潜油电泵轴断裂失效分析

1、潜油电泵轴断裂失效分析应用潜油电泵采油是油田中较为先进的生产方法，它能显著地提高日均产油量，但同时也对油田的地质构造和钻井的垂直度，以及对潜油电泵轴（简称泵轴）的耐腐蚀性强韧性和无磁性提出很高的要求， 否则会在日积月累的出油过程中因腐蚀介质、地质构造或传动机构的变化，而造成泵轴的磨蚀或卡死断裂。为此国内外常用Mon elK500合金制作泵轴的系列产品。中原油田在采油中曾发现同一台潜油电泵上两的细长泵轴（MonelK500材料）在传动花键头处产生断裂，对此进行了失效分柝2分析方法在两根泵轴的残骸上，分别从花键头处截取400mm左右的试样（标定为1和2样品）在取样分析前先用DPT-3型探伤剂对泵

2、轴表面进行着色探伤，随后用轴线投影法实测花键断裂后塑性变形扭 转龟在化学成分分析的同时，用 AMSLER88/28和AG-25TA试验机 进行扭转和力学性能测定；用 Neophot-I型光学显微镜测定晶粒度和 夹杂物的分布；采用醋酸纤维碳二次复型法，用JEM200CX透射电镜观察泵轴的显微组织强化相分布和花键断口形貌3测试与分析结果3.1花键塑性变形角度花键在扭转断裂后的残余变形角度与泵轴中 心线投影相交的夹角，即为花键塑性变形角度实测结果表明，1花键剪切平断口变形角为28° 2花键呈45°左右斜断口，残余变形角为 1832表面着色探伤按ZBJ04005-87标准渗透探伤中

3、VA-W方法，对1和f样品各部位表面进行着色探伤，未见肉眼可见缺陷3.3化学分析对1和f试样进行化学成分分析，结果列于表 1由表可见，1和2 泵轴成分都符合美国AMS4676标准的MonelK500合金的要求3.4力 学性能-87金属拉伸试验方法和 GB23187金属布氏硬度试验方 法的要求进行室温力学性能测定，结果列于表2表2MonelK500合金数据表明，1和2泵轴的力学性能符合美国表1泵轴的化学成分（w/%）状态Ni（ +表2泵轴室温力学性能370Inc进口泵轴表3扭转 性能对比值扭转屈服强度f3/MPa扭转强度f/MPa弹性极限G/MPa扭 转角模拟结果状态（）/mm（ °

4、/in 18 °MPa断裂后塑变角扭转至断 裂角度Huntington标准427. HuntingTon公司标准（冷拔+时效态）和 美国INC公司进口泵轴验收技术要求3.5扭转性能2*试样夹杂物8K 属平均晶粒度测定方法测定，结果见1*试样晶粒度为9级，21试样晶粒度为10级其组织都呈表3是f和泵轴的实测扭转性能数据表 明，两根泵轴的扭转断裂都呈典型扭转剪切平断口；试样模拟断裂的残余塑性变形角1为29°为28° 2与1泵轴花键平断口的残余变形 角度基本一致，而且花键使用扭转至 28°时，其应力已达到合金的扭 转强度极限，其实测扭转性能优于美国Huntin

5、gTon标准的要求对比表2与表3的e.2 /e和f3/f数据，1和2泵轴有良好的屈强比，见表4 表4泵轴的屈强比试样号拉伸性 eue扭转性f3/t 3.6夹杂物和晶粒度 的测定-89钢中非金属夹杂物显微评定法测定，结果见，两个试 样的夹杂物都1.5级高温形变热处理的李晶a等轴晶其晶粒平均直径 为0.03mm,达到美国HuntingTon标准小于0.064mm的要求3.7断口形貌分析1泵轴花键的剪切平断口是典型的卡死扭转断口， 因该断口 对磨破坏，所以无法进行原始形貌分柝对尚未完全破坏的2试样的斜断口进行形貌分柝肉眼观察，之试样的断面上呈明显的放射状特征， 裂纹源位于花键表面。对裂纹源用二次复形

6、方法进行电镜观察，该处有少量疲劳滑移条纹（），从而说明2试样是在1泵轴花键扭断后运 转一定时间再产生断裂连接电动机的 2泵轴在1泵轴卡死扭断后，仍 与花键传动套及1泵轴的断头一起继续摆差交变运转，直至2泵轴卡 死，同时又受到拉应力，在拉伸和扭转交互作用下，产生典型的过载 断裂特征这也就是同一台潜油电泵的泵轴先后出现两种不同断口的 缘故3.8组织分析在透射电镜下观察，高倍明场下可观察到奥氏体基 4结论泵轴表面着色探伤无肉眼可见缺陷材料的杂夹物晶粒度、化学 成分、力学性能和扭转性能都符合 AMS4676或Huntington或INC公 司的要求。模拟扭转试样的断口都呈剪切平断口，其塑性变形角为28°或29° 与1泵轴断口塑性变形角度一致，说明1试样泵轴是首先卡死断裂实 测f试样扭转至35°和2试样扭转至38°时试样才发生断裂；当扭转角 达到18°时扭转的屈服强度都已超过了 HuntingTon公司标准的要求； 28时已达到合金扭转强度极限。金冷拔时效态泵轴的微观组织由 Y相和Y相组成/相呈细小圆颗 粒状弥散分布于