Гидромеханическое поведение и усталостная выносливость секции рабочих органов винтового забойного двигателя тема автореферата и диссертации по механике, 01.02.04 ВАК РФ

Осипов Дмитрий Александрович

ГИДРОМЕХАНИЧЕСКОЕ ПОВЕДЕНИЕ И УСТАЛОСТНАЯ ВЫНОСЛИВОСТЬ СЕКЦИИ РАБОЧИХ ОРГАНОВ ВИНТОВОГО ЗАБОЙНОГО ДВИГАТЕЛЯ

01.02.04 - Механика деформируемого твердого тела

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Осипов Дмитрий Александрович

ГИДРОМЕХАНИЧЕСКОЕ ПОВЕДЕНИЕ И УСТАЛОСТНАЯ ВЫНОСЛИВОСТЬ СЕКЦИИ РАБОЧИХ ОРГАНОВ ВИНТОВОГО ЗАБОЙНОГО ДВИГАТЕЛЯ

01.02.04 — Механика деформируемого твердого тела

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Работа выполнена в Пермском государственном техническом университете

Научный руководитель:

доктор физико-математических наук Чекалкин Андрей Алексеевич

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Колмогоров Герман Леонидович

кандидат технических наук Кочнев Анатолий Михайлович

Ведущая организация: Всероссийский научно-исследовательский институт буровой техники Пермский филиал ВНИИБТ, г. Пермь

Защита диссертации состоится 15 октября 2004г. в 16 °° на заседании диссертационного совета Д 212.188.05 в Пермском государственном техническом университете по адресу 614000 г. Пермь, Комсомольский пр., 29а, ауд. 206.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Пермского государственного технического университета.

Автореферат разослан 13.09 2004 г.

Ученый секретарь диссертационного совета, доктор технических наук, профессор

Н.А Шевелев

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Винтовые забойные двигатели широко используются при низкооборотном бурении скважин. Очевидны преимущества ВЗД1: небольшие осевые размеры и масса; небольшой перепад давления; простота ремонта; возможность получения необходимых рабочих характеристик двигателя путем замены рабочих органов. В последние годы все большее применение находят шарошечные долота с высоким ресурсом работы, а также долота с алмазным вооружением. Для эффективного использования высокомоментных долот крутящий момент на валу привода должен быть не менее 10 - 12 кН-м. Однако, несмотря на большую проводимую в ООО "Буровой инструмент" работу по совершенствованию рабочих органов ВЗД, надежность и ресурс работы отечественных винтовых двигателей остаются недостаточными для эффективного применения современных долот. Анализ работы ВЗД показывает, что причинами отказа являются повреждение одного или нескольких узлов:

Разрушениерезины статора при наработке до 80ч 45%

в том числе внезапные отказы (наработка до 40ч) 30%

Сломы гибких валов 25%

Износ осевых, радиальныхопор 20%

Износ ротора/статора по диаметру 8/2%

В связи с проведением работ по постоянному улучшению качества выпускаемых ВЗД, в качестве материала резиновой обкладки статора используются различные марки резин. Поэтому необходимо иметь информацию о поведении той или иной марки резиновой смеси в конструкции, основываясь на данных приемочных испытаний. Следовательно, встает вопрос об определении напряженно -деформированного состояния обкладки статора под действием эксплуатационных нагрузок, и, предсказание его долговечности. Это позволит определиться с выбором резиновой смеси для обкладки статора, а также, с диапазоном прикладываемой нагрузки.

Цель работы. Изучение статических и динамических свойств материала резины ИРП 1226. Создание математической модели для анализа напряженно - деформированного состояния и определения усталостной выносливости секции рабочих органов винтового забойного двигателя при действии различных силовых факторов.

Методы исследований. Механические испытания материалов проведены на следующем оборудовании: разрывная машина ИР5046-5 для упругопрочностных испытаний; универсальная разрывная машина 2167 Р-50 с термокамерой; усталостная машина с частомером 43-33.

Анализ напряженно - деформированного состояния оболочки статора методом конечных элементов с помощью системы автоматического проектирования Л№У8. Численная реализация метода конечных элементов

1 ВЗД - винтовой забойный двигатель.

базируется на теории высокоэластичности и определяющих соотношениях Муни — Ривлина для высокоэластичного материала. Усталостное поведение описывается с помощью гипотезы линейного накопления повреждений -гипотезы Пальмгрена - Майнера. Научная новизна.

-Проведены механические испытания резиновых образцов на растяжение и определен предел прочности и относительное удлинение при разрыве, условно - равновесный модуль, а также кривые релаксации для резины ИРП 1226.

-Проведены усталостные испытания резины ИРП 1226, построена кривая Веллера для данного материала.

-Построена конечно - элементная модель поведения высокоэластичного материала при растяжении и модель усталостного поведения материала в системе автоматического проектирования Л№У8 на основе экспериментальных данных, решены тестовые задачи.

-С использованием системы автоматического проектирования Л№У8 разработана численная методика, позволяющая на основе экспериментальных данных моделировать поведение высокоэластичного материала при растяжении и его усталостную выносливость. С помощью этой методики проведен анализ напряженно - деформированного состояния обкладки статора винтового забойного двигателя от действия всех силовых факторов.

-Построена конечно - элементная модель процесса усадки обкладки статора винтового забойного двигателя и предложена принципиально новая методика определения профиля статора после усадки по имеющемуся сердечнику пресс - формы.

-Разработана методика расчета усталостной выносливости обкладки статора винтового забойного двигателя от совместного воздействия различных силовых факторов.

-Показано влияние погрешности изготовления обкладки статора на его усталостную выносливость.

Достоверность результатов обеспечивается применением стандартизованных методов испытаний высокоэластичных материалов на современном оборудовании, характеризующимся достаточно высоким уровнем измерений, и подтверждается соответствием численного моделирования процессов деформирования и накопления усталостных повреждений и результатами экспериментов.

Практическая пенность. Практическую ценность представляют прочностные, жесткостные и усталостные характеристики резины ИРП 1226, полученные после соответствующих экспериментов. Предложенная в диссертации методика предсказания долговечности резиновой обкладки статора, позволяет повысить оперативность и обоснованность принятия технических решений при проектировании и изготовлении статоров ВЗД, сократить затраты средств и времени при разработке новых изделий.

Работа выполнена по планам научных исследований кафедры "Механика композиционных материалов и конструкций", ПГТУ, а также в рамках проектов РФФИ "Урал" № 01-01-96483 и гранта президента РФ для ведущих ученых - молодых докторов наук № 01-15-99260.

Внедрена методика определения профиля статора ВЗД после вулканизации, которая используется для проектирования сердечника пресс-формы с учетом предполагаемой усадки резины.

Методика определения напряженно - деформированного состояния обкладки статора ВЗД и предсказание его долговечности успешно применяется при проектировании секций рабочих органов и выдачи рекомендаций по условиям работы двигателя для обеспечения наибольшей долговечности рабочей пары.

Результаты исследований используются в ООО "ВНИИБТ-Буровой инструмент" г. Пермь.

Апробация работы. Материалы диссертационной работы были представлены на тринадцатой научно-технической конференции "Механика композиционных материалов" (Рига, Латвия, 2004), "Аэрокосмическая техника и высокие технологии" (Пермь, 2002, 2003), "Четвертой конференции пользователей программного обеспечения CAD-FEM GmbH" (Москва, 2003, 2004.), а также на научных семинарах кафедры Механика композиционных материалов и конструкций (проф. Соколкин Ю.В.), кафедры Теоретической механики (проф. Няшин Ю.И.), кафедры Динамика и прочность машин (проф. Колмогоров Г.Л.), кафедры Математического моделирования систем и процессов (проф. Трусов П.В.) Пермского государственного технического университета.

Публикации. По результатам исследований опубликовано 11 научных работ, в автореферате приведены 10 основных публикаций.

Объем и структура диссертации. Диссертационная работа состоит из введения, трех глав, заключения, списка литературы и приложений. Общий объем диссертации составляет 171 страницу, библиография насчитывает 136 наименования.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обосновывается актуальность темы диссертационной работы, подтверждается необходимость проведения данного исследования, приведены данные о номенклатуре статоров и их наработке. Представлен обзор существующих подходов к анализу деформирования и накоплению усталостных повреждений для высокоэластичных материалов. Сформулированы цель работы, научная новизна, практическая ценность. Кратко изложено содержание работы.

Первая глава содержит общие сведения механики высокоэластичных материалов. Рассматриваются общие подходы к решению задачи деформирования высокоэластичного материала. Приведен анализ современного состояния и актуальности вопроса определения напряженно -деформированного состояния изделия из эластомеров. Рассмотрено

современное состояние проблемы контактного взаимодействия и вопросы изготовления статоров ВЗД. Также рассматриваются вопросы усталостного поведения материала в конструкции. Рассмотрены основные подходы к решению данных проблем.

Показано, что рассматриваемые задачи могут быть рассмотрены как контактная краевая задача для сплошной среды с конечными деформациями; краевая задача термоупругого поведения материала при малых деформациях; а для описания усталостного поведения конструкции правомерно воспользоваться гипотезой Пальмгрена - Майнера.

Полная система уравнений для контактной геометрически нелинейной краевой задачи с конечными деформациями запишется следующим образом: Вариационный принцип возможной работы для задачи с конечными деформациями:

«[I

¿V- ^¿«/,¿5 = 0,

(1)

где IV — потенциальная энергия деформации; % — деформация; Р„Р, • объемные и поверхностные усилия.

Геометрические и физические соотношения запишутся в виде (2) и (3).

[с]=Х1п(А){е,Не(}г; (2)

дУГ

(3)

Для модели высокоэластичного поведения материала Муни - Ривлина, функция плотности энергии деформации запишется в виде (4):

^=«,„(/,-3)+во1(/2-3)+

*(Л-1Г

(4)

где аю,ап - параметры модели Муни - Ривлина; к - модуль объемного сжатия.

Граничные условия для рассматриваемой задачи запишутся в виде

>

(5)

(6)

(7)

'1«, (8) где /„' - контактные усилия, возникающие в паре ротор - статор вследствие натяга:

Задача об усадке резиновой обкладки статора после вулканизации может быть рассмотрена как краевая задача термоупругого поведения

Ряс. 1 • Иллюстрация граничных условий, применимо к обкладке статора.

материала при малых деформациях. При этом полная система уравнений запишется в виде (10) - (12):

ач-1 = 0;

=С<т(е„-атпЬ.Т)-,

е,-У2К+иЛ

с граничными условиями (13) и (14):

г и-г-; о.

'15/

(10) (11) (12)

(13)

(14)

Так как обкладка статора находится под действием нескольких силовых факторов, то, очевидно, что каждый из них будет вносить свой вклад в процесс усталостного накопления повреждений. Поэтому для предсказания времени работы статора до разрушения необходимо пользоваться гипотезой накопления повреждений, учитывающей последовательность и время действия нагрузок. Наиболее подходящей гипотезой является гипотеза усталостного накопления повреждений

Пальмгрена - Майнера:

(15)

Таким образом, имеется необходимый математический аппарат для решения контактной задачи взаимодействия секции рабочих органов ВЗД, и, как следствие накопления повреждений при заданном уровне нагружения -предсказание усталостного разрушения при действующей амплитуде напряжений и задачи усадки резиновой обкладки статора после вулканизации. Наличие данного математического аппарата требует также подтверждения обоснованности его применения и подтверждения

корректности полученных результатов. Таким образом, появляется необходимость проведения серии экспериментов для определения неизвестных констант, входящих в определяющие соотношения для высокоэластичного материала, и равновесных характеристик резины ИРП-1226. Реализации поставленной задачи посвящены следующие главы. Во второй главе

Í1Я , „ ¿у рассматриваются экспериментальные

аспекты определения статических и динамических свойств резины ИРП 1226.

Были проведены испытания образцов резины ИРП 1226 по ГОСТ 270-75 (СТ СЭВ 2594-80). Образцы (см.

рис. 2) изготавливались по ГОСТ 28588.1-90, ГОСТ 28588.2-90 (ИСО 4661/186, ИСО 4661/2-86), по типу I. Испытания проводились на разрывной машине ИР5046-5. условия испытания - нормальные, скорость движения активного захвата - 500 мм/мин. Результаты испытаний занесены в таблицу 1. по результатам испытаний составлен протокол испытаний и построены кривые деформирования, представленные на рисунке 3. Также были вычислены значения предела прочности при заданном удлинении и относительное удлинение при разрыве.

Для определения условно - равновесного модуля были проведены испытания по ГОСТ 11053-75. испытания проводились на установке,

цилиндрических образцов (см. рис. 6) при заданной постоянной деформации на установке, показанной на рисунке 7 по ГОСТ 10952-75.

- реакция со стороны гибкого вала оказывает несущественное влияние на перекос ротора;

принимается, что резиновая обкладка жестко приклеена к остову статора, на их границе перемещения отсутствуют;

Исходя из принятых допущений, рассматривается задача определения НДС резиновой обкладки статора винтового забойного двигателя от действия на него контактных нагрузок со стороны ротора. Затем, на основе полученных напряжений определяется время до начала усталостного разрушения обкладки статора.

Постановка краевой задачи и граничные условия записаны в соотношениях (1) - (4) и (5) - (9). Основой анализа является сеточная модель и, в частности, метод конечных элементов. В основе численной реализации метода конечных элементов лежит решение соответствующей краевой задачи высокоэластичного поведения материала с конечными деформациями. Искомыми функциями в этой задаче являются координатные функции (х, у) перемещений Цх, Цу, компонент тензора деформации и компонент

тензора напряжении «г,

o-ty. Идея основного варианта метода конечных

XX < ^уу у ^ху

элементов заключается в переходе от дифференциальных уравнений в непрерывных искомых функциях к системе алгебраических уравнений относительно дискретных значений функций или коэффициентов их аппроксимации на локальных областях. При расчете использовались свойства материала полученные из эксперимента на одноосное растяжение. Коэффициент Пуассона V принимался равным 0,5.

Исходя из физического смысла поставленной задачи, решение проводилось в несколько этапов:

1 .Рассматривалось влияние натяга в рабочей паре на НДС обкладки статора Д3-172.030, изображенного на рисунке 10. Получено, что при данном виде зацепления, наиболее опасной зоной в обкладке является впадина зуба №1, взаимодействующая с выступом ротора. На рисунках 11 и 12 приведены напряжения по толщине обкладки.

и*4> 1Е41 Ш) 1ЛМ №)

Рис. 11 - Напряжения вх и Бу впадины зуба №1 при изменении натяга.

Рис. 12 - Главные напряжения S1 и S2 впадины зуба №1 при изменении натяга.

2.Рассматривалось совместное действие натяга и крутящего момента того же статора. Расчет проводился при трех значениях крутящего момента:

5,5 Н*м; 10,4 Н-м и 15,4 Н-м. При действии крутящего момента разгружаются зубья 1-5, а зубья 6-10 воспринимают большую нагрузку. Оказалось, что наибольшую нагрузку воспринимает впадина зуба и №1 выступ зуба №10.

Приведем изменение эквивалентных по Мизесу напряжений по толщине обкладки впадины зуба №1 при действии различных моментов и натягов (рисунки 13 и 14). Аналогичные результаты получены для всех зубьев обкладки.

З.Также для этого статора рассматривалось влияние натяга и перепада давления на НДС обкладки. Схема распределения давления соответствует тому, которое возникает в рабочей паре Д3-172.030 при работе на глубине 3000 метров. На рисунках 15 и 16 приведены распределения напряжений во впадине зуба №1 по толщине обкладки.

На рисунках 17 и 18 приведены эпюры натягов для рабочих пар с натягом 0,225 и 0,6 мм. Из рисунков 17 и 18 видно, что под действием внутреннего давления, которое возникает при работе на глубине 3000 метров пара с начальным натягом 0,225 мм переходит в зазор, что естественно негативно скажется на характеристике двигателя. Пара с натягом 0,6 мм даже при действии внутреннего давления сохраняет устойчивое взаимодействие ротора со статором, несмотря на то, что величина натяга снизилась до 0,2мм. Из этого можно сделать вывод, что для более плотного перекрытия камер в рабочей паре при действия внутреннего давления, необходимо задаваться

возможно большей величиной натяга. Однако нельзя однозначно считать натяг положительным фактором, влияющим на работу двигателя. Так как при больших значениях натяга, снижается усталостная выносливость резиновой

обкладки, о чем будет сказано ниже.

Рис 17-Эпюры натяга (м) в рабочей паре при Рис 18 -Эпюры натяга (м) в рабочей паре номинальном натяге 0,225мм и внутреннем при номинальном натяге 0,6мм и внутреннем давлении давлении

Для более точного решения задачи контактного взаимодействия был определен профиль статора после вулканизации. Для этого решена задача усадки резиновой обкладки статоров Д-106.100, Д-60 020, ДВ-172 030. За исходный профиль принимались профили сердечников соответствующих пресс - форм. Модуль упругости принимается из эксперимента на определение условно - равновесного модуля, т.к. процесс усадки резиновой обкладки статора считается равновесным процессом (V = 0,5). Вулканизация проводится при температуре 143 °С.

Постановка краевой задачи и граничные условия записаны в соотношениях (10) - (12) и (13) - (14). Основой анализа является метод

конечных элементов.

В результате проведенного решения были получены поля перемещений всех точек статора после вулканизации (см. рис. 19):

а) б) в)

Рис. 19 - Изолинии перемещений (м) точек статора после усадки:

а - статор Д-60 020, б - статор Д-106.100; в - статор ДВ-172 030.

Для подтверждения правильности полученного решения, на приборе ВЕ200КА были произведены замеры профиля статора Д-106.100.

Сравнение результатов решения и замеренного профиля приведено на рисунке 20. На рисунке видно совпадение профилей реального статора, и статора полученного из решения задачи (расчетного). Числовые значения показывают неравномерность перемещений точек статора в процессе усадки резиновой обкладки статора. Также разница замеренного профиля и расчетного приведена в таблице 1.

Также были получены поля технологических напряжений для всех вышеперечисленных статоров. Эквивалентные по Мизесу напряжения приведены на рисунке 21. Из рисунка 21 видно, что технологические напряжения в статорах после заливки составляют от 0,65% до 3,96% от предела

Рис. 20 - Сравнение профилей полученных из решения задачи, в результате замеров и сердечника пресс-формы сечение статора Д-106.100.

прочности материала.

Таблица 1 Сравнение результатов численного моделирования с результатами замеров профиль статора.

напряжения не оказывают существенного влияния на напряженное состояние статоров после заливки, и могут не рассматриваться в дальнейшем анализе.

4.3ная напряженное состояние статора, а также его профиль после усадки, можно определить время до его усталостного разрушения, а также оценить влияние погрешности изготовления данного статора на его усталостную выносливость. Как было показано выше, при всех силовых и геометрических факторах, впадина зуба является максимально нагруженной. Проводился расчет усталостной выносливости статора ДЗ-172.030 при различных условиях натяга в рабочей паре: 0,225мм, 0,4мм и 0,6мм.

При расчете усталостной выносливости полагается, что цикл напряжения является симметричным. Данное допущение выбрано из тех соображений, что симметричный цикл нагружения является наиболее опасным для конструкции, и, следовательно, будет представлять нижнюю оценку для усталостной выносливости. Зная максимальное напряжение цикла для различных натягов, основываясь на экспериментально полученной кривой Веллера (рис. 8) и воспользовавшись гипотезой Пальмгрена -Майнера (15), определим сколько циклов до начала усталостного разрушения способна выдержать данная конструкция. Данные расчетов приведены в таблице 2.

Также можно оценить влияние погрешности изготовления статора на усталостную выносливость секции рабочих органов. Для этого были проведены замеры на приборе ВЕ2000КА координат профиля статора и затем проведен расчет его усталостной выносливости по методике, описанной выше. Результаты расчетов приведены в таблице 3.

Таблица 2 Время работы статора Д3-172.030 при различных значениях натяга в рабочей паре.

К-во циклов К-во часов2

натяг 0,225 мм 1,22-Ю" 643,89

натяг 0,4 мм 1,06-10* 559,44

натяг 0,6 мм 1,01-Ю6 533,06

Таблица 3 Время работы статора ДВ-172.030 с реальным профилем и сравнение его с теоретическим.

К-во циклов К-во часов

Расчетный профиль (натяг 0,225мм) 1,1334-10" 598,18

Фактический профиль 1,1112-Ю6 586,47

Разница 2,222-Ю4 11,72

Также с помощью гипотезы Пальмгрена - Майнера можно оценить влияние последовательного действия нагрузок на обкладку статора в процессе работы. Результаты приведены на рисунке 22.

2 Пря расчете принималось, что статор вращается с частотой 1,9с'1.

0,225 0,4 0,6

Нпяг, мм

Рис. 22 - Расчет усталостной выносливости статора Д3-172.030 при различных видах и сочетаниях нагрузки.

1 - Момент 5,5Н-м; 2 - Момент 15,4Н-м;

3 - Момент 15,4Н'М 'А времени + момент 5,5Н м % времени;

4 - Момент 15,4Н-м Уз времени + момент 5,5Н-м 'Л времени.

В заключение диссертации перечислены основные результаты и сформулированы выводы. В приложениях приведены протоколы испытаний резины ИРП 1226, акты внедрения результатов научно - исследовательских работ.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ

1. Определены упругие и прочностные свойства резины ИРП-1226 при растяжении, определен условно - равновесный модуль резины и построены кривые релаксации.

2. Определены усталостные характеристики для резины, впервые построена диаграмма усталостной выносливости для данного материала.

3. Сделана постановка краевой задачи гидромеханического поведения секции рабочих органов винтового забойного двигателя, разработана численная методика и получены решения задач определения НДС при действии совокупности различных силовых факторов.

4. Разработана методика расчета усталостной выносливости обкладки статора винтового забойного двигателя с учетом совместного воздействия различных силовых факторов.

5. Решена задача определения профиля статора после вулканизации.

6. Методика определения профиля статора внедрена в ООО "Буровой инструмент", получен экономический эффект 578,69 тыс. руб.

ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ ДИССЕРТАЦИИ ОПУБЛИКОВАНЫ В

РАБОТАХ:

1.Осипов Д. А., Чекалкин А.А. " Гидромеханическое поведение винтового забойного двигателя ". Перм.гос.техн. ун-т.-Пермь, 2004.-180 с: -78 ил. - Библиогр.120 назв.- Рус- Деп.в ВИНИТИ 05.01.2004 №12-В2004.

2.Осипов Д. А. "Численное моделирование гидромеханических процессов в неоднородных системах с использованием системы автоматического проектирования ANSYS"./ Автоматизация, телемеханизация и связь в нефтяной промышленности, Москва 2002.-№ 7- с.21-24.

З.Осипов Д. А. "Экспериментальное определение физико-механических свойств резины ИРП 1226" Сборник научных статей аспирантов ГИТУ "Молодежная наука прикамья-2002". Пермь, ГТГТУ с.ЗО-35.

4.Осипов Д. А., Чекалкин А. А.. "Численное моделирование высокоэластичного поведения материала при растяжении в системе автоматического проектирования ANSYS". Сборник трудов Третьей конференции пользователей программного обеспечения CAD-FEM GmbH. М.: Полигон-пресс, 2003. - 514 с, с 176-181.

5.Осипов Д. А., Чекалкин А. А. "Проведение статических испытаний для определения упругопрочностных свойств резины ИРП 1226 применяемой для винтовых забойных двигателей и насосов". / Строительство нефтяных и газовых скважин на суше и на море, Москва 2003.-№ 3- с. 19-25.

б.Осипов Д. А., Чекалкин А. А. "Численное моделирование процесса усталостной выносливости резины ИРП 1226 при знакопеременном изгибе с вращением'УАвтоматизация, телемеханизация и связь в нефтяной промышленности, Москва 2003.-№ 8- с. 11-14.

7.Бобров М.Г., Осипов Д. А., Большакова О.В. "Численное моделирование процесса усадки резиновой обкладки статоров винтовых забойных двигателей после вулканизации" / Строительство нефтяных и газовых скважин на суше и на море, Москва, 2003.-№ 9- с.34-36.

8.Osipov D.A., Chekalkin A.A. " Static and dynamic properties determination for hyperelastic material". Thirteen international conference "Mechanics of composite materials" // Riga, Latvia. 2004г. - с 136-137.

9.Осипов Д. А., Чекалкин А. А.. Решение контактной задачи взаимодействия секции рабочих органов винтового забойного двигателя в системе автоматического проектирования AN SYS. // Сборник трудов Четвертой конференции пользователей программного обеспечения CAD-FEM GmbH - М.: Полигон-пресс, 2004. - С. 41-45.

10. Осипов Д. А. "Численное моделирование усталостной выносливости статора ДЗ-172.030 при наличии в обкладке напряжений, обусловленных натягом в рабочей паре.". / Строительство нефтяных и газовых скважин на суше и на море, Москва 2004.-№ 4- с. 16-19.

Сдано в печать 9.09.04. Формат 60x84/16. Объём 1,0 уч.изд. Тираж 100. Заказ 1283.

Печатная мастерская ротапринта ГИТУ.

»16423

ВВЕДЕНИЕ.,.

ГЛАВА 1. КРАЕВАЯ ЗАДАЧА МЕХАНИКИ ДЕФОРМИРУЕМОГО ТВЕРДОГО ТЕЛА.

1.1 Основные уравнения структурной механики.

1.2 Структурные напряжения и деформации в элементах конструкции.

1.3 Теория больших деформаций.

1.4 Высокоэластичность.

1.5 Контактные задачи теории упругости. ф 1.6 Усталостное поведение высокоэластичного материала.

1.7 Процесс усадки высокоэластичного материала.

ГЛАВА 2. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ АСПЕКТЫ ЗАДАЧИ ГИДРОМЕХАНИЧЕСКОГО ПОВЕДЕНИЯ ВИНТОВОГО * ЗАБОЙНОГО ДВИГАТЕЛЯ.

2.1 Испытание резины ИРП 1226 на разрыв.

2.2 Определение условно - равновесного модуля.

2.3 Релаксационные свойства резины ИРП 1226.

2.4 Динамические характеристики резины ИРП 1226.

ВЫВОДЫ ПО ГЛАВЕ 2.

ГЛАВА 3. ЧИСЛЕННОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ГИДРОМЕХАНИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ В СЕКЦИИ РАБОЧИХ ОРГАНОВ ВИНТОВОГО ЗАБОЙНОГО ДВИГАТЕЛЯ.

3.1 Решение тестовых задач.

3.2 Решение контактной задачи взаимодействия секции рабочих органов винтового забойного двигателя.

3.3 Численное моделирование процесса усадки резиновой обкладки статоров винтовых забойных двигателей после вулканизации.

ВЫВОДЫ ПО ГЛАВЕ 3.

Винтовые забойные двигатели, разработанные ВНИИБТ, широко используются при низкооборотном бурении скважин [11, 13, 25, 261-Очевидны преимущества винтового забойною двигателя: небольшие осевые размеры и масса; небольшой перепад давления; простота ремонта; возможность получения необходимых рабочих характеристик двигателя путем замены рабочих органов [44].

Несмотря на многообразие типоразмеров винтовых двигателей, их рабочие органы имеют общие особенности [83, 79, 82, 47, 78, 77, 76, 80, т

Рабочие органы выполняются по одной кинематической схеме: неподвижный статор и находящийся внутри него планегарно движущийся ротор.

Рис. I. Секция рабочих органов винтового забойного двигателя: 1 - обкладка статора; 2 - ротор; 3 - остов статора.

Направление винтовой поверхности рабочих органов - левое, что обеспечивает заворачивание реактивным моментом корпусных резьб винтового забойного двигателя и резьб бурильных труб.

В зависимости от заданных характеристик двигателя рабочие органы выполняются как с однозаходным, так и с многозаходным ротором.

Роторы изготавливаются из коррозионно-стойкой или легированной стали с износостойким покрытием, а обкладка статора - из эластомера преимущественно резины), обладающего сопротивляемостью абразивному изнашиванию и работоспособностью в среде бурового раствора.

В отечественных двигателях первого поколения (Д1-172, Д2-172, Д2-172М), выпускавшихся в 70-х годах, рабочие органы имели незначительную длину, не превышавшую 1-1,5 шага винтовой поверхности статора. В двигателях второго поколения, выпускаемых с начала 80-х годов, длина рабочих органов составляет 2-3 шага статора [55]. Рабочие органы винтового забойного двигателя комплектуются с натягом. Значение натяга зависит от диаметральных и осевых размеров рабочих органов, свойств бурового раствора и материала обкладки статора и оказывает существенное влияние на характеристики и долговечность двигателя.

В последние годы все большее применение находят шарошечные долота с высоким ресурсом работы, а также долота с алмазным вооружением. Для эффективного использования высокомоментных долот крутящий момент на валу привода должен быть не менее 10 -12 кН-м. Однако, несмотря на большую проводимую в пермском филиале ВНИИБТ работу по совершенствованию рабочих органов винтового забойного двигателя, надежность и ресурс работы отечественных винтовых двигателей остаются недостаточными для эффективного применения современных долот. Низкая надежность винтового забойного двигателя снижает эффективность их применения при строительстве скважин. Количество прерванных долблений из - за внезапных отказов винтового забойного двигателя достаточно велико и достигает 35% от общего их количества, что приводит к дополнительным затратам на СПО, снижению технологических показателей и качества керна, увеличивает расход долот. Внезапные отказы двигателей негативно влияют на качество вскрытия продуктивных пластов и на стабильность стенок скважин.

Одним из наиболее проблемных аспектов использования двигательных секций винтовых забойных двигателей для бурения скважин является понимание и прогнозирование отказов. Анализ работы винтовых забойных двигателей показывает, что причинами отказа являются повреждение одного или нескольких узлов [98] (таблица 1):

Таблица 1. Соотношение отказов в винтовом забойном двигателе. Ф

Разрушение резины статора при наработке до 80 ч в том числе внезапные отказы (наработка до 40 ч) 45% 30%

Сломы гибких валов 25%

Износ осевых, радиальных опор 20%

Износ ротора/статора по диаметру 8/2%

Из таблицы 1 видно, что поломки винтового забойного двигателя в основном происходят из — за разрушения эластомера статора. Повреждение роторов в результате износа или химической атаки более редки и не рассматриваются в дальнейшем. Повреждения эластомера могут классифицироваться как повреждения, приводящие к снижению характеристик и повреждения, которые являются катастрофичными. Во многих случаях непрерывная работа при условии сниженных характеристик приводит к катастрофическим поломкам [107].

Механическое повреждение эластомера статора появляется при нагружении эластомера сверх ограничений по напряжению или деформации. Причиной этому может послужить любой из следующих факторов [15]:

1. Повышенное давление в двигателе;

2. Частые торможения;

3. Чрезмерный натяг в паре ротор - статор.

Довольно часто наблюдается разрушение статора при механическом нагружении, которое значительно ниже прочности резины на разрыв [127].

Этот механизм разрушения называется усталостным разрушением. Усталостное разрушение является результатам приложения циклической нагрузки на эластомер статора вследствие скорости вращения ротора. Циклическое нагружение определяется частотой приложения изгибающего момента на зуб статора. По мере увеличения количества заходов секции рабочих органов усталостный срок службы снижается из — за увеличения частоты нагружения [129]. Одним из способов компенсации этого является снижение скорости вращения ротора. При большой частоте нагружения степень напряжения эластомера будет достаточной для активизации появления и распространения микроскопических трещин в зубьях статора. Это явление, известное как рост усталостных трещин появляется необязательно при высоком уровне внешних нагрузок [132, 136]. Обычно усталостные трещины начинают появляться в зоне концентрации напряжений у основания зуба (в месте максимальных растягивающих напряжений), и скорость их распространения зависит от циклической скорости нагружения [56, 115].

Повреждение, разрушение резиновой обкладки статора также происходит вследствие высоких контактных нагрузок в зацеплении ротор — статор, процессов усталостного накопления повреждений, больших скоростей потоков промывочной абразивной жидкости, высокого перепада давления возникающего при перегрузках и тормозном режиме двигателя [30, 17]. Разрушение резиновой обкладки статора винтового забойного двигателя является основной причиной отказа винтового забойного двигателя и может быть устранено применением многошаговых рабочих органов [10]. Известно [43, 53, 117], что увеличение длины рабочего органа позволяет снизить уровень контактных нагрузок в зацеплении ротор -статор и предотвратить преждевременное разрушение резиновой обкладки статора. Но увеличение длинны рабочих органов ограничивается уровнем действующей технологии изготовления. Поэтому наряду с остальными работами по улучшению качества, необходимо постоянно совершенствовать применяемые марки эластомеров для материала обкладки статора. Проводя опытные работы по применимости той или иной марки резиновой смеси в конкретном двигателе, не всегда целесообразно с экономической точки зрения изготавливать натурный образец для проведения промысловых испытаний. Но вопрос о поведении новой марки резин при эксплуатационных нагрузках остается открытым и актуальным, т.к. физико-механические свойства материала зубчатой обкладки статора оказывают большое влияние на долговечность статора.

В процессе работ по созданию первых конструкций отечественных винтовых забойных двигателей с многозаходными винтовыми героторными механизмами изучались возможности использования в качестве материала обкладки различных полимеров, однако наиболее подходящим материалом по физико-механическим свойствам оказалась резина ИРП-1226, которая и в настоящее время используется при изготовлении статоров [33, 56, 59, 60, 57].

Анализ требований, предъявляемых к резиновой обкладке статбра, показывает, что отечественная промышленность не располагала резинами, в полной мере отвечающими условиям работы винтового забойного двигателя. По физико-механическим показателям в наибольшей степени удовлетворяет указанным требованиям резина ИРП-1226, которая была принята в качестве материала обкладки статора первых отечественных винтовых двигателей и применяется в настоящее время. Многолетние поиски резин с лучшими показателями не имели успеха.

Начиная с 1995 года, произошла замена сульфонатных нитрильных каучуков на парафинатные, что ухудшило свойства используемых резиновых смесей, в частности, снизилась усталостная выносливость [56, 59]. Это повлекло за собой снижение наработки на отказ рабочей пары статор-ротор" из-за разрушения резиновой обкладки статора в процессе работы.

Исследования резины ИРП-1226, проведенные в последние годы показали, что применяемые режимы вулканизации не является оптимальными для всех партий (замесов) одной и той же марки резины. В одном случае резина получается твердой и имеет недостаточную усталостную выносливость, что приводит к преждевременному разрушению зубьев статора, в другом случае при тех же самых режимах вулканизации резина имеет высокую усталостную выносливость, но недостаточную твердость, что снижает крутящий момент и приводит к незапускам двигателя после его остановки. Причем известны случаи, когда происходило разрушение резиновой обкладки уже при стендовых испытаниях рабочих органов (т.е. наработка составляла менее одного часа, хотя по механическим характеристикам эластомер был признан годным к эксплуатации.

Следовательно, исходя из вышесказанного, необходимо иметь информацию о поведении той или иной марки резиновой смеси в конструкции под действием нагрузок, основываясь на данных приемочных испытаний эластомера. Таким образом, встает вопрос об определении напряженно - деформированного состояния обкладки статора под действием эксплуатационных нагрузок, и, предсказание его долговечности. Это поможет нам определиться с выбором резиновой смеси для обкладки статора, а также, с диапазоном прикладываемой нагрузки.

Определение напряженно - деформированного состояния обкладки статора невозможно без точного определения свойств используемого эластомера. Поведение резин под действием различных факторов (температуры, механических нагрузок, агрессивных сред и др.) довольно сложно и ее свойства изменяются.

По своим механическим свойствам резина отличается от упругих тел и вязких жидкостей. В идеально упругих твердых телах напряжение пропорционально соответствующей деформации, развивающейся мгновенно, и не зависит от скорости деформации. Для них характерны большие напряжения при сравнительно небольших деформациях. В вязких жидкостях напряжение определяется скоростью деформации и не зависит от величины деформации [22].

Резина отличается рядом особенностей структуры (наличием достаточно прочной пространственной сетки) и принадлежит к группе материалов, которые характеризуются способностью к большим обратимым деформациям при сравнительно малых напряжениях.

Напряжение в эластомерах в отличие от упругих твердых тел зависит как от величины, так и от скорости деформации, т. е. в эластомерах сочетаются свойства упругих тел и вязких жидкостей. Основной исходный материал в производстве резины — каучук также относится к эластомерам. Но механические свойства каучука и резины различны. Если скорость деформации бесконечно мала, то в образцах каучука напряжение должно падать до нуля, а в образцах резины—до некоторых значений, получивших название равновесных напряжений. Каучук при этом ведет себя как жидкость, а резина — как твердое упругое тело (из-за образования пространственной сетки).

В реальных условиях чрезвычайно сложно задать такую скорость деформации эластомеров, при которой достигалось бы равновесное состояние. При переработке, эксплуатации и испытании эластомеров скорость деформации изменяется до некоторого конечного значения. Зависимость напряжения и деформации от времени действия силы и скорости является важнейшей характеристикой эластомеров, получившей название релаксации.

Таким образом, механические свойства эластомеров определяются поведением их как в равновесном, так и в неравновесном состоянии.

Релаксационные свойства эластомеров зависят от соотношения энергии взаимодействия между структурными элементами полимера и энергии теплового движения этих элементов [32]. Изменение температуры приводит к соответствующему изменению энергии теплового движения, что обусловливает зависимость механических свойств каучуков и резин от температуры.

Одной из главных особенностей механических свойств эластомеров является способность их существенно изменяться под воздействием внешних факторов механического и немеханического характера. Эти изменения могут носить обратимый и необратимый характер, они связаны с соответствующими изменениями структуры. При деформации резин, особенно наполненных, наблюдаются так называемые тиксотропные явления - уменьшение твердости и модуля вулканизатов и последующее восстановление свойств в процессе длительного отдыха. Скорость и степень восстановления зависят от условий деформации и отдыха и увеличиваются при повышении температуры. Явление снижения модуля при повторных растяжениях, так называемое «смягчение», или эффект Патрикеева — Маллинса, наблюдается только при деформациях, меньших первоначальной. Почти полное восстановление модуля в процессе отдыха исключает возможность влияния остаточной деформации или медленного вязкоупругого возвращения в состояние равновесия, поэтому снижение модулей при растяжении резины можно объяснить разрушением некоторых элементов сетки, которые не участвуют в процессе противодействия деформации в течение второго и последующих циклов растяжения.

Механические свойства эластомеров могут существенно изменяться даже при кратковременной деформации [24]. При этом наряду с описанными выше обратимыми изменениями могут происходить и необратимые. Последние могут быть следствием ряда механохимических и химических процессов, активируемых механическим напряжением и приводящих к достаточно глубоким структурным изменениям. Необратимое разрушение структуры под действием механических сил тем больше, чем меньше скорость релаксационных процессов. При многократных деформациях это приводит к соответствующим изменениям структуры и свойств эластомера [89].

Среди немеханических факторов, влияющих на свойства эластомеров, прежде всего, следует выделить воздействие тепла [32, 46]. Оно вызывает обратимые изменения структуры и свойств, связанные с повышением энергии теплового движения. Наряду с этим длительное воздействие тепла может привести к необратимым изменениям, особенно в химически активной среде (озон, кислород и др.). Необратимые изменения происходят также под влиянием света, различных видов источников излучения, влаги или суммарного воздействия всех этих факторов, например, при хранении или эксплуатации резины в атмосферных условиях. Подобные необратимые изменения структуры и свойств полимеров называются старением.

Резины — сложные системы, свойства которых определяются составом и свойствами компонентов, условиями проведения технологических процессов. При испытаниях резин наблюдается разброс показателей, который объясняется существованием систематических и случайных погрешностей. Систематические погрешности определяются недостаточной точностью приборов и методик; они могут быть установлены и учтены. Для эластомеров погрешности являются следствием нерегулярного строения каучука, неравномерного распределения в нем ингредиентов резиновой смеси, наличия ослабленных мест и дефектов в структуре резин и др. [22].

В зависимости от этих факторов формируются резины той или иной степени неоднородности, что неизбежно приводит к неравномерности распределения напряжений, концентрации напряжений на микродефектах и возникновению очага разрушения, дальнейший рост которого ведет к разрыву образца. Неоднородность резин служит причиной сравнительно низких прочности, долговечности, сопротивления старению и др.

Неоднородность резин обусловливает значительную зависимость результатов испытаний от масштабного фактора (формы и размеров образца).

Вследствие разброса показателей физико-механических свойств резины для получения достоверных данных необходимо производить большое число испытаний в строго идентичных условиях и обрабатывать результаты статистическими методами.

Для получения сравнимых результатов многие методы испытаний стандартизованы [36 - 41]. Стандартами устанавливаются условия и принцип испытания, выдвигаются строгие требования к типу и качеству образцов, приборам; регламентируется последовательность операций при проведении испытания, а также способ расчета, выражения результатов и их оценки. Использование стандартных методов позволяет разрабатывать единые требования к свойствам резин, сравнивать их, контролировать качество, воспроизводить показатели в различных лабораториях.

Физико-механические методы испытаний резин по своему назначению могут быть разделены натри основные группы [87, 88]:

1. общие (или физические);

2. специальные;

3. контрольные.

Общие методы применимы для испытания всех резин без учета специфики их эксплуатации в различных изделиях. К ним относятся определения: предела прочности при разрыве, сопротивления раздиру и истиранию, твердости и эластичности, стойкости к воздействию тепла, света, озона, стойкости к многократным деформациям и др. Особенностью общих методов является простота режимов нагружения, необходимая для количественной оценки напряжения, деформации, температуры и других факторов. Показатели, полученные этими методами, могут служить как для сравнительной оценки, так и в качестве абсолютных характеристик материала.

К специальным методам относятся испытания на многократный сдвиг на брекерной машине, определение сопротивления образованию и разрастанию трещин и др.

При применении специальных методов учитываются особенности сложных режимов переработки материалов или эксплуатации изделия. Показатели, полученные этими методами, являются условными и пригодны лишь для сравнительных оценок материала.

К контрольным методам относится, например, ускоренный контроль качества резиновых смесей, который включает определение твердости, плотности и кольцевого модуля.

Контрольные методы используются в производственных условиях для быстрой проверки качества исходных материалов, полуфабрикатов и готовых изделий.

Независимо от назначения все методы испытаний резин принято разделять на статические и динамические и классифицировать по типу деформации (растяжение, сжатие, сдвиг, изгиб и др.); по температуре испытания (нормальные, низкотемпературные, высокотемпературные); по типу среды, в которой производится испытание (воздух, инертные газы, вакуум, кислород и др.) [94].

Из всего комплекса физико-механических свойств резин особенно важными являются прочностные и деформационные. При определении прочностных свойств, образцы доводятся до разрушения; во втором случае исследуется поведение резин при деформациях, предшествующих разрушению.

По способу приложения нагрузки к образцу различают деформации одноосные и двухосные. В зависимости от значения различают деформации малые и большие. Изучение свойств резины при малых деформациях является чрезвычайно важным, поскольку эти условия характеризуют поведение резин в реальных условиях эксплуатации изделий. Но оно затруднено вследствие необходимости использования точной малоинерционной измерительной аппаратуры. В последние годы для исследования свойств резин при малых деформациях были сконструированы специальные приборы.

Испытания резин проводятся строго в соответствии с ГОСТами, ТУ или специально разработанными методиками.

Образцы подвергаются испытанию не ранее чем через 6 ч после вулканизации. При проведении, испытаний необходимо соблюдать постоянными: состав окружающей среды и температуру; величину и характер деформации; скорость или частоту деформации; форму и размеры образца. Как правило, однократно деформированные образцы не подвергаются повторным испытаниям (вследствие явления смягчения).

Необходимость строгого соблюдения постоянных температурных условий при испытании резин вызывается релаксационным характером высокоэластической деформации, обусловливающим резкую зависимость всего комплекса свойств от температуры. Испытания образцов проводят в помещении при температуре 23±2°С. Перед испытанием образцы должны быть выдержаны в тех же условиях для обеспечения температурной стабильности.

Прогрев образцов перед испытанием при повышенной температуре не должен вызывать необратимых изменений их свойств. Точность поддержание температуры указывается в стандартах на соответствующие виды испытаний.

Приборы, применяемые для испытаний, должны обеспечивать точность измерения, установленную для соответствующего метода.

При оформлении результатов испытания недостаточно знать только расчетные формулы для искомых показателей, так как даже при строжайшем соблюдении условий заготовки и испытания образцов наблюдается разброс показателей.

Для получения достоверных данных результаты испытаний необходимо обработать следующим образом;

1) показатели, полученные на нерабочих участках образца и на образцах с дефектами рабочего участка, отбрасываются;

2) выводятся средние арифметические значения показателей и отбрасываются показатели, отклоняющиеся от этих значений больше, чем допустимо для данного вида испытаний;

3) из оставшихся значений показателей (число их указано в методиках) выводится среднее арифметическое значение - окончательный результат испытания;

4) расчет результатов испытания производится по формулам, приведенным в методиках, с соблюдением единиц измерения показателей.

Исходные и расчетные данные заносят в протокол испытаний.

Проведя все необходимые работы по определению механических свойств изучаемого эластомера, мы впрямую подходим к определению напряженно - деформированного состояния его в конструкции и, оценки ресурса при заданных нагрузках.

Современное состояние изготовления секций рабочих органов винтового забойного двигателя требует точного и оперативного принятия решений при изготовлении конструкции в зависимости от марки резиновой смеси. К сожалению, вопрос об определении влияния механических свойств на напряженное состояние и долговечность резиновой обкладки статора изучен крайне мало. В отечественной литературе этот вопрос изучался такими исследователями как Балденко Д.Ф. [10, 12,], Зотин В.Н. [48 -52], Кочнев A.M. [53, 64], Бобров М.Г [30, 26, 25, 55], Балденко Ф. Д., [18, 21], Любимов Б.Г., Хабецкая В.А. [9], Медведева Л.П. [15] и др.

Одним из способов определения напряженно - деформированного состояния обкладки статора был экспериментальный,. метод фотоупругости. Впервые для решения задачи определения НДС обкладки статора этот метод был предложен Бобровым М.Г и Кочневым A.M. [26, 30] в 1976г., а затем продолжен Зотиным В.Н., [48- 51] в 1982 - 85 гг. Данный метод применяется, когда теоретическое решение задачи невозможно или затруднительно, равно как и численное решение. Метод фотоупругости основан на использовании двойного лучепреломления нагруженных прозрачных тел (в том случае была рассмотрена геометрически подобная оптически активная модель из полиуретана) для определения их напряженно - деформированного состояния. Под действием внешней нагрузки оптически изотропное тело становится оптически анизотропным, двоякопреломляющим. После снятия нагрузок свойство оптической анизотропии исчезает. После определения оптико-механических характеристик материала модели, по интерференционным картинам строились эпюры распределения касательных напряжений по нормали к поверхности контакта для наиболее нагруженных зубьев статора. Анализ экспериментальных данных позволил выделить наиболее нагруженные зубья статора и установить степень влияния различных силовых факторов на НДС обкладки статора.

Однако данная методика имеет ряд существенных недостатков: во -первых, вопрос о соответствии механических свойств оптически активного тела свойствам материала из которого изготавливается реальная конструкция; во - вторых, определение полосы деления в интерференционной картине имеет большую погрешность, из - за чего точность полученного решения снижается. Так же метод фотоупругости не достаточно гибок при изменении геометрических параметров конструкции и не позволяет оперативно оценить НДС изделия при изменении геометрии или свойств материала. К тому же этот метод достаточно трудоемкий и не позволяет в полной мере оценить НДС конструкции от совместного воздействия нескольких силовых факторов.

Этими же исследователями для определения НДС обкладки статора предложена комбинация методов фотоупругости и метода накатных сеток [53]. Для реализации этого метода на поверхность модели наносили сетку окружностей диаметром 2 мм. При проведении эксперимента на полярископе одновременно с картиной изохром фотографировалась деформированная сетка. Затем, на инструментальном микроскопе замерялись величины деформации элементов сетки. Величины главных напряжений определялись по формулам: Е а 2(l~ fu)

Sx+ev) + ^; (1) г* d

Е , „ тс.

2)

2(1-^' " 2 По результатам эксперимента были построены графики распределения главных напряжений для одного из зубьев обкладки статора по профилю зуба. Однако данный метод является очень трудоемким и не нашел широкого применения в определении НДС обкладки статора.

В наше время вопросом изучения напряженно — деформированного состояния обкладки статора винтового забойного двигателя занимаются f ряд специалистов зарубежных фирм — изготовителей [99 -102,105 - 109, 112 - 114, 119, 120, 122, 125, 127-132, 136]. В нашей стране известны работы Delpassand М. S. [103, 104]. Автор анализирует причины возникновения повреждений статоров винтового забойного двигателя. В частности, выделяя несколько причин поврежденности обкладки статора:

1. Механические повреждения и усталость.

В механических повреждениях выделяются основные факторы, влияющие на их накопление: а. Чрезмерное давление при буровых работах; б. Повторяющееся торможение; в. Чрезмерный натяг между ротором и статором.

2. Температурные и гистерезисные повреждения.

Термические повреждения в статорах имеют место, когда температура эластомера превышает температуру вулканизации. Известно, что физические свойства эластомера релаксируют с повышением температуры (хотя этот вопрос и требует дополнительного изучения), ослабление свойств эластомера способствует снижению срока службы статора. К тому же стоит отметить, что повышение температуры эластомера увеличивает натяг в секции рабочих органов. Однако этот вопрос не достаточно изучен как в отечественной, так и в зарубежной литературе. Также в работе [104] предложена методика определения генерации тепла в эластомере под действием внешних нагрузок.

Н=2100-E-tanSs2-v, (3) где

Е - модуль Юнга; tanS - отношение вязкости к модулю Юнга; s — деформация; v - частота нагружения.

На основе численного решения показано, что максимальный набор тепла находится около центров захода статора. Напряженное состояние в этой зоне наряду с низкой теплопроводностью эластомера приводит к повышению температуры в этой области.

3. Химикаты и ароматизаторы.

Деструкция резины, обусловленная набуханием в среде бурового раствора может также привести к преждевременному повреждению эластомера.

Вопрос определения НДС обкладки статора под действием совокупности силовых факторов, таких как натяг, внутреннее давление и температура и в зарубежной литературе изучен мало. К тому же из — за достаточной закрытости исследований, проводимых зарубежом, информация об этих работах остается недоступной широкому кругу исследователей.

Осознавая всю важность определения НДС обкладки статора, все авторы выделяют наиболее важный фактор, влияющий на срок службы статора. Это натяг в секции рабочих органов [9, 26, 99 - 121, 127-133, 136]. Натяг является наверно самым важным критическим параметром, который определяет срок службы статора [103, 104]. Оптимальная пригонка обеспечивает баланс между потерями трения, КПД двигательной секции и сроком службы статора [14]. С увеличением натяга объемные потери снижаются, а механические возрастают. Строго говоря, натяг влияет на рабочий объем винтового забойного двигателя. При высоком натяге, потери трения и напряжение резины значительно увеличиваются, и срок службы статора снижается [108, 127].

Усовершенствование конструкции двигательной секции включает возможность выбора натяга, который обеспечит оптимальный срок службы статора [74]. В настоящее время натяг в рабочей паре регулируется путем изготовления соответствующего сердечника пресс - формы и селективной сборкой рабочей пары [58, 75].

Зубья статора винтовых героторных механизмов формируются сердечником в специальной пресс-форме [75]. После вулканизации резина получает усадку [85], и торцовъш профиль статора отличается от торцового профиля сердечника. Отличаются как диаметральные размеры, так и профили зубьев (рисунок 2). До настоящего времени метода расчета профиля зубьев сердечника, учитывающего неравномерную усадку резины, не было. Поэтому сердечники нарезались червячными фрезами, спрофилированными по номинальному профилю статора. Для компенсации усадки резины по высоте зубьев статора зубья сердечника пресс-формы выполнялись с высотой /гслна ОД- 0,2 мм больше по сравнению с номинальной высотой h зубьев статора. о,

Рис. 2. Торцовое сечение статора и сердечника пресс-формы:

1 - номинальный профиль статора; 2 - фактический профиль статора; 3 - номинальный профиль сердечника пресс-формы.

Для компенсации усадки резины в диаметральном направлении сердечник выполнялся с наружным диаметром d меньше диаметра по впадинам статора df]B.a 0,5-1,5 мм за счет дополнительного смещения х, червячной фрезы.

Исследование усадки резины и контроль профиля зубьев статора показали, что при применяемой ранее корректировке параметров червячной фрезы возникают систематические погрешности АЛ профиля статора, величина которых составляет примерно 0,02h (рисунок 1). Например, для статора героторного механизма с высотой зубьев 9,8 мм систематические погрешности профиля Affcn составили 0,18-0,2 мм, а фактические отклонения профиля статора составляли от -0,1 до -0,35 мм, что в 3 раза превышало прежний допуск. Зубья статора получались тоньше номинальных, возникали погрешности натяга в зацеплении, уменьшался запас на износ статора и его выносливость, что снижало долговечность героторного механизма.

Исследования показали, что величина усадки зависит от толщины резиновой обкладки статора, чем больше толщина обкладки, тем больше величина усадки [85].

Исходя из вышесказанного для обеспечения максимальной долговечности обкладки статора, необходимо корректное изготовление сердечника пресс - формы, обеспечивающим необходимые параметры статора после заливки, а также точный метод неразрушающего контроля профиля статора после вулканизации.

Целью диссертационной работы является изучение статических и динамических свойств материала резины ИРП 1226; создание математической модели для анализа напряженно - деформированного состояния, определения усталостной выносливости секции рабочих органов винтового забойного двигателя при действии различных силовых факторов.

Научная новизна работы состоит в следующем: - Проведены прочностные испытания резиновых образцов на растяжение и определен предел прочности и относительное удлинение при разрыве; впервые определен условно - равновесный модуль резины ИРП 1226 и построены кривые релаксации. Определены усталостные характеристики для резины, впервые построена кривая Веллера для данного материала.

- Построена конечно - элементная модель поведения высокоэластичного материала при растяжении на основе экспериментальных данных, решены тестовые задачи. Построена конечно - элементная модель усталостного поведения высокоэластичного материала при вращении с изгибом на основе экспериментальных данных, решены тестовые задачи. Построена конечно - элементная модель для анализа поперечного сечения секции рабочих органов винтового забойного двигателя и проведен анализ напряженно - деформированного состояния обкладки статора винтового забойного двигателя от действии всех силовых факторов с использованием системы автоматического проектирования ANSYS.

- Определен профиль статора винтового забойного двигателя после усадки при вулканизации его в пресс форме. Предложена принципиально новая методика определения профиля статора после усадки по имеющемуся сердечнику пресс - формы.

- Разработана методика расчета усталостной выносливости обкладки статора винтового забойного двигателя от совместного воздействия различных силовых факторов. Оценено влияние погрешности изготовления обкладки статора на его усталостную выносливость.

Практическая значимость заключается в том, что на основе полученных результатов: из соответствующих экспериментов определены прочностные, жесткостные и усталостные характеристики резины ИРП 1226; разработана прикладная методика определения напряженно -деформированного состояния обкладки статора винтового забойного двигателя; предложена методика предсказания долговечности резиновой обкладки статора, позволяющая повысить оперативность и обоснованность принятия технических решений при проектировании и изготовлении статоров винтового забойного двигателя, сократить затраты средств и времени при разработке новых изделий из различных марок применяемых резин; предложенный метод неразрушающего контроля профиля статора по сердечнику пресс - формы дает возможность, оценить влияние погрешности изготовления на усталостную выносливость любого статора в условиях эксплуатации, а также скорректировать профиль сердечника пресс-формы для формирования обкладки статора с учетом предполагаемой усадки резины.

Достоверность результатов и выводов обеспечивается применением научных представлений и методов механики деформированного твердого тела, подтверждается сравнением с известными данными экспериментальных и теоретических исследований других авторов закономерностей поведения высокоэластичного материала под различными нагрузками.

Апробация работы. Отдельные результаты работы докладывались и обсуждались на семинарах кафедры "Механика композиционных материалов и конструкций" (руководитель — профессор Ю.В. Соколкин)

Результаты исследований используются в ООО "Буровой инструмент" г. Пермь (акт внедрения приведен в приложении к диссертации).

Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, трех глав, заключения, списка литературы и приложений. Общий объем диссертации составляет 172 страниц машинописного текста, содержит 80 иллюстраций и список литературы из 132 наименований.

Выводы по главе 3

1. Решены тестовые задачи, подтверждающие соответствие конечноэлементной модели результатам физического эксперимента.

2. Решена задача контактного взаимодействия секции рабочих органов ДЗ-172.030. Получены распределения напряжений и деформаций по толщине обкладки от натяга в рабочей паре, а также от крутящего момента. Показано, что на напряженное состояние обкладки статора винтового забойного двигателя существенно сказывается как натяг в рабочей паре, так и момент, прикладываемый на ротор.

3. Предложена методика, позволяющая с достаточной степенью точности получать геометрические размеры профиля статора после значения в метрах). вулканизации. Методика позволяет прогнозировать усадку резины и тем самым получать точный профиль статора после вулканизации для более точного определения его НДС и усталостной выносливости. Также данная методика может быть применена в качестве метода неразрушающего контроля профиля обкладки статора после вулканизации по сердечнику пресс - формы.

4. Определена усталостная выносливость статора ДВ-172.030 с теоретическим профилем обкладки и того же статора с ^реальным профилем, замеренным на приборе ВЕ2000КА. Усталостная выносливость статора с теоретическим профилем выше, чем статора с фактическим профилем. Также можно отметить, что в паре с теоретическим профилем натяг по поверхности контакта распределен более плотно с усилием прижатия более чем в 8 раз превышающим аналогичное усилие, возникающее в паре с фактическим профилем. Нарушение расчетной геометрии в паре ротор - статор вызывает увеличение потерь на трение и утечки рабочей жидкости, и, как следствие, уменьшение К.П.Д. двигателя в целом.

Заключение по работе

1. В результате проведенных экспериментов определен полный набор физико-механических свойств резины ИРП 1226. Впервые определен условно - равновесный модуль резины, построены кривые релаксации и кривая усталостной выносливости (кривая Веллера). Данные свойства позволяют моделировать поведение материала при статическом и динамическом нагружении, в равновесном и неравновесных состояниях определить параметры усталостной выносливости, температуру саморазогрева резины, а также ее релаксационные свойства.

2. В результате решения тестовых задач показано, что принятые нами модели поведения материала при различных режимах деформирования и усталостного поведения соответствуют тем результатам, которые были получены в ходе физических экспериментов. Стоит отметить, что даже самая простая модель усталостной выносливости Пальмгрена — Майнера позволяет получить удовлетворительные результаты. Следовательно, можно с уверенностью сказать, что в нашем распоряжении имеется необходимый математический аппарат, дающий достоверные результаты для исследования НДС статора и получения параметров его усталостной выносливости в эксплуатационных условиях.

3. Решена задача контактного взаимодействия секции рабочих органов. Получены распределения напряжений и деформаций по толщине обкладки от натяга в рабочей паре, а также от крутящего момента. Показано, что на напряженное состояние обкладки статора винтового забойного двигателя существенно сказывается как натяг в рабочей паре, так и момент, прикладываемый на ротор. Отмечен тот факт, что на глубине 1-2 мм от поверхности имеют место значительные градиенты напряжений, как при натяге, так и при действии крутящего момента. Также получено, что зона максимальных напряжений смещается во впадину зуба при действии крутящего момента. Этим можно объяснить явление износа обкладки при работе именно по впадине.

4. Получено распределение напряжений от действия внутреннего давления в рабочей паре и различных значениях натяга. Показано, что в максимально нагруженном зубе напряжения возрастают от 15 до 50 раз по сравнению с действием только натяга в рабочей паре. Также получены эпюры натяга во всех точках взаимодействия ротора со статором. Оказалось, что под действием внутреннего давления, которое возникает при работе на глубине 3000 метров, пара с начальным натягом 0,225 мм переходит в зазор, что естественно негативно скажется на характеристике двигателя. Пара с натягом 0,6 мм даже при действии внутреннего давления сохраняет устойчивое взаимодействие ротора со статором, несмотря на то, что величина натяга снизилась до 0,2мм. Из этого можно сделать вывод, что для более плотного перекрытия камер в рабочей паре при действии внутреннего давления необходимо задаваться возможно большей величиной натяга. Однако нельзя однозначно считать натяг положительным фактором, влияющим на работу двигателя. Так как при больших значениях натяга снижается усталостная выносливость резиновой обкладки.

5. Построена математическая модель, позволяющая с достаточной степенью точности получать геометрические размеры профиля статора после вулканизации. Модель позволяет прогнозировать усадку резины. Следовательно, появляется возможность определить расчетным путем профиль сердечника пресс-формы, обеспечивающий необходимые параметры статора после изготовления. Также разработана прикладная методика, позволяющая из координат профиля сердечника пресс-формы определить координаты готового статора после вулканизации для любого типоразмера статоров. Также данная методика применяется для расчета профиля фрезы, который позволяет получить профиль готового статора равный расчетному.

6. Определена усталостная выносливость статора ДВ-172.030 с теоретическим профилем обкладки и того же статора с реальным профилем, замеренным на приборе ВЕ2000КА. Усталостная выносливость статора с теоретическим профилем выше, чем статора с фактическим профилем. Также можно отметить, что в паре с теоретическим профилем натяг по поверхности контакта распределен более плотно с усилием прижатия более чем в 8 раз превышающим аналогичное усилие, возникающее в паре с фактическим профилем. Показано, что из-за недостаточного натяга, возникающего в паре с фактическим профилем, возможен переход пары в зазор, что негативно скажется на ее характеристиках при работе. Нарушение расчетной геометрии в паре ротор - статор вызывает увеличение потерь на трение и утечки рабочей жидкости, и, как следствие, уменьшение К.П.Д. двигателя в целом.

7. Материалы диссертационной работы используются в процессе проектирования статоров винтовых забойных двигателей, и при выдаче рекомендаций по ресурсу работы и рекомендуемых нагрузках. Также при проектировании сердечников пресс - форм используется методика определения усадки резиновой обкладки статора.

1. А.с. № 671463 (СССР) Героторный механизм / Авт. изобрет. А.В. Цепков, П.И. Астафьев, Ю.В. Вадецкий и др. Заявл. 11.11.1974 №2073224.

2. А.с. №1009721 (СССР) Способ затылования червячных фрез / Авт. изобрет. А.В. Цепков, Ю.А. Коротаев, Заявл. 03.07.1980, № 2948981, опубл. вБ.И., 1983, №13.

3. А.с. №1059977 (СССР) Героторный механизм внутреннего зацепления / Авт. изобрет. Ю.А. Коротаев, А.В. Цепков, Заявл. 08.10.1981, №3380707/25.

4. А.с. №1280966 (СССР) Героторный механизм / Авт. А.В. Цепков, Ю.А. Коротаев, П.И. Митрохович, Заявл. 29.06.1984.

5. А.с. №652394 (СССР) Зубчатая передача / Авт. изобрет. Н.Н. Чудиков. Заявл. 01.06.1977, № 2490359; опубл. в Б.И. 1979 №10.

6. Адкинс Дж. "Большие упругие деформации". Сб. перев. "Механика". 1962г. №6.

7. Антонов А.А., Балденко Д.Ф., Батарин Е.А. и др. "Исследование изнашивания пары трения винтового забойного двигателя" // НТС. Машины и нефтяное оборудование. 1975. - №4.

8. Балденко Д.Ф. Балденко Ф. Д. Шмидт Д.П. "Винтовые забойные двигатели: новые конструкции и способы управления". Нефтяное хозяйство. 1997. - №1.

9. Балденко Д.Ф. Любимов Б.Г. Хабецкая В.А. "Исследование геометрии рабочих органов винтового забойного двигателя". // Тр. ин-та ВНИИБТ, 1975. Вып. 24.

10. Балденко Д.Ф. Потапов Ю.Ф., Чернова Т.Н. "Секционные винтовые забойные двигатели" М., изд. ВНИИОЭНГ, 1989.

11. Балденко Д.Ф., Балденко Ф.Д, Гноевых А.Н. Винтовые забойные двигатели. -М., Недра, 1999, 384 с.

12. Балденко Д.Ф., Балденко Ф.Д., Шмидт А.П. "Винтовые забойные двигатели: новые конструкции и способы управления"// Нефтяное хозяйство. -.1997 №1.

13. Балденко Д.Ф., Бобров М.Г., Коротаев Ю.А. Отечественные винтовые забойные двигатели: вчера, сегодня, завтра. М., Бурение, 2001, №3 с. 12-16.

14. Балденко Д.Ф., Зорин В.Н. Исследование вопроса влияния зазора и натяга в рабочих органах одновинтового насоса на его характеристику. Машины и нефтяное оборудование, 1986, № 8, с. 16-20.

15. Балденко Д.Ф., Медведева Л.П. "Контактное давление в рабочих органах одновинтовых гидравлической машины". // Химическое и нефтяное машиностроение. 1976 - №2.

16. Балденко Д.Ф., Потапов Ю.Ф., Чернова Т.Н. "Секционные винтовые забойные двигатели". М. изд. ВНИИОЭНГ, 1989.

17. Балденко Ф. Д. " Особенности действии силовых факторов в рабочих органах винтового забойного двигателя". НТИС Строительство нефтяных и газовых скважин на суше и на море. - 1992. - №6 - 7.

18. Балденко Ф. Д. "Одновинтовые насосы и гидродвигатели". М. изд. ЦИНТР1ХИМНЕФТЕМАШ, 1987.

19. Балденко Ф. Д. "Трение в рабочих органах винтового забойного двигателя". // ЭИ. Сер. Бурение 1988. -№3.

20. Балденко Ф. Д. Касьянов В.М. "К выбору оптимальной формы рабочих органов одновинтовых гидромашин". // НТЖ. Строительство нефтяных и газовых скважин на суше и на море. 1997. - №3 - 4.

21. Балденко Ф. Д. Касьянов В.М. "К расчету характеристик одновинтовых гидромашин". // НТЖ. Строительство нефтяных и газовых скважин на суше и на море. 1999. - №1 - 2.

22. Бартенев Г. М., Зуев Ю.С. "Прочность и разрушение высокоэластических материалов". М. "Химия" 1964г. 388с.

23. Бартенев Г.М., Галил Оглы Ф.А., ДАН СССР, 100, 477. 1995г.

24. Бобров Б.С., Виноградов О.С. "Деформативность термопластичных материалов при малоцикловом нагружении". Механика полимеров, 1976, №2.

25. Бобров М.Г. Результаты внедрения новых винтовых забойных двигателей Пермского филиала ВНИИБТ. М., Вестник ассоциации буровых подрядчиков, 2000, №1, с. 36 - 40.

26. Бобров М.Г., Кочнев A.M. "Результаты исследования энергетической характеристики винтового забойного двигателя Д1-195". ". Нефтяное хозяйство. 1988. - №6.

27. Бобров М.Г., Муратова М.Г. "О влиянии длинны рабочих органов на энергетическую характеристику винтового забойного двигателя".// Тр. ин-та ВНИИБТ, 1989. Вып. 68.

28. Бобров М.Г., Верещагин А.Н., Кочнев A.M. "Определение напряжений в зубьях статора винтового забойного двигателя" // тез. докл. семинара РДЭНТП "Моделирование при исследовании строительных конструкций". Киев, 1976г.

29. Браутман JI. "Разрушение и усталость" тт. 1,2. М. "Мир" 1978г.

30. Бугаков И.И. "Ползучесть полимерных материалов", М., "Наука", 1973.33'. Воронцова Г.В!, Коновалов А.Д., Коротаев Ю.А., Осипчук В.Н. "Изготовление роторов винтовых забойных двигателей". // Химическое и нефтяное машиностроение. 1981 - №3.

31. Галахов М.А., Гусятников П.Б., Новиков А.П. "Математические модели контактной гидродинамики" М. "Наука" 1985г. 296с.

32. Гольденблат И.И. "Нелинейные проблемы теории упругости". М. "Наука". 1969г. 336с.

33. ГОСТ 10952-75 "Резина. Методы определения усталостной выносливости при знакопеременном изгибе с вращением" Государственный комитет стандартов совета министров СССР. Москва, 1979г., 8 с.

34. ГОСТ 11053-75 "Резина. Метод определения условно-равновесного модуля." Государственный комитет стандартов совета министров СССР. Москва, 1976г. 7 с.

35. ГОСТ 23326-78 "Резина. Методы динамических испытаний. Общие требования." Государственный комитет по стандартам. Москва, 1979г. 13 с.

36. ГОСТ 269-66 (СТ СЭВ 983-89) "Резина. Общие требования к проведению физико-механических испытаний" Издательство стандартов. Москва, 1993. 13 с.

37. ГОСТ 270-75 (СТ СЭВ 2594-80) "Резина. Метод определения упругопрочностных свойств при растяжении." Издательство стандартов. Москва, 1997г. 17 с.

38. ГОСТ 28588.1-90, ГОСТ 28588.2-90 (ИСО 4661/1-86, ИСО 4661/2-86) "Резина. Подготовка проб и образцов для испытаний"

39. Государственный комитет по управлению качеством продукции и стандартам. Москва, 1990г. 16 с.

40. Гусман М.Т., Балденко Д.Ф. "Забойный гидравлический двигатель". А.с. 443156 СССР, с приоритетом 10.05.1973.

41. Гусман М.Т., Балденко Д.Ф., "Винтовые забойные двигатели" -М. изд. ВНИИОЭНГ, 1972.

42. Гусман М.Т., Балденко Д.Ф., Кочнев A.M., Никомаров С.С. "Забойные двигатели для бурения скважин" М. Недра 1981. 300 с.

43. Джонсон К. "Механика контактного взаимодействия" М. "Мир" 1989г. 510с.

44. Долгов А.В., Малинин H.JI. "О ползучести полимеров в стеклообразном состоянии". ПМТФ, 1964, №5.

45. Заявка на патент. Винтовой забойный двигатель. № 4836606/03(066301) / Кириевский Ю.А., Мирякин В.Н., Деркач Н.Д., Коротаев Ю.А. Положит. Решение от 31.07.91.

46. Зотин В.Н. "Исследование полей напряжений в моделях винтового забойного двигателя методом фотоупругости'1. // Применение методов лазерной интерферометрии для повышения качества изделий: Тез. докл. семинара. Миасс; 1983. - С. 44-45.

47. Зотин В.Н. "К оценке напряжений в обкладке статора винтового забойного двигателя". Тез. докл. IX научно технической конференции молодых ученых и специалистов. - Пермь; 1983. - С. 72.

48. Зотин В.Н. "Экспериментальное исследование напряженного состояния эластомерного тела при контактном взаимодействии с жестким телом". // Напряжения и деформации в конструкциях и материалах. -Свердловск: УНЦАНСССР, 1985.-С. 130- 135.

49. Зотин В.Н. "Экспериментальное решение контактной задачи на резиноподобных моделях сложной геометрии" Интерференционнооптические методы механики деформируемого твердого тела и механики горных пород: Тез. докл. семинара. — Новосибирск; 1985. — С. 55.

50. Зотин В.Н, Аболин Н.И. "Напряженное состояние резиновой обкладки статора винтового забойного двигателя" Тез. докл. симпозиума — Днепропетровск; 1983. — с. 26 27.

51. Зотин В.Н., Кочнев A.M. "Исследование напряженного .состояния обкладки статора винтового забойного двигателя" // Химическое и нефтяное машиностроение. 1986 - №5 с.20-21.

52. Коллинз Дж. "Повреждение материалов в конструкциях. Анализ. Предсказание. Предотвращение" М. "Мир" 1984г. 624с.

53. Коротаев Ю.А., Бобров М.Г. "Влияние увеличения длинны рабочих органов на энергетические характеристики и долговечность винтовых забойных двигателей". Вестник ассоциации буровых подрядчиков. М.: 2001. №2. С.35 -37.

54. Коротаев Ю.А., Бобров М.Г,, Коротких Н.И. "Исследование усталостной выносливости резиновой смеси ИРП-1226, используемой в производстве статоров винтовых забойных двигателей" // Нефтегазэкспо СНГ: тез. докл. III международной конф. СПб, 2000г. с. 71 73.

55. Коротаев Ю.А., Цепков А.В. Обзор методов профилирования многозаходного винтового героторного механизма. Сб. НТИ, ВНИИОНТ, М., 1992, серб, вып. 6.

56. Коротких Н.И., Коротаев Ю.А., Хохлов В.В. "Повышение надежности резино металлических статоров винтовых забойныхдвигателей" 11 Вестник ассоциации буровых подрядчиков. -М., 2001, №2 с. 35-37.

57. Кочнев A.M., Вшивков А.Н., Голдобин В.Б., Коротаев Ю.А. Патент СССР №1529809. рабочий орган винтового забойного двигателя для бурения скважин. // Заявл. 13.07.1987.

58. Кочнев A.M., Голдобин В.Б. "Новое направление в создании винтовых забойных двигателей". // Тр. ин-та ВНИИБТ, 1989. Вып. 68.

59. Мошин Б.С. "Исследование циклической выносливости резины ИРП 1226" // Машины и нефтяное оборудование. 1982. - №6 - С. 20-22.

60. Оден Дж. "Конечные элементы в нелинейной механике сплошных сред". М. "Мир". 1976г. 464с.

61. Окопный Ю.А., Радин В.П., Чирков В.П. "Механика материалов и конструкций". М. "Машиностроение". 2001г. 408с.

62. Осипов Д. А. " Экспериментальное определение физико-механических свойств резины ИРП 1226". Пермь, ПГТУ 2002, 297 с. 30-36.

63. Осипов Д. А. "Численное моделирование гидромеханических процессов в системе "Ротор-статор" винтового забойного двигателя". Аэрокосмическая техника и высокие технологии 2002. Пермь, ПГТУ, с.202.

64. Осипов Д. А., Чекалкин А.А. " Гидромеханическое поведение винтового забойного двигателя ". Перм.гос.техн. ун-т.-Пермь, 2004.-180 е.: -78 ил. Библиогр.120 назв.- Рус,- Деп.в ВИНИТИ 05.01.2004 №12-В2004.

65. Патент 1193923. Пресс-форма для изготовления резинометаллических изделий. / Цепков А.В., Коротаев Ю.А., Воронцова Г.В., Заявл. 30.08.84.

66. Патент 1529809. Рабочий орган винтового забойного двигателя для бурения скважин. / Кочнев A.M., Вшивков А.Н., Голдобин В.Б., Коротаев Ю.А., Заявл. 13.07.87.

67. Патент 1595105. Героторный механизм винтового забойного двигателя. / Коротаев Ю.А., Цепков А.В., Кочнев A.M., Балденко Д.Ф., Заявл. 08.04.87, опубл. БИ- 1993, № 10,.

68. Патент РФ 2150566. Способ оптимизации геометрических параметров, профиля рабочих органов одновинтовой машины. /.Балденко Д.Ф., Балденко Ф.Д., Коротаев Ю.А., Заявл. 24.09.98.

69. Патент РФ 216 6603. Героторный механизм винтовой забойной гидромашины (варианты). / Кочнев A.M., Коротаев Ю.А., Цепков А.В., Суслов В.Д., Бобров М.Г., Заявл. 10.07.00. опубл. в БИ- 2001.- №12.

70. Патент РФ 2162926. Героторный механизм. / Балденко Д.Ф., Балденко Ф.Д. Коротаев., Ю.А. и др., Заявл. 26.01.00. опубл. БИ- 2001, №4.

71. Патент РФ 2165531. Героторный механизм винтового забойного двигателя. / Кочнев A.M., Коротаев Ю.А., Бобров М.Г. и др., Заявл. 06.12.00. опубл. БИ- 2001, №11.

72. Патент РФ 2179233. Винтовой двигатель для очистки внутренней поверхности обсадных труб. / Кочнев A.M., Коротаев Ю.А., Бобров М.Г., Курочкин Б.М., Заявл. 15.03.00. опубл. в БИ- 2002. -№4.

73. Патент РФ 21854488. винтовой забойный двигатель. / Коротаев Ю.А., Щелконогов Г.А., Бобров М.Г., Николаев В. Ю., Трапезников С.Г., Заявл. 27.03.01. опубл. в БИ,- 2002, -№20.

74. Пинегин С.В. "Контактная прочность и сопротивление качению" М., "Машиностроение", 1969г. 243с.

75. Послевулканизационная объемная усадка резин. Тематический обзор. М. ЦНИИТЭнефтехим, 1979г. 68 с.

76. Работнов Ю.Н. "Механика деформируемого твердого тела". М. "Наука", 1988г. 712с.

77. Резина. Методы испытаний. Государственные стандарты. М., Изд-во стандартов, 1968. 328 с.

78. Резниковский М. М., Лукомская А. И. Механические испытания каучука и резины. Изд. 2-е. М., "Химия", 1968. 499 с.

79. Суворова Ю.В. "Нелинейные эффекты при деформировании наследственных сред". Механика полимеров., 1977. №6.

80. Суворова Ю.В. "Тепловыделение при циклическом деформировании наследственных сред". МТТ, 1979, №1.

81. Суворова Ю.В. "Учет температуры в наследственной теории упругости пластических сред". Проблемы прочности., 1977. №2.

82. Суворова Ю.В., Финогенов Г.П. и др. "Методика обработки кривых деформирования и ползучести органоволокнитов". -Машиноведение, 1978, №6.

83. Тимошенко С.П., Гудьер Дж "Теория упругости" М. "Наука" 1979г. 560с.

84. Физические свойства эластомеров. Под ред. А. И. Марей. Л., "Химия", 1975. 136 с.

85. Цепков А.В. Коротаев Ю.А. "Новое зацепление в рабочих органах винтового забойного двигателя". // НТЖ. Строительство нефтяных и газовых скважин на суше и на море. 1997. - №3 - 4.

86. Цепков А.В., Коротаев Ю.А. "Новое зацепление в гидравлических винтовых двигателях и насосах" // НТЖ. Строительство нефтяных и газовых скважин на суше и на море. 1997. - №2.

87. Цепков А.В., Кочнев A.M. "Профилирование инструмента для изготовления внецентроидного циклоидального зацепления" // Станки и инструмент. — 1972. №2.

88. Яруллин А.В., Федоров Н.А., "Применение винтовых двигателей с многошаговыми рабочими органами при строительствескважин "ТПП КОГАЛЫМНЕФТЕГАЗ" ООО "ЛУКОЙЛ ЗАПАДНАЯ СИБИРЬ"" Бурение и нефть 3/2003, с. 42-43.

89. Cholet Н "Progressing cavity pumps". Editions Technip, Paris1997.

90. Clark W. Well drilling apparatus and method. Pat. USA 2.898.087.

91. Clark W., Goldstein A.S. Well drilling apparatus. Pat.USA 3.112.801; 05.03.59.

92. Composite Catalog of Oilfield Equipment and Services. 43rd edition, 1998- 1999 years.

93. Delpassand M. S " Stator life of a positive displacement clown hole drilling motor".- Trans. ASME. J. Energy Resour. Technol.- 1999, т. 121, N 2, С. 110-116.

94. Delpassand M. S, Majid, 1995, "Mud Motor Stator Temperature Analysis Technique", ASME Drilling Technology, Book No H00920.

95. Drilex. Motor operation handbook. 4th edition, 1998- 1999 years.

96. Dyna Drill hand book. First edition. "Dyna-Drill" Company, 1970.

97. Eastman Christensen. "Innovative horizontal drilling technology".

98. Eastman Teleco. Navi Drill downhole motors. 5th edition, 1992.

99. Garrison P. Dyna-Drill: a proven concept takes in a full line of tools. "Drilling ", 1971,32, 7.

100. Giannakopoulos, "The Return Mapping Method for the Integration of Friction Constutive Laws", Computer an Structures , Vol. 32. 1989.

101. Halliburton. Dyna Drill handbook. 8th edition, 1993.

102. HillM.F. Gear tooth curve. Pat. USA 2.091.317; 31.08.37.

103. Hill M.F. Tooth curve for rotors and gears. Pat. USA 2.031.888; 25.02/36.

104. Hill M.F., Hill F.A. Internal gear tooth. Pat. USA 2.266.336; 19.01.54.

105. Hudson ML, Gerber W. "Well drilling system". US Patent №2250912. Field 29.07.1941.

106. Kreuger V. "Extended length downhole mud motor designed for more power." Oil and gas journal, 1996, Mar. 25.

107. McCabe "New downhole motor develops high torque for increased penetration rates". Ocean Industry, 1982, June.

108. Moineau R J.L. Gear mechanism. Pat. USA 1.892.217; 27.04.31.

109. Moineau R.J.L. Improvements in rotative pumps compressors and motors. Pat. Great Britain, 436.843; 01.05.35.

110. Mooney, M., "A Theory of Large Elastic Deformation", Journal of Applied Physics, vol.6, pp. 582-592 (1940).

111. Noreyko N. Gear element. Pat. USA 2.421.463; 01.06.44.

112. Osipov D.A., Chekalkin A.A. " Static and dynamic properties determination for hyperelastic material". Mechanics of composite materials, Рига, 2004г.

113. Parisch, H. "A Consistent of Tangent Stiffness Matrix for Three Dimensional Non-Linear Contact Analysis", International Journal for Numerical Methods in Engineering, Vol. 28. pp 1803-1812. 1989.

114. Pigott R.J.S. Gearing. Pat. USA 2.222.515; 19.11.40.

115. Rivlin, R.S., "Forty Years of Nonlinear Continuum Mechanics", Proceedings of the IX international Congress of reology, Mexico, pp. 1-29 (1984)

116. Schlumberger. Anadrill steerable motor. Handbook 1993.

117. Simo, J.C. and Laursen, T.A. "An Augmented Lagrangian Treatment of Contact problems Involving Friction", Computers ans Structures, Vol. 42, pp 97-116. 1992.

118. Sperry Sun drilling services. Sperry drill technical information handbook, 1993.

119. Taylor A., Payne S. Helical gear pumps. Pat. USA 3. 168.049; 21.09.62.

120. Tiraspolsky W. "Hydraulic downhole drilling motors". Editions Technip, Paris 1985.

121. Trudrill. Down Motor Technology Motor Handbook. 3rd edition,1997.

122. Vadetsky Yu.V., Gusman M.T., Forrest J. Botton hole screw motors for oil and gas drilling. Special paper. // Труды одиннадцатого мирового нефтяного конгресса. — Лондон. 1983. - с. 415-425.

123. Weber, G.G., Lush, A.M., Zavaliangos, A., and Anand, L., "An Objective Time-Integration Procedure for Isotropic Rate-Independent Elastic-Plastic Constitutive Equations", International Journal of Plasticity, Vol. 6, pp. 701-749(1990).

124. Wriggers, Vu Van and Stain "Finite Element Formulation of large Deformation Impact-Compact Problems With Friction", Computers ans Structures, Vol. 37, pp 319-331. 1990.

125. Zhongcheng. Machinery Manufacture Co., LTD., 1998.