螺桿鉆具傳動軸連接失效分析

任小玲

中石化石油機(jī)械股份有限公司研究院（湖北武漢 430223）

0 引言

螺桿鉆具由馬達(dá)、旁通閥、萬向節(jié)、傳動軸四大總成組成，是一種通過循環(huán)鉆井液驅(qū)動鉆頭旋轉(zhuǎn)破巖的井下動力鉆具，具有功率大、轉(zhuǎn)速低、扭矩大、壓降小、容易啟動等優(yōu)點(diǎn)，近年來廣泛應(yīng)用于石油鉆井工程。其中傳動軸用于傳遞鉆壓、扭矩和鉆井液，是螺桿鉆具的重要部件之一，總成由外殼、軸體、限流器、水帽、徑向及負(fù)荷軸承等組成，傳動軸的壽命決定了螺桿鉆具的總體壽命，有數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)顯示壽命小于60 h 的絕大部分問題都出現(xiàn)在傳動軸上[1]。根據(jù)螺桿鉆具失效案例統(tǒng)計(jì)發(fā)現(xiàn)，最為薄弱以及發(fā)生失效頻次最高的總成為傳動軸，其主要失效形式為連接螺紋斷裂，具體表現(xiàn)在小端螺紋退刀處斷裂和大小頭臺階處斷裂[2]，斷裂后會造成傳動軸下部及鉆頭落井，帶來較大的損失。

國內(nèi)學(xué)者對傳動軸螺紋失效分析方法和原因展開研究，練章華等[3]基于鉆桿螺紋失效的分析方法研究，分析了螺桿鉆具傳動軸在軸向壓縮力、旋轉(zhuǎn)扭力和彎扭剪切等3 種組合載荷下受力情況，其中彎扭組合作用的影響最大；廖貴鵬等[4]研究了傳動軸上端接頭螺紋斷裂性能，確定了危險(xiǎn)位置，定量評價(jià)斷裂性能影響因素；吳泉等[5]對傳動軸斷裂進(jìn)行斷口宏觀、微觀及金相組織分析，確定了斷裂機(jī)理。以上學(xué)者分別用宏微觀分析、化學(xué)成分分析、金相分析、力學(xué)性能測試、有限元分析等手段對傳動軸連接螺紋斷裂機(jī)理進(jìn)行了研究，但是試驗(yàn)檢測和有限元分析結(jié)合的方式在傳動軸連接失效過程中的分析較為少見。通過宏觀觀察、斷口微觀分析和理化試驗(yàn)等方法，結(jié)合有限元分析傳動軸失效模式和原因。

1 問題描述

型號為H5LZ216×7.0-3.5DW-1.25°螺桿在某一口井服役到98 h，上提測斜時(shí)突然憋泵，泵壓突然出現(xiàn)異常，起鉆檢查發(fā)現(xiàn)傳動軸與下TC動套連接螺紋根部斷裂，斷裂傳動軸與鉆頭落井。傳動軸材料為42CrMo，斷裂失效部位如圖1所示。

圖1 螺桿斷裂失效部位

打撈掉落部分，并對斷裂傳動軸部分進(jìn)行拆檢后發(fā)現(xiàn)下TC動、靜套均存在硬質(zhì)合金塊碎裂和脫落現(xiàn)象，其中下TC 動套耐磨層脫落尤為嚴(yán)重，已經(jīng)露出基體，拆檢串軸承發(fā)現(xiàn)鋼珠已經(jīng)破碎。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 傳動軸斷口宏微觀觀察

宏觀檢查斷裂的傳動軸，發(fā)現(xiàn)其斷裂處為與下TC軸承連接的第1個(gè)螺紋處，由于傳動軸下斷口在打撈作業(yè)時(shí)已經(jīng)造成二次損傷，僅以對傳動軸上斷口分析為主。如圖2所示，上斷口分為裂紋萌生區(qū)，裂紋擴(kuò)展區(qū)和瞬間斷裂區(qū)3個(gè)區(qū)域。裂紋萌生區(qū)由螺紋處開始，逐漸向中間擴(kuò)展。擴(kuò)展區(qū)域范圍占絕大部分，明顯可見疲勞弧線。瞬間斷裂區(qū)在斷口邊緣，該區(qū)域出現(xiàn)凸起和嚴(yán)重形變。對斷口區(qū)域進(jìn)行掃描電鏡檢查（圖3），裂紋萌生區(qū)可見疏松和凹坑，凹坑右側(cè)含異常元素Cu、Zn，初步分析為泥漿元素；裂紋擴(kuò)展區(qū)發(fā)現(xiàn)疲勞條帶；觀察到瞬間斷裂區(qū)出現(xiàn)凹坑、韌窩和磨損等特征形貌。初步判斷，因斷口處位于螺紋根部，此部位為應(yīng)力集中處，宏觀發(fā)現(xiàn)裂紋擴(kuò)展區(qū)域多呈現(xiàn)星形狀紋路，依此可判斷傳動軸受到扭轉(zhuǎn)載荷的影響較大；微觀斷口分析顯示無熱處理加工缺陷，傳動軸是在惡劣循環(huán)工況下誘發(fā)的材料致命缺陷形成裂紋，并導(dǎo)致疲勞擴(kuò)展，最終失穩(wěn)斷裂。

圖2 傳動軸斷口形貌

圖3 傳動軸斷口電鏡圖片

2.2 傳動軸理化檢測

對傳動軸進(jìn)行化學(xué)成分分析、金相組織分析及力學(xué)檢測，結(jié)果見表1 和表2。從結(jié)果上看，傳動軸材料化學(xué)成分符合國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 3077—2015《合金結(jié)構(gòu)鋼》對42CrMo 材料的規(guī)定；力學(xué)性能符合標(biāo)準(zhǔn)SY/T 5383—2010《螺桿鉆具》要求。金相分析結(jié)果顯示組織為回火索氏體和鐵素體，夾雜合格。

表1 傳動軸材料化學(xué)成分

表2 傳動軸硬度、金相以及力學(xué)性能

2.3 連接螺紋檢測

1）傳動軸螺紋檢測。對傳動軸螺紋由上至下進(jìn)行金相分析，發(fā)現(xiàn)1～15牙均有塑性變形，1～5牙、10～14牙均存在裂紋，6～14牙存在硬化層，如圖4所示。結(jié)果顯示傳動軸斷裂部位的螺紋均有變形及硬化層，且硬化層均位于螺紋的下牙側(cè)，為上扣方向。對螺紋部位縱剖面進(jìn)行硬度檢測，結(jié)果如圖5示，斷裂的傳動軸硬度均在標(biāo)準(zhǔn)上限附近，局部點(diǎn)高于上限標(biāo)準(zhǔn)33～36HRC要求。

圖4 傳動軸螺紋金相檢查

圖5 傳動軸硬度梯度（HRC）

2）下TC動套螺紋檢測。對下TC動套螺紋進(jìn)行了金相分析（圖6）和硬度測試，發(fā)現(xiàn)在1～16 牙均有塑性形變，但沒有出現(xiàn)裂紋，也無硬化層。螺紋基體硬度范圍在14.3～30.5HRC，硬度比較大，比傳動軸螺紋的硬度小。同時(shí)發(fā)現(xiàn)，下TC動套基體硬度遠(yuǎn)低于標(biāo)準(zhǔn)（33～34.5HRC）要求，硬質(zhì)合金層硬度為90.1～91HRA，遠(yuǎn)超過下TC動套基體硬度，且合金層出現(xiàn)大量脫落。TC 動套的質(zhì)量問題會導(dǎo)致使用過程中合金塊易碎裂、掉塊等失效，掉落的合金塊進(jìn)入TC軸承之間的間隙會導(dǎo)致TC軸承出現(xiàn)憋卡。

圖6 下TC動套螺紋金相檢查結(jié)果

2.4 連接有限元分析

依據(jù)以上情況，可以推斷下TC軸承硬質(zhì)合金碎塊進(jìn)入下TC 軸承動靜套的間隙，會導(dǎo)致下TC 軸承套間出現(xiàn)憋卡，下TC動套與傳動軸的連接螺紋為左旋螺紋，導(dǎo)致第二次緊扣。結(jié)合服役工況及斷裂部位損傷情況，通過有限元進(jìn)一步分析傳動軸與下TC動套螺紋連接失效原因。

2.4.1 材料屬性與失效判據(jù)

螺桿鉆具的材料為42CrMo，其各項(xiàng)參數(shù)見表3。根據(jù)有限元模擬采用的Von Mises 屈服判定準(zhǔn)則：當(dāng)?shù)刃?yīng)力大于材料單向拉伸屈服強(qiáng)度時(shí)判為失效，即材料力學(xué)中第四強(qiáng)度理論。

式中：σi為等效應(yīng)力，σ1為第一主應(yīng)力，σ2為第二主應(yīng)力，σ3為第三主應(yīng)力。

表3 42CrMo材料屬性表

2.4.2 有限元模型假設(shè)

忽略較小螺旋角造成的影響，采用二維軸對稱模型進(jìn)行計(jì)算，對模型做如下簡化和假設(shè)：螺桿鉆具實(shí)際服役過程中，工況復(fù)雜，自身又受限于材料、加工和裝配，使得真實(shí)模型復(fù)雜。假定傳動軸材料是各向同性，密度分布均勻且連續(xù)；假定內(nèi)外螺紋配合屬于小形變情況，螺紋牙之間的摩擦系數(shù)統(tǒng)一為0.02。

2.4.3 網(wǎng)格劃分

建立傳動軸和下TC動套螺紋連接有限元模型，網(wǎng)格類型為CPE4I，對螺紋牙嚙合處進(jìn)行局部網(wǎng)格加密，圖7為有限元模型網(wǎng)格劃分示意圖。

圖7 有限元模型網(wǎng)格劃分

2.4.4 載荷和邊界條件

由于二維模型不能直接施加力矩邊界，采用等效方法[6]加載，模擬在正常/非正常情況下緊扣與旋轉(zhuǎn)扭矩，對下TC動套和傳動軸螺紋嚙合處施加一定的過盈量。并對傳動軸螺紋施加一定的軸向力，均布水壓，如圖8 所示。邊界條件扭矩載荷數(shù)據(jù)來源于現(xiàn)場使用記錄，扭矩值在7～16 kN·m范圍內(nèi)波動，異常峰值達(dá)到41 kN·m。

圖8 螺紋連接處載荷及邊界條件施加示意圖

2.4.5 強(qiáng)度有限元模擬結(jié)果

1）正常工況模擬。傳動軸軸頭至下TC動套連接螺紋之間主要受上扣預(yù)緊力、馬達(dá)傳遞的扭矩、靜水壓力和側(cè)向彎矩共同作用。假設(shè)TC 動套上扣扭矩為15 kN·m，曲率為10°/30 m 及20 MPa 的壓力載荷作用下，結(jié)果如圖9所示。等效應(yīng)力為217.5 MPa，在正常工況下，傳動軸連接處的安全系數(shù)較高。

圖9 正常工況模擬傳動軸連接等效應(yīng)力圖

2）非正常工況模擬：當(dāng)下TC軸承因出現(xiàn)硬質(zhì)合金塊碎裂、掉塊而導(dǎo)致憋卡，傳動軸下半段除了受預(yù)緊力、馬達(dá)扭矩和側(cè)向彎矩共同作用外，還要受到TC 軸承憋卡上扣扭矩和轉(zhuǎn)盤扭矩。當(dāng)扭矩不斷增大時(shí)，對傳動軸連接處影響較大，模擬轉(zhuǎn)盤扭矩由15、20、30、40 kN·m下的連接軸應(yīng)力應(yīng)變的情況，如圖10曲線所示，軸向?qū)?yīng)的應(yīng)力值為嚙合螺紋面平均應(yīng)力值。隨著扭矩的增加，嚙合螺紋面的應(yīng)力值也隨之增大，到達(dá)30 kN·m時(shí)，最大的等效應(yīng)力值趨于平衡，與40 kN·m下最大等效應(yīng)力相近，外部載荷已經(jīng)達(dá)到螺紋工作要求極限。如圖11所示，最大等效應(yīng)力為925.8 MPa 處在第1 螺紋牙齒頂和齒根處，等效應(yīng)力值與材料的屈服強(qiáng)度值接近，從圖11中趨勢可以看出螺紋前3 牙受到的載荷影響較大，等效應(yīng)力值大。

圖10 非正常工況模擬傳動軸連接等效應(yīng)力圖

圖11 40 kN·m下的連接軸等效應(yīng)力圖

在非正常工況下，在傳動軸第1 螺紋牙齒根處設(shè)置監(jiān)視點(diǎn)進(jìn)一步分析不同扭矩載荷對應(yīng)力集中處的影響，輸入不同載荷值分別為15、20、30、40 kN·m 進(jìn)行分析（圖12），當(dāng)載荷達(dá)到30 kN·m 以上時(shí)，等效應(yīng)力值接近900 MPa，雖然未達(dá)到屈服應(yīng)力930 MPa，長時(shí)間在此工況下服役，容易導(dǎo)致疲勞失效，應(yīng)力集中處易出現(xiàn)疲勞裂紋。疲勞區(qū)擴(kuò)展后，長期服役在超負(fù)荷的工況下及鉆井液環(huán)境介質(zhì)中，會造成傳動軸連接處材料強(qiáng)度減弱，當(dāng)出現(xiàn)較大旋轉(zhuǎn)扭矩時(shí)，產(chǎn)生的集中應(yīng)力超過連接處的單向拉伸屈服強(qiáng)度就發(fā)生瞬間斷裂。

圖12 第1螺紋牙齒根處等效應(yīng)力隨載荷變化

2.5 傳動軸斷裂失效流程

1）合金層脫落是開裂的起源。由于在螺桿使用過程中，下TC軸承出現(xiàn)硬質(zhì)合金塊碎裂和掉塊現(xiàn)象，使傳動軸在某段時(shí)間內(nèi)受沖擊扭矩作用，再加上傳動軸的硬度接近或超過上限，導(dǎo)致在應(yīng)力集中的螺紋牙根部出現(xiàn)疲勞裂紋。

2）交變載荷導(dǎo)致裂紋的擴(kuò)展和失效。結(jié)合現(xiàn)場使用報(bào)告和試驗(yàn)分析，由于環(huán)境因素的影響，傳動軸受到了較大沖擊負(fù)載；傳動軸斷裂部位的螺紋有變形、裂紋及硬化層，且硬化層均位于螺紋的下牙側(cè)，為上扣方向。當(dāng)出現(xiàn)交變載荷時(shí)，疲勞裂紋逐漸擴(kuò)展，扭矩增加至一定值時(shí)，傳動軸出現(xiàn)瞬間斷裂。整體過程如圖13所示。

圖13 傳動軸斷裂失效流程

3 結(jié)論及建議

通過對傳動軸斷裂部位進(jìn)行宏微觀分析、力學(xué)分析、理化試驗(yàn)、金相對比，并結(jié)合有限元理論計(jì)算的結(jié)果，分析傳動軸斷裂失效過程，得出以下結(jié)論：

1）下TC 軸承出現(xiàn)硬質(zhì)合金塊碎裂和掉塊為傳動軸斷裂失效的誘因。

2）傳動軸硬度偏上限或超上限，斷裂處為疲勞裂紋源。

3）傳動軸斷裂部位符合“裂紋萌生-裂紋擴(kuò)展-斷裂”疲勞斷口形貌特征，屬疲勞斷裂。

4）交變扭矩載荷對連接處螺紋第1 牙影響較大，其齒根處為應(yīng)力的集中處，交變載荷是連接螺紋裂紋快速發(fā)展的原因。

5）通過以上失效分析，建議增大傳動軸外徑，提高傳動軸結(jié)構(gòu)強(qiáng)度；下TC防掉螺紋下移到傳動軸軸頭，消除傳動軸關(guān)鍵部位的應(yīng)力集中，同時(shí)擴(kuò)大了傳動軸的防掉范圍。