автореферат диссертации по энергетическому, металлургическому и химическому машиностроению, 05.04.07, диссертация на тему:Повышение долговечности насосных штанг, эксплуатирующихся в сероводородсодержащих средах

ВВЕДЕНИЕ.

1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА

1.1. Современные представления о разрушении насосных штанг в агрессивных средах.

1.2. Анализ существующих направлений по повышению сопротивления насосных штанг коррозионно-усталостному разрушению.

1.3. Обоснование целесообразности применения комплексных методов повышения усталостной прочности насосных штанг в сероводородсодержащих средах.

1.4. Цель и задачи исследований.

2. МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЙ

2.1. Методика исследования сопротивления насосных штанг коррозионно-усталостному разрушению.

2.2. Методика исследования сопротивления насосных штанг коррозионному растрескиванию.

2.3. Методика исследования влияния режимов поверхностно-пластического деформирования на величину макро- и микронапряжений в поверхностном слое насосных штанг.

2.4. Методика микрофрактографических исследований поверхности излома насосных штанг.

3. ИССЛЕДОВАНИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ УСТАЛОСТИ НАСОСНЫХ ШТАНГ

В СЕГОВОДОРОДСОДЕРЖАЩИХ СРЕДАХ ПРИ ИХ УПРОЧНЕНИИ ПОВЕРХНОСТНЫМ ПЛАСТИЧЕСКИМ ДЕШШИРОВАНИЕМ В СОЧЕТАНИИ С МЕТАЛЛОПОКРЫТИЕМ 3.1. Исследование основных закономерностей и характера коррозионно-усталостного разрушения насосных штанг серийного производства в сероводородсодержащих средах.

3.2. Исследование влияния поверхностного пластического деформирования на сопротивление штанг коррозионно-уста-лостному разрушению в сероводородсодержащих средах.

3.3. Исследование сопротивления насосных штанг коррозионно-усталостному разрушению в сероводородсодержащей среде при сочетании поверхностного пластического деформирования с металлопокрытием анодного типа.

3.4. Исследование влияния эксплуатационных факторов на сопротивление насосных штанг коррозионно-усталостному разрушению при сочетании их поверхностно-пластического деформирования с металлопокрытием анодного типа.

4. ИССЛЕДОВАНИЕ РАБОТОСПОСОБНОСТИ НАСОСНЫХ ШТАНГ УПРОЧНЕННЫХ ПОВЕРХНОСТНО-ПЛАСТИЧЕСКИМ ДЕШШИРОВАНИЕМ В СОЧЕТАНИИ С МЕТАЛЛИЗАЦИОННЫМ ЦИНКОВЫМ ГОКШТИЕМ

4.1. Разработка технологии упрочнения ПЦЦ и металлизации цинком насосных штанг.

4.2. Результаты опытно-промышленных испытаний насосных штанг при их поверхностном пластическом деформировании в сочетании с металлизационным цинковым покрытием.

4.3. Технико-экономические показатели целесообразности применения насосных штанг, упрочненных поверхностно-пластическим деформированием в сочетании с металлопокрытием.

БЫЮда.

Основными направлениями экономического и социального развития СССР на I98I-I965 годы и на период до 1990 года, утвержденных ХХУ1 съездом КПСС, предусмотрено ускорить разработку и внедрение высокоэффективных методов повышения прочностных свойств, коррозионной стойкости и теплостойкости металлов. Важное внимание необходимо уделять разработке и внедрению эффективных способов повышения сопротивления коррозионно-усталостно-му разрушению и защиты нефтепромыслового оборудования, особенно при эксплуатации в экстремальных условиях нагружения при воздействии сероводородеодержащих сред.

Глубиннонасосный способ добычи нефти является наиболее распространенным на промыслах нашей страны и за рубежом. В СССР число скважин, оборудованных штанговыми насосными установками, составляет около 86% всего парка скважин. Длительный опыт эксплуатации глубиннонасосных установок на различных месторождениях страны показывает, что одним из наиболее слабых элементов этих установок является колонна насосных штанг. В большинстве случаев основной причиной отказов является обрыв штанг. Только за год по производственным объединениям (п.о) "Татнефть" и "Башнефть", в которых I680I скважина оборудована штанговыми насосными установками (ШНУ), произошло 5067 обрывов насосных штанг, на ликвидацию которых затрачено порядка 1,8 млн.рублей.

В процессе эксплуатации насосные штанги подвергаются действию статических, циклических, динамических нагрузок и коррозионной пластовой среды, совместное действие которых приводит к коррозионно-устапоетному разрушению. Этот вид разрушения значительно активизируется, если продукция скважин содержит сероводород, который способствует локализации коррозионных процессов и вызывает охрупчивание металла.

Для разработки методов повышения работоспособности насосных штанг при их эксплуатации в сероводородсодержащих средах необходимо располагать данными о совместном влиянии действующих нагрузок и сероводородсодержащей среды на микромеханизм разрушения. Однако эти сведения в настоящее время очень ограничены.

Исследования в области повышения работоспособности насосных штанг на протяжении последних лет направлены на изыскание и црименение различных методов поверхностного упрочнения и защиты и, пржде всего, поверхностной закалки токами высокой частоты, изоляции тела штанги от коррозионной среды, применение металли-зационных и полимерных покрытий, ингибиторов коррозии и др.

В условиях действия сероводородсодержащей среды представляет интерес сочетание поверхностного упрочнения и металлизацион-ного покрытия применительно к насосным штангам с целью повышения их работоспособности. Однако, многие аспекты коррозионно-усталост-ного разрушения штанг поверхностно-упрочненных с последующим металлопокрытием, изучены еще далеко неполностью.

Важными вопросами являются изучение основных закономерностей и характера коррозионно-усталостного разрушения насосных штанг серийного производства в сероводородсодержащей среде, разработка метода повышения долговечности насосных штанг в сероводородсодержащей среде, представляющего собой сочетание поверхностного пластического деформирования (ПГЩ) с металлизационным похфытием анодного типа, исследование сопротивления штанг сульфидному растрескиванию и коррозионно-усталостному разрушению при их ПЦЦ с последующим нанесением металлизационного покрытия анодного типа, оценка долговечности насосных штанг при комплексном методе их упрочнения и защиты в промысловых условиях.

В работе на основании комплексных исследований предложен метод упрочнения и защиты применительно к насосным штангам, создана установка для его осуществления. Промышленные испытания, проведенные в ПО "Укрнефть", Татнефть", "Татнефть" и "Зарубеж-нефть", подтвердили эффективность предлагаемого метода упрочнения и защиты насосных штанг.

Работа выполнена в Ивано-Франковском институте нефти и газа.

Данная работа связана с выполнением целевой комплексной программы ОЦ 004 утвержденной постановлением FKHT СССР и Госплана СССР от 29 декабря 1981 г., № 516/272/174 и научно-исследовательскими работами института, № гос. регистрации 78011566, 80042252, 80042256, 8I05I95I.

I. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА

I.I. Современные представления о разрушении насосных штанг в агрессивных средах.

Длительный опыт эксплуатации глубиннонасосных установок на различных месторождениях страны показывает, что одним из наиболее слабых элементов этих установок является колонная насосных штанг. В большинстве случаев основной причиной отказов является обрыв штанг.

Штанговая колонная является передаточным звеном от балансира станка-качалки, установленной на устье скважины, к глубинному насосу, подвешенному на колонне насосно-компрессорных труб (НКТ), и находящемуся ниже статического уровня столба жидкости в скважине. Колонная насосных штанг состоит из отдельных штанг, соединенных между собой резьбовыми муфтами.

Насосная штанга представляет собой стальной стержень круглого сечения, диаметром 16,19,22 и 25 мм, на концах которого высажены утолщенные головки. Как видно на рис. I.I, штанговая головка включает в себя резьбу, зарезьбовую канавку, упорный бурт и участок с квадратным сечением для захвата ключом. Конструктивной особенностью насосной штанги является наличие переходной зоны на двух небольших участках, прилегающих к головкам штанги. Длина этих участков от жесткого резьбового соединения к гибкому телу штанги не превышает 200.250 мм [l-З].

В процессе эксплуатации насосные штанги подвергаются действию статических, циклических и динамических нагрузок, которые изменяются от максимума при ходе штанг вверх, до минимума - при ходе вниз. В практике эксплуатации штанг их цикл нагружения меняется асимметрично, причем величина асимметрии меняется по длине колонны, уменьшаясь в направлении полированого штока к глу

8

HI

Ptoc. I.I.

Конструкция и основные размеры насосной штанги ( ГОСТ 13877-80). бинному насосу [з]. Число циклов нагружения в минуту находится в пределах 5.15 и зависит от длины хода точки подвеса и диаметра глубинного насоса.

В течении цикла работы глубинного насоса на колонну насосных штанг действуют нагрузки, как остающиеся постоянными по величине и направлению на цротяжении всего цикла или значительной его части, так и переменные.

При ходе штанги вниз, во время нагнетания, нижняя часть колонны насосных штанг испытывает сжимающие напряжения, вызванные силой трения плунжера в цилиндре и гидравлическим сопротивлением откачиваемой жидкости, проходящей через нагнетательный клапан, которые при определенных условиях вызывают продольный изгиб нижних штанг. На рис. 1.2 приведена схема продольного изгиба отдельных штанг, образующих колонну [4].

Наряду с механическими нагрузками колонна насосных штанг подвергается одновременному воздействию агрессивной продукции скважины, представляющей собой многокомпонентную смесь, состоящую из нефти, высокоминерализованной пластовой воды и растворенных газов ( углеводородные газы, сероводород, углекислый газ). Основные параметры скважин и краткая характеристика их продукции на некоторых наиболее крупных месторождениях СССР приведены в таблице I.I [ь].

Совместное воздействие коррозионно-активной среды и механических нагрузок вызывает коррозионно-усталостное разрушение насосных штанг, приводящие к их обрыву, что подтверждается исследованиями, выполненными рядом авторов [2,3,6,7 и др.] .

Наибольшее число обрывов наблюдается в скважинах, продукция которых содержит сероводород. В присутствии водной фазы он является активным стимулятором коррозии. В присутствии сероводо

Таблица I.I.

Основные параметры скважин и состав газа на некторых месторождениях

G С С Р

Месторождение

Физические параметры скважин

Глубина, м

Пластовое :Темперадавление атм. . тура,

Состав газа, об.%

HoS

СО.

Оренбургское До 2000 До 200

Кандым (Средняя Азия) 3000 600

Урта-Булак (Средняя 2900 300 Азия)

СН,

20-30 До 4,5 До 1,5 85 120 3,5 4,0 85

ПО 5,5 5,0 85 1 t—I 0 1

Рис. 1.2. Расположение муфтового соединения и штанг в насосно-компрессорных трубах при изгибе [41 родсодержащей среды наряду с интенсивной коррозией протекает сопутствующее ей усталостное разрушение [ в].

В производственном объединении "Башнефть", где в скважинах присутствует сероводород, наблюдается большое число обрывов насосных штанг. Так только по двум НГДУ "йшимбайнефть" [9] и "Чек-магушнефть" [ю] среднее число обрывов на одну скважину в год соответственно составляет 3,6 и 1,8. На этих месторождениях агрессивные свойства добываемой нефти определяются, в основном, содержанием в ней двух компонентов: сильно минерализованной воды и сероводорода, концентрация которого достигает 500.1500 мг/л.

Количество и характер обрывов колонн насосных штанг, а также распределение по длине колонны зависит от режима работы глубинного насоса и агрессивности откачиваемой жидкости. По данным А.С.Вирновского tnl. распределение обрывов штанг по глубине имеет следующую закономерность (таблица 1.2) :

Таблица 1.2.

Распределение обрывов штанг по длине колонны — — — — «• — — — —— — — — — —— — — — — — — — — — — — — —

Диаметр насосов :Верхняя треть:Средняя треть,: Нижняя треть, колонны, % : % % . ^^ ^^ • . ^^ ^^ • ^^ ^^ ^^ ^^ » ^^ ^^ ^^ малый 43,2 33,4 23,4 большой 37,7 33,4 29,1

В то же время в более поздных работах [2,12] показано, что для насосов большого диаметра (больше 56 мм) наибольшая частота обрывов штанг, т.е. 40.50$, приходится на нижнюю треть колонны штанг. Из общего количества подземных ремонтов, проводимых в объединении "Удмуртнефть", 75% относится к ликвидации обрывов штанговой колонны, из них 65% приходится на нижнюю часть штанговой колонны [13]. По данным работы [l4] на месторождении "Южарланнефть" обрывы штанг диаметром 19 мм, расположенных в нижней части колонны, составили 42$. Несмотря на то, что верхняя часть колонны наиболее нагруженная, подавляющее число обрывов приходится на ее нижнюю часть. Это обусловлено дополнительным влиянием напряжений, возникающих при продольном изгибе нижней части колонны насосных штанг, а также воздействием агрессивной среды. Промысловыми данными о зоне обрыва по длине насосных штанг показано, что 60.90$ обрывов насосных штанг происходит на расстоянии 20.150 мм от квадрата [2,15] . Подавляющее число обрывов по НГДУ "Ккарланнефть" приходится на участок штанги, расположенный на расстоянии 19 * 110 мм от квадрата [l3].

Аналогичные данные о характере повреждения штанг получены за рубежом. Анализ повреждений насосных штанг проведенный компанией "Юйион ойл оф Калифорния" (г. Брей, США), показал, что 75$ повреждений находилось в пределах расстояния I фут ( 304 мм) от конца штанги [1б].

Такое распределение поломок по длине штанги связано с неоднородностью структуры, возникшей в результате местного индукционного нагрева при высадке головки. Повидимому проводимая в дальнейшем нормализация не полностью стабилизирует структуру. Таким образом, эти участки штанги являются наиболее ослабленными, поскольку подвергаются интенсивной электрохимической коррозии в виду неоднородности структуры и обладают повышенной чувствительностью к наводороживанию в сероводородсодержащей среде.

Особенностью эксплуатации глубиннонасосных установок является периодичность их работы, заключающаяся в систематических остановках установок после определенного числа циклов. Частота и продолжительность простоя определяется режимом работы установки. В процессе простоев колонна насосных штанг находится под воздействием значительной статической нагрузки, что обуславливает статическую коррозионную и водородную усталость при наводо-роживании металла штанг в сероводородсодержащей среде. В то же время в процессе работы установки штанги подвергаются коррозионной циклической усталости вследствии совместного действия циклических нагрузок и коррозионно-активной среды. Следовательно, характер нагружения колонны насосных штанг периодически изменяется от статического к циклическому и наоборот.

Из существующих гипотез, объясняющих механизм коррозионно-усталостного разрушения металлов, наибольшее распротсранение получили электрохимическая и адсорбционно-электрохимическая гипотезы. Впервые электрохимическая гипотеза выдвинута Эвансом [17,18] , а затем развита работами ряда исследователей [19-22] . Сущность ее состоит в том, что на поверхности металла в местах поверхностных дефектов в виде раковин, пор и т.п. образуются так называемые специфические коррозионные пары Эванса, вследствии того,, что различные участки поверхности дефекта находятся в различном напряженном состоянии. При этом дно этого дефекта имеет более отрицательный потенциал относительно стенок или поверхности. В результате протекания анодных процессов происходит интенсивное растворение дна дефекта, что вызывает рост локального напряжения, обусловливающего возникновение и развитие усталостной трещины.

Указанная теория совершенно не учитывает влияния механического фактора на механизм возникновения и развития усталостных трещин.

В.В.Романов [23] выдвинул коррозионно-механическую гипотезу, поскольку только анодным растворением два дефекта нельзя объяснить процесс развития коррозионно-усталостной трещины. Чем выше механические нагрузки, тем больше их влияние на механизм возникновения и развития усталостной трещины и, наоборот, чем ниже напряжения, тем больше разрушительное действие среды. Кор-розионно-механическая теория также недостаточно полно учитывает влияние среды на цроцесс разрушения, так как наряду с электрохимическими процессами происходит адсорбционное влияние среды на металл, вызывающая уменьшение его поверхностной энергии в вершине развивающейся трещины, облегчая тем самым ее развитие.

В связи с этим, Г.В.Карпенко предложена наиболее универсальная в настоящее время адсорбционно-электрохимическая гипотеза коррозионной усталости металлов [24,25] . Сущность этой теории состоит в том, что первичным актом воздействия коррозионной среды на циклически деформированный металл является адсорбционное воздействие, приводящее к термодинамически неизбежному изменению прочности и пластичности металла [26,27] , а также его возможное охрупчивание за счет адсорбции водорода на катодных участках металла [28,29] , вызывающее водородную усталость, и как результат этого - статическую усталость.

Адсорбционная гипотеза водородной хрупкости металлов [29-31] достаточно хорошо объясняет снижение прочности и пластичности стали в цроцессе ее водородного охрупчивания.

В водных растворах сероводорода под действием статических напряжений растяжения проявляется сульфидная хрупкость металла, причем, чем выше нацряжение, тем больше возможность проявления этого вида хрупкости. Существенное влияние на проявление этого вида хрупкости оказывает рй, температура и давление сероводородной среды. С повышением прочности и твердости сталей, а также при росте в стали количества углерода, сульфидная хрупкость увеличивается

Хорошее экспериментальное подтверждение адсорбционная гипотеза водородной хрупкости получила в работе [ 5], авторы которой образного водорода и сероводорода, особенно при высоких уровнях напряжений, вызывается адсорбционным воздействием водорода на металл в вершине трещины, которая развивается перпендикулярно действующему напряжению.

В работе [32] приведены результаты исследования механизма коррозионной усталости насосных штанг при действии значительных циклических напряжений в их поверхностных слоях, вызванных продольным изгибом, превышающих предел текучести материала штанг и способствующих интенсивному развитию коррозионно-усталостных процессов. Автором установлено, что при высоких уровнях напряжений хемомеханический эффект, заключающийся в зарождении и движении диселокаций в металле под действием коррозионной среды ( 3%-ного раствора хлористого натрия), вызывает инверсию в коррозионной усталости. Снижение уровня напряжения ослабляет развитие этих эффектов, что в дальнейшем приводит к обычным механизмам коррозионной усталости с соответствующим уменьшением долговечности насосных штанг в коррозионной среде. Однако наблюдаемый автором эффект повышения коррозионно-усталостной прочности при высоких уровнях напряжений может быть также обусловлен стравливанием концентраторов коррозионной средой, что способствует уменьшению величины локальных напряжений и тем самым повышению согфотивления циклической усталости.

Существенное влияние на сопротивление стали коррозионной усталости оказывает вид нагружения. Статическая усталость в се-роводородсодержащей среде преимущественно наблюдается при растягивающих нагрузках и практически не проявляется цри сжимающих. Установлено, что при усталости растяжением-сжатием в 3-х процентном растворе хлористого натрия предел выносливости стали значительно вше, чем при чистом изгибе [33,34]. Следовательно при выборе допускаемых напряжений для насосных штанг необходимо учитывать не только характер, но и вид их нагружения в агрессивной среде.

В настоящее время существует ряд отечественных и зарубежных теоретических и эмпирических методик расчета и формул для определения напряжений в насосных штангах. Некоторые из этих теорий и методик основаны на статических соображениях, другие учитывают динамические и колебательные процессы, возникающие в колонне штанг при циклически меняющейся нагрузке

Применимость того или иного метода расчета насосных штанг [35-4о] должно определяться как критерием их прочности, так и обоснованностью величины допускаемых напряжений с учетом статистической црироды усталости и влияния коррозионной среды. Независимо от метода расчета, важнейшей задачей является объективная оценка величины допускаемых напряжений в насосных штангах.

Считается, что наиболее правильное представление о работоспособности штанг получается путем анализа зависимости их долговечности от напряжения в местах обрывов. А.С.Вирновским построены обобщенные кривые усталости по промысловым данным, используя вышеупомянутый анализ. В координатных осях ^~Уб'тах-(э^1> гДе вычисленные значения для мест обрывов штанг, А/ -число отработанных циклов до обрыва штанги, наносятся точки, по которым строится коррозионно-усталостная кривая, позволяющая определить условный предел коррозионной усталости штанг.

Трудность заключается в точном оцределении действующих напряжений в местах поломок, затруднешя построения обобщенных кривых усталости, случайном расположении дефектных штанг по длине колонны, невозможности применения методики при изменении как характеристик насосных штанг, так и условий эксплуатации. Согласно методики, предложенной И.Л.Фаерманом [2,4l] , в которой критерием работоспособности штанг является частота обрывов, необходимо подвергать соответствующей статистической обработке работу правильно сконструированных колонн штанг в скважинах и по ним строить график зависимости среднего числа обрывов штанг от приведенного напряжения в верхнем сечении колонны. Точка, при которой начинается резкое ухудшение работоспособности штанг соответствует допускаемому напряжению. Полученные таким образом допускаемые напряжения отражают как качество насосных штанг, так и условия их эксплуатации, поэтому их величина меняется в зависимости от месторождения. По данным работы [42] на месторождениях Башкирии, где высокая агрессивность среды, [<Эпр] равно 45.55 МПа, а на промыслах Азербайджана соответственно 80. 100 МПа. Недостатком данной методики является невозможность быстрого определения допускаемых напряжений.

Известны [43] способы определения допускаемых напряжений, исходя из величин пределов прочности или текучести с применением пересчетных коэффициентов, соответствующих различным коррозионным средам. Для марганцовистых и никельмолибденовых сталей в сероводородной среде коэффициент равен 0,63, а в соленой сероводородной воде - 0,55. Этот способ ограничен в применении, поскольку нет возможности учитывать повышение работоспособности, достигаемое за счет различных методов поверхностного упрочнения, которые не сопровождаются значительным повышением предела прочности и текучести.

Следует отметить, что применительно к новым материалам и ранее не применяемым методам упрочнения насосных штанг использовать данные методы выбора допускаемых напряжений по статистическим промысловым данным об их разрушении в процессе эксплуатации не представляет возможным из-за отсутствия данных о наработке подобных штанг.

Поэтому разработка метода предварительной оценки величины допускаемых напряжений, по данным ускоренных лабораторных испытаний натурных насосных штанг с учетом особенностей влияния эксплуатационной среды, важная научная и практическая задача.

Наряду с этим одной из важнейших задач является повышение допускаемых напряжений в агрессивных средах, решение которой позволит уменьшить массу колонны штанг и тем самым снизить нагрузки на наземное глубиннонасосное оборудование, сэкономить дорогостоящую легированную сталь насосных штанг, увеличить межремонтный период скважин.

Результаты исследования влияния режимов ПОД на величину макронапряжений представляли в виде эпюр распределения остаточных напряжений и их глубины залегания в зависимости от времени наклепа. Величины микронапряжений, представленные в относительных единицах ^ , где период кристаллической решетки, можно перевести в величины с размерностью напряжений (МПа) пользуясь формулой :

Я- (2.4) где Е - модуль нормальной упругости материала. Поскольку вычисление микронапряжений <о по считается недостаточно правильным, поэтому данные о микронапряжениях обычно приводят в [ 106]. Величины микронапряжений и размеры блоков мозаики в зависимости от времени ПЦД представляли в таблице.

На каждом режиме ПОД исследовалось три образца насосной штанги, что вполне достаточно для определения среднего значения макро- и микронапряжений [101]•

С целью повышения точности расчетов остаточных макронапряжений он проведен на ЭШ "Мир-2" по разработанной [ 104] программе. Математический расчет при определении микронапряжений и величины блоков мозаики проведен на машине "Наири К".

Таким образом предлагаемая методика определения макро- и микронапряжений в поверхностном слое насосной штанги позволяет определить оптимальные режимы ПОД в процессе упрочнения штанг.

2.4. Методика микрофрактографических исследований поверхности излома насосных штанг

Микрофрактографические исследования проводили на изломах как лабораторных образцов, так и натурных насосных штанг из стали 20Н2М.

Образцы для микрофрактографических исследований вырезали из образцов подвергнутых усталостному и коррозионно-усталост-ному разрушению высотой 10 мм от поверхности усталостного излома. Выбор разрушенных образцов проводили, исходя из характера коррозионно-усталостной кривой и уровня напряжений, при котором произошло их коррозионно-усталостное разрушение, по методике [107, 108], которая позволяет учитывать изменение микромеханизма разрушения в зависимости от агрессивности коррозионной среды, времени пребывания образца в этой среде до его разрушения. Нами были выбраны два уровня напряжений, один из которых соответствовал пределу коррозионной выносливости, т.е. максимальному времени пребывания образца под нагрузкой в сероводородсодержащей среде, а другой уровень соответствовал более высоким напряжениям, при которых время пребывания образца под нагрузкой в сероводородсодержащей среде равнялась 0,5. . 0,6 времени базовых: испытаний.

Металлографические исследования проводили на микроскопах МИМ-8 и NeopAot. Имеющаяся приставка типа ПМТ-З позволяла проводить замер микротвердости. Микрофрактографические исследования осуществляли с помощью растрового электронного микроскопа

РЭМ-200, диапазон регулирования кратности которого от 40 до 100000. Микроскоп позволяет с высокой по сравнению с оптическими микроскопами разрешающей способностью и большой глубиной резкости визуально наблюдать и фотографировать микрорельеф поверхностей изломов насосных штанг.

Исследование процесса развития усталостной трещины проводилось как на образцах, испытанных на воздухе, так и в серо-водородсодержащей среде при нормальной комнатной температуре, равной 18.20°С. Исследованию подвергались образцы нормализованные (состояние поставки насосных штанг) и прошедшие ПЦД в сочетании с металлизационным цинковым покрытием. Варьирование коррозионного и технологического факторов позволило проводить оценку их влияния на микромеханизм разрушения.

Результаты микрофрактографического анализа излома насос-вдх штанг представляли в виде микрофрактограмм, снятых в зоне очага разрушения. С целью недопущения ошибок в определении характера разрушения на каждом исследуемом уровне напряжений испытывалось по три образца до их разрушения, что по данным [l0l] вполне достаточно. Сопоставление полученных микрофрактограмм поверхностей изломов исследуемых на одном уровне напряжений образцов, позволяет сделать правильное заключение о характере их разрушения.

Таким образом предлагаемая методика микрофрактографичес-ких исследований поверхности излома^насосных штанг позволяет оценить, каким образом меняется характер разрушения насосных штанг при их упрочнении и защите в условиях воздействия серо-водородсодержащей среды.

3. ИССЛВДОВАНИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ УСТАЛОСТИ НАСОСНЫХ ШТАНГ В СЕРОВОДОРОДСОДЕРШШЩХ СРЕДАХ ПРИ ИХ УПРОЧНЕНИИ ПОВЕРХНОСТНЫМ ПЛАСТИЧЕСКИМ ДШР-МИРОВАНИШ В СОЧЕТАНИИ С МЕТАЛЛОПОКРЫТИЕМ

3.1. Исследование основных закономерностей и характера коррозиошо-усталостного разрушения насосных штанг серийного производства в сероводородсодержащих средах

Для обоснования и выбора наиболее эффективных методов повышения работоспособности насосных штанг в сероводородсодержа-щей среде нами были исследованы основные закономерности статической и циклической усталости штанг серийного производства. Исследования проводили как на образцах из наиболее распространенных штанговых сталей, так и на натурных насосных штангах. На рис. 3.1 приведены кривые статической усталости образцов из сталей 20Н2М и 40 при растяжении в сероводородсодержащей среде. Анализ приведенных зависимостей показывает, что углеродистая сталь 40 и легированная никельмолибденовая сталь 20Н2М склонны к сульфидному растрескиванию. Ни одна из приведенных зависимостей не имеет горизонтального участка, свидетельствующего о наличии цредела статической выносливости. Однако сталь 2QH2M имеет более высокие характеристики сопротивления сульфидному растрескиванию по сравнению со сталью 40, о чем свидетельствует более крутой угол наклона кривой стали 40 к оси времени.

При изменении базы испытаний от 200 до 500 часов разница в ограниченных пределах статической усталости при сульфидном растрескивании между сталями 40 и 2Ш2М увеличивается и соответственно составляет 10 и 40 МПа. Следует отметить, что при

Рис. 3.1. Кривые коррозионного растрескивания сталей, применяемых для насосных штанг, в еероводо-родсодержащей среде:

1 - сталь 20Н2М (6^= 250 МПа );

2 - сталь 40 (6^ = 210 МПа ). величине растягивающего напряжения 250 МПа, соответствующего ограниченному пределу статической усталости стали 20Н2М на базе испытаний 500 часов, время разрушения образцов стали 40 понижается по сравнению со сталью 20Н2М в среднем на 25.30%.

Визуальные наблюдения поверхностей изломов образцов из стали 20Н2М и 40 в сероводородсодержащей среде показали, что излом образцов хрупкий, отсутствуют продукты коррозии в трещинах усталости. Анализ характера развития трещин показал, что разрушения исследуемых сталей в сероводородсодержащей среде происходит транскристаллитно (рис. 3.2). Такой характер разрушения свидетельствует о том, что превалирующим фактором является процесс наводороживания, приводящий к снижению пластичности металла, т.е. снижению сопротивления сталей сульфидному растрескиванию.

Поскольку наводороживание является основной причиной понижения сопротивления штанговой стали статической усталости в сероводородсодержащей среде, и учитывая, что более высоким сопротивлением как к этому виду разрушения, так и сопротивлению динамическим нагрузкам, обладает сталь 2Ш2М, нами были исследованы показатели пластичности этой стали в зависимости от времени наводороживания. Анализ приведенных на рис. 3.3 зависимостей показывает, что понижение характеристик пластичности, т.е. осносительно удлинения и поперечного сужения, происходит прямо-пропорционально времени наводороживания. Так при времени наводороживания 10 часов показатели пластичности стали понизились в среднем на 5%, а при увеличении времени наводороживания до j

50 часов пластичность понизилась на 30%. Следовательно, несмотря на довольно высокие показатели пластичности и вязкости штанг серийного производства из стали 2QH2M, они обладают склонностью к наводороживанию, что вызывает значительное изме

Рис. 3.2. Характер разрушения стали 2GH2M после испытания в сероводородсодержащей среде ( х 200 ). tiX во

50 40 30 20 10 О

10

А0

30

SJ о ' " /

V. Г^1 ■ *J

-- "Л L. /

40 t, vac

Рис. 3.3. Изменение пластичности стали 2QH2M в зависимости от времени наводороживания:

1 - поперечное сужение ( );

2 - относительное удлинение ( <f ). нение их пластичности и ускоряет процесс разрушения при циклическом нагружении.

На рис. 3.4, 3.5 приведены кривые циклической усталости образцов из сталей 20Н2М и 40 при симметричном чистом изгибе с вращением частотой 24 Гц на воздухе и в сероводородсодержащей среде.

Анализ характера изменения кривых показывает, что при испытании в воздухе обе стали имеют горизонтальный участок, соответствующий пределу выносливости. Для стали 20Н2М предел выносливости равен 380 МПа, а для стали 40 - 310 МПа. Под действием циклического нагружения в сероводородсодержащей среде у исследуемых сталей происходит непрерывное снижение сопротивления их коррозионно-усталостному разрушению. Анализ характера кривых коррозионной усталости показывает, что как сталь 20Н2М, так и сталь 40 не имеют истинного предела выносливости при их испытании в сероводородсодержащей среде. Это свидетельствует о том, что выносливость исследуемых нами сталей в первую очередь является функцией времени нахождения их в сероводородсодержащей среде. Поэтому определенный в процессе испытаний предел выносливости исследуемых сталей является ограниченным, т.е. связан с с базой испытаний. При базе испытаний 50-10 циклов показатели предела выносливости для сталей 2QH2M и 40 соответственно равны 45 и 40 МПа.

Сопоставляя 1фивые статической и циклической усталости в сероводородсодержащей среде и анализируя характер изменения кривых, следует отметить их отличие, которое заключается в том, что при циклической усталости сталей с увеличением базы испытаний происходит уменьшение различия в пределах выносливости межс. ду сталями. Так при базе испытаний 1.10° циклов ограниченный предел выносливости стали 40 ниже по сравнению со сталью 20Н2М

Рие. 3.4. Кривые коррозионной усталости стали 20Н2М, симметричный чистый изгиб с вращением, частота циклов 24 Гц :

1 - в воздухе ( (oi = 380 МПа );

2 - в сероводородсодержащей среде ( <Г1 jg = 45 МПа)

G,M/?a 500 400 500 200 W

4 w* 10е /о7 Ц tfuvroS

Рйс. 3.5. Кривые коррозионной усталости стали 40, симметричный изгиб с вращением, частота /= 24 Гц:

1 - в воздухе ( « 310 МПа );

2 - в сероводородсодержащей среде ( = 40 М;Па). в среднем на 25%, а при базе 50*10 циклов различие в пределах выносливости практически отсутствует. Существенного различия в пределах ограниченной выносливости сталей 2QH2M и 40 не получено и при их испытании по схеме нагружения отнулевым растяжением с частотой 0,5 Гц в сероводородсодержащей среде. Ограниченные пределы выносливости для стали 20Н2М и 40 соответственно равны 45 и 35 МПа. Анализируя и сопоставляя величины ограниченных пределов выносливости с учетом влияния вида и частоты нагружения при одинаковом времени пребывания образцов под циклической нагрузкой (равном 25 суткам) до прохождения базовых чисел (равных fi fi

I»I0 и 50*10 ) циклов, установлено, что ограниченный предел выносливости в зависимости от вида и частоты нагружения в исследуемом диапазоне существенно не меняется и находится в пределах 35.45 МПа.

Существенное влияние на понижение сопротивления стали усталостному разрушению оказывает сероводородсодержащая среда, -она более чем в 8 раз снижает сопротивление этому виду разрушения.

Интенсивность влияния сероводородсодержащей среды на сопротивление коррозионно-усталостному разрушению исследуемых сталей целесообразно оценивать по коэффициенту влияния среды.

А= .IQQ> % (ЗЛ) где ^L/cp- предел ограниченной выносливости в сероводородсодержащей среде; предел выносливости на воздухе.

Сопоставляя коэффициенты влияния среды, следует отметить, что существенного различия между никельмолибденой сталью 20Н2М и углеродистой сталью 40 по этому показателю нет, т.е. сопротивление коррозионно-усталостному разрушению исследуемых сталей под влиянием сероводородсодержащей среды по сравнению с сопротивлением усталостному разрушению в воздухе понижается примерно одинаково, и в среднем J$c для исследуемых сталей равен 12,3%. Результаты этих исследований хорошо согласуются с данными других исследователей о том, что сталь 20Н2М никакими преимуществами в этом отношении перед сталью 40 не обладает.

Для более полного выяснения механизма разрушения штанг серийного производства нами цроведен анализ микростроения изломов штанг из стали 20Н2М. При анализе микростроения изломов первостепенное внимание уделялось приповерхностным участкам зоны развития усталостной трещины. Исследования процесса развития усталостной трещины на образцах из стали 20Н2М, испытанных на воздухе, показали, что феррито-перлитная структура находит четкое отражение в микростроении усталостных изломов. Особенности микрорельефа, соответствующего прохождению трещины через участки со структурой пластинчатого и зернистого перлита, проявляются в виде специфической плоскости и ямочный микрообразований. При разрушении ферритных зерен распространение трещины осуществляется преимущественно путем формирования борозд-кового микрорельефа, а также расслоений по плоскостям скольжения вязких сколов (рис.3.6). Полученный нами анализ изломов после испытаний в воздухе не обнаруживает заметных аномалий с точки зрения микромеханизма разрушения.

Существенные изменения в микростроении усталостных изломов обнаружены после испытаний образцов в коррозионной среде. Так, воздействие агрессивной коррозионной среды 3%-ного водного раствора хлористого натрия, насыщенного сероводородом, на сталь 2Ш2М в процессе коррозионно-усталостных испытаний приводит к ощутимой интенсификации расслоений по плоскостям скольжения (рис. 3.7). Это один из низкоэнергоемких микромеханизмов

Рйс. 3.6. Микрофрактограммы изломов образцов стали 20Н2М после усталостных испытаний в воздухе (х1300)

Рис. 3.7

Микрофрактограммы изломов образцов стали 2GH2M после коррозионно-усталостных испытаний в сероводородсодержащей среде ( х1300). усталостного разрушения, известных в фрактографической литературе, интенсификация которого свидетельствует о снижении сопротивления коррозионно-усталостному разрушению (ем.рис. 3.4, кривая 2). К числу уникальных особенностей микростроения коррозион-но-усталостных изломов следует отнести обнаруженные участки межзеренных сколов (см. рис. 3.7) - это низкоэнергоемкий механизм разрушения, реализуемый при охрупчивании сталей. В нашем случае это уникальное явление, поскольку в таком структурном состоянии крайне редко (почти никогда) не обнаруживают межзерен-ного растрескивания. А факт реализации может быть связан с исключительной агрессивностью среды, ослабляющей в локальных объемах материала межзеренные связи.

Наряду с типичным усталостным микрорельефом на поверхности изломов образцов, испытанных в сероводородсодержащей среде, наблюдается большое количество участков-расслоений по плоскостям скольжения, вторичных расслаивающих трещин (см. рис.3.7). Характерно, что микроучасткам расслоений по плоскостям скольжения сопутствуют кратероподобные микрообразования, природа образования которых пока не исследована.

Анализ характера разрушения в зависимости от базы испытаний и уровня напряжений показывает, что при высоких уровнях напряжений, т.е. малом числе циклов нагружения до поломки образца ((э = 160 МПа, /У= 3*10^ циклов) на поверхности излома кратероподобные включения проявляются значительно больше, чем при низких уровнях напряжения ( <э = 50 МПа, Н= 40*10^ циклов). Такое явление объяснимо влиянием водорода на формирование таких микропор, ослабляющих в этих местах сталь и ускоряющих процессы вязких сколов, поскольку при высоких уровнях напряжений влияние водорода на процесс разрушения в сероводородсодержащей среде является первостепенным. Все это также приводит к реализации микромеханизма межзеренных сколов в процессе развития усталостной трещины.

Интенсивное воздействие сероводородсодержащей среды на усталостное разрушение особенно сильно обнаруживается при исследовании сопротивления усталостному разрушению натурных насосных штанг. На рис. 3.8 приведены кривые циклической усталости образцов натурных штанг диаметром 22 мм из стали 2СН2М (в состоянии поставки) на воздухе и в сероводородсодержащей среде. Анализ характера изменения кривой усталости в сероводородсодержащей среде показывает, что интенсивность снижения верхней части кривой коррозионной усталости натурных насосных штанг по сравнению с образцами значительно выше, так как угол наклона кривой к оси абсцисс увеличивается. Одной из основной причин интенсивного понижения выносливости натурных насосных штанг в сероводородсодержащей среде является появление трещин в результате термической обработки, а также окалины, что приводит к активизации процессов наводороживания.

При анализе изломов образцов натурных насосных штанг проявление низкоэнергоемких микромеханизмов разрушения наиболее существенное, реализуемое даже при низком уровне напряжений. Это участки транскристаллитных сколов, межзеренных сколов, вязких сколов с 1фатероподобными образованиями, вязких сколов, фрагмен-тированных сильно развитыми вторичными трещинами рис. 3.9.

Таким образом проведенный анализ показывает, что снижение сопротивления штанговых сталей коррозионно-усталостному разрушению под воздействием сероводородсодержащей среды связано с интенсификацией реализации низкоэнергоемких ми!фомеханизмов разрушения под влиянием этой среды, которая ослабляет сопротивление поверхностного слоя насосной штанги пластическому деформированию в микрообъемах, а также их межзеренные связи, что приводит т т 100 &о

10* 10 s 10г Ц 4UKMg

Рис. 3.8. Кривые коррозионной усталости насосных штанг диаметром 22 мм (сталь 20Н2М):

1 - в воздухе (G^j « 190 МПа);

2 - в сероводородсодержащей среде (<£lxR = ^0 МПА).

N - —

1

- о°

А ш i в

Рис. 3.9. Микрофрактограммы изломов насосных штанг диаметром 22 мм из стали 20Н2М после коррозионно-ус-талостных испытаний в сероводородсодержащей среде ( x20G0). к существенному снижению работоспособности насосных штанг.

Поэтому одним из эффективных путей повышения сопротивления штанг коррозионно-усталостному разрушению является создание условий, обеспечивающих торможение низкоэнергоемких микромеханизмов разрушения под влиянием сероводородсодержащей среды, что может быть достигнуто посредством упрочнения поверхностного слоя с последующей его защитой.

3.2. Исследование влияния поверхностного пластического деформирования на сопротивление штанг коррозионно-усталостному разрушению в сероводородсодержащих средах

Эффективным и наиболее простым методом упрочняющей обработки, позволяющей повысить сопротивление поверхностного слоя металла коррозионно-усталостному разрушению, является поверхностно-пластическое деформирование. Одним из основных факторов, обеспечивающих повышение сопротивления металла усталостному разрушению в коррозионной среде при наклепе, является создание остаточных сжимающих напряжений в поверхностном слое.

Эффект влияния сжимающих напряжений на сопротивление коррозионно-усталостному разрушению вероятно должен зависеть от их величины и толщины слоя, в котором создаются эти напряжения. С целью установления влияния величины остаточных напряжений сжатия в поверхностном слое и глубины их распространения на характеристики сопротивления насосных штанг усталостному разрушению в сероводородсодержащих средах, нами проведен комплекс исследований на натурных штангах из стали 20Н2М. Применялась чугунная колотая дробь 0,8.1,5 мм (40.50%) в смеси со стальной круглой диаметром 1.2,5 мм (60.50%); давление сжатого воздуха составляло 0,5.0,6 МПа; диаметр сопла - 10.12 мм; расстояние от сопла до образца - 150.200 мм; отклонение сопла от вертикали - 18.20°. Дробеструйную обработку вели в течении 10, 30, 60, 120 и 180 с.

На рис. 3.10 приведены полученные нами кривые распределения остаточных напряжений в поверхностных слоях натурных насосных штанг из стали 20Н2М после различного времени ПОД. Наиболее благоприятные эпюры напряжений у образцов, подвергнутых дробеструйной обработке в течении 30.120 с (рис. 3.10). В этом случае на поверхности образцов величина остаточных напряжений сжатия составляла 600. .800 МПа, а зона их распространения вглубь образца составляет 400.600 мкм. Довольно значительная величина остаточных напряжений сжатия достигается при дробеструйной обработке в течении 180 с. Однако при таком времени дробеструйной обработки возникает перенаклеп, который вызывает снижение остаточных напряжений сжатия у поверхности (см.рис. 3.10,кривая 5), при этом образуются поверхностные трещины, которые в дальнейшем приводят к значительному понижению сопротивления усталостному разрушению.

Надо отметить, что существенным фактором при определении оптимального времени наклепа является также наличие микронапряжений (напряжений второго рода), которых следует, по возможности, избегать. Результаты исследования величины этих напряжений приведены в таблице 3.1.

Анализ данных таблицы 3.1 показывает, что оптимальной продолжительностью дробеструйной обработки поверхности штанги следует считать продолжительность порядка 60.120 с, поскольку именно в этом случае достигается в поверхностных слоях максимальные сжимающие напряжения первого рода, а микронапряжения практически отсутствуют и, следовательно, структура характеризуется максимальной стабильностью.

Рис. 3.10. Распределение остаточных напряжений в поверхностных слоях натурных образцов насосных штанг (стань 20Н2М) после различных режимов ПЦД: I - 10 с; 2 - 30 с; 3 - 60 с; 4 - 120 с; 5 - 180 е.

1. Анодин А.Н. Добыча нефти штанговыми насосами.- М.; Недра, 1979, - 213 с.

2. Фаерман И.Л. Штанги для глубинных насосов. Баку, Азнефте-издат, 1955, - 322 с.

3. Круман Б.Б. Глубиннонасосные штанги. М.: Недра, 1977,181 с.

4. Максимов П.Т., Тонконог В.М. Влияние диаметра насосно-комп-рессорных труб на работу насоса и штанг. "Нефтепромысловое дело", № 7, 1975, с. 38-40.

5. Василенко И.И., Мелехов Р.К. Коррозионное растрескивание сталей. К.: Наукова думка, 1977, - 265 с.

6. Раскин P.M., Баграмов Р.А. Коррозионно-усталостная прочность насосных штанг. В сб. "Усталость металлов".- М., Изд. АН СССР, I960, с. 138-147.

7. Дреготеску Н.Д. Глубиннонасосная добыча нефти. Пер. с румынского. М.: Недра, 1966, - 416 с.

8. Гоник А.А. Коррозия нефтепромыслового оборудования и меры ее предупреждения. М.: Недра, 1976, - 192 с.

9. Галлямов М.Н., Дюеуше М.Ж., Евстратова Л.В., Толкачев Ю.И.

10. Закономерности обрыва насосных штанг по данным Ишимбайскогоместорождения. "Нефтяное хозяйство", 1970, № I, с. 54-59.

11. Абрашин А.А., Гординский Е.И., Давлетшин Х.Г., Мордвинов В.А. Шарипов А.Х. Обрывы насосных штанг и пути их уменьшения. "Нефтепромысловое дело", 1970, № 12, с. 23-25.

12. Вирновский А.С. Переменные напряжения в глубиннонасосных штангах и их связь с разрушением. Труды ВНИИ, 1971, вып. ХУП, с. 56-112.

13. Уэст П.Т. Улучшение конструкции колонны насосных штанг.

14. Инженер-нефтяник", 1973, № 9, с. 44-48.

15. Смирнов Я.Л., Головин И.Н., Лезов О.Ф., Тухватуллин К.Г., Петросян С.Р. Условия обрывов штанговой колонны при эксплуатации скважин Удмуртии. "Нефтепромысловое дело", 1977,3, с. 20-23.

16. Закиров С.С., Халиулин А.Г., Фархулин Л.Г., Габдрахманов А.Г. Исследование обрывов штанг по НГДУ "Южарланнефть". Труды Уфимского нефтяного института, 1976, № 28, с.64-66.

17. Давлетшин Х.Г., Абрашин А.А. Исследование влияния изгиба штанг на частоту их обрывов. "Нефтепромысловое дело", 1972,10;,„-с,26-28. , . .

18. Dveracek Ь.М. Corrosion fatique testing of oil well suckerrods, " Materials Protection and Performance 1975» v. 12, N9, p. 15-19.

19. Evans U.R. Sympos. on Failure of Metals by Fatique, Melbourne Univ. Press, London, Cambridge, Univ. Press, 1947, p. 84.

20. Эванс Ю.Р. Коррозия и окисление металлов. Пер. с английского, М.: Машгиз, - 856 с.

21. Акимов Г.В. Основы учения о коррозии и защите металлов.-М.: Металлургиздат, 1946, 463 с.

22. Томашов Н.Д. Теория коррозии и защиты металлов. М., Изд. АН СССР, 1959, - 592 с.

23. Рябченков А.В. Коррозионно-усталостная прочность стали.-Машгиз, 1953, 174 с.

24. Гликман Л.А. Коррозионно-механичеекая прочность металлов.-М., Л., Машгиз, 1955, 174 с.

25. Романов В.В. Влияние коррозионной среды на циклическую прочность металлов. М.: Наука, 1969, - 220 с.

26. Карпенко Г.В. Адсорбционно-электрохимическая гипотеза коррозии металлов под напряжением.- Физико-химическая механика материалов, 1972, т.8, № 6, с.34-38.

27. Карпенко Г.В. Прочность стали в коррозионной среде. М.: Киев, Машгиз, 1963, - 188 с.

28. Ребиндер П.А. О влиянии изменения поверхностной энергии на стойкость, твердость и другие свойства. Материалы У1 съезда русских физиков. - М., 1928, с.3-14.

29. Лихтман В.И., Ребиндер П.А., Карпенко Г.В. Влияние поверхностно-активной среды на процессы деформации металлов.- М., Изд. АН СССР, 1954,- 208 с.

30. Карпенко Г.В. Вплив водню на механ1чн1 властивост1 стал1.~ К., АН УССР, I960,- 72 с.

31. Карпенко Г.В. Про д1ю водню на сталь, що деформуеться.-Доп. АН УССР, 1958, № I, с. 37-40.30. fetch N.J,, Stables Р, Hydrogen in Metals Nature, 1952, N169, p. 842-851.

32. Потак Я.М. Высокопрочные стали.- M.: Металлургия, 1972,208 с.

33. Гутман Э.М., Абдулин И.Г. Механизм коррозионной усталости глубиннонасосных штанг. Коррозия и защита в нефтегазовой промышленности, 1978, № 4, с. 9—II.

34. Похмурский В.И. Коррозионно-усталостная прочность сталей и методы ее повышения. К.: Наукова думка, 1974, - 176 с.

35. Ткаченко Н.Н., Болтарович А.В., Карпенко Г.В. К вопросу о влиянии вида нагружения на коррозионно-усталостную прочность стали. Физико-химическая механика материалов, 1965, т.1,5, с. 620-621.

36. Вирновский А.С. Определение максимальной нагрузки на наземное глубиннонасосное оборудование. Труды ВНИИ, М,, Недра,1.71, вып. 57, с. 5-21.

37. Грабович В.П., Касьянов В.М. Упрощенные формулы для расчета нагрузок на головку балансира станка-качалки. "Нефтепромысловое дело", 1966, № 8, с. 14-17.

38. Билык С.Ф. Герметичность и прочность конических соединений труб нефтяного сортамента. М.: Недра, 1981,352 с.

39. Круман Б.Б. Расчеты при эксплуатации скважин штанговыми насосами. Недра, 1980, - 319 с.

40. Адонин А.Н., Мамедов Н.Я. К расчету нагрузок, действующих на штанги глубинного насоса. Азербайджанское нефтяное хозяйство, 1973, № 7, с.44-46.

41. Раскин P.M., Баграмов Р.А. 0 расчете прочности колонны насосных штанг. Нефтяное хозяйство, 1955, № 9, с. 50-55.

42. Фаерман И.Л., Алиев Ш.Н., Дкабарзаде Д.И., Литровенко М.Г. Инструкция по эксплуатации насосных штанг. Л.: Недра, 1968, - 31 с.

43. Милинский В.М., Харламенко В.И., Сулейманов А.Т. Анализ работы штанг на промыслах объединения "Ьашнефть". Труды Уфимского нефтяного института, 1972, вып. ХШ, с. 91-97.

44. Трахтман Г.И. Состояние штанговой глубиннонасосной эксплуатации нефтяных скважин за рубежом. М., ВНИЙОЭНГ, 1976, - 52 с.

45. Негреев В.Ф., Шарифов Ф.Р. Протекторная защита труб и штанг глубиннонасосных скважин от коррозии. Газовое дело, 1965, № 8, с. 24-25.

46. Шарифов Ф.Р., Негреев В.Ф., Карапетов К.А. Электрохимическая защита оборудования скважин от коррозии. Азербайджанское нефтяное хозяйство, 1967, № 9, с. 44-45.

47. Бергман Д.Н. Ингибиторы коррозии.- М.: Химия,1966, 310 с.

48. Хорт Т.П. Новые проблемы современной электрохимии. Пер. с английского. Под. ред. Я.М.Колотыркина. -М., Издатинлит, 1962, 462 с.

49. Иофа З.А. Механизм действия ингибиторов кислотной коррозии железа и кобальта. Защита металлов, 1970, т.6 № 5,- 491 с.

50. Sato N. у Kudo К,, Nishimura R. G-th International Congress on Metallic Corrosion. Sydney 3 -9» December 1975»p. 1-29.

51. Скорчеллетти В.В. Теоретические основы коррозии металлов.-Л.: Химия, 1973, 263 с.

52. Розенфельд И.Л. Ингибиторы коррозии. -М.: Химия, 1977,352 с.

53. Эйлазов Э.Д., Заманин И.С., Саттар-заде И.С. Влияние азо-тосодержащих органических соединений на сероводородную коррозию стали. Азербайджанское нефтяное хозяйство, 1973, № 2 с. 44-49.

54. Тосунов Э.М., Хуршудов А.Г., Козырев Б.З., Кусков A.M. Защита подземного оборудования от сероводородного растрескивания при освоении глубоких скважин. Коррозия и защита в нефтегазовой промышленности, № I, 1977, с. 23-25.

55. Везирова В.Р., Керимзаде А.С., Мамедова И.Ф. Изучение усталостной характеристики сталей в условиях нефтяных сероводородных скважин. Азербайджанеоке нефтяное хозяйство, 1977, № II, с. 42-44.

56. Тверитинов Г.И. Исследование факторов, влияющих на работоспособность глубиннонасосных штанг в водо-нефтяных смесях, содержащих сероводород. Автореферат на соискание ученой степени кандидата технических наук, М.; 1970, - 24 с.

57. Паттон Л.Д. Непрерывная безмуфтовая колонна штанг. "Инженер-нефтяник, 1970, № 9, с. 33-37.

58. Ивановский В.М. Исследование работоспособности непрерывных наматываемых штанг глубиннонасосных установок. -Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук, М., 1981, 24 с.

59. Алексеева Л.М. Исследование усталостной прочности глубиннонасосных полых штанг с приваренными концами. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук, М., 1974, - 24 с.

60. Степуренко В.Т. Исследование коррозионной стойкости и кор-розионно-механической прочности стали 45. Львов, 1958,-81 с.

61. Шаповалов В.И. Влияние водорода на структуру и свойства железо-углеродистых сплавов.- М., Металлургия, 1982,- 232 с.

62. Тверитинов Г.И., Рождественский Ю.Г. Физико-химическая механика материалов, 1970, № 2, с. 105-107.

63. Штанги насосные и муфты к ним. ГОСТ 13877-80, М.,1980,-25с.

64. Ефимова Л.А., Булавин В.В. Влияние электрохимической обработки на усталостную и коррозионно-усталостную прочность конструкционных сталей. Физико-химическая механика материалов, 1973, № 4, с. II0-II2.

65. Баграмов Р.А., Раскин P.M. Направленный наклеп как средство повышения коррозионно-усталостной прочности насосных штанг. Вестник машиностроения, 1959, № I, с. 9-13.

66. Джабарзаде А.Д., Атакшиев А.Н., Толкачев Ю.И. О снижении аварийности насосных штанг на месторождениях Башкирии.- "Нефтепромысловое дело", № 10, 1974, с.26-28.

67. Чернова Т.А. Исследование и разработка технологических методов повышения качества насосных штанг.- Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук.- М., 1981,- 24 с.

68. Керимзаде А.С., Ахмедов Б.М. Упрочнение глубиннонасосныхштанг пластическим скручиванием. Труды АзИНМАШа, 1965, т.З, с. 260-270.

69. Зохрабов А.Г., Рабинович A.M., Ахмедов Б.М. Упрочнение глу-биннонасосных штанг пластическим деформированием. Химическое и нефтяное машиностроение, 1974, № I, с. 29-31.

70. Папшев Д.Д. Отделочно-упрочняющая обработка поверхностным пластическим деформированием. -М.: Машиностроение, 1978,152 с.

71. Балтер М.А. Упрочнение деталей машин. М.: Машиностроение, 1978, - 184 с.

72. Кудрявцев И.В., Наумченков Н.Е., Саввина Н.М. Усталость крупных деталей машин.- М.: Машиностроение, 1981,- 240 с.

73. Погорецкий Р.Г., Кадар И.И., Ниронович И.А. Эффективность некоторых методов упрочнения валов в зонах сопротивления, работающих в условиях усталости и коррозионной усталости. -Вестник машиностроения, 1974, № 10, с. 74-77.

74. Бабей Ю.И., Сопрунюк Н.Г. Защита стали от коррозионно-меха-нического разрушения.- К.: Техника, 1981, 126 с.

75. Перепичка Е.В., Василенко И.И. Влияние поверхностного наклепа сварных соединений на стойкость к коррозионному растрескиванию. Физико-химическая механика материалов, 1972, № 3, с. 96-97.

76. Плотников Ю.И., Плотникова Н.В. О зависимости остаточных напряжений от степени наклепа при ПЦЦ. Циклическая прочность и повышение несущей способности изделий, Пермь, 1981, с. 38-39.

77. Кудрявцев И.В., Саверин М.М., Рябченков А.В. Методы поверхностного упрочнения деталей машин.- М.: Машгиз, 1949, -217 с.

78. Саверин М.М. Дробеструйный наклеп. -М.: Машгиз, 1955,-312с.

79. Карпенко Г.В., Похмурский В.И., Далисов В.Б.,Замиховский B.C.

80. Влияние диффузионных покрытий на прочность стальных изделий.-К.: Наукова думка, 1971, 167 с.

81. Мельник П.И. Технология диффузионных покрытий. К.: Техника, 1978, - 147 с.

82. Жолудев М.Д., Проскурин Е.В., Горбунов Н.С., Рабинович A.M., Плескачевский М.А., Ибрагимов О.И. Диффузионное цинкование насосных штанг,- Нефтяное хозяйство, № 9, 1972, с. 53-55.

83. Фаерман И.Л., Чернышова Е.В., Наджафов А.А., Саркисов A.M. К вопросу о защитных покрытиях для насосных штанг. Вопросы техники нефтедобычи. Труды АзНИВДН, 1957, вып.У1, с.200-210.

84. Грабовецкий А.П. Усталостная прочность стали с гальваническими покрытиями. Металловедение и термическая обработка металлов, 1963, № I, с.39-41.

85. Биргер И.А., Иосилевич Г.Б., Резьбовые соединения.-М.: Машиностроение, 1973, 256 с.

86. Похмурский В.И., Далисов В.Б., Голубец В.М. Повышение долговечности деталей машин с помощью диффузионных покрытий.-К.: Наукова думка, 1980, 177 с.

87. Dolan T.G. Benninger Н.Н, Heat Treating and Forging, 1940, p. 326.

88. Саакиян Л.С., Соболева И.А., Толкачев Ю.И., Пастухов И.В. Повышение долговечности штанг алюминированием. Коррозияи защита в нефтегазовой промышленности, 1974, № II, с.19-21.

89. Протасов В.Н., Шрейдер А.В., Бикчентаев P.M. Исследование сероводородной коррозии стали под полимерными покрытиями.-Коррозия и защита в нефтегазовой промышленности, 1977, №11, с. 19-21,

90. Протасов В.Н. Состояние и перспективы применения противокоррозионной защиты насосных штанг полимерными покрытиями.-М., 1983, 44 с.

91. Аскинази Б.М. Упрочнение и восстановление деталей электромеханической обработкой.- М.: Машиностроение, 1977,- 184 с.

92. Северинчик Н.А., Масник О.Т., Копей Б.В. Коррозия и коррозионная усталость бурового оборудования,- Львов, Вшца школа, 1961, 144 с.

93. Чаевский М.И., Шатинский В.Ф. Повышение работоспособности сталей в агрессивных средах при циклическом нагружении.-Киев.: Наукова думка, 1970,- 299 с.

94. Северинчик Н.А., Копей Б.В, Долговечность и надежность геолого-разведочных бурильных труб.-М.: Недра, 1979,-170с.

95. Хасуй А. Техника напыления. Пер. с японского. М.: Машиностроение, 1975, - 288 с.

96. Такимото. Киндзоку дзайрё, 1965, т.5, № 5, с. 16-19.

97. A.WS Committee on Metallizing. Weld. Jour. 1965, P. 565 570.

98. Коррозия, справочное издательство. Под редакцией Л.Л.Шрайе-ра. Пер . с английского. М.: Металлургия,1981, - 632 с.

99. Шлугер М.А., Ажогин Ф.Ф., Ефимов Е.А. Коррозия и защита металлов. М.: Металлургия, 1981, - 216 с.

100. Погорецкий Р.Г., Мацейко М.И. Машина ИМА-5 для испытания металлов на усталость в жидких средах.- В кн.: Влияние рабочих сред на свойства материалов. Киев, 1964, вып.З,с. 146-150.

101. Адлер Ю.П., Маркова Е.В., Грановский Ю.В. Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий. М.: Наука, 1976, - £79 с.

102. Методы механических испытаний металлов. ГОСТ 25502-79, М., 1980, 32 с.

103. Fraser I.P., Eldredge G. G. Influence of Metalluiv gical Variables on Resistance of Steels to Sul -fide Corrosion Cracking. Corrosion, v. 14, H 11, 1958, p. 524 530.

104. Василенко И.И., Карпенко Г.В. Коррозионное растрескивание сталей. К.: Техника, 1971, - 192 с.

105. Бабей Ю.И., Бережницкая М.Ф. Метод определения остаточных напряжений первого рода. Львов, Препринт № 30, 1980, -63 с.

106. Васильев Д.М. Диффракционные методы исследования структур.-М.: Металлургия, 1977, 248 с.

107. Уманский Я.С. Рентгенография металлов и полупроводников.-М., Металлургия, 1969, 496 е.

108. Романив О.Н., Зыма Ю.В., Карпенко Г.В. Электронная фракто-графия упрочненных сталей. К.: Наукова думка, 1974. -206с.

109. Гордеева Т.А., Жегина И.П. Анализ изломов при оценке надежности материалов. М.: Машиностроение, 1978,- 199 с.