摘要:雙台肩（jiān）螺紋以其高抗扭能力，在鑽井作業過程中得到（dào）廣泛應用。然而雙台肩螺紋加工精度要求高，致使國內很多廠家生產的雙台肩鑽杆（gǎn）螺紋接頭達不到設計要求。切削（xuē）熱是影響雙台肩螺（luó）紋接頭加工精度的主要因素之（zhī）一。為研究切削熱（rè）對雙台肩螺紋加工精度和連接強度的影響，建立了一種基於CAE 協同仿真的（de）方（fāng）法: 通過建立雙台肩螺紋車削加工的有限（xiàn）元模型，分析其在加工過程中的（de）溫度（dù）場分布情況; 然後（hòu）建立雙台肩螺紋接（jiē）頭的溫度-變形（xíng）模型，研究溫（wēn）度場對螺紋變形（xíng）的影響，即加工精度影響; 通過建立三維的螺紋接頭（tóu）有限元計算（suàn）模型，評價切（qiē）削熱所引起的加工誤差對雙台肩鑽杆螺紋接頭連接強度的影響。通過研（yán）究得出，切削熱（rè）引起的螺（luó）紋牙單側麵（miàn）軸向變形約0. 014 8 mm，該變形量將（jiāng）導致接頭抗扭和（hé）抗拉性能下降30%，且（qiě）大幅度降低了壓縮載荷或彎曲載荷作用（yòng）時的使用壽命。因此加工應考慮切削熱的影響，提出了相應的（de）改進（jìn）措施，並計算了多（duō）種常用（yòng）切削用量下的變形量。

 
       引言

      鑽杆是油氣開采所使（shǐ）用的主要管材之一，起到起下鑽頭、施加鑽壓、傳遞扭矩和輸送（sòng）鑽井液等作用。鑽柱是（shì）由一根根鑽杆通過鑽杆螺紋接頭連接（jiē），使得鑽（zuàn）杆螺紋接（jiē）頭成為了整（zhěng）個鑽柱的薄弱環節 。由於（yú）鑽柱在井下受力比較複雜，易發生鑽柱失效事故 ，一旦發生（shēng）鑽柱失效事故，輕則停工打撈，耗時費力，重則甚至（zhì）導致全井報廢，經濟損失極其嚴重。據（jù）調查，我國86%以上的鑽柱失效事故發生在螺紋連接處 ］。雙台肩螺紋是一種非（fēi）API 標準的鑽（zuàn）杆（gǎn）螺紋接頭，以其高（gāo）抗扭和高密封壓力（lì）得到鑽井界的認可 ，然而（ér）雙台肩螺紋的加工精度要（yào）求遠高（gāo）於API 結構，致使國內很多廠家生產（chǎn）的雙台肩鑽杆螺（luó）紋接頭達不到設計要（yào）求。許多學者對螺紋承載能力的計算及失效分析做了大（dà）量的研究工作 251-264［ ，然而鮮有對於其加工精度的研究報道。由於鑽（zuàn）杆螺紋螺距（jù）大、牙型高、加（jiā）工過程中刀具（jù）與工件接觸麵積大等原（yuán）因，使得加工過程中的切削溫度遠高於普通外圓車（chē）削，且（qiě）由於切削形狀特點，切（qiē）削液難以作用到切削位置（zhì），致使散熱條件顯著低於後（hòu）者。因此鑽杆螺紋車削熱對成型質（zhì）量的影響遠大於普通（tōng）外圓車削。本文建立（lì）了一種基於CAE 協同仿真的方法（fǎ）:通過建立雙台肩螺紋車（chē）削加工（gōng）的有限元模型、雙台肩螺紋接頭的溫度-變形模型和三維的（de）螺（luó）紋接頭有（yǒu）限元計（jì）算模型，評價切削熱所引起的加工誤差對雙台肩鑽杆螺紋接頭（tóu）連接強度的影響。

      1、雙台肩鑽杆螺紋

   
     雙台肩鑽杆螺紋接頭設計（jì）有（yǒu）兩個台肩———主台肩和副台肩（jiān）( 如（rú）圖1 所示) ，在鑽（zuàn）井作業時，兩台（tái）肩同時接（jiē）觸，改變了鑽（zuàn）杆接頭螺紋的變（biàn）形協調關係（xì），通過小幅度的提（tí）高副台肩附近螺紋牙的應力水平，降低主台肩（jiān）附近螺紋牙的峰值應力，進（jìn）而提高鑽杆螺（luó）紋的抗（kàng）扭性能。

                              圖1 雙台肩（jiān）鑽杆螺（luó）紋結（jié）構示（shì）意圖
 

     鑽杆接頭所受載荷（hé）工況較為惡劣（liè），其主要（yào）承受的載荷類型為軸（zhóu）向的（de）拉伸或壓縮（suō）載荷、扭矩載荷和彎矩載荷（hé）。載荷大小受工況影響較大，超深井中的（de）軸向拉伸載荷能達（dá）到（dào）數千kN; 在鑽水平井眼（yǎn）時，扭矩載荷甚至達到（dào）數十kN·m; 彎矩載（zǎi）荷隨（suí）井眼曲率的增加而增大。

      2 、車削加工溫度場分析

     2. 1 車削加工溫度場計算模型

     比熱為460 J /( kg·℃)  。將鑽杆螺紋的車削加工過程簡化（huà）為擬三維模型; 螺紋車削加工（gōng）的旋轉運動轉化（huà）為直線運動，模型中（zhōng）的軸向進給速度即為工件與刀尖接觸處的線速度; 切（qiē）削寬度為螺紋牙在平麵展開的（de）寬（kuān）度，本文模型中螺紋牙型為V － 0. 038Ｒ，其切削寬度為7. 15 mm。由於切削熱主要由切屑帶走，在空氣中的（de）瞬時散熱量可（kě）忽略，因而（ér）在材料切除率相同的情況下，能夠確保溫度場計算結（jié）果的可靠性。模型（xíng）中采用自適應網格進行單元劃分。

      2. 2 計算結（jié）果與分析討論

     圖2 所（suǒ）示分別為背吃刀量0. 15 mm、0. 2 mm、0. 25mm 和0. 3 mm 時溫度雲圖。由圖（tú）中可以看出，不同背吃刀量下（xià），溫度沿工件和刀具的分布規律基本相同; 切（qiē）屑的溫度普遍高（gāo）於工件溫度，溫度峰值出現在（zài）剛脫離工件的切屑與刀具接觸處，並在車刀的前刀麵形成高溫區; 車刀與工件的接觸位置溫度較高，在常用背吃刀量0. 3 mm 時的工件與車刀接觸位置的（de）溫度高達980℃; 車削加工的熱影響區受背吃刀量的變化而變化（huà），區域略大（dà）於背吃刀量，背吃刀量為（wéi）0. 3 mm 時的熱影響區長度約0. 5 mm。

                            圖2 溫度雲圖

      3 、溫度-變形分析

      3. 1 工件溫度（dù）-變形分析

      鑒於工件受切削溫度的影響為瞬時過程，分析其在切削時刻的變形量也是瞬時加載過程（chéng）。由前文分析（xī）可計算（suàn）得出車（chē）刀對工件任一切削位置（zhì）的熱作用時間為0. 000 4 s。

     分別建立（lì）鑽（zuàn）杆（gǎn）接（jiē）頭公扣和母扣在切削溫度（dù）影響下的變形量計算有限元模型，計算結果（guǒ）如圖3、圖4 所（suǒ）示。

      圖3 所示為公扣與母扣在切削第一（yī）牙時（shí）的變形雲圖，圖3a、圖3b 為軸向變形量，圖3c、圖3d 為徑向變形量。由圖中可以看出，切削（xuē）位置的螺紋牙在切削熱作用下牙頂位置向兩側變（biàn）形; 軸向變形（xíng）引起切削過程的讓刀，使得實際切削量低於吃刀量，進而導致切削（xuē）成型後的螺紋牙型寬度、牙型角大於設計尺寸。
 

                         圖3 公扣與母扣變形雲圖

    
                圖4 切削不同螺紋牙時公扣與母扣的軸向與牙型高度變（biàn）形量

     徑向變形量是沿螺紋牙旋轉的圓周方（fāng）向，其變形量為兩個分（fèn）方向的合位移，鑒於螺紋牙的對（duì）稱（chēng）性，在任一方向的正變形即為各位（wèi）置處的變形（xíng）量值。徑向變形量引起待切削材料在牙型高度方向發生變（biàn）化，由圖3c、圖3d 所示可以（yǐ）看出，切削（xuē）熱使得待切削材料沿徑向膨脹，刀（dāo）具仍按照原進給位（wèi）置切削，當工件恢複常溫時成型（xíng）尺寸低於設（shè）計尺寸，導致牙型高度低於（yú）設計高度。

     由圖4 所示不同螺紋牙在切削時公扣與母扣的軸向與牙型高度變形量可以看出，在切削（xuē）不同螺紋牙時的軸向變形量和牙型高度變形（xíng）量雖略有變化，但變化範圍均很小。因此（cǐ）在連接強度計算時，忽略切削位置的影響，取其平均值0. 014 8 mm。

     3. 2 刀具溫度（dù）-變形分析

     加工過程中，單次進給車刀與工件的接觸時間約3 s，由於切削最後一刀時切削刃與工件全部接（jiē）觸（chù），對工件成型質量影響最大。簡化車刀（dāo）中的斷屑器、十字螺釘等（děng）配件，建立車刀的溫度-變形有限（xiàn）元計（jì）算模型，其計算結果如圖5 中所示。

                          圖5 車刀變形（xíng）雲圖

      4 、連接強度影響分析

     本節通過對比設計（jì）結構與切削熱影響結構對（duì）扭（niǔ）矩、拉伸（shēn）/壓縮、彎曲載荷的承載性能，研究（jiū）切削（xuē）熱對螺紋連（lián）接強（qiáng）度的影響。

     4. 1 3D 螺紋連接有限元模型

     以外徑127 mm 的（de）雙台肩鑽杆螺紋接頭為研究對象建立有限元模型; 公扣與母扣的螺（luó）紋牙（yá）、主台肩、副台肩為麵-麵接觸，接（jiē）觸麵間摩擦係數為0. 114; 對公扣端部施加拉壓彎（wān）扭載荷，母扣端部固定; 采用C3D8Ｒ六麵體單元對模（mó）型（xíng）進行單元（yuán）劃分［10］，有限元模型如圖6 所示。

                   圖6 連接螺紋有限元模型

     4. 2 連（lián）接強度影響分析

     由圖7、圖8 所示設計結構（gòu）與熱影響結構在扭矩載荷（hé）、拉伸載荷、壓縮載荷和彎曲（qǔ）載荷作用下的應力計算結果可以看出: 在相同載荷作用下（xià），設計結構應力水平均低於熱影（yǐng）響結構，尤（yóu）其是扭矩載荷和（hé）拉（lā）伸載荷情況; 設計結構在扭矩35 kN·m 時剛發生屈服，而熱影響結構的峰值（zhí）應（yīng）力已達到材料的強（qiáng）度極限（xiàn），熱影響結構抗扭性能降低約30%; 同樣（yàng），熱影響結構在2 200kN 的拉（lā）力下已達到材料的強度極限，而設計結構抗拉（lā）3 000 kN，承載能力下降近30%; 熱影（yǐng）響結構在較低的壓縮載荷和彎曲（qǔ）載荷作用時的（de）應力水平（píng）高於設計結構，這將導致接頭的抗疲勞性能下降，大幅度降低其使用壽命。

                                   圖7 抗（kàng）扭、抗拉強度

                                     圖8 抗壓、抗（kàng）彎強度（dù）

   
     5 、改進措（cuò）施（shī）研究

    由前述分析（xī）可知，在雙台（tái）肩（jiān）鑽杆螺紋加工過程中，切削熱（rè）對其加工質量（liàng）的影響不容（róng）忽視。圖9 給出了（le）雙台肩螺紋常用切削用量下的變形量，圖中變形量（liàng）可作為補（bǔ）償量，為數控編程和切削刃參數設計提供依據。具體可實施措施如下:

     ( 1) 在數控程序編程時，減少徑向切削量，以保障（zhàng）牙型高度，同時（shí）對兩側刃進行刀具補償，以保證螺紋牙兩側邊的加（jiā）工精度，變化量如圖9 中所示。

     ( 2) 若最後一（yī）刀背吃刀量一定（dìng），可在刀具結構設計時降低牙型高（gāo）度，並增大（dà）兩側邊切削刃，其變（biàn）化量如圖9 中（zhōng）所（suǒ）示。

                             圖9 各背（bèi）吃（chī）刀量下（xià）的（de）溫度和變形量

       6、 結論

     本（běn）文基於CAE 協同仿真的方法，通過對雙台肩螺紋切削熱、熱變形量和變形後（hòu）連接強度（dù）的（de）計算得出以下結（jié）論:

     1) 通過車削加工過程溫度場（chǎng）研究得出，在常用背吃刀量0. 3 mm 時的工件與車刀（dāo）接（jiē）觸位置的溫度高達980℃; 車削加工的熱影響區隨背吃刀量變化，區域略（luè）大於背吃刀量，背吃刀量為0. 3 mm 時（shí）的熱影響區長度約（yuē）0. 5 mm。

     2) 通過（guò）溫度-變形模型研究得出，受（shòu）切削熱的影響（xiǎng），切削成型後的螺紋牙型寬度、牙型角大（dà）於（yú）設計尺寸，牙型高度低於設計尺寸，相差約0. 014 8 mm。

     3) 通過3D 連接螺（luó）紋有限元模型計算得出，熱影響（xiǎng）結構的抗扭、抗拉承載性（xìng）能下降約30%，同時在壓縮載（zǎi）荷或彎曲載荷作（zuò）用下，接頭的使用壽命也大幅度降低。

     4) 計（jì）算了多種背吃刀量（liàng）時的變形量，並提出通過數控編程（chéng）補償或改建刀具結構參數的措施提高加工精度。