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(1．中国石油集团 川庆钻探工程有限公司，成都 610051；2.四川宝石机械专用车有限公司，四川 广汉 618300； 3．西南石油大学 机电工程学院，成都 610500)①

钻井固控系统中，受1号泥浆罐尺寸的限制，增大单层钻井液振动筛的筛分面积，以满足钻井工艺对振动筛处理能力的需求几乎是不可能的。国内外多个固控设备制造企业开发了双层或三层振动筛来适应这一需求。渤海石油装备有限公司制造的S610型双层振动筛[1]，筛网总面积6.1 m2，钻井液可实现串联或并联2种方式进入筛面，两个长激振电机激振，振动筛可实现变椭圆和均衡椭圆2种轨迹振动。正道能源、艾普公司的双层振动筛筛网总面积5.46 m2，上层粗目网，下层细目网，两短激振电机激振，直线振动轨迹，钻井液串联进料。中石集团双层直线振动筛采用上层粗目小筛面(1.71 m2)，下层细目大筛面(2.34 m2)的筛网布置结构，两长激振电机激振，直线振动轨迹。国外SWACO公司的MD-2型双层振动筛采用了上层小筛面(1.56 m2)，下层大筛面(3.12 m2)的筛网布置结构，两长激振电机激振，变椭圆和均衡椭圆双振动轨迹；其MD-3型三层振动筛[2-3]采用三层相同面积的筛网，总筛网面积可达6.98 m2，上层粗目，下两层细目，两长激振电机激振，变椭圆和均衡椭圆双振动轨迹。Derrick 公司的FLC 423TM/424TM型双层振动筛采用了双层相同面积的筛网，423型长度方向布置3张筛网，总筛网面积4.54 m2；424型长度方向布置4张筛网，总筛网面积6.05 m2，其Dual Pool 600 SERIES型振动筛[4]采用了上层粗目小面积筛网、下层细目大面积(2.52或3.36 m2)筛网的布置结构，下层筛网应用了Derrick独特的侧向压缩张紧原理，筛网在筛床上张紧后呈下凹结构；采用Derrick传统的长激振电机激振，直线轨迹。Brandt公司的VSMTMMulti-Sizer Separator型振动筛[5]采用三层筛网，上层小面积(1.91 m2)粗目筛网，中间和下层为主筛分网，面积4.88 m2，采用Brandt公司专用长激振器，平动椭圆或变椭圆轨迹。振动筛采用了双层或三层筛网后，筛箱参振质量增大很多，对激振电机的激振力提出了更高的要求。直接采用3台或更多个激振电机自同步激振，表面上总激振力增加了，但由于振动系统的机电耦合，同向回转的激振电机往往是反相(相位角相差180°)自同步[6-7]，不仅不能增大激振力，反而使总激振力不及2台激振电机。本文采用了一种多个激振电机基于同轴弹性耦合的激振方法[8]，在增大振动筛所需的激振力的同时，利用振动系统的自同步特性，使振动筛在运行过程中的功耗几乎不增加，取得了很好的效果。

1 弹性耦合的四激振电机双层直线振动筛工作原理[8]

同轴弹性耦合的四短激振电机直线振动筛筛箱如图1所示，电机座与筛面之间成45～50°夹角，采用4个相同的激振电机，同一轴线的2个激振电机采用弹性耦合装置，将二者相邻的偏心块连接起来，并沿筛箱宽度方向的质心位置对称安装，弹性耦合连接的2个激振电机同向同时启动，启动时不同步产生的冲击被弹性耦合装置吸收，随着电机的运转，弹性耦合装置吸收的冲击能量逐渐释放，耦合连接的2个激振电机逐渐实现零相位同步。振动筛稳定运转后，将耦合连接的2台激振电机的1台断电，在振动自同步原理作用下，被断电的激振电机与耦合的通电激振电机零相位等速同向回转。耦合连接的2台激振电机与另外耦合的2台激振电机转向相反，从而使振动筛实现直线振动。

该振动筛上、下层筛网采用相同的目数，钻井液并联进料，设置了上下层均匀进料装置，可有效协调上下层筛网的处理能力，总筛分面积达6.2 m2，4台激振电机可使该振动筛振幅达到最佳，稳定运转过程中只有2台电机通电，振动筛能耗与双激振电机振动筛几乎相同，4台激振电机总成本仅为相同总激振力的2台长激振电机总成本的60%。

图1 弹性耦合四激振电机双层振动筛筛箱

2 双层振动筛强度分析

振动筛的强度分析采用动态静力分析法，以达郎贝尔原理为理论基础，将惯性力和惯性力矩计入静力平衡方程，根据平衡静载荷或者动态载荷，需在原动构件上施加力(力矩)和惯性力(力矩)，来求解出构件的应力分布。本文将双层振动筛1个工作周期分为24个工况，计算了振动筛在24个工况下的Von Mises应力，各工况下筛箱上的最大应力值如表1所示。从计算结果可以看出，振动筛的筛箱材料选用Q235A是可以满足强度要求的。

表1 各工况最大应力值 MPa

3 双层振动筛模态分析

通过对筛箱的固有频率和振型等进行分析，可在设计时使振动筛的工作频率远离筛箱的固有频率，避免发生共振。表2为双层直线筛前12阶固有频率及振型，其中，前6阶为筛箱的刚体模态，7阶以后是弹性模态。图2为7～12弹性模态的振型图，由图2可以看出，该振动筛激振频率为24.6 Hz时，不会造成筛箱产生局部共振。

表2 振动筛固有频率

图2 7～12阶振型

4 双层振动筛动力学仿真分析

4.1 刚体动力学分析

动力学仿真分析，可以避免人工求解系统复杂的动力学方程，并得到振动筛的动态响应，从而大幅缩短新产品的开发周期。对振动筛的刚体动力学仿真，可以以较小的计算工作量，快速分析振动筛的振幅、振动倾角、振动轨迹的均衡性等是否能达到预期要求。本文利用Recurdyn软件建立了双层直线筛刚体动力学仿真模型。偏心块通过驱动副驱动，使用Step函数来模拟电机的驱动函数，实现电机偏心块绕着电机的中心旋转。电机与电机座之间、筛网与筛箱之间、电机座与筛箱之间均通过固定副连接。筛箱各测点布置如图1所示。图3为同轴耦合激振电机相位差为0°时筛箱同侧的1～4测点的运动轨迹；图4为同轴耦合激振电机的相位差为20°时筛箱同侧5～8测点的运动轨迹。从分析结果可以看出，同轴耦合的激振电机相位差角为0°时，筛箱振动轨迹均匀性都很好，随着同轴耦合的激振电机相位差角的增大，振动筛的振幅逐渐下降，两侧和前后振动轨迹均匀性逐渐变得不一致，但即使同轴耦合的激振电机相位差角达到20°时，振动筛双振幅仅下降了0.13 mm，振动轨迹均匀性也远远低于SY/T 5612—2007规定的上限[9]，完全符合该标准的要求。

图3 相位差角为0°时1～4测点运动轨迹

图4 相位差角为20°时5～8测点运动轨迹

4.2 弹性动力学分析

振动筛的弹性动力学分析，可以对所设计的振动筛的关键零部件的动态应力及分布作出预测，为其关键零部件的疲劳分析提供依据。本文将振动筛除了电机、筛网外的所有部分考虑为柔性体，进行刚柔耦合[10]动力学分析。电机和筛网通过刚性单元与筛箱连接，刚柔耦合性模型及节点测点的位置如图5所示，系统参数与上述的刚体动力学模型参数一致。本文仅给出同轴耦合的2激振电机相位差为0o时部分时刻筛箱动应力的Von Mises云图(如图6)。分析结果表明，振动轨迹的均匀性无大的变化，振动筛的动应力最大值远低于材料的屈服极限。

图5 弹性动力学刚柔耦合分析模型

a 第0.42 s

b 第1.25 s

c 第2.08 s

图6 振动筛不同时刻应力云图

5 样机试验

5.1 室内动态测试

按照SY/T 5612—2007，对样机的振动参数进行了室内测试，如图7所示。测试仪器采用INV3060A型信号采集仪、INV9822型加速度传感器。为了简化数据分析过程，采用100 Hz低通滤波。测点1的水平和垂直加速度曲线如图8所示，同轴的2个激振电机很好地实现了相位差为接近0°的同步，样机的振动参数稳定、均衡，达到了设计要求。

图7 样机动态测试

a 水平加速度

b 垂直加速度

5.2 现场试验

样机在四川安岳县高石001-H33井进行工业性试验，如图9所示。一开井深0～500 m，钻头直径ø444.5 mm；采用聚合物钻井液，密度1.05～1.1 g/cm3，黏度35～50 s；钻井泵排量55～60 L/s；3台双层筛安装160目筛网，可以处理全部钻井液。二开井深500～3 020 m，钻头直径ø311.2 mm；采用氯化钾聚合物钻井液和聚磺钻井液，密度1.05～1.75 g/cm3，黏度35～70 s；钻井泵排量45～50 L/s；

3台双层筛安装200目筛网，可以处理全部钻井液。三开井深3 020～5 158 m，钻头直径ø215.9 mm；采用聚磺钻井液，密度2.02～2.25 g/cm3，黏度50～95 s；钻井泵排量25～30 L/s；3台双层筛安装200目筛网，开二备一，可以处理全部钻井液。四开井深5 158～6 008 m，钻头直径ø149.2 mm；采用聚磺钻井液，密度1.08～1.3 g/cm3，黏度40～55 s；钻井泵排量10～12 L/s；3台双层筛安装200目筛网，开一备二，可以处理全部钻井液。1台大排量离心机全井段间隙工作，用于清除直径小于74 μm的固相颗粒，能很好地控制钻井液的密度、黏度和坂土含量，钻井液含砂量小于0.3%，满足钻井工艺对钻井液含砂量的要求。

6 结论

1) 研制的四激振电机双层直线振动筛，同轴两激振电机采用弹性耦合连接，启动时二者同时通电，充分利用电机的启动转矩使振动筛正常启动，稳定运转后，只对二者中1台通电，既实现了双层振动筛所要的大激振力，又使振动筛的能耗几乎不增加，具有重要的理论价值和工程意义。

2) 理论分析和试验研究表明，该振动筛的动态特性参数符合SY 5612—2007标准，使用筛网目数200目时，单台振动筛的处理量可达现有单层振动筛的2倍以上，实现了钻井过程中不用除砂器、除泥器。降低了固控系统能耗，保证了钻井效率，为实现钻井液二级固控技术提供了重要保证。