樊春明，張?jiān)瞿?，王德貴，徐 虹，王平懷

(1.國家油氣鉆井裝備工程技術(shù)研究中心，寶雞 721002；2.寶雞石油機(jī)械有限責(zé)任公司，寶雞 721002；3.中國石油集團(tuán)川慶鉆探工程有限公司，成都 610051)

0 引 言

石油鉆井裝備主要用于野外作業(yè)，其工作環(huán)境差、工況復(fù)雜[1-5]。在石油鉆井過程中，絞車不僅擔(dān)負(fù)著下鉆具、下套管、控制鉆壓、處理事故、提取巖芯筒、試油等各項(xiàng)作業(yè)，還擔(dān)負(fù)著井架的起放任務(wù)等。石油絞車傳動(dòng)軸屬于石油機(jī)械的大型傳動(dòng)部件，其可靠性對(duì)鉆井現(xiàn)場(chǎng)的安全施工至關(guān)重要。一旦絞車傳動(dòng)軸出現(xiàn)故障，則會(huì)造成停鉆或井下事故，給相關(guān)企業(yè)帶來較大的經(jīng)濟(jì)損失[6-7]。2015年某鉆井公司使用的一臺(tái)新型絞車在交付運(yùn)行1 a后，出現(xiàn)鏈輪傳動(dòng)軸斷裂事故，使用壽命遠(yuǎn)低于20 a的設(shè)計(jì)壽命。該傳動(dòng)軸斷裂部位直徑為200 mm，軸材料為35CrMo鋼，其加工工藝為鍛造→粗加工→調(diào)質(zhì)熱處理→精加工。為了找到鏈輪傳動(dòng)軸斷裂原因，作者對(duì)其進(jìn)行了失效分析，并提出改進(jìn)措施。

1 理化檢驗(yàn)及結(jié)果

1.1 宏觀形貌

鏈輪傳動(dòng)軸在輸入鏈輪和換擋齒輪中間臺(tái)階位置處斷裂，具體斷裂位置如圖1所示。

圖1 鏈輪傳動(dòng)軸斷裂位置及該位置的尺寸Fig.1 Fracture location of chain wheel drive shaft (a) and dimension at the position (b)

人工分開斷口后對(duì)鏈輪傳動(dòng)軸的斷口宏觀形貌進(jìn)行觀察。由圖2可以看出，鏈輪傳動(dòng)軸斷口位于φ210 mm與φ200 mm軸臺(tái)階處的過渡圓角根部。傳動(dòng)軸的斷裂經(jīng)歷了裂紋萌生、裂紋擴(kuò)展及最終斷裂3個(gè)階段。裂紋在過渡圓角根部萌生，呈多源特征，存在棘輪狀特征，如圖2中箭頭A所示，說明斷口存在應(yīng)力集中；裂紋擴(kuò)展區(qū)表面光滑、平整，面積較大，如圖2中箭頭B所示；最終斷裂區(qū)形似海灘條帶狀，面積較小，如圖2中箭頭C所示，說明斷口應(yīng)力比較低。綜合分析可知，該鏈輪傳動(dòng)軸發(fā)生疲勞斷裂。

圖2 鏈輪傳動(dòng)軸斷口宏觀形貌Fig.2 Fracture macromorphology of chain wheel drive shaft: (a) input sprocket side and (b) shifting gear side

1.2 化學(xué)成分

在鏈輪傳動(dòng)軸斷口處取樣，采用ARTUS 10型光譜儀進(jìn)行化學(xué)成分分析。由表1可知，傳動(dòng)軸的化學(xué)成分符合GB/T 3077-2015中35CrMo鋼的成分要求。

表1 失效鏈輪傳動(dòng)軸的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

1.3 力學(xué)性能

在失效鏈輪傳動(dòng)軸斷口附近沿軸向分別截取尺寸為φ12.5 mm×50 mm的拉伸試樣和尺寸為10 mm×10 mm×55 mm的夏比V型缺口沖擊試樣。按照GB/T 228-2002，采用門式電子拉力試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行室溫拉伸試驗(yàn)，拉伸速度為5 mm·min-1；按照GB/T 229-2007，采用手動(dòng)擺錘式?jīng)_擊試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行-40 ℃沖擊試驗(yàn)。采用HB-3000D型布氏硬度計(jì)對(duì)失效鏈輪傳動(dòng)軸斷口附近外圓表面的硬度進(jìn)行測(cè)試，載荷為7.35 kN，保載時(shí)間為10 s，測(cè)6個(gè)點(diǎn)取平均值。由表2可知，失效鏈輪傳動(dòng)軸的抗拉強(qiáng)度、沖擊功和硬度均低于技術(shù)要求。

表2 失效鏈輪傳動(dòng)軸的力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of failed chain wheeldrive shaft

鏈輪傳動(dòng)軸在使用過程中主要用來傳遞動(dòng)力，承受彎曲和扭轉(zhuǎn)載荷。為了驗(yàn)證傳動(dòng)軸斷裂是否由強(qiáng)度不足引起，參考文獻(xiàn)[8-11]，按材料屈服強(qiáng)度為500 MPa進(jìn)行傳動(dòng)軸擠壓強(qiáng)度、靜強(qiáng)度、剛度(扭轉(zhuǎn)角)和撓度的計(jì)算。由表3可知，該失效鏈輪傳動(dòng)軸的強(qiáng)度、剛度和撓度均滿足設(shè)計(jì)要求，因此鏈輪傳動(dòng)軸的斷裂不是由強(qiáng)度不足引起的。

表3 傳動(dòng)軸強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果Table 3 Calculation of drive shaft intensity

1.4 顯微組織

在失效鏈輪傳動(dòng)軸斷口附近的表面及心部分別取金相試樣，打磨、拋光，用體積分?jǐn)?shù)4%的硝酸酒精溶液腐蝕后，采用AxioObserverA1m型光學(xué)顯微鏡觀察顯微組織。由圖3和圖4可以看出：失效鏈輪傳動(dòng)軸表面組織為上貝氏體+回火索氏體，心部組織主要為上貝氏體+鐵素體+珠光體，組織帶狀分布明顯。按照GB/T 6394-2002，該鋼的晶粒度為7級(jí)，屬于細(xì)晶組織，符合材料晶粒度的要求。

圖3 失效鏈輪傳動(dòng)軸表面的顯微組織Fig.3 Microstructure of failed chain wheel drive shaft surface: (a) at low magnification and (b) at high magnification

圖4 失效鏈輪傳動(dòng)軸心部的顯微組織Fig.4 Microstructure of failed chain wheel drive shaft core: (a) at low magnification and (b) at high magnification

1.5 斷口微觀形貌

采用SZ61-SET型體視顯微鏡對(duì)失效鏈輪傳動(dòng)軸斷口邊緣和過渡圓角處進(jìn)行觀察。由圖5可知：斷口邊緣加工刀痕較粗，表面粗糙度Ra在12.5 mm以上；斷裂處的過渡圓角(暗色區(qū)域)半徑約為1.4 mm，斷口(發(fā)亮區(qū)域)存在多次擠磨痕跡。

圖5 失效鏈輪傳動(dòng)軸斷口邊緣和過渡圓角處的形貌Fig.5 Morphology of fracture edge (a) and transition fillet (b) of failed chain wheel drive shaft

在用SS-550型掃描電子顯微鏡(SEM)觀察斷口形貌時(shí)發(fā)現(xiàn)，原始斷口由于前期反復(fù)開合擠磨、后期人為打磨及保護(hù)不善已面目全非，觀察不到真實(shí)斷口形貌，因此對(duì)力學(xué)性能試驗(yàn)后的拉伸及沖擊斷口進(jìn)行觀察。由圖6可以看出：拉伸斷口存在大量細(xì)小韌窩，沖擊斷口主要由解理、少量準(zhǔn)解理與少量韌窩組成；在拉伸和沖擊斷口上均發(fā)現(xiàn)偏聚成片的夾雜物，用SEM附帶的能譜儀分析可知，該夾雜物為MnS。片狀MnS會(huì)導(dǎo)致鋼材在塑性和強(qiáng)度方面表現(xiàn)出明顯的各向異性，從而降低鋼材的整體性能。MnS顆粒的尺寸越大，其對(duì)性能的影響越惡劣。

圖6 鏈輪傳動(dòng)軸的拉伸和沖擊斷口微觀形貌Fig.6 Tensile (a-b) and impact (c-d) fracture micromorphology of chain wheel drive shaft: (a, c) at low magnification and (b, d) at high magnification

2 斷裂原因分析

由理化檢驗(yàn)結(jié)果可知，該鏈輪傳動(dòng)軸在交變彎扭應(yīng)力作用下發(fā)生疲勞斷裂，其斷裂經(jīng)歷了裂紋形成、裂紋擴(kuò)展及最終斷裂3個(gè)階段，最終斷裂區(qū)面積較小，說明最終斷裂時(shí)傳動(dòng)軸所承受的載荷不大。鏈輪傳動(dòng)軸起裂處存在較嚴(yán)重的應(yīng)力集中，該處應(yīng)力集中的形成主要有以下3個(gè)方面原因：(1) 加工的過渡圓角半徑太小，僅為1.4 mm，未達(dá)到設(shè)計(jì)要求的2 mm；(2) 傳動(dòng)軸斷裂位置的表面粗糙度過大，Ra大于12.5 mm，未達(dá)到設(shè)計(jì)要求的1.6 mm；(3) 通過力學(xué)計(jì)算，傳動(dòng)軸φ210 mm與φ200 mm軸過渡區(qū)軸肩截面變化處位于扭轉(zhuǎn)應(yīng)力峰值截面。失效鏈輪傳動(dòng)軸的抗拉強(qiáng)度、沖擊功、硬度均低于技術(shù)要求。通過查閱該傳動(dòng)軸的生產(chǎn)工序記錄發(fā)現(xiàn)，該傳動(dòng)軸經(jīng)粗加工和調(diào)質(zhì)處理后的硬度為270 HB，符合技術(shù)要求。由此可知，熱處理前預(yù)留的加工余量過大，造成后期精加工后的表面硬度低于技術(shù)要求。失效鏈輪傳動(dòng)軸組織中存在片狀MnS夾雜物，且心部帶狀偏析明顯，導(dǎo)致鏈輪傳動(dòng)軸整體性能較差，這促進(jìn)了疲勞裂紋擴(kuò)展，并最終導(dǎo)致鏈輪傳動(dòng)軸的疲勞斷裂。

3 結(jié)論及措施

(1) 鏈輪傳動(dòng)軸的斷裂屬于早期疲勞失效。鏈輪傳動(dòng)軸的裂紋在φ210 mm與φ200 mm軸臺(tái)階處的粗糙過渡圓角根部應(yīng)力集中處萌生，在交變彎扭應(yīng)力作用下擴(kuò)展，最終導(dǎo)致鏈輪傳動(dòng)軸的疲勞斷裂；組織中存在的片狀MnS夾雜物以及心部帶狀偏析組織促進(jìn)了疲勞裂紋的擴(kuò)展。

(2) 為避免同類事故再次發(fā)生，需提高鏈輪傳動(dòng)軸經(jīng)粗加工和調(diào)質(zhì)處理后的硬度，保證后續(xù)工序完成后最終硬度達(dá)到269～302 HB；軸徑變徑區(qū)圓角采用磨削成型，增大過渡圓角半徑并降低圓角處的表面粗糙度；凈化鋼材，采用六面鍛造成形工藝徹底將枝晶打碎打散，弱化原始形態(tài)枝晶中的帶狀組織。