硬質(zhì)涂層膨脹錐減摩耐磨性能

魏松波，裴曉含，石白茹，邵天敏，李濤，李益良，謝意

（1.中國石油勘探開發(fā)研究院；2.清華大學(xué)）

硬質(zhì)涂層膨脹錐減摩耐磨性能

魏松波1，裴曉含1，石白茹1，邵天敏2，李濤1，李益良1，謝意1

（1.中國石油勘探開發(fā)研究院；2.清華大學(xué)）

為降低膨脹錐/膨脹管間摩擦阻力，提高膨脹錐耐磨損性能，制備了硬質(zhì)涂層膨脹錐，研究了硬質(zhì)涂層膨脹錐的性能，并對其進行了現(xiàn)場應(yīng)用。采用超音速火焰噴涂技術(shù)在合金鋼膨脹錐表面制備了碳化物硬質(zhì)涂層，使膨脹錐表面硬度提高了近60%。摩擦磨損實驗結(jié)果表明：鋰基脂潤滑條件下，硬質(zhì)涂層使膨脹錐試塊摩擦系數(shù)降低超過30%，磨損量降低約33%；水潤滑條件下，硬質(zhì)涂層使膨脹錐試塊摩擦系數(shù)降低約25%；硬質(zhì)涂層顯著降低了膨脹錐和膨脹管間的摩擦阻力，減輕了磨損，增加了膨脹錐的使用壽命。現(xiàn)場應(yīng)用結(jié)果表明：硬質(zhì)涂層膨脹錐具有良好的耐磨損性能，應(yīng)用4口井后涂層與膨脹錐基體結(jié)合良好，表面無明顯磨損現(xiàn)象，成功完成現(xiàn)場套損井的修補作業(yè)。圖11參22

膨脹錐；膨脹管；硬質(zhì)涂層；減摩性能；耐磨損性能

0 引言

油田開發(fā)中經(jīng)常會出現(xiàn)套管腐蝕、變形和錯斷等套管損傷問題，嚴重影響生產(chǎn)的正常進行，膨脹管技術(shù)的應(yīng)用和推廣對這類問題的解決起了重要作用[1-3]。膨脹管技術(shù)通過液力或機械的方法驅(qū)動膨脹錐使膨脹管發(fā)生永久塑性變形，從而完成修井、完井等作業(yè)全過程[4]。膨脹管技術(shù)應(yīng)用范圍包括修補損壞的套管、開采深水油藏、延伸老井開采更深的油層、側(cè)鉆及多種類型油井建井等，對于解決復(fù)雜地層問題、套管補救等有良好效果[5-6]。膨脹管在膨脹過程中發(fā)生金屬冷變形，要求材料具有足夠的強度及良好的塑性、沖擊韌性、耐腐蝕和磨損性能[7]。膨脹錐是膨脹管技術(shù)中的關(guān)鍵工具之一，膨脹錐在作業(yè)時將受到很大的界面應(yīng)力，要求工具具有足夠的強度、耐沖擊性、耐磨損及耐腐蝕性等，膨脹錐的材質(zhì)、形狀、表面狀態(tài)等因素對施工壓力和作業(yè)質(zhì)量等有重要影響[8]。

套管補貼工藝和大量地面試驗表明，制約膨脹管技術(shù)發(fā)展的一個主要矛盾是膨脹過程中過高的液壓推動力，這直接關(guān)系著膨脹錐的磨損速度、單一膨脹錐的作業(yè)長度和膨脹過程的可靠性[9]。研究表明[9-12]，膨脹管材一定時，膨脹錐的錐角大小、膨脹錐和管內(nèi)壁界面潤滑狀態(tài)及膨脹錐基材力學(xué)性能對摩擦力和耐磨損性能都有很大影響。韓中軒等[11]認為過大或過小的錐角都不利于液壓推動力的降低，對于尺寸107.95 mm膨脹套管，錐角在8°左右時液壓推動力最小。李俊[12]認為改善潤滑條件有利于膨脹過程的順利進行，合適的膨脹錐錐角為7°～10°，液壓推動力隨膨脹錐給進速度增加而增大。

采用噴涂或氣相沉積等涂層化技術(shù)在工件表面制備硬質(zhì)涂層是提高機械零部件表面強度和耐磨損性能的重要方法[13-16]。在膨脹錐表面制備堅硬且具備一定韌性的涂層，可以改變膨脹錐和膨脹管接觸界面的摩擦狀態(tài)，從而達到降低液壓推動力和提高膨脹錐使用壽命的目的[5]。本文采用超音速火焰噴涂技術(shù)在膨脹錐表面制備碳化物硬質(zhì)涂層，研究涂層的力學(xué)性能和摩擦特性，并對硬質(zhì)涂層膨脹錐進行現(xiàn)場應(yīng)用。

1 硬質(zhì)涂層膨脹錐制備

選用外徑為114 mm的膨脹錐作為研究對象，膨脹錐基體材質(zhì)為55SiMoVA合金鋼。在膨脹錐工作面采用超音速火焰噴涂技術(shù)沉積了碳化物硬質(zhì)涂層，并對硬質(zhì)涂層進行拋光處理（見圖1a）。采用掃描電子顯微鏡FEI Quanta 200對膨脹錐硬質(zhì)涂層進行掃描分析（見圖1b），可以看出涂層厚度約為200 μm，涂層厚度均勻，涂層與基體界面處結(jié)合緊密。

圖1 硬質(zhì)涂層膨脹錐實物及膨脹錐涂層區(qū)域掃描電鏡圖

2 硬質(zhì)涂層膨脹錐性能

2.1 硬度

采用顯微硬度計Tukon 2500 Knoop/Vickers測試了硬質(zhì)涂層表面以及膨脹錐基體表面的維氏硬度，載荷為2.94 N，載荷在試樣表面加載時間為10 s。每個試樣測試5個點，并計算維氏硬度的平均值。

圖2a和圖2b分別為無涂層膨脹錐和硬質(zhì)涂層膨脹錐試塊的表面壓痕形貌，可以看出，硬質(zhì)涂層膨脹錐表面的壓痕明顯小于無涂層膨脹錐表面的壓痕，說明硬質(zhì)涂層抵抗外界硬物壓入其表面的能力更強，硬度更高。經(jīng)過計算，硬質(zhì)涂層膨脹錐和無涂層膨脹錐的表面硬度分別為1 190 HV和741 HV，硬質(zhì)涂層使膨脹錐表面硬度提高了約60%。

圖2 膨脹錐壓痕形貌

2.2 摩擦和磨損性能

采用多功能摩擦磨損試驗機UMT-2MT測試無涂層膨脹錐和硬質(zhì)涂層膨脹錐的摩擦系數(shù)和磨損量。從無涂層膨脹錐和硬質(zhì)涂層膨脹錐上截取上摩擦副試塊（見圖3）；從膨脹管上截取下摩擦副試塊（見圖3），下摩擦副試塊硬度約為230 HV?？紤]膨脹管補貼作業(yè)現(xiàn)場實際條件及磨損試驗機實際工作參數(shù)，載荷選用100 N和400 N，測試、分析兩種載荷下摩擦系數(shù)及載荷對摩擦系數(shù)的影響；潤滑介質(zhì)為鋰基潤滑脂，采用往復(fù)摩擦方式，滑動速率為0.04 m/s，每類試塊測試3次以上。由于上摩擦副摩擦面為弧形，與下摩擦副在零載荷接觸時近似為線接觸，隨著載荷增加逐步變?yōu)槊娼佑|。載荷越大，摩擦副表面微變形程度越大，接觸面積就越大。

圖3 膨脹錐上摩擦副和膨脹管下摩擦副

圖4a和圖4b分別為在載荷100 N和400 N條件下摩擦系數(shù)隨時間變化曲線，可以看出：當載荷為100 N時，無涂層膨脹錐和硬質(zhì)涂層膨脹錐試塊的平均摩擦系數(shù)分別為0.075和0.050，硬質(zhì)涂層膨脹錐的摩擦系數(shù)比無涂層膨脹錐的摩擦系數(shù)低約33.3%；當載荷增加到400 N時，無涂層膨脹錐和硬質(zhì)涂層膨脹錐試塊的平均摩擦系數(shù)分別為0.13和0.09，均比載荷為100 N時摩擦系數(shù)高，而硬質(zhì)涂層膨脹錐的摩擦系數(shù)仍比無涂層膨脹錐的摩擦系數(shù)低約30.8%。因此，在鋰基潤滑脂條件下，硬質(zhì)涂層能夠顯著降低膨脹錐和膨脹管間的摩擦系數(shù)，從而在相同工況下能夠降低摩擦阻力。

在載荷為400 N的條件下測試并計算膨脹錐試塊的磨損量，磨損時長為4 h，每類試樣測試3次以上，取其平均值作為最終磨損量。結(jié)果表明，硬質(zhì)涂層膨脹錐試塊的磨損量約為0.225 mm3，無涂層膨脹錐試塊的磨損量約為0.326 mm3，硬質(zhì)涂層使膨脹錐磨損量降低了約33%，說明硬質(zhì)涂層可以有效提高膨脹錐的耐磨損性能。

圖4 鋰基脂潤滑條件下摩擦系數(shù)隨時間變化曲線

采用多功能摩擦磨損試驗機測試了無涂層膨脹錐和硬質(zhì)涂層膨脹錐試塊在去離子水潤滑條件下的摩擦系數(shù)，采用往復(fù)摩擦方式，滑動速率為0.04 m/s。由于水的潤滑性能遠不如潤滑脂，大載荷容易造成測試儀器損壞，因此采用小載荷9 N進行測試。圖5為摩擦系數(shù)隨時間變化曲線，可以看出，無涂層膨脹錐試塊的摩擦系數(shù)在0.4附近波動，而硬質(zhì)涂層膨脹錐試塊的摩擦系數(shù)在0.3附近波動，硬質(zhì)涂層使摩擦系數(shù)降低約25%，說明水潤滑條件下硬質(zhì)涂層也能夠降低膨脹錐與膨脹管間的摩擦阻力。

圖5 水潤滑條件下摩擦系數(shù)隨時間變化曲線

圖6為載荷400 N、鋰基脂潤滑條件下膨脹管試塊磨損后接觸區(qū)的光學(xué)顯微形貌。從圖6a和6b可以看出，當摩擦副對副為硬質(zhì)涂層膨脹錐試塊時，膨脹管試塊磨損后的顯微形貌和原始膨脹管試塊類似，無明顯磨損犁溝；從圖6c可以看出，當摩擦副對副為無涂層膨脹錐試塊時，膨脹管試塊磨損后表面出現(xiàn)較深的磨損犁溝。這表明硬質(zhì)涂層可以顯著減輕膨脹錐與膨脹管間的磨損。

圖6 鋰基脂潤滑條件下膨脹管試塊磨損后接觸區(qū)的顯微形貌

對于無涂層膨脹錐試塊與膨脹管試塊組成的摩擦副，在大載荷作用下接觸界面為鋼與鋼直接接觸，同種金屬材料組成的摩擦副在摩擦過程中引起局部接觸區(qū)產(chǎn)生高溫高壓從而容易導(dǎo)致局部焊合，由此形成的粘著結(jié)點隨著表面的相對滑動而被剪斷，往復(fù)運動致使這個過程不斷重復(fù)進行，從而產(chǎn)生了較高的摩擦力和嚴重的磨損[17-19]。當硬質(zhì)涂層膨脹錐試塊與膨脹管試塊組成摩擦副時，接觸界面實際為硬質(zhì)涂層和鋼（見圖7），膨脹錐表面硬質(zhì)涂層屬于碳化物涂層，與鋼屬于不同種類材料，從而避免了鋼與鋼同種材料的直接接觸，也就抑制了摩擦副間接觸區(qū)的焊合，從而降低了摩擦阻力，減輕了磨損。

圖7 硬質(zhì)涂層膨脹錐與膨脹管接觸模型示意圖

即使是宏觀平整試件，其表面亦都存在微納米級粗糙峰，兩摩擦副在相互接觸時，摩擦副表面的微粗糙峰首先發(fā)生接觸（見圖8），并發(fā)生機械齒合，摩擦副產(chǎn)生相對滑動時，在剪切力作用下，通常較軟的粗糙峰被撕裂和磨損[20-22]。從硬度測試結(jié)果看，硬質(zhì)涂層硬度可達到1 190 HV，高于膨脹錐基體硬度（741 HV），也遠高于膨脹管管材的硬度（230 HV）。膨脹錐與膨脹管試塊接觸時，較軟的膨脹管試塊表面首先發(fā)生彈塑性變形，在剪切力作用下，由于膨脹管試塊較軟，表面發(fā)生明顯磨損。由圖9可知，在水潤滑條件下摩擦0.5 h后膨脹管試塊發(fā)生明顯的磨損，而硬質(zhì)涂層膨脹錐試塊幾乎無明顯磨損痕跡。這是因為，在相同載荷條件下，硬質(zhì)涂層膨脹錐試塊表面的微變形程度小于無涂層膨脹錐試塊，因此與膨脹管的接觸面積較小，微粗糙峰間機械齒合程度較低，則摩擦系數(shù)和磨損量較低。

圖8 摩擦副表面微粗糙峰接觸示意圖

圖9 水潤滑條件下摩擦0.5 h后試塊表面形貌

膨脹管補貼作業(yè)現(xiàn)場施工時，膨脹錐工作過程中，膨脹管內(nèi)壁摩擦區(qū)域沿軸向不斷發(fā)生變化，磨損程度較低，而膨脹錐摩擦面幾乎為同一個區(qū)域，因此膨脹錐的耐磨損性能更為重要，直接關(guān)系到膨脹錐的使用壽命。

3 硬質(zhì)涂層膨脹錐現(xiàn)場應(yīng)用

硬質(zhì)涂層膨脹錐在大慶油田多口井進行了現(xiàn)場應(yīng)用，主要用于修補井下?lián)p壞套管，硬質(zhì)涂層膨脹錐在作業(yè)過程中表現(xiàn)良好，均成功完成套損段的修補。圖10為其中兩口井補貼時膨脹推動壓力隨時間變化曲線，其中1#井補貼加固段深度為887～892 m，使用膨脹管外徑為114 mm，壁厚7.7 mm，長度5 m；2#井補貼加固段深度為901～907 m，使用膨脹管外徑為114 mm，壁厚7.7 mm，長度為6 m，膨脹管內(nèi)壁均涂有鋰基潤滑脂。從圖10中可以看出，在打壓過程中，膨脹推動壓力先升高后降低再升高，膨脹錐脫離膨脹管瞬間壓力驟然下降，膨脹推動壓力在21～36 MPa波動。圖11為現(xiàn)場應(yīng)用4口井后硬質(zhì)涂層膨脹錐的實物圖，該膨脹錐累計修復(fù)補貼長度22 m。由圖11可知，硬質(zhì)涂層與膨脹錐基體結(jié)合良好，無脫落發(fā)生，局部放大圖顯示涂層完好，表面無明顯磨損或刮傷現(xiàn)象。

圖10 膨脹推動壓力隨時間變化曲線

圖11 應(yīng)用4口井后的硬質(zhì)涂層膨脹錐

硬質(zhì)涂層膨脹錐是以普通合金鋼膨脹錐為基體，通過在膨脹錐表面噴涂韌性良好的高硬度碳化物硬質(zhì)涂層制備而成，既保證了膨脹錐整體的強度，又改善了膨脹錐表面性能，提高了表面硬度，降低了膨脹錐和膨脹管間的摩擦阻力。硬質(zhì)涂層膨脹錐具有良好的耐磨損性能，提高了作業(yè)施工可靠性，用于長井段的膨脹管補貼作業(yè)時更有優(yōu)勢。

4 結(jié)論

本文采用超音速火焰噴涂技術(shù)在合金鋼膨脹錐表面制備了碳化物硬質(zhì)涂層，涂層厚度約為200 μm，硬度約為1 190 HV，使膨脹錐表面硬度提高了近60%。

摩擦磨損性能測試實驗表明，在鋰基脂潤滑條件下，硬質(zhì)涂層膨脹錐試塊與無涂層膨脹錐試塊相比，摩擦系數(shù)降低超過30%，磨損體積量降低約33%；在水潤滑條件下硬質(zhì)涂層使摩擦系數(shù)降低約25%。

采用外徑和壁厚分別為114 mm和7.7 mm的膨脹管進行修補作業(yè)，硬質(zhì)涂層膨脹推動壓力在21～36 MPa，涂層與基體結(jié)合良好，耐磨性能優(yōu)異，取得良好的現(xiàn)場應(yīng)用效果。

[1] 徐丙貴,張燕萍,王輝,等.數(shù)值模擬法在膨脹套管修復(fù)套損井技術(shù)中的應(yīng)用[J].石油勘探與開發(fā),2009,36(5):651-657.XU Binggui,ZHANG Yanping,WANG Hui,et al.Application of numerical simulation in the SET (Solid Expandable Tubular) repair for casing damage wells[J].Petroleum Exploration and Development,2009,36(5):651-657.

[2] 李軍,陳勉,柳貢慧.利用聲發(fā)射原理進行套管損壞實時監(jiān)測實驗研究初探[J].石油勘探與開發(fā),2006,33(2):233-236.LI Jun,CHEN Mian,LIU Gonghui.Real-time monitoring test of casing damage with acoustic emission technology[J].Petroleum Exploration and Development,2006,33(2):233-236.

[3] 王陶,楊勝來,朱衛(wèi)紅,等.塔里木油田油水井套損規(guī)律及對策[J].石油勘探與開發(fā),2011,38(3):31-32.WANG Tao,YANG Shenglai,ZHU Weihong,et al.Law and countermeasures for the casing damage of oil wells and water injection wells in Tarim Oilfield[J].Petroleum Exploration and Development,2011,38(3):31-32.

[4] 張東海.膨脹管技術(shù)的現(xiàn)狀及未來[J].特種油氣藏,2007,14(1):3-6.ZHANG Donghai.Current status and future of bulged tube technology[J].Special Oil & Gas Reservoirs,2007,14(1):3-6.

[5] 李濤.高溫高壓套損井膨脹管修復(fù)技術(shù)[J].石油勘探與開發(fā),2015,42(3):374-378.LI Tao.Solid expandable tubular patching technique for high-temperature and high-pressure casing damaged wells[J].Petroleum Exploration and Development,2015,42(3):374-378.

[6] 彭在美,趙旭,竇樹柏,等.國內(nèi)外可膨脹套管技術(shù)的發(fā)展概況[J].焊管,2010,33(6):5-9.PENG Zaimei,ZHAO Xu,DOU Shubai,et al.Commentary development status of expandable casing technology at home and aboard[J].Welded Pipe and Tube,2010,33(6):5-9.

[7] 龔龍祥,付建紅,林元華,等.膨脹套管膨脹力的理論計算[J].鉆采工藝,2006,29(4):76-77.GONG Longxiang,FU Jianhong,LIN Yuanhua,et al.Theoretical calculation of bulging force on expansion casing[J].Drilling and Production Technology,2006,29(4):76-77.

[8] 張仁勇,施岱艷,陳軍,等.Cr12MoV膨脹錐在管材膨脹試驗中的應(yīng)用[J].石油礦場機械,2012,41(5):48-51.ZHANG Renyong,SHI Daiyan,CHEN Jun,et al.Application of Cr12MoV expansion cone in the experiment to expand tubing[J].Oil Field Equipment,2012,41(5):48-51.

[9] 高向前,張立新,李益良,等.降低膨脹管技術(shù)中膨脹壓力的方法[J].石油礦場機械,2007,36(8):62-64.GAO Xiangqian,ZHANG Lixin,LI Yiliang,et al.Methods for lowering the hydraulic pressure in solid expandable technology (SET)[J].Oil Field Equipment,2007,36(8):62-64.

[10] 陳功劍,李春福,宋開紅,等.實體膨脹管膨脹工具優(yōu)化分析[J].石油機械,2009,37(11):29-31.CHEN Gongjian,LI Chunfu,SONG Kaihong,et al.An analysis of the computerized optimization of the expansion tool for solid expansion tube[J].China Petroleum Machinery,2009,37(11):29-31.

[11] 韓中軒,練章華,楊斌,等.膨脹管中膨脹錐角與液壓力關(guān)系研究[J].石油礦場機械,2009,38(9):9-11.HAN Zhongxuan,LIAN Zhanghua,YANG Bin,et al.Study of relationship between expansion cone and fluid pressure[J].Oil Field Equipment,2009,38(9):9-11.

[12] 李俊.小口徑膨脹套管仿真及實驗研究[D].北京:中國地質(zhì)大學(xué),2011.LI Jun.Simulation and experimental study of expansion tube with short diameter[D].Beijing:China University of Geosciences,2011.

[13] SABA F,RAYGAN S,ABDIZADEH H,et al.Preparing TiC coating on AISI D2 steel using mechanical milling technique[J].Powder Technology,2013,246(9):229-234.

[14] BENEA L,BASA S B,DANAILA E,et al.Fretting and wear behaviors of Ni/nano-WC composite coatings in dry and wet conditions[J].Material Design,2015,65:550-558.

[15] HULKA I,SERBAN V A,SECOSAN I,et al.Wear properties of CrC-37WC-18M coatings deposited by HVOF and HVAF spraying processes[J].Surface & Coatings Technology,2012,210(8):15-20.

[16] AZADI M,ROUHAGHDAM A S,AHANGARANI S,et al.Mechanical behavior of TiN/TiC multilayer coatings fabricated by plasma assisted chemical vapor deposition on AISI H13 hot work tool steel[J].Surface Coating Technology,2013,232:362-369.

[17] WEI S,SHAO T,DING P.Improvement of orthodontic friction by coating archwire with carbon nitride film[J].Applied Surface Science,2011,257(24):10333-10337.

[18] BATENI M R,SZPUNAR J A,WANG X,et al.Wear and corrosion wear of medium carbon steel and 304 stainless steel[J].Wear,2006,260(1/2):116-122.

[19] SAITO N,HEMMI Y,ARIMA T,et al.Sliding wear tests of stainless steel couples in water at high temperature,high sliding speed and high load[J].Wear,1996,201(1/2):145-154.

[20] BRAKE M R.An analytical elastic-perfectly plastic contact model[J].International Journal of Solids Structure,2012,49(22):3129-3141.

[21] ANDERSENA D H,ZHANG Z L.Contact area on rough surface of nonlinear isotropic brittle materials[J].Wear,2011,271(7/8):1017-1028.

[22] CULHA O,TOPARLI M,CELIK E,et al.Indentation size effect on mechanical properties of HVOF sprayed WC based cermet coatings for a roller cylinder[J].Surface Coating Technology,2009,203(14):2052-2057.

（編輯 胡葦瑋）

Wear resistance and anti-friction of expansion cone with hard coating

WEI Songbo1,PEI Xiaohan1,SHI Bairu1,SHAO Tianmin2,LI Tao1,LI Yiliang1,XIE Yi1
(1.PetroChina Research Institute of Petroleum Exploration & Development,Beijing 100083,China; 2.Tsinghua University,Beijing 100084,China)

To improve wear resistance of expansion cone and decrease the friction between cone and tube,an expansion cone covered by hard coating was prepared and applied in the field.The carbide-based hard coatings were fabricated on the expansion cone surface by using high-velocity oxygen fuel thermal spraying technology,and the coating improved surface hardness of the cone by nearly 60%.The wear tests indicate that:the hard coating reduces friction coefficient of expansion cone sample by over 30% and wear loss by 33% with lithium grease lubricating; the hard coating reduces friction coefficient of expansion cone sample by about 25% with water lubricating; the hard coating reduces the wear and friction between expansion cone and tube significantly,and extends the cone life.Field tests indicate that:the expansion cones with hard coating have excellent wear resistance; the coating bound well with the expansion cone substrate after application for four wells,and no evident abrasion happens on the cone surface; the cone is successfully applied in the field to repair the damaged casings.

expansion cone; expansion tube; hard coating; anti-friction property; wear resistance

中國石油集團公司科學(xué)研究與技術(shù)開發(fā)項目（2011B-1706，2014B-1706）

TE28

A

1000-0747(2016)02-0297-06

10.11698/PED.2016.02.18

魏松波（1982-），男，山東昌邑人，博士，中國石油勘探開發(fā)研究院工程師，主要從事采油采氣工藝技術(shù)研究工作。地址：北京市海淀區(qū)學(xué)院路20號，中國石油勘探開發(fā)研究院，郵政編碼：100083。E-mail：wsbthu@163.com

2015-05-07

2015-12-29