Quality assurance by microstructure deviation control

Abstract


The problem of the reliability at the promotion of modern advanced types of API pumps was investigated. Pumps that are still rare in the Russian Federation. The difference of the design and pumps use is presented and the typical failures of new model sucker rod pumps are discussed. The review of fatigue fractures of threaded connections is carried out for the search of effective methods for microstructure control and quality assurance. The classical procedure for determining failures has been shown, including examination of the quality of the rod, metallographic examination of bars typical for the oil industry and fractography. Based on review of pumps had different operating conditions noted the similarity of destruction and are fixed regularities. To explain the systematic nature of the failure is performed a calculation by the modified Inglis formula. At paper is tabularly presented nonlinear stress distributions at microvolumes under the API tapered thread profile. The most significant stresses under the thread roots are considered in detail and here is shown in five times higher stresses in respect to the body of the rod behind the thread. The reasons and constructive factors are counted. The main conclusions are made about the criticality of deviations of the objects microstructure, despite the same origin of the studied metal objects from one manufacturer, JSC "Omutninsky Metallurgical Plant". The correlation of the types of microstructure and the run life time between failures is shown. Clarified the acceptability of various microstructures away from stress concentrators and criticality in the root of the thread. It is concluded that it is necessary to control the critical deviations of the microstructure in the area of stress concentrators to ensure quality. A review and assessment of approaches for quality assurance of threads API pump parts is carried out. Highlighted especially effective improvements, discussed the possibility of their combination. The insufficiency of the classical methods of metallurgy for solving the quality improving problem of the investigated objects is explained.

Full Text

Введение Около 100 лет ведется добыча нефти с применением глубинных насосов. За это время было изобретено, освоено и стандартизировано множество разновидностей таких насосов, имеющих те или иные отличия в зависимости от назначения. Среди них наиболее популярны и практичны вставные штанговые глубинные насосы (ШГН), так как их легче и быстрее всего монтировать и демонтировать, когда это необходимо. Они могут быть инсталлированы в любую подходящую по размеру насосно-компрессорную трубу без ее подъема на поверхность земли. Вставные ШГН делятся на две большие группы по конструкции: с толстостенным цилиндром и с тонкостенным. Чем меньше толщина стенки, тем больше насос имеет объем камеры и, следовательно, большую подачу (дебит). Дизайн насосов устанавливается как отечественными, так и зарубежными стандартами[1]. Редкие и практически неизвестные нефтяникам России тонкостенные ШГН моделей XWXX-200-XX-X или XWXX-250-XX-X (где X имеет вариации, рис. 1) позволяют при прежней компоновке скважин (с той же насосно-компрессорной трубой, что и для меньшего толстостенного насоса) без каких-либо дополнительных капитальных вложений повышать добычу нефти практически на 25 %. Выигрывая в подаче, эти модели проигрывают в прочности, ведь толщины некоторых элементов тонкостенных ШГН приходится уменьшать практически в 2 раза в угоду увеличения камеры нагнетания. При этом некоторые элементы тонкостенных насосов испытывают повышенные эксплуатационные нагрузки. К деталям ШГН тонкостенных насосов, повышено нагружаемых при эксплуатации, относятся штоки насосные (см. рис. 1). Безотказно работающие на младших по нагрузке моделях XHXX-175-XX-X-X-X[2], эти же штоки (поставщик, материал, геометрические параметры) периодически не дорабатывают гарантируемый изготовителем срок наработки в тонкостенных насосах. В частности, в 2016 г. дизайн штоков насосных был изменен в сторону упрочнения и применена сталь 40Х в термообработанном состоянии, что привело к отсутствию отказов штоков в период с 2016 по 2018 г. Однако же с началом массовых поставок новых для нефтяников СНГ моделей тонкостенных насосов случаи отказов участились, в 2019 г. составив не менее 6[3]. Важно отметить, что подавляющее большинство наблюдаемых случаев разрушения штоков насосных происходит по резьбе API line pipe (LP) mod ½”-14. Плоскость разрушения практически совпадает с основной плоскостью конической присоединительной резьбы (рис. 2). Таким образом, компании необходимо повысить надежность и долговечность штоков насосных, обеспечивающих стабильную гарантированную наработку, в том числе в умеренно агрессивной среде. Поскольку лучшие решения могут быть основаны только на фактах, необходимо точно диагностировать разрушение и выявить истинные причины наблюдаемых разрушений деталей. Определение причин разрушения В фокус исследования взяты три случая разрушения штоков при эксплуатации. Данные приведены ниже (табл. 1). Анализ приведенных данных показал, что штоки работали в ШГН одной и той же модели и разрушились по резьбовой части (см. рис. 2). Наработка составила 101, 145 и 328 сут соответственно, а рабочие нагрузки, глубина спуска и число качаний - близкие. Важно отметить, что заготовки штоков усл. № 1 и № 2 изготовлены одним и тем же заводом-изготовителем, но относятся к разным партиям. Всюду сжимающей нагрузкой в циклах качания можно пренебречь. Таким образом, коэффициент асимметрии цикла R = 0 [1]. Средняя нагрузка равняется половине нагрузки, указанной в вышестоящей строчке, с учетом практически R = 0. Следует также отметить корреляцию более высоких механических свойств образца усл. № 3 с большей наработкой до разрушения. Достаточно длительный период эксплуатации и разрушение по резьбовой части могут свидетельствовать об усталостной природе данного разрушения. Результаты общего фрактографического анализа Поверхности разрушения трех представленных на исследование фрагментов штоков насосных показаны на рис. 3. ШГН НКТ Обсадная колонна Колонна штанг а б в Рис. 1. Классический дизайн глубинно-насосного оборудования скважины (а), толстостенный ШГН (б), тонкостенный ШГН (в). Красным пунктиром приведены типичные места разрушения Рис. 2. Резьбовое соединение штока (а); эскиз штока насоса R11 (б). Штриховой линией показаны плоскости типичных разрушений резьбы API LP mod ½”-14 Таблица 1 Случаи разрушения штоков насосных модели ШГН 25-200 RWAM по резьбе Эксплуатационный фактор Усл. № 1 /sample #1 Скважина № 4289М Усл. № 2 /sample #2 Скважина № 7653 Усл. № 3 /sample #3 Скважина № 17149 Мех. свойства σт = 436 МПа, σв = 687 МПа, 208 HB σв = 700 МПа, 207 HB σт = 826 МПа, σв = 955 МПа, 244 HB Средняя нагрузка на шток в цикле качания, кгс 2700 1828 2622 . 1 2 3 Рис. 3. Общий вид поверхностей разрушения штоков насосных, представленных на исследование, до очистки. Номера у поверхностей разрушения соответствуют условным номерам, присвоенным фрагментам штоков. Штриховыми линиями показаны границы зоны долома Общий фрактографический анализ показал, что поверхности разрушения представленных штоков однотипны: во всех трех случаях разрушение началось во впадине витка резьбы, т.е. в зоне действия концентратора напряжений; трещина зародилась на одном конце диаметра и росла к противоположной стороне [2]. Возможно, кроме растягивающих напряжений на все три штока действовал дополнительный изгибающий момент. Зоны долома на всех трех штоках очень небольшие, что может говорить о невысоком уровне действующих напряжений и/или о достаточно высокой трещиностойкости материала. На большей части поверхностей разрушения присутствуют признаки коррозии. Рельеф поверхности разрушения во всех случаях сглаженный, поверхности разрушения словно притертые, с признаками блеска. Таким образом, по совокупности признаков можно предварительно говорить о том, что разрушение штоков было либо усталостным, либо коррозионно-усталостным [3]. Определение химического состава материала штоков насосных Химический состав материала штоков насосных, представленных на исследование, определяли с помощью поверенного оптико-эмиссионного спектрометра марки Oxford Instruments Analitical, модель PMI MASTER UVR Pro, по ГОСТ 18895-97. Установлено, что материалом штоков усл. № 1 и № 3 является сталь 40Х по ГОСТ 4543-71, а материалом штока усл. № 2 - сталь 15Х2ГМФ. Результаты общего металлографического анализа материала штоков Для проведения общего металлографического анализа после отделения небольших фрагментов, включающих поверхности разрушения, от каждого из более крупных фрагментов было отрезано еще по одному фрагменту, на каждом из которых были приготовлены поперечный и продольный микрошлифы. Металлургическое качество материала штоков проверяли в соответствии с требованиями ГОСТ 1778-70 методом Ш на нетравленых шлифах, выполненных в продольном направлении, при увеличении ×100. Для более подробного анализа НВ в отдельных случаях использовали увеличение ×1000. Использовали микроскоп Olympus GX-51. Пробоподготовка: для заливки микрошлифов использовали прибор Struers CitoPress-10, для приготовления микрошлифов - прибор Struers Tegramin-30. Результаты оценки загрязненности материала штоков неметаллическими включениями позволяют утверждать, что металл штоков имеет вполне удовлетворительное металлургическое качество - балл загрязненности сульфидами строчечными не выше 1. Микроструктура штока усл. № 1 показана ниже (рис. 4, а-в). Очевидно, что она представляет собой смесь квазиэвтектоида и избыточного феррита, расположенного в виде почти полностью замкнутой сетки по границам зерен бывшего аустенита. Размер большей части зерен бывшего аустенита находится в пределах 30-50 мкм. Доля феррита не превышает 10-15 %, что значительно меньше, чем в стали 40Х после отжига (~40-45 %). Таким образом, можно говорить о том, что после аустенитизации было проведено ускоренное охлаждение, скорее всего на воздухе, т.е. нормализация. В штоке усл. № 3, изготовленном из этой же марки стали (40Х), структура также представляет собой смесь избыточного феррита и эвтектоида, однако необходимо указать на ряд существенных отличий (рис. 4, г-е). Во-первых, структура штока усл. № 3 состоит из равноправных зерен избыточного феррита и перлита. Структура в целом более мелкозернистая: размер зерен и феррита и эвтектоида не более 10-20 мкм. Доля эвтектоида составляет примерно 40-50 %, что соответствует его количеству в стали с 0,40 % в отожженном состоянии. В данном случае доля вырожденного перлита значительно меньше, чем в образце штока усл. № 1, а пластины традиционного перлита прослеживаются во многих зернах весьма четко. Таким образом, в случае образца усл. № 3 охлаждение было значительно медленнее, чем в штоке усл. № 1. Наличие вырожденного или зернистого перлита в образцах штоков № 1 и № 3 говорит о том, что, скорее всего, после высокотемпературной обработки для них был проведен высокий отпуск, при этом его температура была ниже, а длительность меньше для штока усл. № 3. Структура штока усл. № 2 кардинально отличается от структуры образцов штоков усл. № 1 и № 3 и представляет собой смесь зерен избыточного феррита и отпущенного верхнего бейнита (рис. 5). В целом структура весьма дисперсная: размер зерен феррита и областей бейнита не превышает 20 мкм. Доля избыточного феррита значительно меньше по сравнению с медленным охлаждением при отжиге, поэтому в качестве высокотемпературной термообработки в данном случае была проведена нормализация, а в целом такая структура была, скорее всего, получена путем нормализации и последующего высокого отпуска. а б в г д е Рис. 4. Микроструктура штока усл. № 1 и № 3; шлиф поперечный. Усл. № 1: а - ×100, б - ×500, в - ×1000; усл. № 3: шлиф поперечный; г - ×100, д - ×500, е - ×1000 а б в Рис. 5. Микроструктура штока усл. № 2; шлиф поперечный: а - ×100, б - ×500, в - ×1000 Рис. 6. Влияние микроструктуры на предел выносливости [5] Вывод по причинам разрушения Микроструктура исследованных образцов вполне удовлетворительная (табл. 2). Представленные штоки уверенно удовлетворяют требованиям API 11AX и имеют пригодную к циклическому нагружению микроструктуру, обусловливающую различие свойств и наработки [4, 5]. Таблица 2 Сопоставление микроструктуры и наработки Номер Усл. № 1 Усл. № 2 Усл. № 3 Наработка на отказ, сут 101< <145< <328 Тип микроструктуры с градацией по уровню предела выносливости (рис. 6) С< <G< <B Наработка штоков на отказ полностью коррелирует с градацией их микроструктур, представленной на схеме (см. рис. 6). Все эти признаки говорят о том, что основной причиной разрушения штоков является усталость, зарождающаяся во впадинах витков резьбы штоков. Можно сделать вывод, что микроструктура проката одного и того же завода-изготовителя различается от партии к партии. Нельзя исключать и различие микроструктур прутков внутри одной и той же партии, так как скорость охлаждения прутков в пачке зависит от их положения. Ясно, что чем ближе к периферии пачки, тем выше скорость их охлаждения. Таким образом, для гарантии качества стабильность микроструктуры должна быть управляема и взята под контроль. Улучшить микроструктуру можно лишь термической обработкой на отпущенный мартенсит [6-8]. Тогда следует определить зону и глубину термической обработки. Для этого необходимо выполнить расчет напряжений и зон пластических деформаций в резьбе. Расчет напряжений и зон пластических деформаций в резьбе Шток не отличается сложностью, поэтому нетрудно определить ослабленный конструктивный элемент. Действительно, достаточно осмотреть эскиз штока, чтобы представить место разрушения (см. рис. 2). Современная инженерно-техническая практика [9] рассматривает сильные дефекты, имеющие место в сварных швах, усталостных трещинах, коррозионных язвах, конструктивных элементах крепления и так далее, как дефекты, способные увеличить действующий уровень напряжения выше напряжения, которое будет рассчитано простым вычислением нагрузки на площадь поперечного сечения [10]. Наличие этой проблемы привело к созданию области инженерной науки, называемой механикой разрушения. Современные компьютерные программы, использующие цифровые технологии (исследование методом конечных элементов, метод граничных интегралов и т.д.), позволяют инженерам прогнозировать влияние различных дефектов и геометрии на прочность конструкций [11]. Уже на протяжении нескольких десятилетий известно влияние различных концентраторов напряжений на нефтепромысловые сооружения и для их анализа широко используется несколько программных пакетов. Таким образом, становится ясно, что напряжения штока во впадинах резьбы существенно превышают напряжения по телу. Оценим, каких именно относительных значений может достигать такая концентрация напряжений. Расчет напряжений в резьбе по формуле Инглиса В присутствии концентратора напряжений действующее напряжение повышается. Это повышение можно количественно оценить с помощью известной формулы Инглиса [12]: где σк - величина концентрированного напряжения; σн - величина номинального напряжения; l - длина концентратора; ρ - радиус при вершине концентратора напряжений. Формула Инглиса применима к резьбе ограниченно [13, 14], поскольку выведена для пластин, в которых образовано овальное отверстие. Шток же имеет существенно более сложную геометрию. Ввиду этого в формулу Инглиса вводится корректирующая поправка [15], как это выглядит ниже: где γ - поправка, зависящая от отношения шага к высоте витка (S/l). В упрощенном виде формула Инглиса будет выглядеть следующим образом: где Кк - коэффициент концентрации напряжений: Благодаря профессору К. Инглису в практику расчетов на прочность вошло понятие «концентрация напряжений». Число, показывающее, во сколько раз местные напряжения превышают номинальные, называется коэффициентом концентрации напряжений и определяется формой выреза и свойствами материала [14]. Более современная формула представлена в Нормах расчета на прочность оборудования и трубопроводов атомных энергетических установок[4]. Применив рекомендуемые поправки[5] для наиболее близкой по форме метрической резьбы, получим следующую уточненную формулу расчета коэффициента концентрации напряжений во впадине витка резьбы: Иные исследователи уже проверили сходимость вышеприведенной формулы с результатами расчета методом конечных элементов [16]. Как известно, одним из самых мощных концентраторов напряжений является резьба. Во всех случаях очаг разрушения находился во впадине первого, самого нагруженного, витка резьбы от основной плоскости. Вычислим величину коэффициента концентрации напряжений. (1) (2) (3) Элемент резьбы 18 витков на 1" ρ = 0,0556 (1,412) 14 витков на 1" ρ = 0,0714 (1,814) ll = 0,866ρ 0,0481 (1,222) 0,0619 (1,571) hв = hn = 0,760ρ 0,0422 (1,072) 0,0540 (1,379) f0 = fm = 0,033ρ 0,0018 (0,047) 0,0024 (0,060) fст = fсп = 0,073ρ 0,0041 (0,103) 0,0052 (0,132) Рис. 7. Параметры резьбы API LP mod ½”-14 Параметры резьбы API LP mod ½”-14 (рис. 7): Легко подсчитать, что Иными словами, напряжение во впадине резьбы почти в 5 раз выше номинального напряжения по телу штока. При этом резьба выполнена с максимальным возможным радиусом скругления 0,27 мм. Управление микроструктурой Приведем номинальные и концентрированные напряжения (табл. 3), учитывая, что номинальное напряжение представляет собой отношение средней растягивающей нагрузки (см. табл. 1) к площади сечения тела штока. Напряжение в концентраторе будет равно произведению номинального напряжения в основной плоскости резьбы (Ø19,772 мм согласно спецификации API 11AX 13ed.) и Кк. Как уже указано выше, сечение конической резьбы меньше сечения тела штока (Ø 22,23 мм). Таблица 3 Данные расчета Нагрузка, тс Номинальное напряжение по телу штока, МПа Кк Напряжение в концентраторе, МПа 3 76,01 5,1 485,75 Как показывает практика (см. табл. 1), шток не выдержал среднюю нагрузку цикла, не превышающую 3 тс. Но ведь этой нагрузке соответствует совершенно приемлемый уровень напряжений по телу штока, так как до предела текучести, пределов прочности и выносливости[6] [17] еще очень далеко. Таким образом, методы, улучшающие комплекс «микроструктура - прочность материала штока» целиком - на всей длине проката, уже не будут эффективны, поскольку дополнительные финансовые вложения для повышения и без того необходимого и достаточного уровня нецелесообразны. Превышение средних напряжений в 5,1 раз во впадине витка резьбы ясно фокусирует внимание именно на улучшении слабого места - резьбы. В данном случае лучшим образом подойдут способы локальной термической обработки. Для этого метода останется лишь вычислить зону пластических деформаций (ЗПД) для оценки необходимой глубины ТО под впадиной резьбы. Для определения ЗПД лучшим образом подойдут методы конечных элементов [11, 18], отлично сходящиеся с результатами аналитических расчетов [16, 19, 20]. При незначительной глубине ЗПД дополнительно к термоулучшению могут быть применены и иные методы упрочнения, например накатка резьбы роликами или обкатка впадины витков [21, 22]. Ясно, что если выполнить улучшение резьбовых концов, управляя их микроструктурой, то штоки, вероятно, не разрушатся вплоть до 107 циклов[7], отработав ожидаемый срок. Если и не все (штоки усл. № 1 и № 3 нагружены выше), то как минимум шток усл. № 2. В настоящее время авторами проводятся сравнительные испытания предложенных способов локального упрочнения для экспериментального подтверждения сделанных выводов, а результаты тестов планируется опубликовать. Заключение Проведенное исследование ясно показывает, что исходное качество и механические свойства проката неодинаковы от партии к партии даже одного и того же завода-изготовителя. Всегда являясь достаточными по телу деталей вдали от концентраторов напряжений, эти девиации микроструктуры критически влияют на надежность и долговечность резьбы в опасных местах. Совершенно ясно, что классические методы расчета напряжений делением нагрузки на площадь сечения больше не могут быть пригодными для обеспечения ожидаемого уровня надежности конструкций. Вне концентраторов напряжения безопасны и вероятность отказа близка к нулю. В рассмотренной резьбе напряжения во впадинах витков превосходят номинальные в 5,1 раз, что установлено аналитически (см. табл. 3). Важность понимания нелинейного распределения напряжений по объему деталей дает правильный ключ к поиску наиболее эффективных методов обеспечения качества изделий, содержащих циклически нагруженные резьбы. При этом предлагается отодвинуть на второй план равномерное «сдабривание» проката дорогостоящим легированием или избавлением от вредных примесей и разнообразных неметаллических включений. Нужно управлять комплексом «микроструктура - свойства» материала именно там, где он имеет критически недостаточный уровень, ликвидируя уязвимость конструкции целиком для гарантии качества. На наш взгляд, наиболее эффективным путем повышения надежности и долговечности циклически нагруженной резьбы является локальная термообработка.

About the authors

S. N Moltsen

Perm National Research Polytechnic University

A. V Kravchenko

Perm National Research Polytechnic University

Y. N Simonov

Perm National Research Polytechnic University

R. M Polezhayev

ELKAM-neftemash

References

  1. Георгиев М.Н., Симонов Ю.Н. Трещиностойкость железоуглеродистых сплавов: монография. - Пермь: Изд-во Перм. нац. исслед. политехн. ун-та, 2013. - 418 с.
  2. Дефекты и повреждения деталей и конструкций: монография / В.М. Кушнаренко, В.С. Репях, Е.Ю. Чирков, Е.В. Кушнаренко; Оренбург. гос. ун-т. - Оренбург, 2011. - 402 с.
  3. Фрактография и атлас фрактограмм / пер. с англ. Е.А. Шура; под ред. М.Л. Бернштейна. - М.: Металлургия, 1982. - 489 с.
  4. Breen D.H., Wene E.M. Fatigue in machines and structures-ground vehicles // Fatigue and Microstructure / American Society for Metals, Metals Park OH. - 1979. - 77 р.
  5. Atlas of fatigue curves / ed. by Howard E. Boyer; Senior Technical Editor American Society for Metals. - 1990. - 534 р.
  6. Симонов Ю.Н., Георгиев М.Н., Симонов М.Ю. Основы физики и механики разрушения: учеб. пособие для вузов. - Пермь: Изд-во Перм. нац. исслед. политехн. ун-та, 2012. - 203 с.
  7. Симонов Ю.Н., Симонов М.Ю. Физика прочности и механические испытания металлов: курс лекций. - Пермь: Изд-во Перм. нац. исслед. политехн. ун-та, 2020. - 199 с.
  8. Callister W.D., Rethwisch D.G. Materials Science and Engineering AN INTRODUCTION / The University of Utah. The University of Iowa. - U.S.A.: Wiley, 2014. - 990 p.
  9. Heidersbach R. Metallurgy and corrosion control in oil and gas production. - John Wiley & Sons, Inc., 2011. - 293 р.
  10. Грудинин В.Г., Пачковский П.А. Выбор допускаемых напряжений при расчете соединений // Молодежный вестник ИРГТУ. - 2017. - № 2. - С. 8.
  11. Tada H., Paris P.C., Irwin G.R. The stress analysis of cracks handbook. - New York: ASME, 31. NACE, 2000.- 515 p.
  12. Штремель М.А. Разрушение: монография: в 2 кн. Кн. 1. Разрушение. - М.: Изд-во МИСиС, 2015. - 976 с.
  13. Feargal P.B. Fatigue and fracture mechanics analysis of threaded connections / Department of Mechanical Engineering University College. - London, 1992. - 402 р.
  14. Николаева Е.А. Основы механики разрушения: учеб. пособие. - Пермь: Изд-во Перм. нац. исслед. политехн. ун-та, 2010. - 103 с.
  15. Никифоров А.Д. Точность и технология изготовления метрических резьб. - М.: Высшая школа, 1963. - 181 с.
  16. Комарова Т.А., Кузьмин Ю.С., Федосов В.Г. К вопросу о концентрации напряжений в резьбовом соединении главного уплотнения реактора типа ВВЭР / ОАО «Ижорские заводы». - СПб., 2010. - 8 с.
  17. Справочник металлиста. Т. 1. Свойства и выбор железа и сталей / Американское общество металловедов. - 9-я ред. - 1987. - 67 с.
  18. Shigley J.E., Mischke C.R. Mechanical engineering design. - 5th ed. - McGraw-Hill, New York, 1989. - 123 p.
  19. Irwin G.R. Plastic zone near a crack and fracture toughness // Proc. 7th Sagamore Conf. - New York: Raquette Lake, 1960. - P. IV-63.
  20. Yokobori T. Fatigue crack propogation as successive stochastic process // Report Research Inst. Strength Fract. Mater. Tohoku Univ. - 1971. - Vol. 6. - P. 18.
  21. Штремель М.А. Прочность сплавов: учеб. для вузов. Ч. 2. Деформация. - М.: Изд-во МИСиС, 1997. - 537 с.
  22. Песин М.В. Повышение надежности резьбовых соединений нефтегазовых изделий // Технология машиностроения. - 2011. - № 9. - С. 49-50.

Statistics

Views

Abstract - 54

PDF (Russian) - 18

Refbacks

  • There are currently no refbacks.

This website uses cookies

You consent to our cookies if you continue to use our website.

About Cookies