鋁合金套管干摩擦行為試驗研究*

幸雪松 張會增 李 雋

(1.中海石油(中國)有限公司北京研究中心 2.中國石油勘探開發(fā)研究院)

0 引 言

套管損壞一直是油氣鉆井行業(yè)中面臨的嚴(yán)重問題，而套管磨損是引起套管失效的一個主要原因[1]。隨著井身結(jié)構(gòu)復(fù)雜性的增加，套管面臨的工作環(huán)境將更加惡劣。例如，在頁巖氣水平井以及大斜度井鉆井過程中，套管與旋轉(zhuǎn)的鉆桿在狗腿處發(fā)生接觸，將引發(fā)套管的持續(xù)磨損，導(dǎo)致其強度降低，失效風(fēng)險增加[2]。氣體鉆井技術(shù)是為克服非正常地層井壁遇水失穩(wěn)、保證井控安全、提高機械鉆速以及實現(xiàn)完全欠平衡鉆進的新興鉆井技術(shù)[3]。然而，在空氣鉆井過程中，由于缺乏鉆井液潤滑，在干燥條件下，鉆柱與套管之間的摩擦磨損將變得更加嚴(yán)重。

許多學(xué)者針對油氣井套管磨損問題開展了相關(guān)研究。魏少波等[4]開展了正交磨損試驗并建立了磨損-效率模型來預(yù)測井下套管的磨損，分析了正壓力、轉(zhuǎn)速、鋼級和鉆井液類型對套管摩擦磨損的影響。毛良杰等[5]采用相似試驗的方法對N80套管在鉆井液中的摩擦磨損行為進行了試驗研究，研究結(jié)果表明，磨粒磨損和腐蝕磨損為套管的主要磨損機理，油基鉆井液比水基鉆井液具有更好的潤滑性能。儲勝利等[6]基于鉆桿接頭磨損量、鉆柱組合和鉆時數(shù)據(jù)，建立了套管磨損量分析模型，并利用該模型開展了現(xiàn)場測試，測試結(jié)果表明，該模型可以用于各井深處套管磨損體積計算與檢測，且精度較高。陳江華等[7]以油田實例井為例，分析了超深井以及定向井鉆井過程中鉆井參數(shù)對油氣井套管磨損的影響，分析結(jié)果表明，影響套管磨損的主要因素有轉(zhuǎn)盤轉(zhuǎn)速、機械鉆速、鉆井液密度與類型、鉆具組合等。聶榮國等[8]在鉆井液中加入納米級二氧化硅顆粒，分析了不同納米級二氧化硅含量對套管摩擦磨損行為的影響，分析結(jié)果表明，在鉆井液中加入納米級二氧化硅可以顯著降低套管磨損率，最佳的納米級二氧化硅添加量為2%。唐偉等[9]采用球盤式摩擦磨損試驗機研究了耐腐蝕合金和低合金鋼在氯化鈉溶液中的摩擦磨損行為。其研究結(jié)果表明，耐腐蝕合金易于與鐵基材料發(fā)生黏附，磨損率較高，而低合金鋼套管能夠避免表面氧化引起的黏附，磨損率較低。綜合以上文獻，在鉆井液循環(huán)鉆井過程中的套管磨損問題已經(jīng)得到了充分研究，影響套管磨損的主要因素是鉆井工況、材料性能以及鉆井液性能。

近年來，為適應(yīng)井下各種復(fù)雜條件，鋁合金成為新興的套管制作材料，它能夠滿足高溫高壓井、酸性油氣井及超深井對套管材料性能的要求[10]。眾多學(xué)者對鋁合金材料在各種條件下的摩擦行為進行了研究[11-14]。然而，在石油工業(yè)中，由旋轉(zhuǎn)鉆桿與套管接觸引起的鋁合金套管的摩擦磨損問題還沒有得到足夠重視，尤其是在干摩擦條件下。研究鋁合金套管在不同接觸載荷和滑動速度下的干摩擦行為具有重要的科學(xué)和工程意義。為此，筆者借助西南石油大學(xué)摩擦實驗室的UMT-TriboLab摩擦試驗機，以40CrNiMo鋼和7075鋁合金(T6)為研究對象，采用銷盤磨損試驗系統(tǒng)地研究了接觸載荷和滑動速度對7075鋁合金套管干摩擦性能的影響。研究結(jié)果對減輕空氣鉆井時鋁合金套管的磨損具有指導(dǎo)意義。

1 試驗研究

1.1 試驗材料

為了保證試驗結(jié)果具有實際工程意義，需要保證試驗條件與實際條件的一致性。因此用銷釘銷盤摩擦副模擬鉆柱與套管的表面接觸形式[15]，采用無潤滑干摩擦模擬空氣鉆井環(huán)境。銷和盤分別采用40CrNiMo鋼和AA7075鋁合金(T6)制作。形狀和大小如圖1a所示。AA7075鋁合金的硬度為150 HB，表面粗糙度為0.678。40CrNiMo鋼的硬度為260 HB，表面粗糙度為0.623。AA7075鋁合金和40CrNiMo鋼的化學(xué)組成如表1所示。

表1 AA7075鋁合金和40CrNiMo鋼材化學(xué)組成

1.2 試驗參數(shù)設(shè)計

在實際鉆井工程中，鉆柱與套管之間的最大接觸應(yīng)力一般發(fā)生在狗腿段，接觸應(yīng)力可達2.069 MPa(300 psi)[16]。因此，試驗設(shè)計了10、20、30、40、50、60和70 N共7組不同的接觸載荷。銷與盤的接觸面積約為3.117×10-5m2，各試驗載荷對應(yīng)的接觸應(yīng)力值分別為0.321、0.642、0.962、1.238、1.604、1.925和2.246 MPa。鉆桿的轉(zhuǎn)速一般在15～150 r/min。對于?88.9 mm的普通鉆柱，其與套管接觸的瞬時線速度可達到0.069～0.698 m/s。在本試驗中，銷的旋轉(zhuǎn)半徑為30 mm，因此試驗設(shè)計銷的轉(zhuǎn)速為0.157、0.235、0.314、0.392、0.471、0.549和0.628 m/s，對應(yīng)的模擬鉆柱轉(zhuǎn)速為50、75、100、125、150、175和200 r/min。采用UMT TriboLabTrimeter試驗機(見圖1b)在室溫下進行磨損試驗，每組試驗的滑動周期為3 000轉(zhuǎn)，即565.5 m。

圖1 銷釘和銷盤示意圖以及摩擦試驗機照片

試驗嚴(yán)格按照ASTM G1999—17標(biāo)準(zhǔn)進行，以確保磨損試驗過程的規(guī)范性。在每次測試前，銷釘和銷盤放入超聲波清洗機中用石油醚清洗10 min，然后在烘干機中烘干。在每種測試條件下進行3次獨立的滑動測試，以確保試驗的可重復(fù)性。每次試驗都使用新的樣品。試驗過程中的摩擦因數(shù)連續(xù)記錄，并根據(jù)下式計算磨損率:

(1)

式中：V是磨損體積，mm3(磨損質(zhì)量除以7075鋁合金的密度)；F是接觸載荷，N；L是總滑動距離，m。

1.3 表征方法

試驗結(jié)束后，將銷釘和銷盤放入超聲波清洗機中用石油醚清洗10 min，然后在烘干機中烘干，用三維光學(xué)顯微鏡(ContourGTInMotion)測量了磨損盤表面的磨損深度和三維形貌。采用JSM-6610A掃描電子顯微鏡(SEM)和能譜儀(EDS)對磨損表面的微觀結(jié)構(gòu)特征和元素組成進行了表征。

2 試驗結(jié)果

2.1 摩擦因數(shù)

圖2給出了不同接觸載荷下的平均摩擦因數(shù)。由圖2可知，摩擦因數(shù)隨接觸載荷的增加先逐漸增大，然后迅速減小，在50 N的接觸載荷下摩擦因數(shù)最大，約0.5。圖3顯示了不同滑動速度下的平均摩擦因數(shù)。由圖3可知，隨滑動速度的增大，摩擦因數(shù)呈現(xiàn)先迅速增大然后逐漸減小的趨勢，在0.314 m/s的滑動速度下摩擦因數(shù)最大，約0.5。

圖2 不同接觸載荷下的平均摩擦因數(shù)

圖3 不同滑動速度下的平均摩擦因數(shù)

2.2 磨損率

圖4顯示了銷盤在不同接觸載荷下的磨損率。由圖4可知，隨著接觸載荷的增加，磨損率呈現(xiàn)出先減小后增大的趨勢。在接觸載荷為10 N的情況下，磨損率最大，約為40.0×10-5mm3/(N·m)，在接觸載荷為50 N時，磨損率最小，約為5.3×10-5mm3/(N·m)。圖5顯示了銷盤在不同滑動速度下的磨損率。從圖5可以看出：隨著滑動速度在0.157～0.471 m/s范圍內(nèi)逐漸增加，銷盤磨損率緩慢下降，但是降低得不明顯；而隨著滑動速度在0.471～0.628 m/s范圍內(nèi)逐漸增加，銷盤磨損率迅速增加；在0.471 m/s時磨損率最小，約為4.0×10-5mm3/(N·m)，在0.628 m/s時磨損率最大，約為12.8×10-5mm3/(N·m)。

圖4 銷盤在不同接觸載荷下的磨損率

圖5 銷盤在不同滑動速度下的磨損率

2.3 表面三維磨損形貌

圖6為不同接觸載荷下銷盤磨損面的三維形貌圖。如圖6a所示，在10 N接觸載荷下磨損表面沿滑動方向有大量平行溝槽和劃痕，并有部分表層脫落，表現(xiàn)為磨粒磨損和分層磨損。相應(yīng)地，在這種情況下，磨損率也比較高。如圖6b所示，在30 N接觸載荷時，溝槽和剝落顯著減少，磨損率降低。隨著接觸載荷進一步增加到50 N，磨損表面形成了不連續(xù)的溝槽和輕微的劃痕(見圖6c)，主要表現(xiàn)為磨粒磨損，幾乎沒有材料脫落。因此，在這種情況下，磨損率最低。在最大試驗載荷70 N下時(見圖6d)，磨損表面的溝槽和劃痕消失，取而代之的是大面積的剝落和剝落坑的連續(xù)分布，這是典型的分層現(xiàn)象，導(dǎo)致了更高的磨損率。

圖6 銷盤在不同接觸載荷下的磨損表面三維形貌圖

圖7為不同隨滑動速度下的銷盤表面三維形貌圖。由圖7可知，銷盤磨損表面形貌特征以磨粒磨損形成的溝槽為主。從圖7a可以看出，當(dāng)滑動速度在0.157 m/s的滑動速度下，所形成的犁溝和劃痕較寬且連續(xù)。在0.157～0.474 m/s范圍內(nèi)，隨著滑動速度的增加，犁溝逐漸增大，犁溝變窄、變淺(見圖7b和圖7c)。相比之下，在高滑動速度(0.628 m/s)和高接觸載荷(70 N)下，鋁合金銷盤的磨損更為嚴(yán)重。磨損率的變化趨勢與磨損表面的三維形貌吻合。

圖7 銷盤在不同滑動速度下的磨損表面三維形貌圖

2.4 SEM形貌

圖8為通過SEM觀察得到的鋁合金銷盤在不同接觸載荷下試驗后的微觀形貌。如圖8a所示，在10 N的接觸載荷下，部分表面材料發(fā)生了剝離，而未剝落區(qū)域則出現(xiàn)了垂直于滑動方向的裂紋。在鋁合金的摩擦磨損過程中，裂縫是由于接觸應(yīng)力達到了材料的強度極限而產(chǎn)生的。相比之下，在接觸載荷30 N時，磨損表面除了溝槽、剝落碎片、裂紋和摩擦層破碎外，還出現(xiàn)了分層(見圖8b)。當(dāng)接觸載荷增加到50 N時，磨損表面特征為寬深的犁溝及其附近彌散附著的磨粒(見圖8c)，同時磨損表面的摩擦層也發(fā)生了局部損傷，留下了凹坑。凹坑周圍破碎的摩擦層形成較大的片狀碎片，凹坑內(nèi)的材料則碎成較小的磨屑顆粒。在70 N的接觸載荷下，從圖8d可以看到大量的塑性變形和剝落，以及大塊的碎屑粘附在磨損表面。

滑動速度對7075鋁合金銷盤磨損表面形貌的影響如圖9所示。在較低的滑動速度范圍內(nèi)(0.157～0.314 m/s)，磨損表面具有類似的特征，出現(xiàn)磨損顆粒堆積、劃痕和剝落坑等現(xiàn)象。當(dāng)滑動速度為0.471 m/s時，磨損表面出現(xiàn)大量平行或交錯劃痕，劃痕中部和周圍殘留更細小的碎屑(見圖9c))。當(dāng)滑動速度為0.628 m/s時，磨損表面出現(xiàn)大量的裂紋，裂紋相互交叉，部分區(qū)域的摩擦層脫落，表面仍留有較大的磨料顆粒(見圖9d)。

圖9 銷盤在不同滑動速度下的磨損表面SEM照片

2.5 EDS分析

圖10和圖11分別為銷盤在不同接觸載荷和滑動速度下的磨損表面EDS圖譜。

圖10 銷盤在不同接觸載荷下的磨損表面EDS圖譜

圖11 銷盤在不同滑動速度下的磨損表面EDS圖譜

由圖10可以看出，圖8中選取的各個位置的EDS分析表明所有測點的元素都相同。在滑動摩擦過程中氧元素與鋁容易形成Al2O3，由于Al2O3的硬度高，在磨損過程中作為三體磨粒會加劇磨損。當(dāng)它大量產(chǎn)生，并在磨損盤表面形成連續(xù)的氧化物層時，將減少金屬之間的直接接觸，從而減少磨損。如圖10所示，未剝離區(qū)在接觸載荷為10、30、50和70 N下，含氧的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為14%、20%、26%和30%。氧化物含量隨接觸載荷的增加而增加，這可以解釋為接觸載荷增加引起了溫度升高，加劇了接觸區(qū)域的材料氧化。對圖9中標(biāo)記區(qū)域的EDS分析可知，氧含量隨著滑動速度的增加而增加，這可以歸因于高速滑動導(dǎo)致的高溫促進了金屬的氧化。以上結(jié)果表明，在接觸載荷和滑動速度的影響下，一直存在氧化磨損。

3 討 論

3.1 接觸載荷

在10 N接觸載荷下，磨損表面形貌特征主要表現(xiàn)為磨粒磨損引起的劃傷和氧化膜剝離引起的分層(見圖6a和圖8a)。通常氧化層的形成會降低磨損率，但試驗結(jié)果表明，在10 N接觸載荷下，銷盤表面具有極高的磨損率，這歸因于低接觸載荷下生成的氧化層不緊密，導(dǎo)致其抗拉強度較低，容易與表面分離。由分離的氧化物碎片形成的三體磨料會在滑動過程中切割表面材料。因此，金屬氧化物在10 N接觸載荷下并沒有起到保護作用，而是促進磨損，導(dǎo)致磨損率較高。

增大接觸載荷不僅會增大摩擦副之間的接觸應(yīng)力，還會使接觸面之間的溫度升高，這兩種現(xiàn)象都會促進氧化膜的形成。氧化層對金屬的保護作用與其連續(xù)性和穩(wěn)定性有關(guān)。因此在30 N的接觸載荷下，氧化層變得更加連續(xù)和致密，其對金屬的保護作用得到體現(xiàn)，從而大大降低了磨損率。50 N接觸載荷下磨損率低于30 N接觸載荷下的原因是隨著氧化膜中氧化物質(zhì)量分?jǐn)?shù)增加，其硬度增加，導(dǎo)致磨損率降低。然而，從磨損表面的三維形貌(見圖6c)和SEM形貌(見圖8c)可以看出，兩種磨損機制變化不大，主要是磨粒磨損和氧化磨損，磨損率僅略有下降。在70 N接觸載荷下磨損率上升，可以解釋為循環(huán)摩擦過程中累積的應(yīng)變超過了其屈服極限，從而使氧化層斷裂，當(dāng)裂紋在氧化層中擴展相交時，高溫導(dǎo)致磨削面之間的強附著力(見圖8d)，使氧化層大面積剝落，出現(xiàn)連續(xù)分層(見圖6d)。因此，在不同接觸載荷下，氧化層的性質(zhì)不同導(dǎo)致不同的銷盤磨損率。

氧化層不僅對磨損率有影響，對摩擦因數(shù)也有影響。在10～50 N的接觸載荷范圍內(nèi)，摩擦因數(shù)隨接觸載荷的增加而逐漸增大，這主要是粗糙表面之間的粗糙峰嚙合度增強和切削力增大所致。接觸載荷的增加同樣也導(dǎo)致接觸面溫度升高，使表面材料的抗拉強度降低。因此，磨損表面的形貌特征是低載荷下大量劃痕，高載荷下更平滑的塑性流動，進而使摩擦因數(shù)的增加幅度減小。隨著接觸載荷進一步增加到70 N，氧化層斷裂，強度較低的鋁合金參與摩擦，同時溫度升高引起的熱軟化效應(yīng)對降低摩擦因數(shù)也有很大貢獻。因此，摩擦因數(shù)降低。

3.2 滑動速度

氧化層對7075鋁合金在不同滑動速度下的磨損也有很大影響。低速(0.157 m/s)時，磨損表面生成的氧化物較少，這可能是在低滑動速度下接觸面溫度較低造成的。由于鋁合金和其氧化物的力學(xué)性能差異，鋁合金在滑動摩擦過程中優(yōu)先磨損。隨著滑動摩擦的發(fā)展，殘余氧化物成為與磨削表面接觸的主要區(qū)域。當(dāng)這些氧化區(qū)被擦除時，形成的硬質(zhì)氧化顆粒會加劇磨損。表面金屬的去除機理主要是磨粒磨損?；瑒铀俣仍?.157～0.471 m/s范圍內(nèi)，提高滑動速度會增加氧化層的連續(xù)性和厚度，從而對鋁合金基體起到良好的保護作用。因此，比磨損率首先隨著速度的增加而逐漸降低。磨損率在0.471～0.628 m/s的滑動速度范圍內(nèi)顯著增加是氧化層的失效造成的。高速滑動摩擦導(dǎo)致氧化層內(nèi)部形成微裂紋。當(dāng)循環(huán)應(yīng)力引起的拉伸應(yīng)變超過屈服極限時，摩擦層將從表面大面積脫落，從而提高了磨損率。過快的滑動速度會降低氧化層與基體的結(jié)合強度，并使其從摩擦系統(tǒng)中消失。雖然磨料磨損是所有滑動速度下的主要磨損機制，但由于氧化物層在不同滑動速度下的性能不同，會產(chǎn)生不同的磨損率。

在0.157 m/s的滑動速度下，摩擦因數(shù)較小可能是磨損表面產(chǎn)生的氧化物較少，金屬本身參與了磨損。在滑動速度為0.314 m/s時，摩擦因數(shù)增加是硬脆的氧化層與磨削表面直接接觸所致。在0.314～0.628 m/s的滑動速度范圍內(nèi)摩擦因數(shù)逐漸減小，這與熱軟化效應(yīng)的增強密切相關(guān)。首先，接觸面之間的溫度隨著滑動速度的增加而升高，導(dǎo)致附著力迅速降低；其次，滑動速度的增加縮短了焊接接頭的冷卻時間，從而降低了摩擦因數(shù)。

4 結(jié) 論

(1)隨著接觸載荷的增加，鋁合金7075套管的磨損率先減小、后增大，摩擦因數(shù)隨接觸載荷的增大而先增大、后減??；隨著滑動速度的增加，鋁合金7075套管的磨損率先減小、后增大，摩擦因數(shù)隨接觸載荷的增大而先增大、后減小。

(2)當(dāng)接觸載荷大于50 N時，磨損機理由磨粒磨損和氧化磨損轉(zhuǎn)變?yōu)檎持謱幽p。隨著滑動速度的增加，磨損機制由輕微氧化磨損為主轉(zhuǎn)變?yōu)橐試?yán)重氧化磨損為主。

(3)不同接觸載荷和滑動速度下比磨損率的變化主要受氧化層的致密程度和破壞程度的影響。隨著接觸載荷和滑動速度的增加，氧化物含量增加，氧化層變得更加連續(xù)和緊密，從而使磨損率大大降低。然而，過高的接觸載荷和滑動速度導(dǎo)致氧化層的破裂和剝落，導(dǎo)致磨損率增加。