1830_圓形振動篩的設計,圓形,振動篩,設計 諧振試驗中石油鉆桿的全尺寸疲勞測試文摘：文中提出了兩種在比薩大學設計的用于石油鉆探方面在鉆井平臺上執(zhí)行充分規(guī)模鉆桿連接的彎曲疲勞試驗的測試，兩種測試的兩種連接類型需要不同的配置試驗臺。在這兩種情況下，利用試樣共振，以減少結構上的荷載和測試時間。 這使得在實驗儀器和測試上降低成本的同時，能有有效的疲勞試驗結果報告和討論。2007 年愛思唯爾有限公司保留所有權利。關鍵詞：鉆桿連接 全尺寸測試 試驗臺的設計 諧振試驗機 微動疲勞1.介紹為了達到產量要求在進行石油勘探時通常 采用長的空心鉆桿[4]，在疲勞損傷方面鉆柱問題是一個眾所周知的石油鉆井技術的問題，占故障的 50%以上[5] ，鉆探座方面的故障的恢復是一個非常昂貴和費時的恢復過程。根據鉆具的工作條件描述的文獻[6]，可知當鉆柱旋轉內偏離井經驗旋轉彎曲時，會導致疲勞損傷，尤其是在連接鉆具處的薄弱環(huán)節(jié)處。設備處理不當，過度旋轉速度或負荷以及疲勞通常導致失敗并加劇腐蝕環(huán)境。各種損傷條件下的耦合大大降低了鉆柱的疲勞壽命。全尺寸的疲勞試驗對鉆探承包商來講是一個戰(zhàn)略挑戰(zhàn)。在最近，測試鉆具連接的設備已提出。[7] Miscow 等人 提出了試驗臺基于四點彎曲計劃。其標本旋轉范圍在 5-15赫茲頻率之間且具有常數拉伸軸向載荷，也可以疊加。為了產生高要求的軸向負荷，測試結構負載過重和一個龐大的框架是必要的。類似的四點彎曲試驗設備已聘用 grondin 等人進行試驗。[8]他們以約 7 Hz 的測試頻率進行。他們還開發(fā)了一個有趣的解決方案，既將產生的軸向加載用人壓縮棒插入內中空鉆探下測試。這個解決方案所需的軸向載荷，可以自行產生，無需任何外部框架。此外，測試在腐蝕性環(huán)境中（NaCl 溶液）可以在低頻率（約 1-5 赫茲，接近在鉆井過程中的實際頻率）下進行。這些測試可認為是實驗條件的代表結合的疲勞行為的平均應力而且這是特別有效的腐蝕性環(huán)境低轉速。然而，這種試驗非常費時，假設去進行 10·106 的循環(huán)試驗，如果是進行單試樣試驗，四個月份的時間是必要的。那么這一種考驗，體現了一個系統(tǒng)的評估不具有抗疲勞特性，特別是當統(tǒng)計評估時尤其如此。史密斯[9]等人聘請了人員進行四點彎曲鉆機和旋轉懸臂梁鉆機測試創(chuàng)新的鈦鉆管道的設計。命名法NC 26 根據 API 標準的連接類型[1,2] ID 內徑NC 50 根據 API 標準的連接類型[1,2] OD 外徑ADP-STJ 根據 ISO 標準的連接類型[3] J 部分的慣性面積矩 147?13 Wb 段的彎曲模量F1 偏心旋轉體的慣性力彎曲手臂 1 L 試樣長度F2 偏心旋轉體的慣性力彎曲手臂 2 E 楊氏模量Me 偏心旋轉質量 Ai 振動光束形狀系數（I =1,2,3,4）Re 旋轉體的偏心距 u(x, t)振動梁位移函數位置 x 和時間 td 手臂彎曲點到旋轉體之間的位移 m 振梁的質量de 旋轉體之間相對位移 mf 被放置在振動梁兩端的固定體f 偏心旋轉體的旋轉頻率 ?????????????m_e??振動梁端轉動質量???w 偏心旋轉體的轉速 R_e 質量偏心旋轉fn 標本自然頻率動態(tài)系統(tǒng)的自然頻率 d_e 旋轉體的相對位移Wn 試樣自然頻率的旋轉速度 試樣的密度 自然頻率的旋轉頻率超過比 高頻振動梁的“長度”? ?Da 動態(tài)放大倍數 A 橫截面面積的標本兩旋轉體之間的相位角 a1 一次諧波幅值的應變計信號?Kb 試樣的抗彎剛度 a2 二次諧波振幅應變計信號Ma 彎曲手臂的質量 R 負荷率La 彎曲手臂的長度 疲勞失效下的彎曲應力n?IQ 彎曲手臂的慣性質量矩 Mb 彎曲時的疲勞失效B Basquin 模型方程的常數 b Basquin 模型方程指數標稱彎曲疲勞耐久極限 S-N 曲線的斜率en,?S-N 曲線的疲勞失效的斜率Veidt 等人， [10]采用類似受雇于由 Miscow 等人提出的四點彎曲試驗的設施。[7] 包括了一個非常強大的外部框架，能夠產生軸向拉載入中標本。目前關于在鉆柱連接方面的彎曲疲勞測試的不同鉆機實驗方案已經提出， 共振頻率附近的動態(tài)行為利用誘導高彎矩連接。通過旋轉體達到偏心共振條件。這一技術對于式樣和無液壓操動機構的測試格式也以被采用，其原因是基于負載慣性力。按此推理，則兩者的復雜性和結構性與到四點的試驗臺測試儀器的實力相比要低得多。此外，共振可設置由旋轉體正確選擇和滿刻度測試可以在頻率為 25-30 赫茲之間運行，從而達到10?106 疲勞循環(huán)實驗目的和為期四天的測試疲勞周期。這一擬議的試驗裝置的缺點是，具有平均軸向負荷不能適用（只有交替或旋轉彎曲，即循環(huán)負荷比 R =1）的壓力。反之沉重的試驗臺架是能夠發(fā)揮高抗拉強度的軸向負荷（提出文獻[10,7]）。此外，還導致高的選擇頻率測試（速度比工作條件）減少的可能性，而測試環(huán)境對疲勞的功效依然有效。然而，關于基本疲勞之間有趣的對比可以在較短的時間內以合理的成本得到不同的設計解決方案。2，連接類型測試以下是兩種類型的連接：1.高強度鋼板連接（以下命名簡稱為鋼連接），參考標準為文獻[1,2];2.輕量級的鋁合金與鋼管連接（以下命名簡稱為鋁鋼連接）參考標準為文獻[3]更為常見的鋼連接在油鉆井和廣泛的技術資料中均可以發(fā)現（文獻[6,11,12]中就有關于鋼鉆頭的旋轉體連接疲勞的報告）。以此相反，鋁鋼連接方面只是最近才由俄羅斯鉆井開發(fā)商承包發(fā)展，一直以來都沒有進行系統(tǒng)的研究。而實際上鋁合金鉆桿正在以潛在的優(yōu)勢在全球蔓延。在文獻[13]的討論基于高架力量過重率和低的剛性材料須進行淬火和回火。鋼連接是由兩個錐形螺紋雙方引腳和重視的手段管體盒摩擦焊接，如圖 1a.所示。典型的疲勞裂紋常常導致實驗故障，而通常銷釘或者是鉆體都是具核的螺紋最后嚙合扣，如圖 1b.所示。 圖 1，a 表示錐形螺紋連接引腳和箱形鋼鉆桿接頭之間管摩擦焊接b 表示銷或框兩側疲勞成核點圖 2，a 表示鋁和鋼螺紋的連接，（而不要求摩擦焊接） 工具接頭連接管體b 表示微動疲勞的研究，鋼的邊緣是此類型連接的的故障模式鋁鋼連接，針和工具接頭盒子的兩側設有錐形螺紋，鋼因為他們需要經常在工作時脫離，在鉆井作業(yè)這個設計中，連接鋁合金管體鋼鉆桿接頭的另外兩個螺紋連接，每邊一個。表 1連接測試試件的主要尺寸：連接 標準命名法 外直徑（mm） 內直徑（mm ） 試件長度（m）類型鋼連接 NC26 88.9 38.1 1.2鋼連接 NC50 168.8 71.4 1.2鋁鋼連接 ADJ147*13 147 107 3.7圖 2a 中這些連接組件在組裝生產階段，至始至終它們都不能脫開鉆桿。如圖 2a 所描述，鋼構件設有一個錐形底無內部屏蔽由于彎曲的管道鋁線程的線程抗疲勞。微動疲勞，以及在鋼的圓形邊緣之間的接觸組件及鋁合金管體，產生疲勞裂紋，如圖 2b 所示。試件的主要尺寸見表 1。值得注意的是，鋁鋼筋連接的總長度是高于鋼連接的，因為前者需要兩個額外的連接。對此，測試時須要兩個不同的測試平臺，并設計出全刻度的這兩個不同的連接的疲勞試驗類型。3. 試驗臺的設計3.1 鋼連接試驗臺如圖 3 所示，鋼連接試驗臺展示，共二對旋轉體的偏心距，在頂部有兩個彎曲的手臂，以及在試樣上的慣性力。在平面上的力和位移，最后交替（不旋轉）被作用到的彎曲試件上，如圖 4 所示。該系統(tǒng)可以轉移兩個旋轉體之間的相位角，至此引出相位角 γ。偏心體反旋轉在兩臂上產生兩縱向的力，如果試件被認為是剛性的，則可得出以下兩式： )cos(2)(1tRmtFe??（1）??而其中每兩個橫向組件的切削力跟每對旋轉體的旋轉力是平衡的。如果在 =0 的情況下 F1 和 F2 的力度相等，且試件在實驗時沒有被彎曲，由于試件?是支持由彈簧允許在平面上自由剛性移動的，那么相反，在處相位條件（ ）下，???試件的誘導彎矩最大。此外，該試驗臺的工作頻率這時接近（但低于）第一共振在該試件和動力系統(tǒng)兩個彎曲臂是慣性的機構。附近的共振頻率所產生的彎矩導致試件產生更大的 F1 和 F2。在以上基礎上作出合理的假設，則由簡單系統(tǒng)的動態(tài)模型可以得到以下結論：1，超出相位條件時， ；2，對于試件彎曲手臂是剛性的；3，相對于試件的慣性力而言彎曲力此時可以忽略；4，試樣彎曲撓度是普遍的;5，不存在減震效果。對于假設 1 而言半結構性可以基于對稱性來考慮。經過考慮，通過施加不同階段的角，可以不斷變化彎矩因素 。在條件為零（ ）的情況下有最大值? )2/sin(?0??（ ），假設 2 和 3 的動力系統(tǒng)作為試件臂有一個自由度作為慣性量。此外，忽略試??件質量可以被認為是彎矩沿試樣長度的統(tǒng)一。在這里建議模型描述圖 5，如圖。圖 5(a) 固有頻率的動態(tài)系統(tǒng)， （b）激發(fā)振動的系統(tǒng)，外加頻率)(2/??nf?共振條件：)(2/??nf?1/?n??以估計的固有頻率 模型參數，可以計算如下：)2/(?nf1）抗彎剛度： ，其中 E 為材料楊氏模量， 其中包LEJb/??)(644IDOJ???含彎曲中性軸慣性力矩和自由彎曲試樣長度 L;2）通過點軸的大規(guī)模的手臂慣性質量矩， ，假設質量均勻分布且超過231aQLmI其長度 ;aL3）自然頻率 QbnI/???讓我們考慮由一個具有周期性的力加載系統(tǒng)的轉速( )如圖 5b。在忽略任何阻尼的情況下位移 d 可以得到解決方程如下：（2）)cos(22 tmRLIeaQab ???? （3）)cos(22tLImRdaQbe????被定義為彎曲應力振幅 彎矩除以管道的彎曲模量得到頻率比 如下：n??/?（4）212????baenWR彎曲模量 。建議可由方程 4 定義一個動態(tài)的放大因素：)/(ODJb（5）21???a臂受到慣性力的沖擊產生偏心距導致力 F1，F2 放大。由條件忽略阻尼公式 4 表示彎曲應力增加無限時的旋轉體接頻率近自然頻率（ 1??）。在實踐中，有人指出，建議初試試驗臺。 而由公式 4 可知當 時可得出合理9.0??的預測。在共振頻率附近的的動態(tài)放大量在很大程度上取決于阻尼，尤其是在目前阻尼不定量的條件下更是如此。為了獲得一個可控的性能，單靠試驗臺操作子共振（更多的細節(jié)后面再闡述）方程 4 是不夠準確的。值得注意的是，以前是依靠假設和近似模型來解釋現象并確定設備的主要參數的。然而，這樣得出的數據對測試的準確性并沒有很大的影響。事實上，有效的動態(tài)彎曲應力不斷測量試件的應變，在測試過程中，設置點內保持不變而由一個封閉的預定范圍（即標準值的 5％）內通過閉環(huán)系統(tǒng)控制兩對旋轉體之間的旋轉偏心距。3.2 鋁鋼連接的試驗臺用于測試鋁鋼連接的鉆機設計不再像以前討論的試件那樣，其結構如圖 6。圖 6 （a）試驗臺的鋁鋼連接試件的圖片（b）測試連接的詳細信息連接的軸向延伸和減少抗彎剛度不再像在以往的測試計劃中那樣被采納。那么在這種情況下，試件的彈性和慣性特征動態(tài)系統(tǒng)依然被保存。以前，它被設置為運行在子共振的區(qū)域內。產生的外部負載通過旋轉體傳遞給位于一端的偏心體上。為了保持結構的對稱性在生產中心的最大彎曲載荷（位于連接處）處，兩個旋轉體被固定在試件的兩端。這種結構被認為是通過假設存在一個大的橫梁試件（總質量為 m 的均勻分布在它的長度為 L）而且在其兩端具有兩個作用點產生 ，如圖 7a 所示。通過旋轉偏心質量 等導出旋轉彎曲試樣圖（共振附近的高放大） ，如圖 7b圖 7（a）固有頻率的動態(tài)模型 (b) 大規(guī)模偏心旋轉 激起的動力系統(tǒng)*em該系統(tǒng)的動態(tài)性可以初步得出求解四階偏微分方程[14]：(6)24),(),(txuLmxtuEJ????其中， 表示試樣的橫向位移 x 和時間 t 的函數。該解決方案是(7))cos(]sinh)cosh()in([),(4 321tAxAxtu?????其中“時間”的頻率 和'長度'的頻率 相關的關系如下：(8) EJ??2其中 是自然頻率 的值，解特征方程，使空的行列式線性系統(tǒng)（未知系數?n?（i=1,2,3，4 ） ）施加邊界條件得到。一個統(tǒng)一的梁的振動（沒有旋轉 ）加上一個經典的結論[14]，給予以下特點公fm式： 01)cosh()(???L?考慮條件（E= 73 GPa，m=54.6kg，OD=147mm ， ID= 121mm 和 L =3.7m） ，首選自然頻率是 64.4Hz。在振動梁兩端的旋轉距可實得平方的特征方程如下：01)sinh()cos()sin((2)sin(2cos??? ??L LLAEJLmLmfff? ?????在特征方程中的 是外部旋轉體的參數，由先驗的解決方程式（9）和（10）不f/能得到解析形式。在圖 8 中通過公式（9）和（10）繪制頻率與 f 的曲線圖，而且圖中顯示了前兩個諧振頻率（此時認為 =30kg） 。fm圖 8 固有頻率 特征方程，對兩端的旋轉體報告說明旋轉距 對模型的影響nf fm首選自然頻率的旋轉體質量 的值得減少（其他自然頻率減少更大）尤為引人注fm目，因為試樣旋轉體質量 的值被放置在最后。在疲勞試驗時選擇設置自然頻率值 f fm獲得所需要試樣的長度。為了提高動態(tài)模型的準確性，進行有限元（FE）分析如圖 9 所示。通過引入試件的各種交叉的實際性能，特別是在中部地區(qū)位于連接處，此時首選自然頻率認為是 34.8 赫茲，不同價值顯示著不同形式的分析估計值 36.2 赫茲。在考慮所有模型之后，得出一模型，此時假設試件在此實驗空間是完全自由的，而且沒有外力（旋轉質量方案除外）存在。為了重現此邊界條件，試樣的簡支采用兩對橡膠輪。支持在兩個分別位于變形軸位移空點（即模態(tài)的節(jié)點），如圖 9。旋轉的偏心質量 是由一個恒速電機驅動。旋轉體被連接到標本通過幾個軸承從而可以忽略不計的扭?em矩應用到試件上，但在支持車輪處的摩擦足夠大的，以防止試件軸旋轉。當頻率在共振頻率附近時試樣的軸的最大位移可以強烈放大，以便測試運行以前的解決方案。圖 9 振動感應器試件的空位移點，以及模態(tài)時的節(jié)點沿管道的振動位移幅值，在兩端時最大，其范圍在 10-20 毫米之間，確切值取決于施加在試樣上的彎曲幅度。圖 9 顯示放大圖形的原因。為了能正確選擇試樣長度和旋轉體，在位于兩端的兩個關鍵部分允許獲得平等的彎矩（差異低于 1％） ，如鋼連接圖 10。沿試樣的彎矩分布通過有限元分析手段進行評估。圖 10 所示是一個典型的測試條件（ ， ， ） 。在兩個關鍵部分相同的彎曲應力也Hzf3.2?zfn75.34?93.0?nf?驗證通過應變計測量測試。作為解釋，三對旋轉體的應變力在實驗時沿著試樣重現分配彎矩。4，試驗監(jiān)測技術圖 11 說明在測試時控制彎曲幅度的可能性。測試頻率選擇在子共振條件下的工作頻率區(qū)域內。在測試控制彎曲應力幅度，以保持恒定。圖 11 共振條件感應擴增，彎曲應力、振幅可以通過頻率或大規(guī)模相控制圖 12 用于檢查試件變量的完整性：從第一個 到第二諧波振幅 之間的比例因子1?2?aD在試樣表面的應變計是為了測量縱向應變和推導有效的彎曲時刻。通過半橋配置的應變計進行彎曲應力測量，以消除溫度的影響[15]。對于鋼連接彎矩試驗臺，可以通過測量單一的旋轉體（彎矩應變計沿試樣均勻分布） 。保持彎矩閉環(huán)系統(tǒng)運行相常數之間的反旋轉體轉移。由于小的動態(tài)響應的疲勞裂紋是穩(wěn)定的，那么大期間的時間不會改變。當裂紋傳播通過試樣壁的厚度，自然標本頻率降低，然后由于工作條件接近彎矩的共振再增加。繼續(xù)測試，外部正在減少通過修改相角 之間兩個反向旋轉體，為整個測試時間。?此外，單方面接觸表面裂紋介紹了一種在動態(tài)的非線性裂縫時有足夠的系統(tǒng)，可檢測擴展?？焖俑道锶~變換（FFT）適用于應變計 signal.3 在第一部分疲勞壽命，當試樣沒有明顯損壞，當時的第一諧波 A1 的幅度。它被發(fā)現之間的振幅比第二和第一諧波 A2/A1 可以用來作為一個指標疲勞裂紋的存在，所示如圖 12。這個數量可以用來區(qū)分一個階段宏觀裂紋以下階段的核裂紋擴展。從圖。 12，可以看出，動力放大，可用于檢測通常存在的裂紋，但曲線的變化太平滑，被視為一個有效的指標。其中內部壓力是一個很好的指標，以及疲勞檢測快到達管壁厚度，但由于設置太苛刻，要求為每個測試都應用。很明顯的裂縫，即使是最小尺寸全球動態(tài)響應（通過檢測諧波振幅比）也都是相當大的，甚至大于壁厚（如內部壓力檢測下降） ，如圖 12。因此裂紋的重要部分增長（經過周期）可能是錯誤的審議“核”的生活。為了解決這個問題落后的傳播計算部分以預測周期要進行小核裂紋試驗（例如 1.0 毫米長，多比壁厚小） 。對于鋁鋼連接，其彎矩分布并不均勻，沿試樣正確測量其變應力，其應變計適用于三個不同的位置，沿管道：中間的鋼連接（SG1 的）和兩個鋁管道身體兩側（SG2 和 SG3） ，圖 10。應變計遠遠不夠（SG2 的關鍵部分） ，橫截面修改（SG3） ，以避免局部效應應力集中。推斷的名義彎曲強調的 FE 解決方案（圖 10 之一。 ）獲得模擬的實際工作頻率測試完整的幾何細節(jié)。此外，在這種情況下，一個單一的應變計也可以使用，但由于彎曲時刻變化沿試樣的冗余信號要優(yōu)先考慮。對于這個試驗臺，是通過控制彎矩改變電機的轉速，因此在試驗過程中可以修改工作頻率。試驗中疲勞裂紋的擴展，與在實踐中相比是微不足道的，在一個恒定的頻率下進行測試，試樣的疲勞壽命幾乎同時結束。這也帶來更多更好的事實，鋁管壁厚顯示著小于鋼連接和鋁的斷裂韌性較低。由于這些原因，最大的疲勞擴展鋁管需要產生可察覺的變化全尺寸動態(tài)性。因此，沒有全尺寸裂紋的跡象，這類型的測試，最后在進行高達幾百周期前會突然失敗。鋼連接的調速變頻應用是由于可見的疲勞引起時間延遲傳播的一部分。5，測試結果5.1 鋼連接測試圖 13 是測試結果的 S—N 曲線報告。公稱彎曲應力幅度（半滿量程） 是彎矩幅度n?Mb 除以在疲勞斷裂部分的彎曲模量 Wb。 的含義是單片元件，基于線程不考慮具有內n?部缺口的幾何圖形。如前所述，在測試過程中這些測試鉆機試件不允許具有任何的平均應力，進行測試時負載率 R=?—1。值得注意的是，如果與疲勞試驗的典型的分散相比較這些小分散的獲得具有一定的價值。根據核壽命研究所得出的閾值比 ，在上一節(jié)12/?中已討論。在重對數圖紙方面線型最小二乘法被用來計算回歸性。而 S—N 曲線根據不同的模型方程有不同的含義： ， 是轉角而 B 是一個合適的常量。bfnBN??b/1??圖 13 鋼連接 S-N 曲線 視疲勞壽命>107 次用完（a）Nc26 試件（b）NC50 試件圖 14 （a）NC26 型腳疲勞斷裂表面 （b）NC50 型腳疲勞斷裂表面 （c）NC50 型框疲勞斷裂表面斜坡圖 14a 和 b 分別為試件的兩種類型， （核） ， （最終失敗時） 。疲勞極n?f限 ，e 也被考慮其中（耐力極限周期為 ） 。n?710所有類型的疲勞斷裂表面，實驗獲得與鋼的連接，如圖 14。破解圖 14 在斷裂面清晰度方面顯得想當好。因此，畫定性白線，以提高解釋力度。而且，它可以檢測核點和最終裂紋前端。鋼的韌性是如此之高，由于疲勞裂紋的大小一些測試最終失敗了，如半管道直徑的邊緣。造成疲勞裂紋的壁厚在兩個方面，有徑向方向，如圖 14a 和 b。一些測試表明：2 核在兩個最大的彎曲應力位置處，如圖 14C。5.2 鋁鋼連接鋁鋼連接測試結果報告為 S—N 曲線，如圖 15a，為一起典型的疲勞斷裂表面圖。 如圖 15b 和 c，無論壓力集中在關鍵路段和負荷率 R=—1 處，標準彎曲應力振幅 都與以n?往有相同的含義，圖 15c 顯示了穩(wěn)定的疲勞裂紋擴展表面。該標志是很難被檢測到，但如果是在裂紋前端的最終位置之前，且是由不穩(wěn)定的傳播導致突然發(fā)生故障，則可以很容易被發(fā)現。此外，顯而易見的是疲勞裂紋是如何經歷多個裂紋核的。這是由于加載模式的旋轉疲勞造成的。相反，而多疲勞裂紋核沒有觀察到其他類型的測試，如圖 14。穩(wěn)定裂紋增長是鋼連接疲勞的重要組成部分（高韌性和大強度厚） ，而鋁鋼連接（低韌性和小壁厚）階段與整個疲勞壽命相比則較短。在突然發(fā)生故障之前，裂紋的大小從來沒有與管壁厚度比較大小。這個問題對試驗控制的影響，在上一節(jié)已討論。6，結論關于兩種類型諧振疲勞試驗規(guī)模鉆機的建議。他們的應用程序是專門用于測試鉆桿連接，但是任何一種管狀結構都是通過使用這些測試設備進行測試。試件工作頻率在共振附近時的基本思路決定了總體框架的結構強度要求。短連接（如提出的鋼連接的兩個彎型）可以通過試驗臺測試強度，兩個旋轉體頂端的彎曲手臂，就是以這種方式交替彎曲進行試驗，但不試驗旋轉彎曲。對于長連接（作為鋁鋼的連接類型）首選作為鋁單旋轉體的試驗臺鋼連接類型。這種方式旋轉彎曲應用于管狀試件。試驗監(jiān)測技術顯示。要對螺紋連接存在的癥狀疲勞裂紋進行檢查是非常困難的（不破壞性，繼續(xù)測試） ，尤其是對動態(tài)行為的矯正。鋼連接試驗中通過鉆機控制兩個旋轉體之間的相位角。傳播期間，系統(tǒng)的動態(tài)行為發(fā)生變化時，封閉閉環(huán)控制相位角減少，而名義彎曲應力幅值穩(wěn)定。有了這項技術，在整個測試過程中，工作頻率不降低。相反，鋁鋼的有關試驗臺連接中（短）裂紋擴展壽命，工作頻率降，名義彎曲應力幅值穩(wěn)定。進行鋼連接測試時頻率采用 25 赫茲左右，而鋁鋼連接采用 30 赫茲左右。在這兩種短時間內情況下進行測試，可以說對實驗最有利。這樣，可以在合理的時間內完成廣泛的系列測試。但是，石油鉆井連接經驗疲勞嚴重腐蝕環(huán)境和實際中轉速范圍在 1 至 5 Hz，因此不能通過實驗測試這種工作手段高頻率測試遠程測試機組。對于鉆柱連接疲勞，平均軸向負荷也是一個重要因素。通過利用試件在共振條件下不允許任何平均軸向應力存在進行測試，而且測試是在負荷比為 R = —1 時進行。然而，在這里還要明確提出試驗時采用輕型框架和高速測試的測試平臺具有平臺優(yōu)勢。參考文獻：[1]美國石油學會， API SPEC.7 - 旋轉的規(guī)范鉆桿構件技術報告。美國石油研究所第 40 版，2002年 3 月出版。[2]美國石油學會，API RP 7G - 推薦實踐鉆桿的設計和操作限制技術報告。美國石油學院 2003年 11 月出版。[3]I 石油和天然氣工業(yè) - 鋁合金鉆桿技術報告，2002 年 ISO 第 1 版。[4]拉比耶 H.石油鉆井工程：原理與實踐。格雷厄姆和特羅特曼;1985 年出版。[5]斯帕諾斯石油鉆井：振動的角度；預印本和機械工程系材料科學，賴斯大學的技術報告，2001年出版。[6] 魏斯貝格，Vincke，佩蘭，疲勞鉆柱：藝術的狀態(tài)。石油和天然氣科學與技術 2002 年出版；57（1）:7-37。[7] Miscow，德米蘭達 PEV，內托局長，普拉西多的 JCR。技術表征疲勞行為的全尺寸鉆桿和小規(guī)模樣品。疲勞研究所 2004 年出版; 26:575-84。[8] Grondin G，富農 G.鉆桿的疲勞試驗。1994 年出版; 9（2）:95-102。[9]史密斯，舒茨，貝利。鈦鉆桿的發(fā)展短半徑鉆井 ：IADC / SPE 鉆井會議（新奧爾良） ，2000年 2 月。文件編號 59140。[10] Veidt M，Berezovski A 等.，鉆桿疲勞試驗設施的設計和應用，2004 年 9 月出版。[11]巴雷什尼科夫卡爾德洛尼，Ligrone，一種費拉拉體育的新方法鉆柱疲勞行為的分析。 SPE鉆井，1997 年完成; 12（2）:77-84。[12] Knight MJ, Brennan FP, Dover W，故障控制設計，布倫南 FP 鉆柱螺紋連接，疲勞與斷裂工程材料和結構，2003 年出版，26（11）:1081-90。[13]Basovich VS，吉洪諾夫與 Gelfgat，鉆柱與鋁合金管道的設計和做法。 IADC / SPE：鉆井會議（阿姆斯特丹） ，2003 年 2 月發(fā)表，文件號 79873。[14] 約翰遜，振動力學，1979 年劍橋大學出版社。[15]達利煒，萊利，實驗應力分析，1978 年第二版。