Исследование и расчет температурного поля в баллонах шинно-пневматических муфт нефтебуровых и газобуровых установок Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 621.825

ИССЛЕДОВАНИЕ И РАСЧЕТ ТЕМПЕРАТУРНОГО ПОЛЯ В БАЛЛОНАХ ШИННО-ПНЕВМАТИЧЕСКИХ МУФТ НЕФТЕБУРОВЫХ И ГАЗОБУРОВЫХ УСТАНОВОК

Б. Д. Кукаленко, Е.В. Заборский, А. Д. Бреки, А.Е. Гвоздев

Реализован вывод уравнений расчета температурного поля в зависимости от условий работы, конструкции и теплофизических характеристик материалов резино-кордных баллонов и шинно-пневматических муфт в целом, а также расчет температур в баллоне в условиях продолжительной работы с заданной частотой "включений -выключений " при введении ряда обоснованных и упрощающих допущений.

Ключевые слова: температурное поле, тепловой режим, шинно-пневматические муфты, нефтебуровые установки, газобуровые установки.

В качестве составных элементов нефтебуровых и газобуровых установок для эксплуатационного и глубокого разведочного бурения, различных насосных установок, электростанций и других комплексов предприятий бурения применяются шинно-пневматические муфты (ШПН). Они обеспечивают передачу момента вращения, дистанционное управление агрегатами, плавное включение и быстрое разъединение привода, переключение скоростей в коробках передач, соединение машин и механизмов буровых установок в одну кинематическую цепь при бурении скважин, спускоподъемных операциях, спуске обсадных колонн, ликвидации аварий и прихватов инструмента, промывке и расширения скважин и др. [1].

Проведенное обследование работы буровых установок на промыслах Башкирии, Кавказа, Поволжья, Татарстана и др. позволило выявить наряду с преимуществами ряд серьезных недостатков ШПН, а именно несоответствие некоторых муфт требованиям конструкции и параметрам буровых установок; быстрый выход из строя; значительный расход воздуха. Средняя продолжительность работы таких муфт колеблется в широких пределах и составляет от 2 месяцев до 3 лет. Наименьшая долговечность ШПМ отмечается в приводах роторов и барабанов буровых лебедок, а наибольшая - в промежуточных трансмиссиях и насосах.

Место установки ШПМ определяет режимы работы их основного силового элемента: резинокордного баллона [РБК]: вращающий момент, скорость вращения, степень перегрузки, количество включений и отключений, условия теплообмена [2]. Так, например, количество включений РБК муфты ПМ 700х200 в приводе лебедки на буровой во время спускоподъемных операций иногда доходит до 200 в час. Частые включения и отключения при значительном моменте вращения вызывает длительное проскальзывание и нагрев РБК. Большое количество включений и отклю-

207

чений (до 100 включений в час) и длительность проскальзывания снижают срок службы РКБ, установленных в приводе ротора буровой установки до 2 - 4 месяцев.

Характерные случаи преждевременного выхода ШПМ, связанные с высоким тепловым режимом их работы, следующие: сквозное прогорание боковин РКБ при попадании искр в результате проскальзывания барабана относительно работе с пониженным давлением сжатого воздуха, фрикционных колодок РКБ при приводящее к потере герметичности баллона; разрушение внутреннего протектора от длительного контакта с перегретыми фрикционными колодками.

Тенденция роста скорости бурения, увеличения мощностей буровых установок требует непрерывного совершенствования конструкции и увеличения ряда типоразмеров, применяющихся ШПМ с целью резкого увеличения срока службы, а также создания новых муфт с повышенными эксплуатационными параметрами.

Поэтому определение рационального теплового режима работы ШМП при конструировании машины (установки) может значительно повысить их надежность и долговечностью. Однако интенсивность теплового потока, возникающего на поверхности трущейся пары, и его распределение, являются не только функцией момента трения и скорости буксования муфты, изменяющихся в процессе сцепления в зависимости от времени, но и ряда других факторов [3].

Полученные на основании уравнений кинематики машины выражения для расчета количества тепла, выделяющегося на поверхности трения при включении выключении ШПМ агрегатов нефтебуровых нефтегазовых установок для последующего определения температуры в элементах муфты, удельной мощности теплового источника в зависимости от условий работы, изложены ранее [4].

Расчет времени наполнения сжатым воздухом и опорожнения внутренней полости РКБ при их проектировании следует производить исходя из принятия следующих условий, а именно:

- объем камеры баллона постоянен и равен максимально возможному во включенном состоянии;

- давление сжатого воздуха в сети постоянно;

- разрядник или клапан для впуска и выпуска сжатого воздуха срабатывают мгновенно;

- дина соединительных линий трубопроводов не учитывается;

- процесс впуска и выпуска сжатого воздуха считается адиабатическим и изоэнтропическим;

При указанных условиях и давлении сжатого воздуха в сети Р0>1 Н/м время наполнения тнап и выпуска сжатого воздуха Твып следует определять по выражениям

4,8 • К 1

тнап »-^(и*—); (!)

т.,,, » ^(1 + 2,3^), (2)

а2 2

где тнап - время наполнения РКБ сжатым воздухом при включении, с;

нип

твып - время выпуска сжатого воздуха из РБК при выключении, с; V, с -

объем полости камеры РБК во включенном состоянии; а - минимальный диаметр проходного сечения в системе подачи сжатого воздуха во внутреннюю полость РКБ, мм; рс - манометрическое давление сжатого воздуха, Н/мм2.

Для вывода уравнений теплового поля в зависимости от условий работы конструкции и теплофизических характеристик материалов рези-нокордного баллона и шино-пневматической муфты в целом, а также расчет температур РБК ШПМ в условиях продолжительной работы с заданной частотой включений - отключений муфты становится возможным и не слишком трудоемким при введении ряда следующих упрощающих допущений:

- при длительной работе муфты тепловой режим её является квазистационарным и отдельные циклы включения - выключения не меняют установившееся распределение температур;

- предполагается, что в плоскости, перпендикулярной оси вращения, проходящей через середину фрикционных колодок, возникают условия, характерные для теплопередачи в системе, состоящей из бесконечно-длинных коаксиальных трубчатых элементов; и тепловой поток в виду этого может быть представлен одномерным;

- теплопередача через внутреннюю полость в камере баллона предполагается эквивалентной теплопередаче через резино-корд и резину каркаса и протекторов;

- величина теплового потока на поверхности трения считается постоянной во времени;

Расчетная схема теплопередачи в шинно-пневматической муфте с резинокордным баллоном обжимного типа представлена на рис.1.

Расшифровка обозначений показана на баллоне во включенном состоянии муфты, где г1 - наименьший (внутренний) радиус барабана трения, мм; гтр - наибольший радиус барабана трения (он же наименьший радиус по фрикционной поверхности, мм); Гф - наибольший радиус по фрикционным колодкам, мм; гиз - наибольший радиус по теплоизолирующему слою внутреннего протектора баллона, мм; г2* - внутренний радиус наружного обода (он же наибольший наружный радиус баллона, мм); г2 - наружный радиус обода муфты, мм.

5

Рис. 1. Расчетная схема теплопередачи в шинно-пневматической муфте срезинокордным баллоном во включенном состоянии: 1 - барабан трения; 2 - фрикционный слой колодок;

3 - теплоизолирующий слой внутреннего протектора баллона;

4 -резинокордный баллон; 5 - наружный обод

Для выполнения расчетов основных параметров, с помощью которых можно охарактеризовать процесс установившейся теплопередачи, следует ввести дополнительно обозначения теплофизических величин: Хст -коэффициент теплопроводности материала барабана трения и наружного обода, Вт/м-°С; Хф - коэффициент теплопроводности фрикционного материала колодок, Вт/м-°С; Хиз - коэффициент теплопроводности материала теплоизолирующего слоя, Вт/м^С; - коэффициент теплопроводности резино-кордного материала Вт/м^С, ; а1 - коэффициент конвективной теплоотдачи от внутреннего барабана трения к окружающему воздуху, а2 - коэффициент конвективной теплоотдачи от наружного обола к окружающему воздуху, Вт/м^С; д№1 - тепловой поток на поверхности радиуса гтр, направленный к центру муфты, Дж/м •час; д^1 - тепловой поток на поверхности радиуса гтр, направленный к наружному ободу, Дж/м2 •час; ¿тах - максимальная температура на поверхности трения, 0С;

Для стационарного температурного поля тепловой поток может быть определен так:

- в случае отвода тепла к наружному ободу муфты

Ж

в случае отвода тепла внутрь барабана трения

Ж

(3)

Тогда для уравнений (3) и (4) соответственно будет справедливо

Г

Чг _ %2 -у-; (5)

г

Чг _ ^2 ■ —, (6)

г

где чг - тепловой поток на поверхности радиуса г, Дж/м2час;

Интегрируя выражения (3) и (4) с учетом зависимостей (5) и (6), условия ? = при г = гтах, получим

+ _ + _ Чм>\ 1п г—_. (7)

1 1 тах ^ тР ™ ' ^ '

при соблюдении границ r1 £ г £ гтр

Ч = tmax 'I1 ■ ■ Гтр ■ , (8)

1ст rl

где t1 - температура поверхности барабана трения радиуса r, 0С;

r

q ^ — = аА -t ); (9)

w1 r 11 ов

1

где tов - температура окружающего воздуха, 0С;

1 r

t = t ---rmn ■ ln-. (10)

max i тр r v /

ф тр

При соблюдении границ гтр £ r £ Гф

t = t - Цу2 ■ r ■ ini (11)

1ф lmax i 'трууу-> V11/

1 ф Гтр

где tф - температура на поверхности фрикционных колодок, 0С

t = tmax - 4w2 ■ ^р (у-Ь^ + T^ln^TU^). (12)

1 ф гтр 1из гф

При соблюдении границ Гф £ r £ г

из

1 r, 1 Г

t = t -q _■ r (—ln-^ + —ln-^), (13)

из max Aw2 тру 1 r 1 Г

ф тр из ф

где tHa - температура по теплоизолирующему слою, 0С;

1 Гф 1 Г 1 Г

t = tmax - qw2 ■ Гтрln + ^ln f3 + ln —)■ (14)

кф Гтр Лиз Гф Лрк Гиз

При соблюдении границ гиз £ r £ r*

*

1 Г, 1 Г 1 г

t. = t -q г (—ln-^- +-ln+-ln-M, (15)

r1 max ^w2 трУ i r 1 n 1 r

ф тр из ф рк из 211

где ¿г1 - температура по наименьшему радиусу внутреннего барабана трения, 0С;

1 Гф 1 гиз 1 г* 1 r

t = tmax -qw2 ■ rmn(-ln^1- +-ln+-ln-^ +-ln—). (16)

max 4w! трУ x r x x r x v )

лф тр лиз ф рк г из ст ^

*

При соблюдении границ r* £ r £ r^

*

t2= t - q _■ r (—ln^ + ^1n^ +—ln-^2- +—1nr), (17) 2 max Hwl трКХф r X гф Irl r*J V 7

ф тр из ф рк из ст r*

где t2 - температура по наружному ободу (по внутреннему радиусу), 0С;

r

qwirn=a*(t* -о (18)

r2

где t2 - температура на поверхности наружного обода радиуса r2), 0С.

Для определения максимальной температуры tmax необходимо использовать соотношение

qwэ = qw1 + qw* (19)

и выражения (8), (9), (17) и (18) соответственно.

Результатом решения системы уравнений является

*

1 1 r ф 1 1 и 1 , r2 1 , r2 1

-ln-^- + — ln-^ + — ln-^- + —1n4- +

X ф Гтр Хиз r ф X рк Гиз Хст ^ X 2r2 qw1 =-*--qwэ; (20)

1 , т ■ r2 1 , Гф 1 г 1 r2 1 1

-ln тр 2 +— ln-^- +-ln-^ +-h-2- +-+-

Хст Г ■ Г2 Xф Гтр Хиз Гф Xрк Гиз a1r1 a2Г2

1 , r тр 1

ln

1ст Г1 а1 • Г1

д^2=-Г---*--д^э; (21)

1, Гтр • Г2 + 1 1 Гф + 1 1 Гиз + К Г2 + 1 + 1 1— 1п И *2 +11п + 11п + 1— 1п +-+-

1ст Гу • г2 1 Гтр 1из Гф 1рк Гиз а1Г1 а2 Г2

Г

¿1 = О + 9„1 ; (22)

"г 1

Г

и = ¿пв + д 0 ; (23)

2 пв а2Г2' v '

Г Г

1мах = Ч + д^2 -т- . (24)

1 Г

ст 1

Таким образом, полученные выражения позволяют рассчитать температуру в любой точке РКБ ШПМ. Входящие в состав уравнений теплопередачи коэффициенты а1 и а2 можно определить по известным критериальным зависимостям, которые являются функциями температуры, часто-

ты вращения муфты и ее геометрических размеров. Наличие такой функциональной зависимости вызывает необходимость применять при расчетах метод последовательных приближений.

В случае решения задачи при условии с заданной температурой в зоне трения tmax = const выражение для теплового потока qwl на поверхности радиуса гтр, направленного к центру муфты, будет получено из зависимости (22):

t -1

qwi = ^ (25)

тр

а из зависимостей (22) и (24) - соответственно

г, _ t мах— toe ОбЛ qw2 =-1-1-Г-• (26)

Гтр (-+T— ■ ln )

airl 1ст Г1

Температура на поверхности барабана трения может быть рассчитана из зависимостей (25) и (26) по выражению

■■toe + tmax —ов . (27)

ов , alrl , г v у

1+—11 ■ln

1 ст Г1

После решения уравнения (27) относительно г1 по зависимости (25) можно найти выражение для qw1. Из зависимостей (20) и (21) находим выражение для теплового потока qw2 на поверхности радиуса Гтр, направленного к наружному ободу:

1 Г 1

11п ггт а) • q»l

q.2 = --;-. 1ст \ 1-—. (28)

1 ГФ ■ 1 Гиз , 1 1„ Г2 I 1 In Г2 I 1

*

2 In +1^1п — + 1^1n — + yMn * .

Лф Г тр 1из Г ф Лрк Гиз 1ст Г г* а2 ' Г2

Подставляя (28) в зависимость (23), получим выражение для расчета температуры г2 по наружному ободу:

1 Г 1

гтр ■(Г" +о7}' ^

, = г +-"ст—1-Ш-. (29)

2 ов 1*1

,1л Гф 11 Гиз 1 , Г2 1 , Г2.„ , (—Ь-^- +-1п-из- +-1п^ +-1п^)1„ Г +1

^ л л л * / 2 2

^ф Г тр 1из Г ф 1 рк Гиз 1ст Г2

Из выражения (29) определяется г2 и далее рассчитывается тепловой поток qw2 на поверхности трения радиуса Гтр, направленного к наружному ободу:

и - г

qW2 = а2 • Г2. (30)

Гтр

t

I

И наконец, из выражений (26) и (30) можно определить величину эквивалентного теплового потока qw3 на поверхности трения гтр также по выражению

q = q + q „. (31)

wэ wl w2

Таким образом, если задана температура в зоне трения tmax = const, определение основных величин, характеризующих тепловое поле РКБ и муфты в целом, может быть выполнено сравнительно просто по предложенным зависимостям.

Для решения более сложной задачи при условии, когда задан эквивалентный тепловой поток qw3 = const, можно из зависимостей (22) и (23) определить величину эквивалентного теплового потока qw3 на поверхности трения гтр:

qw3 = qw1+qw2= [(ti - ^am +( t2 - ^в) c^] = const. (32)

При этом необходимо принять во внимание то обстоятельство, что суммарное теплосодержание элементов AS (барабана трения, фрикционных

колодок, теплоизолирующего слоя, резино-корда РКБ и наружного обода) должно быть минимальным, т.е.

dAs dtmax

0. (33)

При расчете установившегося теплообмена ШПМ с окружающей воздушной средой целесообразно использовать теплофизические характеристики воздуха и критериальные уравнения, определяющие теплоотдачу в воздух от внутреннего барабана и наружного обода, при следующих основных критериях подобия, принимаемых в курсах теории теплопередачи

[5]:

- критерий Рейнольдса, характеризующий аэродинамический режим потока,

V • I

Яе =—, (34)

У

где I - характерный размер тела, обтекаемый потоком воздуха со скоростью V, м/с при кинематической вязкости у, м2/с;

- критерий Прандтля, характеризующий физические свойства газа (воздуха) и являющийся мерой подобия температурных полей в потоке,

3600-и-g • Сп

Рг =-——^, (35)

1

где и - динамическая вязкость, кг/мт; Ср - объемная теплоемкость при по-

2 0

стоянном давлении, Дж/м С; Х - коэффициент теплопроводности воздуха, Вт/м 0С; g - ускорение свободного падения;

- критерий Нуссельта, характеризующий подобие теплообмена на границе двух фаз - твердого тела и воздуха,

/

Ш = —, (36)

где а - коэффициент конвективной теплоотдачи в воздух, Вт/ м 0С.

- критерий Грасгофа, характеризующий взаимодействие сил молекулярного трения в неизотермическом потоке,

у2 • /3

Ог = , (37)

g •и2

3

где у - удельный вес воздуха, кг/м ; в - коэффициент объемного расширения воздуха, 1/0С, (Ь »-1-); Ь - перепад температур между стенкой

273,15 I й

РКБ и окружающей средой, 0С.

Значение физических характеристик воздуха определяется при средней температуре между температурой потока воздуха и омываемой им поверхности элементов муфты

Порядок применения перечисленных критериев подобия при определении теплопередачи для расчета тепловых потоков температур в РКБ и ШПМ изложены ранее [6].

Следует также помнить, что работа машинной установки существенно зависит от конструкции пневмосистемы (трубопроводов, разрядников или клапанов) для подачи сжатого воздуха в муфту и последующего выпуска, которая, как правило, проектантам РКБ неизвестна. Поэтому тепловой расчет ШПМ выполняется, как правило, приближенным, а с учетом трудоемкости расчетов - это не всегда оправдано. Следовательно, целесообразно рассчитывать нормы допускаемого теплообразования по группе типоразмеров РКБ ШПМ, основываясь на двух параметрах, и, в первую очередь на величине тепловыделения за цикл "включения - выключения" и частоте этих циклов в единицу времени.

Таким образом, проектам РКБ ШПМ могут выдаваться допускаемые тепловые режимы работы баллонов без привязки к конкретной машинной установке, а фактическая привязка ШПМ к установке должна производиться проектировщиками машины при обязательном согласовании с разработчиками и изготовителями РКБ [7].

В заключение следует отметить, что проведенное исследование и полученные результаты расчета температур и температурного поля в РКБ ШПМ достоверно согласуются с результатами стендовых и эксплуатационных испытаний ряда типоразмеров ШПМ в различных агрегатах нефте-газобуровых установок [2, 3].

Поэтому предложенные зависимости для расчета температурного поля ШПМ в зависимости от условий эксплуатации (оперативного "включения-выключения" вращающейся муфты), конструкции и теплофизиче-ских характеристик, применяемых материалов в производстве РКБ, в дополнение к ранее представленным [4, 6, 7] могут быть использованы со-

вместно с проектировщиками РКБ и ШПМ при модернизации существующих и разработке новой методики расчета и проектирования ШПМ с повышенными эксплуатационными параметрами.

Работа выполнена при поддержке гранта Российского научного фонда по приоритетному направлению деятельности «Проведение фундаментальных научных исследований и поисковых научных исследований по приоритетным тематическим направлениям исследований», научный проект: "Формирование беспористых покрытий из нанокомпозиционных материалов типа «износостойкая матрица - наночастицы дисульфида молибдена (вольфрама)», обладающих низким коэффициентом трения, методом химического осаждения из газовой фазы", № 15-13-00045.

Список литературы

1. Абдурахманов Г.С. Бурение нефтяных и газовых скважин. М.: Недра, 1969. 391 с.

2. Кукаленко Б.Д. Силовые элементы упругих муфт. Л.: Химия, 1977. 143 с.

3. Антонов А. А. Пневматические фрикционные муфты. М. Недра, 1973. 159 с.

4. Кукаленко Б.Д., Чулкин С.Г. Нагрев поверхности трения шинно-пневматических муфт агрегатов нефиебуровых и газобуровых установок // Научно-технические ведомости СПбГПУ (Наука и образование). 2011. №3 130). С. 141-147.

5. Кукаленко Б. Д., Чулкин С.Г. Исследование и расчет температурного поля в баллонах шинно-пневматических муфт судовых установок. // Труды V Международного симпозиума по транспортной триботехнике "Транстрибо - 2013". СПб.: ГУМРФ им. адмирала С.О.Макарова, 2013. С. 123-141.

6. Кукаленко Б.Д., Чулкин С.Г. Расчет основных элементов конструкции баллонов шинно-пневматической муфты // Современное машиностроение: Наука и образование: материалы 5-й Международной научно-практической конференции / под ред. А.Н. Евграфова, А.А. Поповича. СПб.: Изд-во Политехнического университета Петра Великого, 2016. С. 568-582.

Кукаленко Борис Дмитриевич, канд. техн. наук, доц., bdk-1939@mail.гн. Россия, Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого,

Заборский Евгений Васильевич, канд. техн. наук, доц., zev-49@ mail.гн, Россия, Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого,

Бреки Александр Джалюльевич, канд. техн. наук, доц., зам. зав. кафедрой, al-breki@yandex. ru, Россия, Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого,

Гвоздев Александр Евгеньевич, д-р техн. наук, проф., technology atspu.tula.ru, Россия, Тула, Тульский государственный педагогический университет им. Л.Н. Толстого

RESEARCH AND CALCULATION OF THE TEMPERATURE FIELD IN THE BALLOON BUS-PNEUMATIC MUFFS GOZABURO AND OIL DRILLING INSTALLATIONS

B.D. Kukalenko, E. V. Zaborski, A.D. Breki, A.E. Gvozdev

In this paper, implemented the derivation of equations of calculation of temperature fields depending on the working conditions, the structure and thermophysical characteristics of materials of the cylinders of rubber-cord and bus-pneumatic muffs in General, as well as calculation of temperatures in the cylinder in continuous operation with the specified frequency "on-off with the introduction of a number of reasonable and simplifying assumptions.

Key words: temperature field, thermal regime, tire-pneumatic clutch, oil installation, gozaburo installation.

Kukalenko Boris Dmitrievich, candidate of technical sciences, docent, bdk-1939@mail.ru, Russia, Saint-Petersburg, Saint Petersburg State Polytechnic University of Peter the Great,

Zaborski Evgeny Vasilievich, candidate of technical sciences, docent, zev-49@mail.ru, Russia, Saint-Petersburg, Saint Petersburg State Polytechnic University of Peter the Great,

Breki Alexander Dzhalyulevich, doctor of technical sciences, professor, assistant manager chair, albrekia,yandex. ru, Russia, Saint-Petersburg, St. Petersburg Polytechnic University of Peter the Great,

Gvozdyov Alexander Evgenevich, doctor of technical sciences, professor, technolo-gy@tspu. tula. ru, Russia, Tula, Tula State Pedagogical University of L.N. Tolstoy