Full Text

На промыслах нашей страны и за рубежом круглосуточно работают тысячи нефтяных скважин, большинство из которых оборудованы штанговыми нефтенасосными установками. Одним из основных элементов таких установок является колонна насосных штанг[1] [1]. Насосные штанги работают в условиях циклического нагружения в коррозионной среде, которая порой является достаточно агрессивной. Ввиду этого для таких изделий, как штанги, крайне важными являются характеристики коррозионно-усталостной прочности [2, 3]. Для повышения коррозионно-усталостной прочности применяют разнообразные методы упрочнения. Усталостное разрушение обычно начинается с поверхности, поэтому для повышения несущей способности штанги в первую очередь необходимо повысить сопротивление усталости приповерхностной области. Одним из наиболее эффективных механизмов упрочнения приповерхностной области является создание в ней осевых сжимающих остаточных напряжений [4-12]. К широко известным методам упрочнения относятся методы поверхностного пластического деформирования (дробеструйный наклеп, обкатка шариками или роликами и др.), а также поверхностная закалка токами высокой частоты (ТВЧ). Данные методы позволяют создавать достаточно большие по абсолютному значению остаточные сжимающие напряжения в приповерхностном слое изделия. Применительно к насосным штангам наиболее широкое распространение получили дробеструйный наклеп и поверхностная закалка ТВЧ. Но недостатком этих методов является локальный характер упрочнения как по длине изделия (достигается неравномерное распределение остаточных напряжений), так и по сечению (упрочняется только поверхностный слой малой глубины). При длительном времени работы изделия в агрессивной среде (в случае штанг - это несколько лет) происходит постепенное неизбежное разъедание поверхностного слоя от коррозии, и эффект упрочнения в итоге теряется. Авторами исследуется отличающаяся от отмеченных выше способов методика, направленная на повышение усталостной долговечности длинномерных цилиндрических изделий [13-19]. Исследуемая методика заключается в создании в приповерхностной области изделия осевых сжимающих остаточных напряжений за счет предварительного упругопластического деформирования совместным растяжением и кручением. При этом сначала осуществляется стадия растяжения, а затем стержень, находящийся в состоянии растяжения, подвергается кручению. После снятия внешнего растягивающего усилия и момента кручения происходит упругая разгрузка, по окончании которой в изделии (в случае неупругого деформирования на стадии нагружения) сохраняются остаточные деформации и остаточные напряжения. В отличие от методов поверхностного пластического деформирования данный вид упрочнения носит объемный характер, поэтому достигается более равномерное распределение остаточных напряжений по длине штанги (при условии равномерности начальных свойств), а на стадии растяжения происходит еще и правка, т.е. восстановление пространственной геометрии длинномерного изделия. При этом глубина упрочненного слоя может составлять 1/3 радиуса от поверхности изделия, что превышает глубину проникновения коррозионных язв и препятствует дальнейшему развитию зарождающихся на поверхности трещин, поэтому эффект упрочнения сохраняется в течение длительного времени работы изделия. В настоящее время данная упрочняющая технология используется для восстановления работоспособности бывших в эксплуатации, но еще не исчерпавших свой ресурс насосных штанг [20, 21]. При этом существующие режимы деформирования, которые включают однократное кручение (кручение в одну сторону) предварительно растянутого изделия с зафиксированной продольной деформацией и последующую полную разгрузку, нельзя назвать эффективными. Из-за неоднородности распределения начальных механических свойств по длине штанги появляется опасность образования шеек и даже разрушения по телу изделия в процессе упрочнения. Исходя из этого вводится ограничение на величину угла закручивания, что, в свою очередь, не позволяет создавать на поверхности достаточные значения остаточных осевых напряжений, способных существенно повысить усталостную долговечность изделия. Авторами проведены исследования, в результате которых технология упрочнения цилиндрических изделий совместным растяжением и кручением была модернизирована [13-19]. Взамен существующей методики, заключающейся в однократном кручении стержня, находящегося в состоянии растяжения, разработана методика, заключающаяся в реверсивном (знакопеременном) кручении стержня, находящегося в состоянии растяжения. На начальном этапе было проведено теоретическое и экспериментальное исследование поведения тонкостенных трубчатых образцов, у которых напряженное состояние в рабочей части можно считать однородным, в условиях совместного растяжения и кручения. Для этого построена математическая модель упругопластического деформирования совместным растяжением и кручением тонкостенного трубчатого тела [15]. По результатам испытаний трубчатых образцов на одноосное растяжение, чистый сдвиг, а также совместное растяжение и кручение [13, 14] определены материальные параметры модели и подтверждена ее адекватность. Испытания проводились на образцах из стали 15Х2ГМФ, применяемой для изготовления насосных штанг. На основе модели деформирования тонкостенного трубчатого изделия построена модель деформирования цилиндрического тела круглого сечения совместным растяжением и кручением, позволяющая рассчитать распределение по сечению остаточных осевых (σos) и остаточных касательных напряжений (τos), созданных в процессе упрочнения [16, 18]. Адекватность данной модели подтверждена по результатам испытаний цилиндрических образцов круглого сечения, при этом точность отражения действительности является вполне приемлемой для решения инженерных задач. Это позволяет работать с ней в дальнейшем, а именно определить с ее помощью область рациональных режимов деформирования. В свою очередь, рациональными являются такие режимы деформирования, после которых создается наиболее благоприятное (с позиции повышения усталостной прочности) распределение остаточных напряжений по сечению тела. Среди критериев наиболее благоприятного распределения остаточных напряжений по поперечному сечению тела можно выделить следующие: - в приповерхностной области создаются как можно большие по абсолютному значению остаточные осевые сжимающие напряжения, положительно влияющие на повышение характеристик усталостной и коррозионно-усталостной прочности; - в сердцевине стержня создаются как можно меньшие остаточные осевые растягивающие напряжения, отрицательно сказывающиеся, когда на них накладываются рабочие напряжения в изделии (осевые растягивающие напряжения, возникающие в насосной штанге); - сердцевина стержня остается упругой (имеет упругое ядро), в противном случае из-за неоднородности свойств изделия по длине это грозит началом шейкообразования в наиболее ослабленном участке (участке штанги с наименьшими характеристиками прочности), т.е. приводит к негодности изделия для дальнейшей работы; - в приповерхностной области создаются как можно меньшие по абсолютному значению остаточные касательные напряжения, которые могут отрицательно повлиять на характеристики усталостной прочности; - возникает достаточно большая глубина проникновения от поверхности остаточных осевых сжимающих напряжений, которая превосходит глубину проникновения коррозионных язв при работе изделия в агрессивной среде и не позволяет развиваться зарождающимся в приповерхностной области коррозионным трещинам. Исходя из данных критериев могут быть определены рациональные режимы предварительного деформирования цилиндрического тела. Режимы определялись непосредственно при работе с программой, реализующей модель деформирования, путем варьирования такими параметрами, как начальное напряжение растяжения (σn) и величина относительной сдвиговой деформации наружного цилиндра на стадиях кручения (γmax). Под начальным напряжением растяжения (σn) подразумевается напряжение, которое достигается в процессе деформирования на стадии растяжения и с которого начинаются последующие стадии кручения тела. Величина γmax определяется с учетом наилучшего распределения остаточных осевых напряжений по сечению: как можно большие по абсолютному значению сжимающие напряжения в приповерхностной области при как можно меньших растягивающих в сердцевине. При этом остаточные растягивающие напряжения должны удовлетворять условию статической прочности, т.е. в сумме с наибольшими рабочими напряжениями в наиболее нагруженных верхних штангах (до 98 МПа согласно ГОСТу[2]) быть меньше допускаемого напряжения на растяжение ([σ] = 600 МПа для исследуемой стали 15Х2ГМФ). Величина [σ] определена как отношение наименьшего среди исследуемых образцов предела текучести материала (σ0,2 = = 840…870 МПа) к коэффициенту запаса прочности (n = 1,4). С поправкой на то, что остаточные растягивающие напряжения могут повлиять на характеристики усталостной прочности, их допускаемая величина уменьшена еще в 2 раза, т.е. до 250 МПа (а по возможности желательно оставлять их еще меньшими). При определении уровня начального напряжения растяжения выявилось, что уровень σn = σ0,2 не позволяет обеспечить в сердцевине стержня упругое ядро по той причине, что в момент начала кручения сердцевина уже находится в пластическом состоянии. К тому же хоть кручение с уровня σ0,2 и позволяет создавать на поверхности достаточно высокие по абсолютному значению остаточные сжимающие напряжения, но при этом в сердцевине неизбежно появляются неприемлемо высокие величины остаточных растягивающих напряжений. Близлежащие к σ0,2 уровни начальных напряжений растяжения являются неэффективными по тем же причинам. С другой стороны, ранее при описании результатов исследования тонкостенных трубчатых образцов [14] было отмечено, что уровни σn < 0,7σ0,2 являются также неэффективными, так как не позволяют при дальнейшем кручении накопить достаточно большую величину продольной пластической деформации, а следовательно, не позволяют создавать в итоге в приповерхностной области желаемые величины остаточных осевых сжимающих напряжений. Исходя из всего перечисленного получается, что приемлемый диапазон для σn находится в пределах 0,7σ0,2 ≤ σn ≤ 0,8σ0,2. В итоге после подробного рассмотрения различных уровней начального напряжения растяжения (в пределах 0,5σ0,2 ≤ σn ≤ σ0,2) наиболее рациональным оказался уровень σn = 0,75σ0,2. На рис. 1 показано, как зависит величина остаточных осевых сжимающих напряжений на поверхности тела от амплитуды сдвиговой деформации (γa) при знакопеременном и однократном кручении с уровня σn = 0,75σ0,2. Рис. 1. Графики зависимостей остаточных осевых напряжений на поверхности изделия от амплитуды сдвиговой деформации при кручении предварительно растянутого образца из стали 15Х2ГМФ с фиксированной продольной деформацией ε с уровня σ = 0,75σ0,2: 1 - одна стадия кручения до gmax = ga; 2 - две стадии: кручение до gmax = ga, кручение в противоположную сторону до gmax = -ga; 3 - три стадии: кручение до gmax = ga, кручение в противоположную сторону до gmax = -ga, кручение в первоначальном направлении до gmax = 0,67ga Экстремум величины σos (см. рис. 1) в случае знакопеременного кручения (и при двух, и при трех стадиях кручения) достигается при амплитуде γa = 0,008. В случае однократного кручения экстремум величины σos достигается при сдвиговой деформации γmax = 0,014 (σos = -157 МПа), при этом на рисунке видно, что зависимость 1 достаточно пологая: так, при γmax = 0,012 значение σos = -153 МПа. Различие между -157 и -153 МПа является несущественным, а разница в величине остаточных растягивающих напряжений в сердцевине стержня при γmax = 0,014 и γmax = 0,012 становится более значительной. При γmax = 0,014 в сердцевине стержня уже практически исчезает упругое ядро. Ввиду этого при однократном кручении в качестве рационального параметра принята величина γmax = 0,012. На рис. 2 представлены расчетные графики распределения остаточных напряжений по радиусу поперечного сечения (R) образца из стали 15Х2ГМФ после его упрочнения по рациональному режиму совместного растяжения и однократного кручения. На рис. 3 представлены расчетные графики распределения остаточных напряжений после упрочнения образца по рациональному режиму совместного растяжения и знакопеременного кручения. В подрисуночных подписях φ - это угол закручивания образца, вычисляемый по формуле (1) где l - длина рабочей части образца без галтелей, а Rmax - наружный радиус образца. а б Рис. 2. Распределение остаточных осевых (а) и остаточных касательных (б) напряжений по радиусу поперечного сечения образца из стали 15Х2ГМФ после его упрочнения в последовательности: растяжение до σ0,2 (σ0,2 = 870 МПа), разгрузка до σ = 0,75σ0,2, фиксация достигнутой продольной деформации на постоянном уровне, кручение до φ = 0,096 рад (gmax = 0,012) а б Рис. 3. Распределение остаточных осевых (а) и остаточных касательных (б) напряжений по радиусу поперечного сечения образца из стали 15Х2ГМФ в случае возможной разгрузки после: 1 - первой, 2 - второй и 3 - третьей стадий кручения при упрочнении в последовательности: растяжение до σ0,2 (σ0,2 = 870 МПа), разгрузка до σ = 0,75σ0,2, фиксация достигнутой продольной деформации на постоянном уровне, кручение до φ = φа (φа = 0,064 рад, gmax = 0,008), кручение в противоположную сторону до φ = -φa, кручение в первоначальном направлении до φ = 0,043 рад (gmax = 0,0054) На рис. 2 и 3 видно, что и в случае режимов упрочнения с однократным кручением, и в случае режимов со знакопеременным кручением достигается достаточно большая глубина проникновения остаточных осевых сжимающих напряжений (около 1/3 радиуса от поверхности). Однако, обеспечивая и в том, и в другом случае выполнение условия прочности в сердцевине (остаточные растягивающие напряжения составляют в обоих случаях 210 МПа), при упрочнении по методике совместного растяжения и знакопеременного кручения на поверхности удается создать большие по абсолютному значению остаточные сжимающие напряжения (-243 МПа против -153 МПа). Уменьшение величины достигаемой сдвиговой деформации на третьей стадии знакопеременного кручения по сравнению с амплитудным значением первой и второй стадий кручения применяется для минимизации итоговой величины остаточных касательных напряжений. На рис. 3, б можно видеть, что касательные напряжения после третьей стадии кручения вдоль всего радиуса не превышают величины 25 МПа (по модулю), а это на один порядок меньше величины остаточных сжимающих напряжений, созданных в приповерхностной области. В случае же режимов упрочнения с однократным кручением в приповерхностной области создаются и остаточные осевые (-153 МПа), и остаточные касательные напряжения (-123 МПа) одного порядка, что видно на рис. 2. Режимы упрочнения, графики распределения остаточных напряжений после которых представлены на рис. 2 и 3, можно считать рациональными для образца с размерами d = 10 мм, l = 40 мм. Для стандартной насосной штанги (d = 19 мм, l = 8 м) сдвиговая деформация по внешнему диаметру как у режима, соответствующего рис. 2 (gmax = 0,012), будет согласно формуле (1) равна углу закручивания одного конца штанги по отношению к другому на величину т.е. на 579°. Это достаточно большой угол закручивания. Получается, что у штанги, которая при реализуемой технологии упрочнения находится в состоянии растяжения, необходимо один конец закрутить по отношению к другому больше чем на 1,5 оборота. Сами насосные штанги отличаются неоднородностью свойств по длине, поэтому такое закручивание грозит началом образования шеек (местного утонения) в участках с наименьшими характеристиками прочности. Кроме того, закручивание одного конца штанги по отношению к другому на величину более одного оборота достаточно сложно осуществить технологически. Исходя из этого ограничим закручивание штанги величиной в один полный оборот (2π). С практической точки зрения эта величина тоже достаточно большая, но с исследовательской точки зрения она является приемлемой, к тому же технологически осуществимой. Таким образом, сдвиговая деформация по наружному диаметру изделия должна удовлетворять условию (2) где [gmax] - допускаемое значение максимальной сдвиговой деформации. Для насосной штанги с размерами d = 19 мм, l = 8 м согласно формуле (2) gmax ≤ 0,0075. Для штанг других стандартных типоразмеров, у которых d > 19 мм, при такой сдвиговой деформации величина угла закручивания также не будет превышать один оборот. С учетом ограничения по деформации gmax изменены рациональные режимы упрочнения. На рис. 4 представлены расчетные графики распределения остаточных напряжений по радиусу поперечного сечения образца после упрочнения по рациональному режиму совместного растяжения и однократного кручения, а на рис. 5 - графики распределения остаточных напряжений после упрочнения по рациональному режиму совместного растяжения и знакопеременного кручения. а б Рис. 4. Распределение остаточных осевых (а) и остаточных касательных (б) напряжений по радиусу поперечного сечения образца из стали 15Х2ГМФ после его упрочнения в последовательности: растяжение до σ0,2 (σ0,2 = 870 МПа), разгрузка до σ = 0,75σ0,2, фиксация достигнутой продольной деформации на постоянном уровне, кручение до φ = 0,06 рад (gmax = 0,0075) Анализ результатов, приведенных на рис. 4 и 5, показывает, что при ограничении величины gmax преимущества методики упрочнения совместным растяжением и знакопеременным кручением перед методикой совместного растяжения и однократного кручения становятся еще более ярко выраженными. При упрочнении по методике совместного растяжения и знакопеременного кручения на поверхности удается создать более чем в 2 раза превосходящие по абсолютному значению остаточные сжимающие напряжения (-234 МПа против -109 МПа). Итоговая величина остаточных касательных напряжений при знакопеременном кручении по сечению не превышает 17 МПа (по модулю), при однократном кручении в приповерхностной области они составляют -70 МПа. И в том, и в другом случае в сердцевине остается достаточных размеров упругое ядро, и хотя при однократном кручении в ней создаются меньшие остаточные растягивающие напряжения (91 МПа), но и при знакопеременном кручении их значения (186 МПа) также не превышают допустимой величины. а б Рис. 5. Распределение остаточных осевых (а) и остаточных касательных (б) напряжений по радиусу поперечного сечения образца из стали 15Х2ГМФ в случае возможной разгрузки после: 1 - первой, 2 - второй и 3 - третьей стадий кручения при упрочнении в последовательности: растяжение до σ0,2 (σ0,2 = 870 МПа), разгрузка до σ = 0,75σ0,2, фиксация достигнутой продольной деформации на постоянном уровне, кручение до φ = φа (φа = 0,06 рад, gmax = 0,0075), кручение в противоположную сторону до φ = -φa, кручение в первоначальном направлении до φ = 0,043 рад (gmax = 0,0054) На рис. 6 для примера показаны расчетные графики распределения остаточных напряжений по радиусу поперечного сечения штанги (d = 19 мм, l = 8 м) из стали 15Х2ГМФ. Причем графики на рис. 4 и 6 соответствуют одному и тому же режиму упрочнения, но для цилиндрических тел разного диаметра. На рис. 6 видно, что для изделия (штанги) диаметром 19 мм глубина проникновения от внешней поверхности остаточных осевых сжимающих напряжений составляет около 3 мм. При упрочнении штанги диаметром 19 мм по методике совместного растяжения и знакопеременного кручения также получается глубина проникновения около 3 мм, а для штанги диаметром 25 мм глубина проникновения остаточных сжимающих напряжений составляет около 4 мм. Таким образом, упрочнение прямолинейного стержня круглого сечения совместным растяжением и кручением позволяет создать благоприятное с позиции повышения усталостной долговечности а б Рис. 6. Распределение остаточных осевых (а) и остаточных касательных (б) напряжений по радиусу поперечного сечения штанги из стали 15Х2ГМФ после ее упрочнения в последовательности: растяжение до σ0,2 (σ0,2 = 870 МПа), разгрузка до σ = 0,75σ0,2, фиксация достигнутой продольной деформации на постоянном уровне, кручение до φ = 6,28 рад (gmax = 0,0075). распределение остаточных напряжений по поперечному сечению. Упрочнение по разработанной новой методике (совместным растяжением и знакопеременным кручением) является значительно эффективнее, чем существующей методикой - совместным растяжением и однократным кручением.

About the authors

A. A Kryukov

Perm National Research Polytechnic University

V. E Wildemann

Perm National Research Polytechnic University

References

Statistics

Views

Abstract - 53

PDF (Russian) - 39

Refbacks

• There are currently no refbacks.