【文章內容簡介】 態(tài) ，從而控 制其性能 ．如 AISI 4340 鋼 (即 40CrNiMoA 鋼 )在油液 淬火條件下，斷裂時表現(xiàn)了較大的塑性狀態(tài)，而且 試驗表明，平面應變斷裂韌性 Ktc、一次沖擊值 CVN 和拉伸試驗值均顯示了較高的塑性 ． 基于以上認識提出了另一工藝方案，即采 用油液淬火工藝獲得馬氏體組織，稱為“ 淬火態(tài)”工藝。采用 “淬火態(tài)” 工藝生產(chǎn)了 2 個泵頭體，其中一個累計在現(xiàn)場連續(xù)運轉 245h，工作 壓力為 38． 3MPa，在交變腔下部開裂，其它機件運轉正常。另一個累計在現(xiàn)場連續(xù)運轉 245h，工作壓力 35． 7MPa，在交變腔下部開裂失效，其它機件運轉正常。 在半年多的時間內，先后裂了 4 個泵頭。 調質態(tài) 工藝和 淬火態(tài) 工藝，無論出自傳統(tǒng)觀念還是吸收斷裂力學的近期研究成果，其目的都是為了提高泵頭體的強度。泵頭體的連續(xù)開 裂，提醒我們對旨在以提高強度為中心的技術思路進行反思 ，提出一個旨在提高疲勞壽命的工藝方案，稱為 “ 化學熱處理 ” 工藝。按“ 化學熱處理 ” 工藝生產(chǎn)了兩個泵頭體，其中一個，對泵頭進行高壓生產(chǎn)試驗，確定 工作壓力為 ，累計連續(xù)運轉 121l 未發(fā)生故障性停車和異常情況。另一個在現(xiàn)場試驗，工作壓力為 37． 4～ 40． 1MPa,累計連續(xù)運轉 1418h 無故障。兩臺試驗泵均因 地質原因停泵，雙雙突破了連續(xù)運轉 1000h 的鑒定要求，以后一直沿用“化學熱處理 工藝進行生產(chǎn)。按照旨在提高疲勞壽命的工藝方案生產(chǎn)泵頭體取得了明顯的實效。 這種 “ 化學熱處理 ” 工藝是對一特定的中碳合金結構鋼進行滲碳處理，控制滲層深度和碳化物級別，而后直接淬火、回火獲得較高的表面硬度。通過熱處理在工件表面或亞表面產(chǎn)生高的壓應力，使工件表 面形成均勻、完全的馬氏體薄殼，又稱為“薄殼硬化 ” 處理。這種處理方式其實是一種預應力處理，能大幅度提高泵頭體的抗疲勞性能 ， 從而可延長泵頭體的服役壽命 。 泵頭體的失效過程 斷裂有兩種類 型，一種是韌性斷裂，即機件在受載過程中，經(jīng)歷彈性變形、塑性變形后 斷裂；另一種類型是脆性斷裂，即機件受載發(fā)生彈性變形，但不顯示宏觀塑性變形，或宏觀塑性變形很小就發(fā)生斷裂． 兩種斷裂類型比較起來，后一種危險性更大 ，因為脆斷往往是突然 發(fā)生，事先很難 覺察。 為了檢驗斷裂失效原因，對泵頭體應力狀況進行了定量分析。用三維有限元 程序，先后在 M 一 160 和 SIBER 機上進行計算。 為保證計算具有足夠的精確度，取泵頭的一半作網(wǎng)格劃分，劃分的原則是破壞處最密，離破壞處越遠麗格越疏，由密而疏平緩過渡 ， 共劃分八層三條 138 個單元．對網(wǎng)格的劃分由計算機作出單元劃分數(shù)檢繪圖． 計算機計算出的各結點應力值表明，位于三通相貫處的單元內應力較高，裂紋源處峰值應力 235MPa,其余各單元的應力一般 小于 49MPa,高壓腔一些單元的內壁應力也小于 98MPa。 根據(jù)三維有限元計算，裂紋源處峰值應力為 235MPa,應力脈動最大幅度為147MPa。用掃描電鏡觀察斷 口的微觀形貌特征，確定裂紋源和裂紋擴展途徑，因此可以判定泵頭體的 斷裂失效是由疲勞引起的 。 當然，這種應力較低的突然脆斷的原因與泵頭體內部存在的缺陷密切相關。缺陷可能是生產(chǎn)過程中產(chǎn)生的，如冶煉，鑄造，鍛壓過程中產(chǎn)生的夾雜，氣孔 白點等．泵頭體在運行過程中承受交變載荷時產(chǎn)生疲勞裂紋．缺陷 (裂紋 )附近產(chǎn)生應力集中，由于泵頭體體積大，彈性能量積蓄太，限制了塑性變形的發(fā)展，加上高速加載加壓，以致在應力較低的條件下，裂紋尖端已經(jīng)失去穩(wěn)定而脆性擴展，突然開裂 。 泵頭體的疲勞破壞經(jīng)歷三個階段，即孕育期、裂紋擴張期和最后斷 裂 。 孕育期：泵頭在交變載荷作用下，達到產(chǎn)生裂紋所需要的時間和交變周次，不論 泵頭體材料局部有無缺陷，均存在孕育期。原始材料細小缺陷程度不同，孕育期 的長短有著較大差異。 裂紋擴張期： 在交變載荷作用下，從泵頭裂紋的萌生開始到斷裂前，裂紋由微觀 向宏觀擴張．這種擴張是裂紋的尺寸小于最后斷裂時的 I 臨界裂紋尺寸條件下緩 慢擴張。 斷裂：外加載荷不變，隨著裂紋的亞臨界擴張，裂紋長度不斷增長，裂紋尖端的應力強度因子 K 值不斷增加．當裂紋的長度達到某一 臨界裂紋尺寸 az，裂紋尖端的應力強度因子 K 值便達到該材料在疲勞條件 下的斷裂韌性 Ktc 泵頭裂紋快速 “ 失穩(wěn)擴張 ” ，泵頭發(fā)生最后斷裂。 由此可知，疲勞壽命由形成裂紋的孕育期 No。，疲勞裂紋的亞臨界擴張速率da/dN ，以及最后斷裂的臨界尺寸 ac 來決定． 如圖 1 所示． 影響泵頭體服役壽命的主要因素 斷裂力學的研究成果表昵在裂紋體中，裂紋尖端應力場的強度可用裂紋尖端的應力強度因子 K 來描述。 這樣，自然可以想到，在交變載荷作用下的泵頭體中的疲勞裂紋亞臨界擴張， 應力強度因子 K 也是一個很重要的控制參量。但是不同的材料，不同的熱處理狀態(tài)以及其它許多外在因素，對疲勞裂紋 的亞 臨 界擴張均產(chǎn)生影響。研究這些因素的影響，對于實施泵頭體的合理選材，制定合理的熱處理工藝和強化方法，盡可能改變疲勞裂紋的萌生位置，獲得低的疲勞裂紋擴張速率，對延長泵頭體的服役壽命具有明顯的意義． 冶金因素 (1)夾雜物：泵頭體中的非金屬夾雜物能促使裂紋擴張速率加快．不易產(chǎn)生塑性變形的夾雜物對材料疲勞性能最有害。鋼的純度的作用在低應力 (高壽命 )疲勞中比高應力 (低壽命 )疲勞中太得多。 因此，以央雜形式或白點出現(xiàn)的局部缺陷，就太有助于產(chǎn)生應力集中。斷續(xù)的幾何性質，基體與質點問界面的剝離或者第二相質 點自身的破裂，都可以引起局部應變． 因 此鋼的純度嚴重地影確著疲勞強度 ． 圖 2 所示為疲勞壽命與央雜含量的關系曲線． 可以看到，夾雜含量增加時，疲勞壽命顯 著降低。 (2)晶粒度：有關的研究結果指出，在相同的應力水平下，細晶粒時的疲勞條紋密，粗晶粒的疲勞條紋疏，晶界對疲勞裂紋的擴張有阻止作用，所以細化晶粒是提高疲勞抗力的有效途徑。 當鄰近晶粒的屈服強度相繼被超過時，較細晶粒也影響著相鄰晶粒相互范性約柬的數(shù)量。在逐個晶粒滑移面上微觀裂紋一旦開始，剛在阻止其發(fā)展中，晶界的作用也是重要的。在單個晶粒內裂紋的成長，要容 易得多，因為它涉及的范性流變是沿單組滑移而進行的． 但是裂紋穿過一個晶粒也通常要求沿另一組滑移面的范性流變，這組滑移面不一定和已經(jīng)達到間界的裂紋一樣處于對所加載荷那樣有利的方向．因此，在一定意義上，晶粒間界可能披視為裂紋的阻止者，如果已有一些裂紋起始，則細小晶粒意味著有更多的裂紋阻止者和更短的裂紋長度。 表面強化 表面強化處理的手段，主要有化學熱處理、表面淬火、滾壓，擠壓，噴丸及復合熱處理等． 對于泵頭體這樣空間幾何形狀復雜的零件，一般表面強化處理難以奏效，我們采甩的 “ 簿 殼硬化” 處理，就是 通 過熱處理在工件表面或亞表面產(chǎn)生高的壓應力。 為了獲得最佳的結果，必 須整體加熱，這是由于 20～ 50％ 的壓應力來自高溫未硬化的心部，從硬化表面向內收縮的結果． 經(jīng)過“薄殼硬化 處理的零件表面壓應力經(jīng) X 射線測定一般達 980M Pa 以上，這是十分 可觀的數(shù)值．造成如此巨大的壓應力可用工件淬火時熱應力反向和組 織應力反向不同于一般熱處理來解釋。控制淬透性的銅進行薄殼硬化對，由于整體加熱，冷卻后期發(fā)生了熱應力反向，給表層帶來了較 的壓應力。但從組織轉變來看，只有表面薄層產(chǎn)生了馬氏體轉變，心部并采發(fā)生組織變化，因而 只有冷卻初期表面組織轉變帶來的殘余壓應力，沒有熱應力和組織應力的疊加，使表層獲得了極高的殘余壓應力，同時出于淬硬層較薄， tl,部較厚，因而表層壓應力顯著高于心部的拉應力，這對泵頭體疲勞抗力是非常有利的。 機加工 粗加工所產(chǎn)生的表面不規(guī)則，造成應力峰，粗加工也損害表層下一定深度的金屬。使用于疲勞條件下的泵頭體，必須進行精加工或磨加工。在鉆孔時孔底切削面容易出現(xiàn)太面積撕裂而引起疲勞斷裂。 合適的磨加工能產(chǎn)生光滑的表面，沒有誘生的殘余應力或疲勞裂紋萌生的位置，但如果出現(xiàn)局部過熱、燒傷，將導致局部回 火，或局部形成未圓火馬氏體，或形成磨削裂紋，這些對泵頭體的疲勞強度是很不利的。 1．提高泵頭體報役壽命的基礎條件是改善泵頭體鋼材的冶金質量． 如硫、磷含量應低于 0 01％ ，采用 VHD精煉，真空度達 30～ 60kPa時通氬氣，解除真空前加鋁粒，鋼錠紅態(tài)進鍛造，鍛后紅進退火，氧化物、硫化物不超過 1級，塔形試驗無發(fā)紋等。 2．提高泵頭體服役壽命的關鍵條件是采用“薄殼硬化”處理，使泵頭體工作表面獲得高的壓應力，其數(shù)值甚至超過泵頭體材料的屈服限。采用此種工藝，對奧氏體轉變時析出的碳億鐵級別應予嚴格限制． 3 提 高泵頭體服役壽命的重要條件是保證關鍵部位有較低的粗糙度，特別是交變腔圓弧和內外表面，以消除疲勞裂紋的萌生位置． 4．泵頭體應選擇具有優(yōu)良抗疲勞特性的鋼材，不宜選用強度太高的材料． 強度高的材料雖然能增大安全系數(shù)，提高強度儲備，但強度提高了，斷裂韌性降低了，反而增加了脆斷的危險，更不安全． 5．泵頭體“薄殼硬化”處理過程中，由奧氏體向馬氏體轉變時，伴隨著體積膨脹，產(chǎn)生拉應力。如果拉應力超過鋼材的抗拉強度，則可導致淬火裂紋的產(chǎn)生，有時甚至放置一定時間以后產(chǎn)生‘置裂 ． 缸套磨損機理研究，材料選擇及 結構設計 在 實際生產(chǎn)中， 泥漿泵是石油鉆井工作臺的“心臟”，缸套是泥漿泵的重要部件。由于工況條件惡劣 (活塞沖次 100～ 120次／ min，摩擦溫升 7O～ 170℃ ，堿性 pH 為 9～ 1O，泥漿含砂量高 )，缸套承受高壓、高腐蝕和高磨損。普通缸套的內徑磨損非常嚴重， 缸套與活塞間的密封產(chǎn)生刺漏，壓力降低，直至缸套報廢。缸套是不可回用的一次性易損零件。其壽命的長短直接影響鉆機的正常作業(yè)和鉆井成本 。缸套的頻繁更換不僅嚴重浪費缸套，而且工人的勞動量很大，給井下安全造成了很大的隱患。 據(jù)統(tǒng)計，平均每支鉆井隊每年消耗缸套 約 100～ 200個。目前我國石油工業(yè)有一千多支外井隊，這樣，全國鉆井隊每年僅缸套消耗就超過 1億多元，而且更換費工費時。鉆井泵修理工時約占 1部鉆機總修理工時的 1/ 2。在鉆 1口井的總時間內 ,因鉆井泵等設備的易損件壽命太低，而使所需的停機修理時間占到 12 %～ 15 % ，相當于 1個井隊每年少鉆井 1 500～ 2 000 m。因此，提高缸套的使用壽命，可大幅提高鉆井進尺。 磨損原因分析 鉆井泵運行時，缸套內壁與活塞外圓材料會產(chǎn)生磨粒磨損、粘著磨損、磨粒磨損是其主要磨損形式。而這些磨粒主要是泥漿液中含 有來自地層的各種礦物硬料，其中以石英硬粒為主。石英是六方晶系的致密結晶體，泥漿中的石英粒子尺寸一般為 ～ mm，硬度高達 HV750～ 1 300。當活塞在缸套中往復運動時，這些堅硬礦物粒子就對缸套內壁產(chǎn)生犁耕刮擦的作用，產(chǎn)生拉傷犁溝。當犁溝尺寸較大時，高壓鉆井液將泄漏，并沖刷缸套內壁，進而出現(xiàn)更嚴重的侵蝕條件下的三體硬粒磨損，使缸體、活塞、缸套在短期內失效。 材料選擇 缸套 圖 2 缸套結構簡圖 目前使用的較多的是雙金 屬缸套。結構如上圖， 缸套采用雙金屬制作，外套用 45 鋼，經(jīng)調質處理獲得回火索氏體組織，具有較好的綜合性能。其內層為高鉻白口合金鑄鐵，高鉻鑄鐵缸套失效的特點是：馬氏體基體的磨損及凸出的碳化物的折斷和脫落，交替發(fā)生直至失效。碳化物的折斷和脫落是缸套磨損失效的主要機制，為了提高缸套壽命，必須控制碳化物的折斷和脫落速率，優(yōu)選合適的缸套表面硬度可有效地提高高鉻鑄鐵套壽命?？刹捎秒x心澆注，經(jīng)淬火 +回火處理，獲得馬氏體 +合金碳化物 +殘余奧氏體組織，硬度 HRC61～ 68 ，加工內襯內孔時盡量控制內壁加工余量小于 5 mm ，以 保留澆鑄后的細晶區(qū)。雙金屬缸套的優(yōu)點是抗腐蝕性 ,抗研磨性 ,很好的磨合性及工作表面的高光滑度；缺點是壽命較短，性能有待提高?？刹捎眯滦筒牧峡朔陨先秉c。 項目針對目前石油鉆采設備中的抗磨零件材料的抗磨性能差，泥漿泵缸套的使用壽命短等問題而研發(fā)。在材料的研究中，舍棄目前國內、國外普遍采用的低釩合金鋼、高 鉻白口鑄鐵等材料加工工藝復雜、成型能力差等缺點，改變 傳統(tǒng)泥漿泵缸套整體離心鑄造技術和鑲裝式工藝，采用“稀土鐵鎳合金粉末材料”，利用“耐高溫合金粉末粘結劑”，通過“離心涂敷”工藝方法在缸套基體內圓表面均勻附著稀土鐵 鎳合金粉末層．再通過“電磁感應成型”工藝手段，使合金粉末層牢固地和缸套基體結合為 一 體。缸套不需要熱處理工藝手段．縮短了制造周期．降低了廢品率，達到工件耐磨之目的。泥漿泵高性能缸套材料特點是：粉狀材料 (粒度在 140— 320目之間 )和缸套基體屬冶金結合，結合強度好。鑄態(tài)硬度高達 HRC60～ 65．抗磨能力強、制造加工方便、產(chǎn)品質量穩(wěn)定 ,耐磨層厚度可以調整。同時 ,還可根據(jù)零件不同的使用工況 ,可臨時調整合金粉末成份達到工件抗磨蝕之目的。該材料除用于泥漿泵缸套．還應用于泥漿閥體閥座．石油鉆桿耐磨環(huán)、抽油泵桿等耐磨零件。 經(jīng)實驗對比，使用壽命比原有材料加工的零件相比提高了3～ 5倍。 泵軸熱處理要解決的問題 如何保證運行過程穩(wěn)定、實現(xiàn)批量生產(chǎn)目標，從技術角度必須解決以下三個問題。 感應器是保證