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1 引言
应用潜油电泵采油是油田中较为先进的生产方法,它能显著地提高日均产油量,但同时也对油田的地质构造和钻井的垂直度,以及对潜油电泵轴(简称泵轴)的耐腐蚀性、强韧性和无磁性提出很高的要求,否则会在日积月累的出油过程中因腐蚀介质、地质构造或传动机构的变化,而造成泵轴的磨蚀或卡死断裂。为此国内外常用MonelK500合金制作泵轴的系列产品。中原油田在采油中曾发现同一台潜油电泵上两根17.4mm×(5～6)m的细长泵轴(MonelK500材料)在传动花键头处产生断裂,对此进行了失效分析。
2 分析方法
在两根泵轴的残骸上,分别从花键头处截取400mm左右的试样(标定为1#和2#样品)。在取样分析前先用DPT-3型探伤剂对泵轴表面进行着色探伤,随后用轴线投影法实测花键断裂后塑性变形扭转角。在化学成分分析的同时,用AMSLER88/28和AG-25TA试验机进行扭转和力学性能测定;用Neophot- 型光学显微镜测定晶粒度和夹杂物的分布;采用醋酸纤维-碳二次复型法,用JEM200CX透射电镜观察泵轴的显微组织、强化相分布和花键断口形貌。
3 测试与分析结果
3.1 花键塑性变形角度
花键在扭转断裂后的残余变形角度与泵轴中心线投影相交的夹角,即为花键塑性变形角度。实测结果表明,1#花键剪切平断口变形角为28°,2#花键呈45°左右斜断口,残余变形角为18°。
3.2 表面着色探伤
按ZBJ04005-87标准渗透探伤中VA-W方法,对1#和2#样品各部位表面进行着色探伤,未见肉眼可见缺陷。
3.3 化学分析
对1#和2#试样进行化学成分分析,结果列于表1。由表可见,1#和2#泵轴成分都符合美国AMS4676标准的MonelK500合金的要求。
3.4 力学性能
按GB228-87《金属拉伸试验方法》和GB23187《金属布氏硬度试验方法》的要求进行室温力学性能测定,结果列于表2。表2MonelK500合金数据表明,1#和2#泵轴的力学性能符合美国表1 泵轴的化学成分(w/%)状态Ni(+Co)CuMnSiFeSAlTiCAMS467663.027.0～33.0≤1.5≤0.5≤2.0≤0.012.30～3.150.35～0.85≤0.251#65.0430.350.910.340.280.0032.310.610.162#66.2028.510.510.151.020.0032.900.510.13表2 泵轴室温力学性能状态σ0.2/MPaσb/MPaδ/%ψ/%HBHuntington标准654.6～1102.4(95～160PSi)930.2～1274.7(135～185PSi)30～15-255～370Inc进口泵轴验收要求654.9～1103.2(66.79～112.50kg/mm2)930.8～1274.8(94.92～130.00kg/mm2)30～15--1#965～9751080～109017～1948～522932#870～8751140～115020～2136306表3 扭转性能对比值状态扭转屈服强度τ0.3/MPa扭转强度τb/MPa弹性极限G/MPa扭转角模 拟 结 果(°)/mm(°)/in18°τ/MPa28°τ/MPa断裂后塑变角扭转至断裂角度Huntington标准427.4≥770.3489.42.9976.0----1#5638145366.9175.378481429°35°2#5889345367.08179.889693428°38°HuntingTon公司标准(冷拔+时效态)和美国INC公司进口泵轴验收技术要求。
3.5 扭转性能
表3是1#和2#泵轴的实测扭转性能。数据表明,两根泵轴的扭转断裂都呈典型扭转剪切平断口;试样模拟断裂的残余塑性变形角1#为29°,2#为28°,2#与1#泵轴花键平断口的残余变形角度基本一致,而且花键使用扭转至28°时,其应力已达到合金的扭转强度极限,其实测扭转性能优于美国HuntingTon标准的要求。对比表2与表3的σ0.2/σb和τ0.3/τb数据,1#和2#泵轴有良好的屈强比,见表4。表4 泵轴的屈强比试样号拉伸性σ0.2/σb扭转性τ0.3/τb10.890.6920.760.63
3.6 夹杂物和晶粒度的测定
(1)1#和2#泵轴纵向剖面磨抛后按GB10569-89《钢中非金属夹杂物显微评定法》测定,结果见图1,两个试样的夹杂物都≤1.5级。(2)上述试样用试剂侵蚀后按GB6394-86《金图1 2#试样夹杂物 80×图2 1#试样晶粒度 300×属平均晶粒度测定方法》测定,结果见图2。1#试样晶粒度为9级,2#试样晶粒度为10级。其组织都呈高温形变热处理的孪晶α等轴晶。其晶粒平均直径为0.03mm,达到美国HuntingTon标准小于0.064mm的要求。
3.7 断口形貌分析
(1)1#泵轴花键的剪切平断口是典型的卡死扭转断口,因该断口对磨破坏,所以无法进行原始形貌分析。对尚未完全破坏的2#试样的斜断口进行形貌分析。肉眼观察,2#试样的断面上呈明显的放射状特征,裂纹源位于花键表面。对裂纹源用二次复形方法进行电镜观察,该处有少量疲劳滑移条纹(图3),从而说明2#试样是在1#泵轴花键扭断后运转一定时间再产生断裂。连接电动机的2#泵轴在1#泵轴卡死扭断后,仍与花键传动套及1#泵轴的断头一起继续摆差交变运转,直至2#泵轴卡死,同时又受到拉应力,在拉伸和扭转交互作用下,产生典型的过载断裂特征。这也就是同一台潜油电泵的泵轴先后出现两种不同断口的缘故。图3 2#泵轴花键断口裂纹源处的疲劳滑移条纹 10000×(2)用上述方法观察分析1#和2#泵轴模拟扭转试样的断口。图4表明两根泵轴都是经剧烈塑性变形的韧窝断口,断口上未发现明显的夹杂物。图4 2#泵轴试样模拟扭转的韧窝断口 6000×
3.8 组织分析
取MonelK500合金冷拔时效态的泵轴试样,在透射电镜下观察,高倍明场下可观察到奥氏体基体上分布着位错网,细小的γ′相隐约可见;暗场下,γ′相清晰(图5)。γ′相呈细小圆颗粒弥散分布于γ相基体上。利用金属薄膜选区电子衍射分析和经计算标定,确定泵轴由γ相和γ′[Ni3(Al+Ti)]相组成[1]。图5 泵轴γ′[Ni3(Al+Ti)]相形态与分布(暗场象) 50000×
4 结论
(1)泵轴表面着色探伤无肉眼可见缺陷。材料的杂夹物、晶粒度、化学成分、力学性能和扭转性能都符合AMS4676或Huntington或INC公司的要求。
(2)模拟扭转试样的断口都呈剪切平断口,其塑性变形角为28°或29°,与1#泵轴断口塑性变形角度一致,说明1#试样泵轴是首先卡死断裂。实测1#试样扭转至35°和2#试样扭转至38°时试样才发生断裂;当扭转角达到18°时扭转的屈服强度都已超过了HuntingTon公司标准的要求;28°时已达到合金扭转强度极限。
(3)电镜和电子衍射结果表明,MonelK500合金冷拔时效态泵轴的微观组织由γ相和γ′[Ni3(Al+Ti)]相组成。γ′相呈细小圆颗粒状弥散分布于γ相基体上。
(4)2#试样的裂纹源位于泵轴的花键表面,该处有少量疲劳滑移条纹,说明2#试样是在1#泵轴花键扭断后,继续摆差交变运转,直至再次卡死过载断裂。实测1#试样和2#试样的模拟扭转断口都呈塑性韧窝状断口,证实泵轴韧性良好。
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