圓形振動(dòng)篩的設(shè)計(jì)

圓形振動(dòng)篩的設(shè)計(jì),圓形振動(dòng)篩的設(shè)計(jì),圓形,振動(dòng)篩,設(shè)計(jì) 諧振試驗(yàn)中石油鉆桿的全尺寸疲勞測(cè)試 文摘： 文中提出了兩種在比薩大學(xué)設(shè)計(jì)的用于石油鉆探方面在鉆井平臺(tái)上執(zhí)行充分規(guī)模鉆桿連接的彎曲疲勞試驗(yàn)的測(cè)試，兩種測(cè)試的兩種連接類型需要不同的配置試驗(yàn)臺(tái)。在這兩種情況下，利用試樣共振，以減少結(jié)構(gòu)上的荷載??和測(cè)試時(shí)間。 這使得在實(shí)驗(yàn)儀器和測(cè)試上降低成本的同時(shí)，能有有效的疲勞試驗(yàn)結(jié)果報(bào)告和討論。 2007年愛思唯爾有限公司保留所有權(quán)利。 關(guān)鍵詞：鉆桿連接 全尺寸測(cè)試 試驗(yàn)臺(tái)的設(shè)計(jì) 諧振試驗(yàn)機(jī) 微動(dòng)疲勞 1.介紹 為了達(dá)到產(chǎn)量要求在進(jìn)行石油勘探時(shí)通常 采用長(zhǎng)的空心鉆桿[4]，在疲勞損傷方面鉆柱問題是一個(gè)眾所周知的石油鉆井技術(shù)的問題，占故障的50%以上[5]，鉆探座方面的故障的恢復(fù)是一個(gè)非常昂貴和費(fèi)時(shí)的恢復(fù)過程。 根據(jù)鉆具的工作條件描述的文獻(xiàn)[6]，可知當(dāng)鉆柱旋轉(zhuǎn)內(nèi)偏離井經(jīng)驗(yàn)旋轉(zhuǎn)彎曲時(shí)，會(huì)導(dǎo)致疲勞損傷，尤其是在連接鉆具處的薄弱環(huán)節(jié)處。設(shè)備處理不當(dāng)，過度旋轉(zhuǎn)速度或負(fù)荷以及疲勞通常導(dǎo)致失敗并加劇腐蝕環(huán)境。各種損傷條件下的耦合大大降低了鉆柱的疲勞壽命。 全尺寸的疲勞試驗(yàn)對(duì)鉆探承包商來講是一個(gè)戰(zhàn)略挑戰(zhàn)。在最近，測(cè)試鉆具連接的設(shè)備已提出。[7] Miscow等人 提出了試驗(yàn)臺(tái)基于四點(diǎn)彎曲計(jì)劃。其標(biāo)本旋轉(zhuǎn)范圍在5-15赫茲頻率之間且具有常數(shù)拉伸軸向載荷，也可以疊加。為了產(chǎn)生高要求的軸向負(fù)荷，測(cè)試結(jié)構(gòu)負(fù)載過重和一個(gè)龐大的框架是必要的。類似的四點(diǎn)彎曲試驗(yàn)設(shè)備已聘用grondin等人進(jìn)行試驗(yàn)。[8]他們以約7 Hz的測(cè)試頻率進(jìn)行。他們還開發(fā)了一個(gè)有趣的解決方案，既將產(chǎn)生的軸向加載用人壓縮棒插入內(nèi)中空鉆探下測(cè)試。這個(gè)解決方案所需的軸向載荷，可以自行產(chǎn)生，無需任何外部框架。此外，測(cè)試在腐蝕性環(huán)境中（NaCl溶液）可以在低頻率（約1-5赫茲，接近在鉆井過程中的實(shí)際頻率）下進(jìn)行。這些測(cè)試可認(rèn)為是實(shí)驗(yàn)條件的代表結(jié)合的疲勞行為的平均應(yīng)力而且這是特別有效的腐蝕性環(huán)境低轉(zhuǎn)速。然而，這種試驗(yàn)非常費(fèi) 時(shí)，假設(shè)去進(jìn)行10·106的循環(huán)試驗(yàn)，如果是進(jìn)行單試樣試驗(yàn)，四個(gè)月份的時(shí)間是必要的。那么這一種考驗(yàn)，體現(xiàn)了一個(gè)系統(tǒng)的評(píng)估不具有抗疲勞特性，特別是當(dāng)統(tǒng)計(jì)評(píng)估時(shí)尤其如此。 史密斯[9]等人聘請(qǐng)了人員進(jìn)行四點(diǎn)彎曲鉆機(jī)和旋轉(zhuǎn)懸臂梁鉆機(jī)測(cè)試創(chuàng)新的鈦鉆管道的設(shè)計(jì)。 命名法 NC 26 根據(jù)API標(biāo)準(zhǔn)的連接類型[1,2] ID 內(nèi)徑 NC 50 根據(jù)API標(biāo)準(zhǔn)的連接類型[1,2] OD 外徑 ADP-STJ 根據(jù)ISO標(biāo)準(zhǔn)的連接類型[3] J 部分的慣性面積矩 147?13 Wb 段的彎曲模量 F1 偏心旋轉(zhuǎn)體的慣性力彎曲手臂1 L 試樣長(zhǎng)度 F2 偏心旋轉(zhuǎn)體的慣性力彎曲手臂2 E 楊氏模量 Me 偏心旋轉(zhuǎn)質(zhì)量 Ai 振動(dòng)光束形狀系數(shù)（I =1,2,3,4） Re 旋轉(zhuǎn)體的偏心距 u(x, t)振動(dòng)梁位移函數(shù)位置x和時(shí)間t d 手臂彎曲點(diǎn)到旋轉(zhuǎn)體之間的位移 m 振梁的質(zhì)量 de 旋轉(zhuǎn)體之間相對(duì)位移 mf 被放置在振動(dòng)梁兩端的固定體 f 偏心旋轉(zhuǎn)體的旋轉(zhuǎn)頻率 m_e 振動(dòng)梁端轉(zhuǎn)動(dòng)質(zhì)量 w 偏心旋轉(zhuǎn)體的轉(zhuǎn)速 R_e 質(zhì)量偏心旋轉(zhuǎn) fn 標(biāo)本自然頻率動(dòng)態(tài)系統(tǒng)的自然頻率 d_e 旋轉(zhuǎn)體的相對(duì)位移 Wn 試樣自然頻率的旋轉(zhuǎn)速度 試樣的密度 自然頻率的旋轉(zhuǎn)頻率超過比 高頻振動(dòng)梁的“長(zhǎng)度” Da 動(dòng)態(tài)放大倍數(shù) A 橫截面面積的標(biāo)本 兩旋轉(zhuǎn)體之間的相位角 a1 一次諧波幅值的應(yīng)變計(jì)信號(hào) Kb 試樣的抗彎剛度 a2 二次諧波振幅應(yīng)變計(jì)信號(hào) Ma 彎曲手臂的質(zhì)量 R 負(fù)荷率 La 彎曲手臂的長(zhǎng)度 疲勞失效下的彎曲應(yīng)力 IQ 彎曲手臂的慣性質(zhì)量矩 Mb 彎曲時(shí)的疲勞失效 B Basquin模型方程的常數(shù) b Basquin模型方程指數(shù) 標(biāo)稱彎曲疲勞耐久極限 S-N曲線的斜率 S-N曲線的疲勞失效的斜率 Veidt等人， [10]采用類似受雇于由Miscow等人提出的四點(diǎn)彎曲試驗(yàn)的設(shè)施。[7] 包括了一個(gè)非常強(qiáng)大的外部框架，能夠產(chǎn)生軸向拉載入中標(biāo)本。 目前關(guān)于在鉆柱連接方面的彎曲疲勞測(cè)試的不同鉆機(jī)實(shí)驗(yàn)方案已經(jīng)提出， 共振頻率附近的動(dòng)態(tài)行為利用誘導(dǎo)高彎矩連接。通過旋轉(zhuǎn)體達(dá)到偏心共振條件。這一技術(shù)對(duì)于式樣和無液壓操動(dòng)機(jī)構(gòu)的測(cè)試格式也以被采用，其原因是基于負(fù)載慣性力。按此推理，則兩者的復(fù)雜性和結(jié)構(gòu)性與到四點(diǎn)的試驗(yàn)臺(tái)測(cè)試儀器的實(shí)力相比要低得多。此外，共振可設(shè)置由旋轉(zhuǎn)體正確選擇和滿刻度測(cè)試可以在頻率為25-30赫茲之間運(yùn)行，從而達(dá)到10?106疲勞循環(huán)實(shí)驗(yàn)?zāi)康暮蜑槠谒奶斓臏y(cè)試疲勞周期。這一擬議的試驗(yàn)裝置的缺點(diǎn)是，具有平均軸向負(fù)荷不能適用（只有交替或旋轉(zhuǎn)彎曲，即循環(huán)負(fù)荷比R =1）的壓力。反之沉重的試驗(yàn)臺(tái)架是能夠發(fā)揮高抗拉強(qiáng)度的軸向負(fù)荷（提出文獻(xiàn)[10,7]）。此外，還導(dǎo)致高的選擇頻率測(cè)試（速度比工作條件）減少的可能性，而測(cè)試環(huán)境對(duì)疲勞的功效依然有效。然而，關(guān)于基本疲勞之間有趣的對(duì)比可以在較短的時(shí)間內(nèi)以合理的成本得到不同的設(shè)計(jì)解決方案。 2，連接類型測(cè)試 以下是兩種類型的連接： 1.高強(qiáng)度鋼板連接（以下命名簡(jiǎn)稱為鋼連接），參考標(biāo)準(zhǔn)為文獻(xiàn)[1,2]; 2.輕量級(jí)的鋁合金與鋼管連接（以下命名簡(jiǎn)稱為鋁鋼連接）參考標(biāo)準(zhǔn)為文獻(xiàn)[3] 更為常見的鋼連接在油鉆井和廣泛的技術(shù)資料中均可以發(fā)現(xiàn)（文獻(xiàn)[6,11,12]中就有關(guān)于鋼鉆頭的旋轉(zhuǎn)體連接疲勞的報(bào)告）。以此相反，鋁鋼連接方面只是最近才由俄羅斯鉆井開發(fā)商承包發(fā)展，一直以來都沒有進(jìn)行系統(tǒng)的研究。而實(shí)際上鋁合金鉆桿正在以潛在的優(yōu)勢(shì)在全球蔓延。在文獻(xiàn)[13]的討論基于高架力量過重率和低的剛性材料須進(jìn)行淬火和回火。 鋼連接是由兩個(gè)錐形螺紋雙方引腳和重視的手段管體盒摩擦焊接，如圖1a.所示。典型的疲勞裂紋常常導(dǎo)致實(shí)驗(yàn)故障，而通常銷釘或者是鉆體都是具核的螺紋最后嚙合扣，如圖1b.所示。 圖1，a 表示錐形螺紋連接引腳和箱形鋼鉆桿接頭之間管摩擦焊接 b表示銷或框兩側(cè)疲勞成核點(diǎn) 圖2，a表示鋁和鋼螺紋的連接，（而不要求摩擦焊接） 工具接頭連接管體 b表示微動(dòng)疲勞的研究，鋼的邊緣是此類型連接的的故障模式 鋁鋼連接，針和工具接頭盒子的兩側(cè)設(shè)有錐形螺紋，鋼因?yàn)樗麄冃枰?jīng)常在工作時(shí)脫離，在鉆井作業(yè)這個(gè)設(shè)計(jì)中，連接鋁合金管體鋼鉆桿接頭的另外兩個(gè) 螺紋連接，每邊一個(gè)。 表1 連接測(cè)試試件的主要尺寸： 連接 標(biāo)準(zhǔn)命名法 外直徑（mm） 內(nèi)直徑（mm） 試件長(zhǎng)度（m） 類型 鋼連接 NC26 88.9 38.1 1.2 鋼連接 NC50 168.8 71.4 1.2 鋁鋼連接 ADJ147*13 147 107 3.7 圖2a中這些連接組件在組裝生產(chǎn)階段，至始至終它們都不能脫開鉆桿。如圖2a所描述，鋼構(gòu)件設(shè)有一個(gè)錐形底無內(nèi)部屏蔽由于彎曲的管道鋁線程的線程抗疲勞。微動(dòng)疲勞，以及在鋼的圓形邊緣之間的接觸組件及鋁合金管體，產(chǎn)生疲勞裂紋，如圖2b所示。 試件的主要尺寸見表1。 值得注意的是，鋁鋼筋連接的總長(zhǎng)度是高于鋼連接的，因?yàn)榍罢咝枰獌蓚€(gè)額外的連接。對(duì)此，測(cè)試時(shí)須要兩個(gè)不同的測(cè)試平臺(tái)，并設(shè)計(jì)出全刻度的這兩個(gè)不同的連接的疲勞試驗(yàn)類型。 3. 試驗(yàn)臺(tái)的設(shè)計(jì) 3.1鋼連接試驗(yàn)臺(tái) 如圖3所示，鋼連接試驗(yàn)臺(tái)展示，共二對(duì)旋轉(zhuǎn)體的偏心距，在頂部有兩個(gè)彎曲的手臂，以及在試樣上的慣性力。 在平面上的力和位移，最后交替（不旋轉(zhuǎn)）被作用到的彎曲試件上，如圖4所示。 該系統(tǒng)可以轉(zhuǎn)移兩個(gè)旋轉(zhuǎn)體之間的相位角，至此引出相位角γ。 偏心體反旋轉(zhuǎn)在兩臂上產(chǎn)生兩縱向的力，如果試件被認(rèn)為是剛性的，則可得出以下兩式： （1） 而其中每?jī)蓚€(gè)橫向組件的切削力跟每對(duì)旋轉(zhuǎn)體的旋轉(zhuǎn)力是平衡的。 如果在 =0的情況下F1和F2的力度相等，且試件在實(shí)驗(yàn)時(shí)沒有被彎曲，由于試件是支持由彈簧允許在平面上自由剛性移動(dòng)的，那么相反，在處相位條件（ ）下，試件的誘導(dǎo)彎矩最大。此外，該試驗(yàn)臺(tái)的工作頻率這時(shí)接近（但低于）第一共振在該試件和動(dòng)力系統(tǒng)兩個(gè)彎曲臂是慣性的機(jī)構(gòu)。附近的共振頻率所產(chǎn)生的彎矩導(dǎo)致試件產(chǎn)生更大的F1和F2。 在以上基礎(chǔ)上作出合理的假設(shè)，則由簡(jiǎn)單系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)模型可以得到以下結(jié)論： 1，超出相位條件時(shí)， ； 2，對(duì)于試件彎曲手臂是剛性的； 3，相對(duì)于試件的慣性力而言彎曲力此時(shí)可以忽略； 4，試樣彎曲撓度是普遍的; 5，不存在減震效果。 對(duì)于假設(shè)1而言半結(jié)構(gòu)性可以基于對(duì)稱性來考慮。經(jīng)過考慮，通過施加不同階段的角，可以不斷變化彎矩因素。在條件為零（）的情況下有最大值（），假設(shè)2和3的動(dòng)力系統(tǒng)作為試件臂有一個(gè)自由度作為慣性量。此外，忽略試件質(zhì)量可以被認(rèn)為是彎矩沿試樣長(zhǎng)度的統(tǒng)一。在這里建議模型描述圖5，如圖。 圖5(a) 固有頻率的動(dòng)態(tài)系統(tǒng)，（b）激發(fā)振動(dòng)的系統(tǒng)，外加頻率共振條件： 以估計(jì)的固有頻率 模型參數(shù)，可以計(jì)算如下： 1）抗彎剛度： ，其中E為材料楊氏模量， 其中包含彎曲中性軸慣性力矩和自由彎曲試樣長(zhǎng)度L; 2）通過點(diǎn)軸的大規(guī)模的手臂慣性質(zhì)量矩， ，假設(shè)質(zhì)量均勻分布且超過其長(zhǎng)度 ; 3）自然頻率 讓我們考慮由一個(gè)具有周期性的力加載系統(tǒng)的轉(zhuǎn)速( )如圖5b。 在忽略任何阻尼的情況下位移d可以得到解決方程如下： （2） （3） 被定義為彎曲應(yīng)力振幅 彎矩除以管道的彎曲模量得到頻率比 如下： （4） 彎曲模量 。建議可由方程4定義一個(gè)動(dòng)態(tài)的放大因素： （5） 臂受到慣性力的沖擊產(chǎn)生偏心距導(dǎo)致力F1，F(xiàn)2放大。 由條件忽略阻尼公式4表示彎曲應(yīng)力增加無限時(shí)的旋轉(zhuǎn)體接頻率近自然頻率（ ）。在實(shí)踐中，有人指出，建議初試試驗(yàn)臺(tái)。 而由公式4可知當(dāng) 時(shí)可得出合理的預(yù)測(cè)。在共振頻率附近的的動(dòng)態(tài)放大量在很大程度上取決于阻尼，尤其是在目前阻尼不定量的條件下更是如此。為了獲得一個(gè)可控的性能，單靠試驗(yàn)臺(tái)操作子共振（更多的細(xì)節(jié)后面再闡述）方程4是不夠準(zhǔn)確的。 值得注意的是，以前是依靠假設(shè)和近似模型來解釋現(xiàn)象并確定設(shè)備的主要參數(shù)的。然而，這樣得出的數(shù)據(jù)對(duì)測(cè)試的準(zhǔn)確性并沒有很大的影響。事實(shí)上，有效的動(dòng)態(tài)彎曲應(yīng)力不斷測(cè)量試件的應(yīng)變，在測(cè)試過程中，設(shè)置點(diǎn)內(nèi)保持不變而由一個(gè)封閉的預(yù)定范圍（即標(biāo)準(zhǔn)值的5％）內(nèi)通過閉環(huán)系統(tǒng)控制兩對(duì)旋轉(zhuǎn)體之間的旋轉(zhuǎn)偏心距。 3.2鋁鋼連接的試驗(yàn)臺(tái) 用于測(cè)試鋁鋼連接的鉆機(jī)設(shè)計(jì)不再像以前討論的試件那樣，其結(jié)構(gòu)如圖 6。 圖6 （a）試驗(yàn)臺(tái)的鋁鋼連接試件的圖片 （b）測(cè)試連接的詳細(xì)信息 連接的軸向延伸和減少抗彎剛度不再像在以往的測(cè)試計(jì)劃中那樣被采納。那么在這種情況下，試件的彈性和慣性特征動(dòng)態(tài)系統(tǒng)依然被保存。以前，它被設(shè)置為運(yùn)行在子共振的區(qū)域內(nèi)。產(chǎn)生的外部負(fù)載通過旋轉(zhuǎn)體傳遞給位于一端的偏心體上。為了保持結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性在生產(chǎn)中心的最大彎曲載荷（位于連接處）處，兩個(gè)旋轉(zhuǎn)體被固定在試件的兩端。 這種結(jié)構(gòu)被認(rèn)為是通過假設(shè)存在一個(gè)大的橫梁試件（總質(zhì)量為m的均勻分布在它的長(zhǎng)度為L(zhǎng)）而且在其兩端具有兩個(gè)作用點(diǎn)產(chǎn)生 ，如圖 7a所示。通過旋轉(zhuǎn)偏心質(zhì)量 等導(dǎo)出旋轉(zhuǎn)彎曲試樣圖（共振附近的高放大），如圖 7b 圖7（a）固有頻率的動(dòng)態(tài)模型 (b) 大規(guī)模偏心旋轉(zhuǎn)激起的動(dòng)力系統(tǒng) 該系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)性可以初步得出求解四階偏微分方程[14]： (6) 其中， 表示試樣的橫向位移x和時(shí)間t的函數(shù)。該解決方案是 (7) 其中“時(shí)間”的頻率 和'長(zhǎng)度'的頻率 相關(guān)的關(guān)系如下： (8) 其中 是自然頻率 的值，解特征方程，使空的行列式線性系統(tǒng)（未知系數(shù)（i=1,2,3，4））施加邊界條件得到。 一個(gè)統(tǒng)一的梁的振動(dòng)（沒有旋轉(zhuǎn) ）加上一個(gè)經(jīng)典的結(jié)論[14]，給予以下特點(diǎn)公式： 考慮條件（E= 73 GPa，m=54.6kg，OD=147mm，ID= 121mm和L =3.7m），首選自然頻率是64.4Hz。 在振動(dòng)梁兩端的旋轉(zhuǎn)距可實(shí)得平方的特征方程如下： 在特征方程中的 是外部旋轉(zhuǎn)體的參數(shù)，由先驗(yàn)的解決方程式（9）和（10）不能得到解析形式。在圖8中通過公式（9）和（10）繪制頻率與f的曲線圖，而且圖中顯示了前兩個(gè)諧振頻率（此時(shí)認(rèn)為 =30kg）。 圖8固有頻率特征方程，對(duì)兩端的旋轉(zhuǎn)體報(bào)告說明旋轉(zhuǎn)距對(duì)模型的影響 首選自然頻率的旋轉(zhuǎn)體質(zhì)量 的值得減少（其他自然頻率減少更大）尤為引人注目，因?yàn)樵嚇有D(zhuǎn)體質(zhì)量 的值被放置在最后。在疲勞試驗(yàn)時(shí)選擇設(shè)置自然頻率值 獲得所需要試樣的長(zhǎng)度。 為了提高動(dòng)態(tài)模型的準(zhǔn)確性，進(jìn)行有限元（FE）分析如圖9所示。通過引入試件的各種交叉的實(shí)際性能，特別是在中部地區(qū)位于連接處，此時(shí)首選自然頻率認(rèn)為是34.8赫茲，不同價(jià)值顯示著不同形式的分析估計(jì)值36.2赫茲。 在考慮所有模型之后，得出一模型，此時(shí)假設(shè)試件在此實(shí)驗(yàn)空間是完全自由的，而且沒有外力（旋轉(zhuǎn)質(zhì)量方案除外）存在。為了重現(xiàn)此邊界條件，試樣的簡(jiǎn)支采用兩對(duì)橡膠輪。支持在兩個(gè)分別位于變形軸位移空點(diǎn)（即模態(tài)的節(jié)點(diǎn)），如圖 9。旋轉(zhuǎn)的偏心質(zhì)量是由一個(gè)恒速電機(jī)驅(qū)動(dòng)。旋轉(zhuǎn)體被連接到標(biāo)本通過幾個(gè)軸承從而可以忽略不計(jì)的扭矩應(yīng)用到試件上，但在支持車輪處的摩擦足夠大的，以防止試件軸旋轉(zhuǎn)。當(dāng)頻率在共振頻率附近時(shí)試樣的軸的最大位移可以強(qiáng)烈放大，以便測(cè)試運(yùn)行以前的解決方案。 圖9振動(dòng)感應(yīng)器試件的空位移點(diǎn)，以及模態(tài)時(shí)的節(jié)點(diǎn) 沿管道的振動(dòng)位移幅值，在兩端時(shí)最大，其范圍在10-20毫米之間，確切值取決于施加在試樣上的彎曲幅度。圖9顯示放大圖形的原因。為了能正確選擇試樣長(zhǎng)度和旋轉(zhuǎn)體，在位于兩端的兩個(gè)關(guān)鍵部分允許獲得平等的彎矩（差異低于1％），如鋼連接圖 10。 沿試樣的彎矩分布通過有限元分析手段進(jìn)行評(píng)估。圖10所示是一個(gè)典型的測(cè)試條件（ ， ， ）。在兩個(gè)關(guān)鍵部分相同的彎曲應(yīng)力也驗(yàn)證通過應(yīng)變計(jì)測(cè)量測(cè)試。作為解釋，三對(duì)旋轉(zhuǎn)體的應(yīng)變力在實(shí)驗(yàn)時(shí)沿著試樣重現(xiàn)分配彎矩。 4，試驗(yàn)監(jiān)測(cè)技術(shù) 圖11說明在測(cè)試時(shí)控制彎曲幅度的可能性。測(cè)試頻率選擇在子共振條件下的工作頻率區(qū)域內(nèi)。在測(cè)試控制彎曲應(yīng)力幅度，以保持恒定。 圖11共振條件感應(yīng)擴(kuò)增，彎曲應(yīng)力、振幅可以通過頻率或大規(guī)模相控制 圖12用于檢查試件變量的完整性： 從第一個(gè) 到第二諧波振幅 之間的比例因子 在試樣表面的應(yīng)變計(jì)是為了測(cè)量縱向應(yīng)變和推導(dǎo)有效的彎曲時(shí)刻。通過半橋配置的應(yīng)變計(jì)進(jìn)行彎曲應(yīng)力測(cè)量，以消除溫度的影響[15]。對(duì)于鋼連接彎矩試驗(yàn)臺(tái)，可以通過測(cè)量單一的旋轉(zhuǎn)體（彎矩應(yīng)變計(jì)沿試樣均勻分布）。保持彎矩閉環(huán)系統(tǒng)運(yùn)行相常數(shù)之間的反旋轉(zhuǎn)體轉(zhuǎn)移。由于小的動(dòng)態(tài)響應(yīng)的疲勞裂紋是穩(wěn)定的，那么大期間的時(shí)間不會(huì)改變。當(dāng)裂紋傳播通過試樣壁的厚度，自然標(biāo)本頻率降低，然后由于工作條件接近彎矩的共振再增加。繼續(xù)測(cè)試，外部正在減少通過修改相角之間兩個(gè)反向旋轉(zhuǎn)體，為整個(gè)測(cè)試時(shí)間。此外，單方面接觸表面裂紋介紹了一種在動(dòng)態(tài)的非線性裂縫時(shí)有足夠的系統(tǒng)，可檢測(cè)擴(kuò)展?？焖俑道锶~變換（FFT）適用于應(yīng)變計(jì)signal.3在第一部分疲勞壽命，當(dāng)試樣沒有明顯損壞，當(dāng)時(shí)的第一諧波A1的幅度。它被發(fā)現(xiàn)之間的振幅比第二和第一諧波A2/A1可以用來作為一個(gè)指標(biāo)疲勞裂紋的存在，所示如圖12。 這個(gè)數(shù)量可以用來區(qū)分一個(gè)階段宏觀裂紋以下階段的核裂紋擴(kuò)展。從圖。 12，可以看出，動(dòng)力放大，可用于檢測(cè)通常存在的裂紋，但曲線的變化 太平滑，被視為一個(gè)有效的指標(biāo)。其中內(nèi)部壓力是一個(gè)很好的指標(biāo)，以及疲勞檢測(cè)快到達(dá)管壁厚度，但由于設(shè)置太苛刻，要求為每個(gè)測(cè)試都應(yīng)用。 很明顯的裂縫，即使是最小尺寸全球動(dòng)態(tài)響應(yīng)（通過檢測(cè)諧波振幅比）也都是相當(dāng)大的，甚至大于壁厚（如內(nèi)部壓力檢測(cè)下降），如圖12。因此裂紋的重要部分增長(zhǎng)（經(jīng)過周期）可能是錯(cuò)誤的審議“核”的生活。為了解決這個(gè)問題落后的傳播計(jì)算部分以預(yù)測(cè)周期要進(jìn)行小核裂紋試驗(yàn)（例如1.0毫米長(zhǎng)，多比壁厚?。?。 對(duì)于鋁鋼連接，其彎矩分布并不均勻，沿試樣正確測(cè)量其變應(yīng)力，其應(yīng)變計(jì)適用于三個(gè)不同的位置，沿管道：中間的鋼連接（SG1的）和兩個(gè)鋁管道身體兩側(cè)（SG2和SG3），圖10。應(yīng)變計(jì)遠(yuǎn)遠(yuǎn)不夠（SG2的關(guān)鍵部分），橫截面修改（SG3），以避免局部效應(yīng)應(yīng)力集中。推斷的名義彎曲強(qiáng)調(diào)的FE解決方案（圖10之一。）獲得模擬的實(shí)際工作頻率測(cè)試完整的幾何細(xì)節(jié)。此外，在這種情況下，一個(gè)單一的應(yīng)變計(jì)也可以使用，但由于彎曲時(shí)刻變化沿試樣的冗余信號(hào)要優(yōu)先考慮。 對(duì)于這個(gè)試驗(yàn)臺(tái)，是通過控制彎矩改變電機(jī)的轉(zhuǎn)速，因此在試驗(yàn)過程中可以修改工作頻率。試驗(yàn)中疲勞裂紋的擴(kuò)展，與在實(shí)踐中相比是微不足道的，在一個(gè)恒定的頻率下進(jìn)行測(cè)試，試樣的疲勞壽命幾乎同時(shí)結(jié)束。這也帶來更多更好的事實(shí)，鋁管壁厚顯示著小于鋼連接和鋁的斷裂韌性較低。由于這些原因，最大的疲勞擴(kuò)展鋁管需要產(chǎn)生可察覺的變化全尺寸動(dòng)態(tài)性。因此，沒有全尺寸裂紋的跡象，這類型的測(cè)試，最后在進(jìn)行高達(dá)幾百周期前會(huì)突然失敗。 鋼連接的調(diào)速變頻應(yīng)用是由于可見的疲勞引起時(shí)間延遲傳播的一部分。 5，測(cè)試結(jié)果 5.1鋼連接測(cè)試 圖13是測(cè)試結(jié)果的S—N曲線報(bào)告。公稱彎曲應(yīng)力幅度（半滿量程） 是彎矩幅度Mb除以在疲勞斷裂部分的彎曲模量Wb。 的含義是單片元件，基于線程不考慮具有內(nèi)部缺口的幾何圖形。如前所述，在測(cè)試過程中這些測(cè)試鉆機(jī)試件不允許具有任何的平均應(yīng)力，進(jìn)行測(cè)試時(shí)負(fù)載率R=?—1。值得注意的是，如果與疲勞試驗(yàn)的典型的分散相比較這些小分散的獲得具有一定的價(jià)值。根據(jù)核壽命研究所得出的閾值比 ，在上一節(jié)中已討論。在重對(duì)數(shù)圖紙方面線型最小二乘法被用來計(jì)算回歸性。而S—N曲線根據(jù)不同的模型方程有不同的含義： ， 是轉(zhuǎn)角而B是一個(gè)合適的常量。 圖13鋼連接S-N曲線 視疲勞壽命>107次用完（a）Nc26試件（b）NC50試件 圖14 （a）NC26型腳疲勞斷裂表面 （b）NC50型腳疲勞斷裂表面 （c）NC50型框疲勞斷裂表面 斜坡圖14a和b分別為試件的兩種類型， （核）， （最終失敗時(shí)）。疲勞極限 ，e也被考慮其中（耐力極限周期為 ）。 所有類型的疲勞斷裂表面，實(shí)驗(yàn)獲得與鋼的連接，如圖14。 破解圖14在斷裂面清晰度方面顯得想當(dāng)好。因此，畫定性白線，以提高解釋力度。而且，它可以檢測(cè)核點(diǎn)和最終裂紋前端。鋼的韌性是如此之高，由于疲勞裂紋的大小一些測(cè)試最終失敗了，如半管道直徑的邊緣。造成疲勞裂紋的壁厚在兩個(gè)方面，有徑向方向，如圖14a和b。一些測(cè)試表明：2核在兩個(gè)最大的彎曲應(yīng)力位置處，如圖14C。 5.2鋁鋼連接 鋁鋼連接測(cè)試結(jié)果報(bào)告為S—N曲線，如圖15a，為一起典型的疲勞斷裂表面圖。 如圖15b和c，無論壓力集中在關(guān)鍵路段和負(fù)荷率R=—1處，標(biāo)準(zhǔn)彎曲應(yīng)力振幅 都與以往有相同的含義， 圖15c顯示了穩(wěn)定的疲勞裂紋擴(kuò)展表面。該標(biāo)志是很難被檢測(cè)到，但如果是在裂紋前端的最終位置之前，且是由不穩(wěn)定的傳播導(dǎo)致突然發(fā)生故障，則可以很容易被發(fā)現(xiàn)。 此外，顯而易見的是疲勞裂紋是如何經(jīng)歷多個(gè)裂紋核的。這是由于加載模式的旋轉(zhuǎn)疲勞造成的。相反，而多疲勞裂紋核沒有觀察到其他類型的測(cè)試，如圖14。 穩(wěn)定裂紋增長(zhǎng)是鋼連接疲勞的重要組成部分（高韌性和大強(qiáng)度厚），而鋁鋼連接（低韌性和小壁厚）階段與整個(gè)疲勞壽命相比則較短。在突然發(fā)生故障之前，裂紋的大小從來沒有與管壁厚度比較大小。這個(gè)問題對(duì)試驗(yàn)控制的影響，在上一節(jié)已討論。 6，結(jié)論 關(guān)于兩種類型諧振疲勞試驗(yàn)規(guī)模鉆機(jī)的建議。他們的應(yīng)用程序是專門用于測(cè)試鉆桿連接，但是任何一種管狀結(jié)構(gòu)都是通過使用這些測(cè)試設(shè)備進(jìn)行測(cè)試。 試件工作頻率在共振附近時(shí)的基本思路決定了總體框架的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度要求。 短連接（如提出的鋼連接的兩個(gè)彎型）可以通過試驗(yàn)臺(tái)測(cè)試強(qiáng)度，兩個(gè)旋轉(zhuǎn)體頂端的彎曲手臂，就是以這種方式交替彎曲進(jìn)行試驗(yàn)，但不試驗(yàn)旋轉(zhuǎn)彎曲。 對(duì)于長(zhǎng)連接（作為鋁鋼的連接類型）首選作為鋁單旋轉(zhuǎn)體的試驗(yàn)臺(tái)鋼連接類型。這種方式旋轉(zhuǎn)彎曲應(yīng)用于管狀試件。 試驗(yàn)監(jiān)測(cè)技術(shù)顯示。要對(duì)螺紋連接存在的癥狀疲勞裂紋進(jìn)行檢查是非常困難的（不破壞性，繼續(xù)測(cè)試），尤其是對(duì)動(dòng)態(tài)行為的矯正。鋼連接試驗(yàn)中通過鉆機(jī)控制兩個(gè)旋轉(zhuǎn)體之間的相位角。傳播期間，系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)行為發(fā)生變化時(shí)，封閉閉環(huán)控制相位角減少，而名義彎曲應(yīng)力幅值穩(wěn)定。有了這項(xiàng)技術(shù)，在整個(gè)測(cè)試過程中，工作頻率不降低。相反，鋁鋼的有關(guān)試驗(yàn)臺(tái)連接中（短）裂紋擴(kuò)展壽命，工作頻率降，名義彎曲應(yīng)力幅值穩(wěn)定。 進(jìn)行鋼連接測(cè)試時(shí)頻率采用25赫茲左右，而鋁鋼連接采用30赫茲左右。在這兩種短時(shí)間內(nèi)情況下進(jìn)行測(cè)試，可以說對(duì)實(shí)驗(yàn)最有利。這樣，可以在合理的時(shí)間內(nèi)完成廣泛的系列測(cè)試。但是，石油鉆井連接經(jīng)驗(yàn)疲勞嚴(yán)重腐蝕環(huán)境和實(shí)際中轉(zhuǎn)速范圍在 1 至 5 Hz，因此不能通過實(shí)驗(yàn)測(cè)試這種工作手段高頻率測(cè)試遠(yuǎn)程測(cè)試機(jī)組。對(duì)于鉆柱連接疲勞，平均軸向負(fù)荷也是一個(gè)重要因素。通過利用試件在共振條件下不允許任何平均軸向應(yīng)力存在進(jìn)行測(cè)試，而且測(cè)試是在負(fù)荷比為R = —1時(shí)進(jìn)行。然而，在這里還要明確提出試驗(yàn)時(shí)采用輕型框架和高速測(cè)試的測(cè)試平臺(tái)具有平臺(tái)優(yōu)勢(shì)。 參考文獻(xiàn)： [1]美國(guó)石油學(xué)會(huì)， API SPEC.7 - 旋轉(zhuǎn)的規(guī)范鉆桿構(gòu)件技術(shù)報(bào)告。美國(guó)石油研究所第40版，2002年3月出版。 [2]美國(guó)石油學(xué)會(huì)，API RP 7G - 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