脱接器弹簧爪大变形分析

李 枫，孙 江，孙雪锋

（1．东北石油大学，黑龙江大庆163318；2．大庆油田有限责任公司第四采油厂，黑龙江大庆163414）

脱接器弹簧爪大变形分析

李 枫1，孙 江1，孙雪锋2

（1．东北石油大学，黑龙江大庆163318；2．大庆油田有限责任公司第四采油厂，黑龙江大庆163414）

脱接器是油田机采井重要的井下工具。以前对脱接器的研究大多集中在弹簧爪功能方面，而对弹簧爪的连接方面，即装配过程的研究较少。弹簧爪的装配过程是一个动态大变形过程，其应力分布和各部位变形随时间而变化，难以获得解析解。使用CAD／CAE／CAM一体化软件UG对弹簧爪的装配过程进行模拟，得到装配过程中每一时刻的应力分布和变形情况，对优化设计弹簧爪的结构具有指导意义。

脱接器；弹簧爪；装配过程；变形

脱接器是在泵径大于油管直径的抽油井内配套使用的井下工具［1－2］。大多数脱接器主要是依靠弹簧爪结构来实现对接和承受轴向载荷［3－5］。目前对脱接器弹簧爪强度的研究主要是针对在对接完成后正常工作条件下。装配时弹簧爪的工作过程是一个非线性动态大变形过程，弹簧爪上的应力分布和变形情况随时间而变化，很难得到弹簧爪强度的解析解。因此，目前设计弹簧爪结构时，仅能根据试验或经验判断其装配时是否可靠，而部分弹簧爪是在装配操作过程中就造成了爪的损坏。

脱接器通常是在千米深的井下工作，一旦损坏，更换将费时、费力，还影响油井生产［6－7］。所以，弹簧爪强度的研究对提高脱接器的对接成功率、使用可靠性和寿命具有重要意义。本文以用于井下旋流分离系统的脱接器为例，该脱接器适用于承受较大扭矩载荷的场合，利用中心杆承受扭矩载荷。弹簧爪在工作中承受的轴向载荷很小，所以与该脱接器弹簧爪强度直接相关的是其装配过程。利用CAD／CAE一体化软件UG和其集成的NX Nastran解算器对该脱接器弹簧爪在装配过程中的非线性大变形行为进行模拟，得到弹簧爪装配过程中每一时刻的应力分布和变形情况，确定应力最大部位及最大位移量，为弹簧爪的结构设计及改进和弹簧爪锁套的尺寸设计提供依据。

1 脱接器结构

具有弹簧爪的脱接器主要由弹簧爪、中心杆、锁套、弹簧、锁紧螺母等组成，另配1个释放接头，如图1所示。对接时，脱接器上接头下行撑开弹簧爪，同时压迫锁套下行，弹簧爪卡住中心杆的台肩后，锁套上行锁住弹簧爪，完成对接。这种脱接器结构简单，易加工，互换性好［8］。但是，弹簧爪的疲劳寿命较低，易出现断脱事故［9］。

图1 具有弹簧爪的脱接器结构

2 有限元模型

2．1 实体模型

利用UG软件建立脱接器实体模型，如图2。脱接器主要由上体和下体组成：上体由弹簧爪和上接头组成，联接在抽油杆最下端；下体由弹簧、锁套和中心杆组成，联接在螺杆泵转子上部，随定子、转子和与定子相连接的油管一起下入井中。该脱接器用于传递扭矩和承受一定轴向载荷。

图2 脱接器实体模型

由于实际模型过于复杂，需要对模型进行合理简化。这里只想得到弹簧爪在装配过程中的变化情况，所以将模型中与分析无关的零部件去掉，只保留弹簧爪和中心杆（如图3所示）。由于本例分析只存在弹簧爪的轴向运动，中心杆不承受扭矩载荷，所以将中心杆进一步简化，只保留中心杆在轴向运动过程中与弹簧爪接触部分（如图4所示）。为便于后续的分析，预先将模型的弹簧爪和中心杆沿轴向分离45mm，使二者处于对接前的状态。

图3 简化的脱接器模型

图4 简化的中心杆

2．2 网格划分

网格的划分方式和质量会直接影响非线性问题的求解能否收敛，为了以较小的代价获得较高的计算精度，采用20节点的二阶四面体单元对模型进行离散（如图5所示）。由于弹簧爪是主要研究对象，而且中心杆相对于弹簧爪的刚度较大，所以对弹簧爪采用较密的网格划分方式，中心杆采用较稀疏的网格划分方式，这样既减小了计算规模又保证了计算结果的精度。共划分了26 501个单元。

图5 网格划分

2．3 边界条件

实际工作时，弹簧爪位于上接头处，中心杆位于下接头处，对接时弹簧爪沿轴向下行，中心杆不动。这与弹簧爪不动、中心杆相对于弹簧爪沿轴向运动等效。在模型中建立圆柱坐标系，z方向为轴向，弹簧爪与中心杆接触端为z轴正向。约束弹簧爪R、θ、z轴的3个移动自由度和绕R、θ、z轴的3个旋转自由度。在中心杆上加沿z轴的强制位移约束，让中心杆在计算时沿z轴负向移动45mm，同时约束其他5个自由度。中心杆沿轴向运动过程中，外表面和弹簧爪的内表面是相互接触的，通过前处理的高级非线性接触选项定义接触面（如图6所示）。

图6 边界条件设置

3 求解设置

选用NX Nastran提供的ADVNL601，106非线性计算模块，该模块用于求解高级非线性静态问题，采用隐式求解方式［11］。时间步定义中，设置时间步数为20，时间增量为0．05s，两者的乘积即是中心杆运动时间1s。自动增量方式采用ATS（自动时间步长控制方案）方式，每个时间步的最大迭代次数为150。其他控制参数采用NX Nastran默认设置。

4 计算结果分析

4．1 应力

经过112步迭代计算收敛，进入后处理，共有20个时间步的非线性计算结果。查看每个时间步取平均后单元节点的Von Mises应力云图，发现每一时刻弹簧爪上的最大应力均出现在弹簧爪根内表面的棱边处，弹簧爪根部应力随时间变化曲线如图7所示。由图7可以得出：应力值在初始阶段变化比较剧烈，短时间内由66MPa迅速增大为256．49 MPa，其后应力值变化比较平稳，最后阶段由347．02 MPa迅速减小为0．55MPa。这是由于在中心杆端部切有一个很短的过渡锥面，弹簧爪在与中心杆发生接触后，沿中心杆端部的锥面发生沿径向的迅速扩张，弹簧爪根部应力值迅速变大，这个过程容易使弹簧爪根部产生裂纹，造成失效；然后弹簧爪内表面沿中心杆台肩外表面轴向滑动，弹簧爪根部应力值变化很缓慢，在中心杆台肩边缘处弹簧爪根部应力值达到最大（如图8所示），此时弹簧爪单体根部中间区域产生沿径向内凹的变形，根部内表面棱边处应力值较大，使根部产生开裂的趋势（如图9所示）；最后弹簧爪头部划过中心杆台肩卡住中心杆，弹簧爪恢复变形前状态，根部应力值迅速减小为零。

图7 应力变化

图8 弹簧爪应力分布云图

图9 弹簧爪根部应力分布云图

4．2 变形

查看每个时间步弹簧爪径向位移云图，每一时刻弹簧爪上的最大径向位移均出现在弹簧爪端部外表面，弹簧爪端部外表面径向位移随时间变化曲线如图10所示。由图10可以得出：弹簧爪端部外表面的径向位移在初始阶段变化比较剧烈，短时间内由0．409mm迅速增大为1．690mm，其后位移变化比较平稳，最后阶段由2．199mm迅速减小为0。这是由于在中心杆端部切有一个很短的过渡锥面，弹簧爪在与中心杆发生接触后，沿中心杆端部的锥面发生沿径向的迅速扩张，弹簧爪端部迅速扩张；然后弹簧爪内表面沿中心杆台肩外表面轴向滑动，弹簧爪端部径向位移量变化很缓慢，在中心杆台肩边缘处弹簧爪端部位移量达到最大（如图11所示）；然后弹簧爪头部划过中心杆台肩卡住中心杆，弹簧爪恢复变形前状态，端部位移值迅速减小为零。

图10 位移变化

图11 弹簧爪径向位移云图

设计锁套尺寸时，需要考虑弹簧爪端部内表面径向位移量变化。当弹簧爪端部内表面径向位移量达到最大值时，锁套内径不应大于此时的弹簧爪端部外表面变形后的最大直径，否则实现不了弹簧爪沿径向移动时压迫锁套沿径向下移。弹簧爪端部内表面径向位移随时间变化如图12所示，曲线形状与图10基本相同，最大径向位移量为2．195mm。

图12 弹簧爪端部内表面位移变化

5 结论

1） 采用有限元方法对脱接器弹簧爪装配过程中的动态大变形进行分析，得到常规设计方式很难计算出的弹簧爪在整个装配过程中每一时刻的应力和变形分布情况。

2） 在弹簧爪与中心杆对接的过程中，初始阶段为弹簧爪端部内表面接触中心杆端部锥面产生径向扩张，此时弹簧爪条体根部内表面各个棱边处应力值迅速达到很大，由于条体横截面形状为圆环的一部分，各条体根部靠近中间部分外表面产生向内凹的变形，根部内表面棱边处产生拉伸变形；然后弹簧爪内表面沿中心杆端部台肩外表面沿轴向滑动，此时条体根部内表面棱边处应力值逐渐变大，但是变化较缓慢，且变化的幅度较小；最后弹簧爪装配到位，条体迅速恢复到变形前的状态，各处应力值减小为零。根据这个装配过程，可以对中心杆锥段的尺寸进行改进，使弹簧爪装配时应力变化更缓慢，避免因条体根部应力在短时间剧烈变化造成的开裂。同时可以根据条体变形情况，对条体的横截面尺寸进行优化，即确定条体内、外径和开槽数目及形状等。

3） 弹簧爪端部外表面的径向位移在初始阶段变化比较剧烈，其后位移变化比较平稳，最后迅速减小为零。位移随时间变化曲线与应力随时间变化曲线形状是一致的。弹簧爪内外表面径向位移变化曲线形状相似，根据弹簧爪端部内表面径向位移量变化可以更准确设计锁套尺寸，当弹簧爪端部内表面径向位移量达到最大值时，为实现扩张的弹簧爪端部压迫锁套沿轴向移动，锁套内径不应大于此时的弹簧爪端部外表面变形后的最大直径。

4） 弹簧爪装配时的大变形分析，对合理设计改进用于井下旋流分离系统脱接器各个零部件形状尺寸，提高脱接器对接成功率和使用寿命及井下旋流分离系统的可靠性具有重要意义。

5） 现有的有限元程序仅能对弹簧爪装配过程的非线性行为进行应力和变形分析，不能建立弹簧爪的参数化模型和优化问题的模型，对弹簧爪各部位结构进行形状优化，这也是今后研究的方向。

［1］ 万仁溥，罗英俊．采油技术手册［K］．北京：石油工业出版社，1993．

［2］ 乔金中，赵景茂，李志广，等．DG自锁式脱接器的研制及应用［J］．石油矿场机械，2002，31（6）：38－39．

［3］ 王淑梅．对三种大泵脱接器的认识［J］．石油矿场机械，1989，18（5）：49－51．

［4］ 徐照强，刘秀兰，刘占广，等．抽油杆旋转脱接器：中国，CN2866790Y［P］．2007－02－07．

［5］ 张建光，王继峰，刘长军，等．一种脱接器：中国，CN2539833Y［P］．2003－03－12．

［6］ 石景平，唐庆华．KQG－FP型防喷脱接器在试验过程中的研究改进［J］．钻采工艺，2002，25（3）：68－69．

［7］ 沈家驹．脱接器下接头失效分析［J］．石油机械，1988，16（12）：24．

［8］ 张志友，王占永，陈荣杰等．新型大直径深井抽油泵防喷脱接器研制和应用［J］．石油矿场机械，2009，38（6）：81－82．

［9］ 姚春景．聚驱抽油机井检泵原因探讨［J］．内蒙古石油化工，2007，7：105－107．

［10］ 沈银春，王贵成，王树林，等．UG NX 7．0有限元分析入门与实例精讲［M］．北京：机械工业出版社，2010．

Large Deformation Analysis of Spring Claw of On－off Connector

LI Feng1，SUN Jiang1，SUN Xue－feng2
（1．Northeast Petroleum University，Daqing163318，China；
2．No．4 Oil Production Plant，Daqing Oilfield Co．，Ltd．，Daqing163414，China）

The on－off connector is an important downhole tool of the artificial lift well．In the past，the research on the on－off connector was mostly concentrated on the function of the spring claw，and gave little attention to the assembly process．The assembly process of the spring claw is a dynamic process with large deformation，the stress distribution and the deformation of each part in every moment is changing，it is hard to acquire the analytical solution．In this paper，the spring claw assembly process was simulated by using the CAD／CAE／CAM integration software UG，the stress distribution and deformation condition of the assembly process in every moment was acquired，it has instructive meanings to the optimization design of the spring claw structure．

on－off connector；spring claw；large deformation；assembly process

book=41,ebook=41

TE931．202

：A

1001－3482（2012）06－0050－05

2011－12－12

李 枫（1969－），男，山东潍坊人，教授，博士，主要从事机械制造及自动专业的教学和油气田地面工程方向的科研工作，E－mail：nusy01＠163．com。