книги / Технологические процессы и технические средства для глубинно-насосной эксплуатации нефтяных скважин

ется. Обнаруженная корреляция позволяет по магнитограммам, снятым в выбранной точке изделия или металлоконструкции, определять предел пропорциональности σпц. Но предел пропорциональности (микротекучести), как известно, является одним из косвенных (неразрушающих) параметров определения предела выносливости конструкционных материалов [86].

К перспективным направлениям такого рода исследований относятся магнитные методы для неразрушающего определения механических, в том числе и усталостных свойств. Сравнение результатов определения предела выносливости разрушающим методом и методом магнитоупругого размагничивания по значению σк показали их достаточно хорошее согласие (см. табл. 3.9).

Прогрессивность использования магнитоупругих явлений заключается в легкости считывания информации с помощью датчиков магнитного поля, в большой структурной чувствительности метода. Все это удовлетворяет условию минимальных материальных и временных затрат и позволяет механизировать и автоматизировать процесс. Большим преимуществом магнитоупругого метода является отсутствие необходимости вырезки из металла образцов, так как метод допускает контроль значения σк прямо на конструкции путем ее локального намагничивания ипоследующего нагружения.

Таблица 3 . 9

Результаты определения предела выносливости образцов насосной штанги из стали 20Н2М различными методами

191

3.4. Неразрушающий метод определения предела выносливости длинномерного изделия из стали 20Н2М при статическом нагружении

Магнитные методы контроля механических свойств материалов (твердости, предела текучести и прочности предположения к разрушению напряженно-деформированного изделия) довольно успешно используются в промышленности [87, 88, 89, 90]. В то же время неразрушающий контроль такого параметра, как предел выносливости, находится в стадии исследований [91, 92].

Вряде публикаций, посвященных этому вопросу, присутствуют сведения о большой чувствительности магнитоупругого эффекта

кизменениям в дефектной структуре металла при пластической деформации и усталостном нагружении [93, 94, 95, 96]. Так, например, магнитоупругий эффект при изгибных колебаниях более чувствителен к наклепу, чем коэрцитивная сила [93], а магнитострикция, как это показано при усталостных изгибных испытаниях лопаток авиационных турбин, является весьма эффективным индикатором перераспределения внутренних напряжений [94].

Используя магнитоупругий эффект, можно контролировать изменения в металле в процессе его усталостных испытаний и определять неразрушающим методом предел выносливости с более высокой производительностью по сравнению с традиционным методом его определения при разрушающем контроле [95, 96, 97, 98].

Одной из целей настоящего исследования явилось изучение закономерностей изменения магнитного поля остаточно намагниченных образцов стали 20Н2М при статическом нагружении, как в области упругой, так и пластической деформации.

Вработах [99, 100, 101] экспериментально показано, что зна-

чение тангенциальной составляющей поля Нτ остаточно намагниченного образца магниторазомкнутой формы близко по величине к коэрцитивной силе, поэтому по Нτ можно определять с помощью накладного феррозондового датчика коэрцитивную силу и исследовать

192

связанные с ней параметры, например упругие и пластические деформации [101, 102]. Магнитным дифференциальным методом или

спомощью магнитометра большой разрешающей способности можно обнаруживать связанные с Hc тонкие структурные изменения, которые происходят в металле при нагружении[103].

Вданной работе исследования были проведены на образцах в виде шпилек длиной рабочей цилиндрической части 55 мм, диаметром 6,5 мм или длиной базы 50 мм и диаметром 10 мм. Поверхность рабочей части образцов шлифовалась шкуркой. Наклепанный слой толщиной порядка 100 мкм стравливался электрохимическим методом. Нагружение образца осуществлялось на разрывной машине Р50

спомощью немагнитных штанг 2 длиной 300 мм (рис. 3.10), в которые ввинчивался образец 1. Нормальная составляющая магнитного поля остаточно намагниченного образца вблизи его конца измерялась холловским датчиком 6 и магнитометром 7. Тангенциальная составляющая поля остаточно намаг-

193

нормальная Hnσ составляющая поля под нагрузкой. После снятия нагрузки фиксировалась Hτ или Hn.

Далее следовало новое намагничивание, измерение Hτ о(Hno), затем цикл повторялся при большей нагрузке, т.е. осуществлялось ступенчатое увеличение статических напряжений в образце. Влияние лабораторного магнитного поля на результаты измерений уменьша-

раторном поле Н = 40 А/м, направленном встречно остаточной намагниченности. Коэрцитивная сила измерялась на вибрационном магнитометре, в котором измерительная катушка колебалась относительно конца образца. Пластическая деформация определялась по остаточному удлинению образца, которое измерялось индикатором часового типа с ценой деления 0,01 мм.

Результаты изучения зависимости Hτ от величины прикладываемой нагрузки на образцах, изготовленных из материалов в состоянии поставки, как в момент приложения, так и после ее снятия представлены на рис. 3.11.

Из рис. 3.11 видно, что величина Hτ о в интервале напряжений от 0 до 200 МПа (кривая 2) практически не меняется, т.е. после цикла «нагрузка – разгрузка – намагничивание» сталь возвращается в исходное состояние. Это означает, что статические напряжения вызывают только упругую деформацию. Однако при напряжениях σ = 200…250 МПа, далеких, как это видно из графика зависимости «деформация – напряжение» (см. рис. 3.11, кривая 5), от предела текучести, величина Hσ начинает расти и достигает некоторого насыщения при σ = 500 МПа. Полные изменения ∆ Нσ составляют 85 % от исходного сигнала при достижении предела текучести.

Измеренная после разгружения образца величина Hτ вначале резко уменьшается с увеличением нагрузки, проходит через минимум и, достигнув максимума при σ = 470 МПа, начинает уменьшаться (см. рис. 3.11, кривая 3). С ростом растягивающих напряжений величина Hτσ убывает (см. рис. 3.11, кривая 4), а после пластической

194

хранять большую величину внутреннего поля и связанную с ним величину Hτ о. Эта же причина лежит в основе роста Нс.

Изменение коэрцитивной силы Нс качественно подобно изменению Hτ о при нагрузках, меньших предела текучести (см. рис. 3.11, кривые 1, 2). Но в то время как Hτ о увеличивается в этом диапазоне на 75 %, изменение коэрцитивной силы составляет лишь 5,5 %. Однако пластическая деформация до 12 % образцов, изготовленных из насосных штанг, изменяетHτ о на10 %, приэтомНс увеличиваетсяпримерновдвараза.

У образца из стали 20Н2М, пластически деформированного на ε = 12 % и затем подвергнутого отжигу при 960 ° С (1 ч, вакуум) с последующим медленным охлаждением, характер всех зависимостей несколько иной (рис. 3.13, б). В частности, Нτ о и Hτ на начальных этапах нагружения начинают изменяться раньше (при 180 МПа против 320 МПа для образцов в состоянии поставки) и эти изменения в начале деформации невелики. Но с дальнейшим увеличением деформации Нτ о и Нτ резко возрастают, а затем с ростом σ меняются незначительно, при этомНс продолжает довольносильнорасти.

На рис. 3.13, а показаны те же зависимости, но на образцах, вырезанных из работавшей насосной штанги, из той же стали. Ход зависимостей Hτ 0, и Hτ от σ (см. рис. 3.11, 3.12) позволяет сделать вывод о существовании некоторого предельного напряжения, при достижении которого в стали 20Н2М начинают происходить необратимые изменения в структуре дефектов. Они приводят к перераспределению полей внутренних напряжений, которые, в свою очередь, вызывают перераспределение магнитных доменов. Например, в качестве предельного напряжения можно рассматривать σ 1, при котором начинает происходить заметное увеличение Hτ о. Касательная, проведенная к кривой Нτ о в точке перегиба, при пересечении с осью σ даст некоторое эффективное значение σ 2, при котором Hτ о начинает необратимо возрастать. С другой стороны, на кривых Hτ (σ ) и Hn(σ ) (на рисунках не показано) существует минимум в интервале напряжений σ = 180…270 МПа для различных образцов стали. Значение напряжения, при котором наблюдается минимум, обозначим σ 3.

197

выносливости. Благодаря этому существует возможность оценивать предел выносливости из стали 20Н2М, находящейся вне коррозионной среды, ускоренным магнитоупругим неразрушающим методом по изменению Нτ и Нn.

3.5. Долговечность насосных штанг из стали 20Н2М и 15Х2НМФ отечественного производства, бывших в эксплуатации

Основные причины замены насосных штанг, установленных по сопроводительной документации, визуальному и/или инструментальному контролю, следующие:

–неисполнение технических требований к прокату и при изготовлении штанг;

–превышение установленного срока службы;

–механический износ тела, резьбы головок штанг, наружной поверхности муфт, износ резьбы соединительных, переходных муфт;

–коррозионное поражение поверхности насосных штанг;

–сосредоточенная пластическая деформация насосных штанг;

–малоцикловая усталость из-за недопустимой кривизны скважины;

–непрямолинейность тела штанги;

–несоосность резьбы головки и тела штанги.

Следовательно, для перспективного и текущего прогнозирования режимов отбора жидкости, ее физико-химических свойств, межобрывного периода работы подземного оборудования и его эксплуатационных показателей были установлены, на основе предварительно проведенных исследований на воздухе и в коррозионных средах, усталостные показатели (предел выносливости, предел ограниченной выносливости) и корреляция между показаниями средств неразрушающего контроля, макро- и микроструктурой материала тела штанги и сопротивлением усталости материала штанги.

199

Для определения остаточного ресурса насосных штанг ШН19 из стали 20Н2М (изготовитель Очёрский машзавод, г. Очёр, режим термообработки нормализация), 15Х2НМФ (изготовитель машзавод им. В.И. Ленина, г. Пермь, режим термообработки закала и высокий отпуск) были проведены усталостные испытания фрагментов насосных штанг на основе изгиба с вращением (ГОСТ 25.502–79) на воздухе со скоростью 2000 об/мин (база испытаний 5·106 циклов) при температуре окружающей среды 20 ° С [15, 28].

Анализируя полученные в результате испытаний значения пределов выносливости для штанг с различной продолжительностью эксплуатации, делали заключения об остаточном ресурсе (долговечности) этих штанг. Всего было исследовано 12 серий, составленных из насосных штанг, продолжительность эксплуатации которых изменялась от 2 до 12 лет. По результатам усталостных испытаний два или три разрушившихся образца из каждой серии были подвержены металлографическому анализу, с тем чтобы установить зависимость между структурой металла штанги в области излома, амплитудой сигнала h средств неразрушающего контроля и усталостной прочно-

стью σ–1 [20].

Микроструктуру и микротвердость образцов на поверхности и в центре исследовали на поперечных микрошлифах. Твердость измеряли на твердомере ПМП-3 при нагрузке 200 гс. Измерения проводили, начиная от фокуса излома вдоль края шлифа. Измерив микротвердость вдоль поверхности, находили минимальное значение и, начиная от него, выполняли замеры к центру до тех пор, пока не получали значения твердости сердцевины. Одновременно определяли глубину обезуглероженного слоя (ГОСТ 1763–68), балл зерна (ГОСТ 5839–82) и форму зерна феррита (ГОСТ 5640–68) в сердцевине. Из результатов испытаний на изгиб с вращением установили (рис. 3.14), что для всех исследованных насосных штанг остаточная усталостная прочность не зависит от продолжительности эксплуатации штанг, причем для рассмотренных серий величина остаточной прочности σ–1 зависит от механической характеристики материала

200