引用本文：

　　張洪霖，王宇鵬，米凱夫，郭添鳴，張贏今.鈦合金撓性軸出現(xiàn)異常磨損的原因[J].機(jī)械工程材料，2021，45（7）：75-81，87.

　　Zhang H L, Wang Y P, Mi K F, et al. Causes of Abnormal Wear of Titanium Alloy Flexible Shaft, 2021, 45（7）: 75-81, 87.

　　DOI：10.11973/jxgccl202107014

　　某鉆井用鈦合金撓性軸在鉆進(jìn)一段時(shí)間完鉆起鉆后，其變徑靠近插接端處出現(xiàn)光亮帶，通過(guò)受力分析、宏觀與微觀形貌觀察、化學(xué)成分分析、力學(xué)性能測(cè)試、有限元模擬等方法對(duì)光亮帶出現(xiàn)的原因進(jìn)行了分析，提出了延長(zhǎng)鈦合金撓性軸壽命的方法。結(jié)果表明：撓性軸變徑處發(fā)生微動(dòng)磨損，剪切應(yīng)力以及撓性軸主體部分與插接部件間的相對(duì)位移是導(dǎo)致微動(dòng)磨損的主要原因；微動(dòng)磨損導(dǎo)致裂紋在撓性軸變徑處萌生，在交變載荷及扭矩的作用下，裂紋擴(kuò)展并造成了微動(dòng)疲勞；裂紋起源為周邊均勻起源，擴(kuò)展方式為穿晶擴(kuò)展。采用超音速火焰噴涂技術(shù)制備涂覆層后，鈦合金的表面硬度和耐磨性能提高，這對(duì)于由微動(dòng)磨損引起的周邊起源性裂紋具有抑制作用，從而延長(zhǎng)了撓性軸的壽命。

　　1、 理化檢驗(yàn)及結(jié)果

　　1.1、受力分析

　　由圖1可以看出，在裝配好的螺桿鉆具中，由于馬達(dá)總成中心線與傳動(dòng)軸總成中心線不同軸，故有偏心距e的存在，撓性軸上端(轉(zhuǎn)子端)受軸向力Fy 、偏心力Fx 、撓性扭矩My 、彎矩Mz的作用，將My和Mz合并，稱為扭矩M。撓性軸下端(傳動(dòng)軸端)可以簡(jiǎn)化為固定端。

圖1 鈦合金撓性軸的受力示意

　　1.2、宏觀形貌

　　將撓性軸拆卸后用體視顯微鏡觀察印痕區(qū)域的表面形貌。由圖2(a)可以看出，撓性軸印痕區(qū)域存在寬1mm左右的磨損區(qū)，且磨損區(qū)邊緣可見(jiàn)周向曲折暗線，暗線不連續(xù)，局部交錯(cuò)。采用超聲波與體視顯微鏡相結(jié)合的方法對(duì)印痕區(qū)域的宏觀形貌進(jìn)行分析。由圖2(b)可以看出，印痕區(qū)域中出現(xiàn)了強(qiáng)超聲波信號(hào)，暗線更為明顯，說(shuō)明撓性軸印痕區(qū)域中存在宏觀缺陷。

圖2 撓性軸印痕區(qū)域的宏觀形貌以及超聲波測(cè)試結(jié)果

　　將撓性軸印痕區(qū)域縱向剖切并橫向打開(kāi)，觀察橫向斷口的宏觀形貌。由圖3可以看出：斷口外側(cè)邊緣可見(jiàn)暗色斷面，其余區(qū)域?yàn)殂y灰色；超聲波信號(hào)最強(qiáng)烈區(qū)域的暗色斷面最深，其余部位深度較淺；暗色區(qū)呈棕黃、藍(lán)黑混雜色，同時(shí)可見(jiàn)反光刻面。

圖3 撓性軸印痕區(qū)域橫向斷口的整體形貌及邊緣放大形貌

　　1.3、化學(xué)成分

　　采用電感耦合等離子體發(fā)射光譜儀對(duì)撓性軸的化學(xué)成分進(jìn)行分析，結(jié)果顯示，撓性軸的化學(xué)成分符合GB/T 3620.1—2016標(biāo)準(zhǔn)要求。

　　1.4、微觀形貌

　　采用掃描電鏡對(duì)印痕區(qū)域橫向斷口的微觀形貌進(jìn)行觀察。由圖4可以看出：橫向斷口邊緣暗色區(qū)域磨損嚴(yán)重，可見(jiàn)疲勞特征；心部人為打開(kāi)的斷口表面平坦，塑性變形小，韌窩非常細(xì)小。

圖4 撓性軸印痕區(qū)域橫向斷口的微觀形貌

　　采用掃描電鏡對(duì)撓性軸表面的微觀形貌進(jìn)行觀察。由圖5可以看出：撓性軸表面印痕區(qū)域存在明顯的微動(dòng)磨損和氧化形貌，表面加工紋路消失，存在材料黏著、變形、脫落現(xiàn)象，同時(shí)印痕區(qū)域邊緣存在曲折裂紋，裂紋內(nèi)部填充大量磨損產(chǎn)物；非印痕區(qū)域可見(jiàn)正常的磨削條紋。

圖5 撓性軸表面印痕區(qū)域和非印痕區(qū)域的微觀形貌

　　采用能譜儀(EDS)對(duì)印痕區(qū)域心部以及邊緣裂紋內(nèi)磨損產(chǎn)物的微區(qū)成分進(jìn)行分析。由表1可以看出：撓性軸印痕區(qū)域心部含有較高含量的氧、鐵、鈦元素，來(lái)源于與撓性軸對(duì)接的鋼質(zhì)接頭；裂紋內(nèi)的磨損產(chǎn)物含有大量碳、氧、鈀元素，來(lái)源于鉆井環(huán)境。

表1 印痕區(qū)域不同位置的EDS分析結(jié)果(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

　　沿?fù)闲暂S表面印痕徑向和軸向截取金相試樣，經(jīng)磨制、拋光后，采用光學(xué)顯微鏡觀察裂紋形貌，然后用克氏腐蝕劑腐蝕后，觀察裂紋附近的顯微組織。由圖6可以發(fā)現(xiàn)：印痕區(qū)域徑向截面中除了存在一條深約0.5mm的徑向裂紋外，其附近還存在多條細(xì)微裂紋和二次裂紋；該徑向裂紋為穿晶裂紋，裂紋附近未見(jiàn)富氧層；撓性軸表層組織呈帶狀變形特征。由圖7可以看出：印痕區(qū)域軸向截面表層組織為軸向變形組織；印痕區(qū)域表面較粗糙，裂紋出現(xiàn)在變形層內(nèi)，同時(shí)可見(jiàn)大量二次裂紋。

圖6 撓性軸印痕區(qū)域徑向截面的裂紋形貌及附近顯微組織

圖7 撓性軸印痕區(qū)域軸向截面的裂紋形貌及附近顯微組織

　　1.5、力學(xué)性能

　　按照GB/T 228.1—2010，在撓性軸中間位置沿軸向截取拉伸試樣，在電子萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行室溫拉伸試驗(yàn)。由表2可以看出，撓性軸的拉伸性能滿足GB/T 2965—2007標(biāo)準(zhǔn)中的要求。

表2 撓性軸的室溫拉伸性能

　　按照GB/T 4340—2009，采用維氏硬度計(jì)在撓性軸印痕區(qū)域縱剖面上測(cè)試邊緣變形區(qū)和心部的硬度。由表3可以看出，撓性軸縱剖面邊緣變形區(qū)與心部的硬度相差不大。

表3 撓性軸印痕區(qū)域縱剖面不同位置的硬度

　　按照GB/T 230—2018，采用洛氏硬度計(jì)在撓性軸中部橫截面上由表面至心部取點(diǎn)進(jìn)行硬度測(cè)試，距表層相同位置處測(cè)3點(diǎn)取平均值。由測(cè)得的結(jié)果可知表層的硬度與心部差異不大。

　　2 、產(chǎn)生異常磨損的原因分析

　　由上述檢驗(yàn)結(jié)果可知，該撓性軸的拉伸性能和硬度滿足標(biāo)準(zhǔn)要求。印痕區(qū)域表面存在明顯微動(dòng)磨損痕跡，分布于整個(gè)圓周，大部分區(qū)域的裂紋擴(kuò)展均勻、深度較淺，而局部區(qū)域裂紋擴(kuò)展深度較深；斷口邊緣磨損嚴(yán)重，裂紋擴(kuò)展末端可見(jiàn)疲勞特征，說(shuō)明撓性軸的疲勞開(kāi)裂與表面微動(dòng)磨損有直接關(guān)系。在鉆井作業(yè)過(guò)程中，由撓性軸的行星運(yùn)動(dòng)行為產(chǎn)生的微動(dòng)磨損導(dǎo)致表面裂紋的萌生，在交變載荷及扭矩的作用下，裂紋擴(kuò)展并導(dǎo)致微動(dòng)疲勞。撓性軸中裂紋萌生為均勻萌生，且裂紋擴(kuò)展速率大于磨損速率。

　　對(duì)撓性軸裝配好后的整體受力情況進(jìn)行模擬，采用以六面體為主的網(wǎng)格單元對(duì)撓性軸模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖8(a)所示。按照鉆井時(shí)鈦合金撓性軸彎殼體的彎角為1.25°的真實(shí)工況，將撓性軸主體部分與兩端高強(qiáng)度鋼部件間活動(dòng)接觸部分設(shè)為有潤(rùn)滑的動(dòng)摩擦狀態(tài)，將軸向力Fy、扭矩M設(shè)定至上端(轉(zhuǎn)子端)螺紋處，彎角轉(zhuǎn)化為位移施加于上端(轉(zhuǎn)子端)螺紋處，撓性軸下端(傳動(dòng)軸端)固定約束于螺紋表面，其位置分別為圖8(b)中的A，B，C，D位置。

圖8 撓性軸的有限元網(wǎng)格劃分示意及靜力學(xué)邊界條件

　　由圖9可以看出：撓性軸的最大剪切應(yīng)力出現(xiàn)在軸下端與高強(qiáng)度鋼傳動(dòng)軸連接處，該處也是最大應(yīng)變位置；最大主應(yīng)力位置出現(xiàn)在撓性軸上端與高強(qiáng)度鋼馬達(dá)轉(zhuǎn)子連接處，其兩端高強(qiáng)度合金鋼的退刀槽處也存在應(yīng)力集中，且撓性軸上端的平均應(yīng)力水平大于下端的；撓性軸的安全系數(shù)為2.0559。由此可知，該撓性軸有足夠的安全裕量，符合行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)。經(jīng)損傷及滑移計(jì)算分析發(fā)現(xiàn)，損傷集中在撓性軸下端，最大損傷位置在高強(qiáng)度鋼傳動(dòng)軸與撓性軸連接變徑處，此處為潛在風(fēng)險(xiǎn)點(diǎn)；在鈦合金撓性軸與高強(qiáng)度鋼傳動(dòng)軸連接處出現(xiàn)微動(dòng)現(xiàn)象，此位置與現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用中產(chǎn)生的光亮帶位置(印痕區(qū)域)相吻合。綜上可知，在鉆井過(guò)程中撓性軸與高強(qiáng)度鋼部件間的剪切應(yīng)力耦合由交變載荷所產(chǎn)生的相對(duì)位移致使撓性軸在變徑處發(fā)生微動(dòng)磨損并造成裂紋的萌生，在周期性交變載荷和扭矩的作用下裂紋擴(kuò)展并導(dǎo)致微動(dòng)疲勞。

圖9 撓性軸的有限元模擬結(jié)果

　　3 、延長(zhǎng)鈦合金撓性軸壽命的方法

　　鈦合金撓性軸的工作環(huán)境具有高溫、腐蝕性、周期性受力等特點(diǎn)，且在插接緊固的連接方式下不可避免會(huì)出現(xiàn)微動(dòng)磨損，因此提高撓性軸表面耐磨性能、防止撓性軸因微動(dòng)磨損而產(chǎn)生疲勞裂紋成為延長(zhǎng)該種連接方式撓性軸使用壽命的關(guān)鍵。

　　表面改性是提高關(guān)鍵部件耐磨、耐腐蝕、服役壽命與安全性的重要途徑，可賦予材料表面特殊的成分、組織結(jié)構(gòu)與性能。超音速火焰噴涂是以快速加熱、快速冷卻為特點(diǎn)的表面防護(hù)技術(shù)。將熱噴涂涂層用于撓性軸表面改性既可保持撓性軸本體部分的低彈性模量特點(diǎn)，又可提高其耐磨性，同時(shí)可使撓性軸表面獲得大面積、大厚度的具有顯著穩(wěn)定性的非晶合金鍍層。為研究超音速火焰噴涂技術(shù)在提高鈦合金撓性軸耐磨性能方面的效果，采用不同噴涂材料對(duì)鈦合金基體進(jìn)行超音速火焰噴涂處理，通過(guò)磨損試驗(yàn)對(duì)試樣的耐磨性能進(jìn)行研究。

　　基體材料為α+β兩相鈦合金。噴涂粉體的組成如表4所示。其中：在A組粉體中添加了碳化鎢以提高涂覆層的硬度和耐磨性；B組粉體中除添加碳化鎢外還添加鉬和鑭元素，以使涂覆層具有耐磨減摩及自潤(rùn)滑性的特性；C組粉體為對(duì)照組，添加鉬元素但不添加碳化鎢，具有自潤(rùn)滑特性。

表4 不同噴涂粉體的主要成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

　　采用粗糙度儀對(duì)超音速火焰噴涂涂層的表面粗糙度進(jìn)行測(cè)試。采用維氏硬度計(jì)測(cè)試表面硬度。按照GB/T 12444—2006，在摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行干摩擦磨損試驗(yàn)，在試驗(yàn)中連續(xù)測(cè)試試樣所承受的摩擦力和正壓力并計(jì)算摩擦因數(shù)。采用電子天平稱取試驗(yàn)前后經(jīng)丙酮清洗后試樣的質(zhì)量，計(jì)算磨損質(zhì)量損失。

　　由表5可知，噴涂相同成分粉體后鈦合金的表面粗糙度越小，摩擦因數(shù)越低，磨損質(zhì)量損失越少，且其表面硬度高于鈦合金基體的，磨損質(zhì)量損失均小于基體的。噴涂A，B兩組粉體后鈦合金的表面硬度高于噴涂C組粉體的，摩擦因數(shù)、磨損質(zhì)量損失均低于噴涂C組粉體的；噴涂A組粉體后鈦合金的平均摩擦因數(shù)和磨損質(zhì)量損失都比噴涂B組粉體的大，這主要是由于鈷元素的潤(rùn)滑性較鉬與鑭元素的潤(rùn)滑性差所致。超音速火焰噴涂涂層提高了鈦合金的表面硬度和耐磨性能。材料的磨損質(zhì)量損失與摩擦因數(shù)和硬度均有關(guān)，而硬度和摩擦因數(shù)取決于噴涂粉體的成分；添加碳化鎢有助于提升涂層的硬度，添加鉬元素與鑭元素有助于降低涂層的摩擦因數(shù)，從而提高耐磨性能。由此可知，超音速火焰噴涂含碳化鎢、鉬、鑭的涂層對(duì)于因微動(dòng)磨損引起的周邊起源性裂紋具有抑制作用，應(yīng)用該工藝可達(dá)到延長(zhǎng)撓性軸服役壽命的目的。

表5 基體以及噴涂不同粉體后鈦合金的表面粗糙度、硬度、摩擦因數(shù)以及磨損質(zhì)量損失

　　4 結(jié) 論

　　(1)撓性軸表面變徑處發(fā)生微動(dòng)磨損，剪切應(yīng)力以及撓性軸主體部分與插接部件間的相對(duì)位移是導(dǎo)致微動(dòng)磨損的主要原因；微動(dòng)磨損導(dǎo)致裂紋在撓性軸變徑處萌生,在交變載荷及扭矩的作用下，裂紋擴(kuò)展并造成微動(dòng)疲勞；裂紋起源為周邊均勻起源，擴(kuò)展方式為穿晶擴(kuò)展。

　　(2)采用超音速火焰噴涂技術(shù)在鈦合金表面制備涂覆層后，鈦合金表面的硬度和耐磨性能提高，噴涂粉體中添加碳化鎢可提高涂層硬度，添加鉬元素與鑭元素可降低摩擦因數(shù)，這對(duì)于由微動(dòng)磨損引起的周邊起源性裂紋具有抑制作用，從而達(dá)到延長(zhǎng)撓性軸服役壽命的目的。