory 6參數(shù)本構(gòu)關(guān)系作為擬合方程，進(jìn)行了螺桿鉆具定轉(zhuǎn)子耦合規(guī)律分析，通過對(duì)環(huán)境溫度、鉆井液壓力、排量及過盈量的單因素分析，為高填充橡膠螺桿鉆具參數(shù)選擇及機(jī)械效率降低、鉆進(jìn)速度下降等現(xiàn)象解釋提供了理論依據(jù)。研究結(jié)果表明，排量和過盈量對(duì)溫升影響較大，鉆井液壓力是定子橡膠變形量的敏感指標(biāo)。

(2)根據(jù)單因素分析及損耗因子取值，利用單向解耦方法實(shí)現(xiàn)了螺桿鉆具流固熱耦合計(jì)算，發(fā)現(xiàn)隨著鉆井深度的增加，溫度極值不斷升高，極值點(diǎn)位于定子中部波峰處，位移極大值集中于波峰位置，熱應(yīng)力極大值則集中于定子波谷位置。

(3)綜合耦合分析、壓力計(jì)算及經(jīng)驗(yàn)參數(shù)，展示了優(yōu)選過盈量的計(jì)算辦法，揭示了馬達(dá)服役壽命與安全余量取值的關(guān)系。

(4)現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用與數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)結(jié)果表明，采用該方法進(jìn)行螺桿鉆具選配可靠性及準(zhǔn)確性較高。