畢群泗

摘要：動力鉗會在管柱表面產生比較明顯的牙痕，而過深的牙痕會危及管柱安全及壽命。針對此問題，通過對牙痕產生過程的分析，提出了劃痕和壓痕的概念。通過對鉗牙與管柱表面的接觸力學分析，推導出了不產生劃痕的條件和壓痕深度的表達式，確立了動力鉗結構參數(shù)、鉗牙結構參數(shù)和材料與管柱牙痕的關系，給出了減小減輕牙痕的措施。以88.9 mm油管為例，依據(jù)該理論對動力鉗結構參數(shù)、鉗牙參數(shù)和材料等進行了設計，鉗牙對油管表面的劃痕明顯改善，壓痕明顯減輕。研究結果可為優(yōu)化動力鉗結構、鉗牙結構和材料提供理論依據(jù)。

關鍵詞：管柱；動力鉗；牙痕；機理；優(yōu)化設計；減輕措施

0 引 言

目前油套管的上卸扣基本由動力鉗來完成。為滿足油套管的密封性，需使動力鉗（管鉗）的鉗牙與管柱表面接觸，產生力矩來完成螺紋的預緊力，即上扣的扭矩值。該過程中鉗牙會在油套管表面留下牙痕，嚴重影響油套管的使用壽命，特別是對含特殊螺紋的管柱以及含硫化氫氣體的油氣田管柱造成嚴重的腐蝕甚至斷裂［1-2］，因此動力鉗的鉗牙對油套管表面的牙痕危害不容忽視。在API 5CT的標準中，規(guī)定油套管牙痕深度不應大于壁厚的5%［3］。為減輕動力鉗對管柱表面的損傷，在國內，黃進云等［4］ 通過選擇牙板的材料、圓弧面形的牙板及扭矩實時控制，研制了一種微牙痕套管鉗;徐建寧等［5］ 分析了鉗牙對套管的磨損成因和磨損過程，結合鉗牙與套管接觸區(qū)域的應力應變分析，得出鉗牙對套管磨損的主要影響因素是摩擦因數(shù)、接觸載荷。國外方面，為減小管柱表面牙痕，文獻［6］增加了管材合金中的鉻元素，鉗牙采用微型鉗牙牙型；文獻［7］使用了一種菱形的鉗牙；文獻［8］采用了一種有色金屬材料制成的鉗牙；文獻［9］在管柱外表面增加熱噴涂層，以解決管柱表面滑動和夾緊痕跡以及局部耐腐蝕性問題。上述研究給出了一些減輕管柱表面損傷的有效措施和部分理論，但并未從動力鉗結構設計方面給出明確的減輕管柱表面損傷的措施。針對以上問題，筆者從管柱表面牙痕產生的過程著手，通過對鉗牙與管柱接觸表面力學分析，研究切徑比、摩擦因數(shù)和動力鉗結構參數(shù)等對管柱牙痕的影響，從動力鉗結構參數(shù)方面給出一些減小牙痕的措施，為科學優(yōu)化動力鉗結構提供理論依據(jù)。

1 管柱牙痕產生過程

旋扣過程可以看作是鉗牙與管柱表面的接觸過程。從開始旋扣到上扣完成，鉗牙與管柱的接觸可分解為3個階段，如圖1所示。

第一階段，鉗牙僅與管柱表面的油污層、金屬氧化膜層接觸，但并未咬住管柱。鉗牙與管柱之間產生滑動，此接觸過程為動摩擦，會在管柱表面產生細微的劃痕，該劃痕損傷可忽略不計。

第二階段，在外力作用下，鉗牙會接觸到管柱的畢氏層［10］（又叫切混層）。隨著鉗頭的進一步夾緊，鉗牙作用于管柱表面的徑向力和切向力也隨之增大，在徑向力的作用下鉗牙穿透畢氏層，在切向力的作用下畢氏層開始逐漸脫落，并伴隨開始與少量微凸接觸［11］。此階段接觸開始產生劃痕，但接觸產生的壓痕主要為彈性變形;若此時卸掉外力，則管柱表面的壓痕也將消失。

第三階段，隨著鉗牙與管柱表面繼續(xù)接觸，在切向力的作用下微凸接觸面積開始增大，鉗牙與管柱在摩擦力的作用下開始相對靜止，達到平衡狀態(tài)。在此靜摩擦力作用下，螺紋開始旋進，在鉗牙與管柱的接觸面處會出現(xiàn)摩擦疲勞［12］；隨著旋進扭矩的增大，徑向力增大，鉗牙咬入套管表面使摩擦副達到平衡。若旋扣扭矩繼續(xù)增大，在切向力的作用下將打破該摩擦副的平衡，產生相對滑動，直到出現(xiàn)黏著摩擦痕跡，即發(fā)生咬死［13］現(xiàn)象，相對運動才能停止，重新達到力的平衡點。此時，鉗牙可帶動管柱旋轉完成上（卸）扣工作。在此階段中，鉗牙可達到金屬基體較深位置產生牙痕，該牙痕將影響管柱的使用壽命。

由此可知，管柱表面牙痕的產生主要與第二和第三階段相關，且第三階段是管柱表面產生牙痕的關鍵階段。為減小牙痕的產生，下面將在力學分析基礎上，主要圍繞這2個階段進行探討，并給出相應的控制措施。

2 鉗牙與管柱接觸表面力學分析

管柱牙痕主要由鉗牙作用在管柱表面的力F0直接作用產生，該力可分解為旋轉切向力S和咬緊管柱的徑向力N，如圖2所示。切向力S為鉗牙在旋扣過程中提供旋進扭矩，也是鉗牙與管柱表面產生滑動的主要因素，而此滑動會在接觸面產生劃痕；徑向力N垂直于管柱表面，在旋扣過程中提供鉗牙與管柱的夾緊作用，是產生管柱表面壓痕的主要因素。

2.1 鉗口部位力學分析

動力鉗一般通過坡板與輥輪的接觸來實現(xiàn)楔形夾緊的目的，具體如圖2所示。圖中O1為管柱的中心，O2為坡板的曲率中心，O3為輥子的中心。當驅動力通過齒輪產生旋轉力矩M時，與齒輪聯(lián)結的坡板與顎板輥子在接觸點K產生一個對輥子的法向力Q。法向力Q與O1O3的夾角為θ′，可分解為切向力F和正壓力P，Q與P之間的夾角為壓力角γ，該角為摩擦角α和坡板的坡角β之和。δ為夾角轉角。

在旋扣過程中，管柱與鉗牙之間的摩擦因數(shù)μ和切徑比m均在變化。在旋扣的第二階段，隨著螺紋旋進深度的增加，此時金屬摩擦副接觸面處存在氧化膜或其他黏染物影響，摩擦副間的摩擦因數(shù)［18］μ在0.27～0.39；隨著旋扣扭矩的增大，油套管表面膜被破壞，鉗牙到達油套管的加工硬化層［19］，旋扣進入第三階段；鉗牙與管柱表面的部分接觸處產生塑性變形，隨著微凸體的塑性流動，在接觸處將出現(xiàn)黏住現(xiàn)象［17］，此時，摩擦副間摩擦因數(shù)在0.78附近。而鉗牙與管柱的摩擦副組合在空氣中的摩擦因數(shù)在0.5附近。

綜上可知，為避免產生牙痕和劃痕，旋扣過程中，均期望旋扣不進入第三階段，管柱表面不產生塑性變形。但實際中，不可避免會進入旋扣第三階段，但可以盡量使其處于2個階段的過渡階段，即第二階段已完成但未完全進入第三階段，此時摩擦因數(shù)與切徑比m等效，即切徑比稱為等效切徑比?；诖?，摩擦因數(shù)μ的選取應介于2階段之間，此處取0.4左右；同時，為保證能夠夾緊，經(jīng)綜合考慮，旋扣不打滑時的等效切徑比m極限值應取0.4左右。

3 動力鉗結構與管柱牙痕的關系

依據(jù)上述分析，鉗牙作用在管體表面會產生劃痕和壓痕。劃痕主要由擰接過程中打滑引起，合理的切向力S可確保在擰接過程中不打滑，由式（1）可知，其直接的影響參數(shù)是切徑比，需分析動力鉗結構與切徑比的關系；對于壓痕的產生，主要是擰接過程中徑向力N對管柱產生塑性變形引起的，在上述合理的切徑比下，僅需分析管柱表面的壓痕深度與鉗牙之間的關系即可減小管柱的塑性變形。

以88.9 mm×6.45 mm NU P110油管為例，屈服強度758～828 MPa，抗拉強度大于793 MPa，彈性模量210 GPa，泊松比υ=0.3，硬度為HRC30，螺紋扭矩為2 790～4 650 N·m，最佳扭矩為3 710 N·m［20］。

為保證旋扣過程不打滑，根據(jù)式（15）并結合前文對摩擦因數(shù)的分析，可得旋扣不打滑時等效切徑比m應在0.4左右。根據(jù)式（1）～式（5）利用數(shù)值分析軟件，選取R2=178.5 mm，x=10.5 mm，y=11.5 mm，R=12.5 mm，R3=50 mm，δ取值范圍為（0，60°］。由式（1）和式（4）可得切徑比與坡角的關系如圖4所示；由式（1）和式（5）可得切徑比與夾緊轉角的關系如圖5所示；由式（1）和式（3）可得切徑比與是否考慮摩擦角的關系如圖6所示。

關于壓痕深度，將參數(shù)N=300 N，L=20 mm，σ0=828 MPa，βT取值（0，180°）帶入公式（7），可知錐角與壓痕深度的關系曲線如圖7所示。

4 管柱牙痕減少減輕措施

前文分析了動力鉗在管體表面上產生牙痕，即切向力S產生的劃痕和徑向力N產生的壓痕。管柱表面的劃痕主要是由旋進過程中鉗牙滑動引起的，減少劃痕應選擇合適的切徑比；減輕壓痕應通過選擇合適的鉗牙錐角及鉗牙的長度，以增大鉗牙與管柱的接觸面積來降低壓痕。

4.1 減少劃痕的措施

劃痕主要由切向力S產生。根據(jù)鉗牙與管柱不打滑的臨界條件，由式（15）可知切徑比m應始終小于或等于摩擦因數(shù)，即旋扣的第二階段過渡到第三階段之間的臨界摩擦因數(shù)，才能保證旋扣的正常進行且不打滑，避免旋扣過程進入第三階段，對管柱產生塑性變形。根據(jù)式（1），可通過設計合適的坡角β和夾緊轉角δ等結構參數(shù)，保證切徑比m滿足鉗牙不打滑的條件，進而減少管柱表面塑性變形帶來的劃痕。

根據(jù)初步確定的等效切徑比，結合圖4可知，該切徑比對應的坡角β的取值在4.5°左右?？紤]到其他范圍的管徑（60.3～177.8 mm），每種規(guī)格的管徑及接箍都要按照上述公式分析計算。取所有結果的相對平均值，此處的坡角β實際取值在5°左右，該坡角對應的等效切徑比為0.418。結合圖5可知，為保證該切徑比值，夾緊轉角δ可取值39.4°、44.0°、53.1°、57.7°，根據(jù)鉗口管徑需求并結合圖5，切徑比應選擇單調遞減區(qū)間，保證旋扣過程始終夾緊不打滑，此處應選擇夾緊轉角為44°左右。由圖6可以看出，在設計過程中，摩擦角α對設計結果影響較大，例如本例中，若不考慮摩擦角，則得到的切徑比會小于0.3，這個設計結果雖然能減輕打滑現(xiàn)象，但牙痕深度增加，相應的動力鉗的設計強度應增加?？梢娔Σ两菍η袕奖鹊挠绊戄^大，不可忽略。

4.2 減輕壓痕的措施

壓痕主要由徑向力N產生。由壓痕深度公式（7）可知，在保證鉗牙與管柱不打滑的情況下，應盡量增大鉗牙的長度L和鉗牙的錐角βT，即增加鉗牙與管柱的接觸面積。由式（12）、式（13）可知，在鉗牙高度一定的情況下，減小接觸面材料的彈塑性變形［15］的形變差可使在旋扣過程中接觸面寬度變化較小，進而影響接觸應力的減小，即鉗牙材料的屈服強度應不大于管柱材料的屈服強度較為經(jīng)濟合理，保證接觸面在擰接過程中最大限度地產生彈性變形。

由式（7）可知，在不改變鉗牙長度L，且所選牙板材料屬性相差不大時，壓痕深度d與鉗牙錐角βT關系通過增大錐角的大小能明顯減少壓痕，如圖7所示。根據(jù)API-5CT對管體牙痕深度的要求，結合圖7，鉗牙錐角βT在30°～90°之間壓痕增加較為明顯，結合材料屬性及前文摩擦因數(shù)的影響，錐角βT選取為60°，此時理論壓痕深度為0.015 mm。由式（12）知，選取鉗牙材料的屈服強度應略小于管柱材質，材質選屈服強度≥685 MPa的20CrMo；為增大鉗牙與管柱的接觸面積，鉗牙排數(shù)選為4，牙板長度定為90 mm，鉗牙錐角定為60°，鉗牙高度定為2 mm。

依據(jù)本文分析，改進了管鉗的切徑比，優(yōu)化了動力鉗的結構參數(shù)，油管劃痕消失；改進了鉗牙的材質及結構參數(shù)，油管壓痕深度明顯降低。

5 結 論

（1）從管柱表面牙痕產生的過程著手，將旋扣過程分成了3個階段，提出了劃痕和壓痕的概念，并從旋扣過程中的鉗牙與管柱表面的接觸力學方面對它們進行了分析。

（2）在旋扣過程中，鉗牙不打滑是避免產生劃痕的先決條件，推導出鉗牙不打滑的條件為m≤μ，并解釋了摩擦因數(shù)與切徑比等效的過程?？赏ㄟ^設計動力鉗的相關參數(shù)盡量滿足不打滑條件，進而減少劃痕。

（3）給出了管柱在不同旋扣階段的表面壓痕公式，在保證傳遞合理扭矩的前提下，鉗牙材料的屈服強度應不大于管柱材料的屈服強度；同時，應盡量通過增大鉗牙的長度、增大錐角等方式減少壓痕的深度。

（4）在設計過程中，摩擦角的影響不能被忽略。在不忽略摩擦角的情況下，經(jīng)采取本文理論及動力鉗結構設計參數(shù)，旋扣過程中鉗牙對管柱表面的牙痕明顯得到改善，從而證明本文理論方法具有合理性。

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