книги из ГПНТБ / Циклическая прочность и долговечность бурового инструмента

мообработки буровой-стали. Частично имеет значение и то, что в опубликованных за последние годы работах почти не уделяет­ ся внимания технологическим вопросам бурозаправочного производства. В связи с этим нами проведено исследование по оптимизации режимов нагрева хвостовиков буровых штанг для

МГЗ-108. Нагрев хвостовиков штанг - осуществлялся, согласно технологии высадки, на длину 250 мм от торца до температуры ковки 1100—1180°. После нагрева до заданной температуры и соответствующей выдержки штанги разрезались на темплеты, из которых приготавливались шлифы для металлографического анализа. Размер аустенитного зерна стали и степень обезугле­

ных устройствах оказал заметное влияние на зернистость стали

сколько меньше в кузнечной печи.

У образцов штанг, нагреваемых в индукторе высокочастот­ ной установки,. заметного обезуглероживания поверхности ме­ талла не обнаружено вследствие незначительного времени

140

нагрева. Выявленная на данных заготовках глубина обезуглеро­ женного слоя металла на поверхности и в промывочном канале остается в пределах глубины аналогичных слоев стали в состоя­ нии поставки. В указанных заготовках не было обнаружено и чрезмерного роста зерна стали. Однако у большинства участ­

Поскольку обычно при индукционном нагреве у мелкозернистых сталей не обнаруживается увеличение зерна выше 6—7 баллов даже при нагреве до высоких температур [155], по-видимому, у некоторых исследуемых плавок буровой стали оказалась по­ вышенная склонность аустенитного зерна к росту. Выборочная

плавки стали обладают повышенной склонностью, аустенитного

Средняя величина действительного аустенитного зерна в пос­ тавляемой буровой стали колеблется в пределах 6—8 баллов стандартной шкалы. Таким образом, на основании проведен­ ных исследований установлено, что поставляемая в настоящее время буровая сталь часто имеет дефекты металлургического происхождения, что значительно снижает долговечность штанг. Иногда сталь в состоянии поставки оказывается наследственно

141

случаев затрудняет упрочнение их с целью повышения цикли­ ческой прочности. Приведенные в предыдущих двух главах результаты исследований показывают, что если преждевремен­ ное усталостное разрушение буровых штанг с внешней поверх­ ности достаточно эффективно устраняется поверхностной индук­ ционной закалкой па глубину 1,2—1,5 мм, то в промывочном канале штанг продолжается разрушение в местах концентрато­ ров напряжений, какими являются обезуглероживание металла,

целью удаление дефектов и предохранение металла от попада­ ния воды, значительно повышает их стойкость. Напротив, обра­ ботка канала, преследующая только предохранение металла от попадания влаги, не оказывает повышения стойкости штанг.

В настоящее время все еще остается спорным вопрос о том, каким способом предохранять поверхность промывочного кана­ ла штанг от разрушения, поскольку достоверно не установлены причины и механизм их коррозионно-усталостного разрушения изнутри. Некоторые авторы процесс коррозионно-усталостного разрушения штанг полностью объясняют с позиции теории электрохимической коррозии [15]. Однако изложенный механизм разрушения штанг не объясняет многих важнейших явлений, наблюдаемых при коррозионно-усталостном разрушении штанг, таких, как очень высокая скорость разрушения, избиртельность разрушения, специфичность геометрии изломов и т. д. Кроме того, если бы развитие усталостных трещин в буровых штангах зависело только от анодных процессов, тогда протекторная или катодная защита явились бы достаточно надежными методами повышения их стойкости. Однако, как показали испытания [15], такая антикоррозионная обработка не оказывает. повыше­ ния стойкости штанг. Не обеспечивают прироста долговечности штанг и различные гальванические покрытия.

Весьма незначительное время работы бурового става и его элементов в воде под нагрузкой, дает основание предполагать, что важнейшим движущим фактором роста усталостных трещин в нем являются не коррозионные явления, протекающие в пла­ не химической или электрохимической'коррозии, а силовые гид­ родинамические факторы, дополнительно увеличивающие опас­

142

ную интенсивность напряжений в тупике трещины. Значитель­ ная методическая трудность, к сожалению, не позволяет оце­ нить степень указанных гидродинамических эффектов в уста­ лостных трещинах прямым экспериментом. Однако вышеуказан­ ные косвенные факторы, такие как морфологическая картина трещин и высокая степень наклепа в стенках их берегов позво­ ляет разработать математический аппарат для оценки гидро­ динамических явлений. Наиболее реальная картина гидродина­ мического процесса в щелевидных трещинах выглядит следую­ щим образом. Первоначально в каком-либо участке штанга, находящемся в зоне опасной интенсивности напряжений возни­

которыми изобилуют поверхностные и внутренние слои, реаль­ ного металла. Эти трещины появляются уже через некоторый промежуток времени с момента начала нагружения, а иногда почти сразу. Поскольку данный дефект развивается из весьма малого размера полости (щели), в первые моменты времени главным движущим фактором роста усталостной трещины дан­ ного линейного спектра может быть только концентрация нап­ ряжений у ее устья. Так как напряжения в зоне такой трещины по направлению могут не совпадать в период цикла с перво­ начальным направлением движения ее берегов, трещина долж:

кой деформации по отрывной форме или, говоря иначе, до тех пор, пока трещина не станет щелевидной. В этот период ее берега начинают двигаться синхронно с напряжениями, выз­ ванными внешними силами. Роль жидкости на данном этапе сводится, очевидно, к формированию русла трещины за счет адсорбирующих пленок, создающих дополнительное механичес­ кое расклинивание.

C формирования щелевидной трещины начинается гидро­ динамический этап ее роста, который следует отнести к докри­ тической фазе, так как по габаритам щель уже относится к спектру микротрещин, а интенсивность в устье ее берегов резко возрастает за счет гидродинамических ударов. При этом рас­ чет гидроудара в щели по Жуковскому при условии смыкания берегов от полуцикла чистого сжатия не показывает сущест­ венного повышения интенсивности напряжений в вершине тре­ щины. Этот вывод вполне закономерен, так как буровой став, практически, не работает в чистом режиме сжатие-растяжение. Кроме того, эффект гидроудара в этом случае весьма незначите­ лен из-за неизбежного выброса жидкости из щели энергией им­

143

ровых сталях под інагрузкой; в) последовательность роста усталостной трещины в канале штан­ ги.

144

Далее покажем, что в полуцикле растяжения, обусловлен­ ном отраженным импульсом также возможно дополнительное

следующим образом. Щелевидная трещина, как было показано, всегда заполняется адсорбированными пленками воды, которые, естественно, при свободном движении берегов могут вытеснять­ ся при их сближении, и наоборот втягиваться (втекать) по закону капиллярных сил при расхождении берегов. Очевидно без существенной погрешности скорость циклического движе­ ния берегов трещины в штанге под нагрузкой можно апроксимировать гармоническим колебанием по формуле 9, в ко­ торой величина В есть степень расхождения берегов при дан­ ной нагрузке. Соответственно скорость движения жидкости в полости трещины при условии полного ее заполнения можно найти из равенства изменения объема полости и жидкости по

учета ее вязкости. Однако вязкостные свойства жидкости и плот­ ность играют большую роль при ее движении в узких щеле­ видных трещинах. Поэтому, согласно закону истечения жид­ костей Торичелли, движение ее определяется разностью давле­ ний и полостью самой жидкости, т. е. формулой 11. Чтобы учесть влияние вязкости жидкости, в формуле 11 перейдем от параметра давления к силе давления и затем из нее выч­

номерно без резких перепадов, получаем уравнение 13 ско­ рости жидкости в зависимости от линейных параметров щели и внешнего давления.

Поскольку движение жидкости определяется силами внеш­ него воздействия, геометрией щели и вязкостью, объединим уравнение 9 и 13. Получаем выражение 14, связывающее все параметры, из которого можно рассчитать величину удара жидкости в тупиковую часть трещины в зависимости от внеш­ них сил, движущих берега, т. е. импульса растяжения и шири­ ны трещины. Расчет показывает, что при существующих ли­ нейных параметрах усталостной щели в буровых штангах в пределах 0,5—1,0 мм скорость втекания жидкости составляет 10—30 м/сек, что в свою очередь создает дополнительное нап­ ряжение в тупике трещины в пределах 2,5—5 кг/мм2. Большая опасность состоит в том, что данные напряжения действуют синхронно с растягивающими напряжениями отраженного импульса, отчего суммарная интенсивность напряжений значи­ тельно возрастает. Поскольку динамический характер нагру­ жения буровой штанги протекает при избыточных давлениях жидкости в полости промывочного канала, а иногда и полости

146

шпура,, нельзя исключать и дополнительных кавитационных разрушений стенок усталостных трещин. Если динамические удары жидкости в щелях при прямом (сжатии) и отраженном (растяжении) полуциклах действуют главным образом в пла­ не повышения. суммарной интенсивности напряжений в тупике

зев щели (рис. 62в). Это в свою очередь прямо способствует увеличению гидродинамических воздействий, т. к, щель спо­ собна поместить большие жидкости.

Непосредственно процесс разрастания трещин в микроско­ пическом ,устье можно объяснить с позиций современной ли­ нейной механики разрушения и энергетической дислокационной теории. C e этой целью рассмотрим обобщенную графическую модель роста трещин в упруго-пластической постановке (рис. 63). На представленном графике по оси абсцисс отклады­ ваются значения растущей трещины, по оси ординат значения интенсивности напряжений. Если дефект на поверхности буро­ вого става лежит в спектре от О до Hy и имеет, например, значение Но, то, очевидно, роста усталостной трещины в дан­ ном элементе бурового става в практическом смысле не будет, т. к. интенсивность у вершины такого дефекта (субтрещины) лежит ниже порогового значения интенсивности напряжений Му, обусловленного пределом усталости данного материала. Рост трещины вместе с тем из дефекта величиной Но в прин­ ципе возможен, если в силу каких-либо факторов, например, длительное коррозионное воздействие, повышение температу-, ры, адсорбция .и т. п., у данной трещины возникает остроко­ нечная вершина, способная двигаться даже при малой интен­ сивности напряжений. В любом случае растущий и нерасту­ щий очаг Но находится в инкубационном режиме роста, когда речь идет о достаточно большой долговечности.

Когда дефект или микротрещина достигает в элементе буро­ вой штанги величины Ну, он попадает в спектр макротрещин. В этом случае интенсивность напряжений на контуре трещины достигнет Му, что говорит о росте магистральной трещины в докритическом режиме, и речь уже может идти только о живу­ чести материала, т. е. ограниченной долговечности. В точке Hy циклическое движение берегов под действием внешних сил деформирует некоторый объем (ядро) зерна металла впереди трещины. Поскольку деформация вызывает быстрое накопление повреждаемости и дислокационных скоплений в вершине тре­ щины, константа Kc вязкости разрушения буровой стали, характеризующая сопротивление росту трещин в микрообъемах

147

Значение важнейших величин в формулах

Ah Мера сближения берегов, трещины. M— Изгибающий момент.

148

зерна при некотором числе циклов падает и достигает в точке 2 величины M для данного размера трещины. Так как при этом достигается критическое состояние материала, то происходит хрупкое подрастание трещины до размера, когда конец её упрется в ювенильный (нетронутый деформацией) материал зерна, т. е. в точку 3. В данной точке трещина находится в состоянии пассивного роста, а возможно и стоит, пока значение вязкости материала Kc снова не достигнет критического значе­ ния в точке 4 и не произойдет очередной акт хрупкого подраста­ ния трещины. Далее процесс циклического роста аналогичен с той лишь разницей, что все последующие параметры роста ма­ гистральной трещины нарастают в повышенном темпе.

В точке А, обусловленной длиной трещины Нф живучесть материала штанги или другого элемента бурового става исчер­ пывается и происходит поломка. Описанные выше гидродинами­ ческие эффекты в щелях существенно снижают фазу живучести материала и, очевидно, главным образом они начинают дейст­ вовать в докритическом режиме роста с момента образования трещины величиной Ну, когда ее полость вполне сформирова­ лась. Если трещина развивается в «сухом» режиме без доступа воды, рост трещины осуществляется значительно медленнее особенно в инкубационной фазе, что и подтверждается экспери­ ментально приведенными выше данными, которые показывают, что в «сухих» условиях долговечность штанг в два-три раза выше. В «сухом» режиме рост трещины возможен только в полуцикле растяжения, когда возрастает интенсивность разрыв­ ных напряжений в вершине. В отличие от гидравлического (коррозионного), рост «сухой» трещины в полцикле сжатия от­ сутствует, так как берега трещины сближены. Следовательно, за весь период нагружения трещина в «сухих» условиях испыты­ вает значительно меньше циклов нагружения, чем коррозионная.

Таким образом, процесс коррозионно-усталостного разруше­

части, а также частичного химического воздействия воды, и соз­ даются условия адсорбирования значительных объемов жидко­ сти.

2. Докритический (досатоточно интенсивный) рост трещины усталости, происходящий в процессе гидродинамического воздействия воды, как при прямом так и отраженном импуль­ сах, и основных растягивающих напряжений при ударе и изгибе штанг.

3. Критический (заключительный) этап хрупкого разрушения, когда за счет гидродинамического давления, обусловленного сжатием воды в полости трещины, суммарных напряжений от внешних сил, кавитационных сил на ее стенках, а также резко

149