Бурение скважин является основным видом работ при поиске и разведке месторождений. Эффективность бурения скважины в значительной степени зависит от эксплуатационных показателей породоразрушающего инструмента (ПРИ), к которым относятся проходка на коронку, механическая скорость бурения и расход материала резцов коронки (синтетических алмазов, пластин сверхтвердых сплавов).
Высокий эксплуатационный ресурс импортных буровых коронок определяется использованием при изготовлении вооружения коронок дорогостоящих легирующих элементов (вольфрам, кобальт, молибден), а также упрочнением коронок с применением длительной (в течение 24 – 36 часов) криогенной обработки в парах жидкого азота [1 – 3].
В отечественном машиностроении в течение нескольких десятилетий осваивается экономичный вариант импортозамещения при термоупрочнении коронок с использованием кратковременной криогенной обработки.
В соответствии с патентом Е.С. Жмудь [4] упрочнение инструментальной стали достигается при быстром погружении инструмента в жидкий азот и последующей выдержке в жидком азоте в течение 15 – 20 минут.
Технологическая выгода использования кратковременной криогенной обработки (КрКО) достаточно очевидна: отказ от использования дорогостоящего и сложного оборудования, резкое сокращение длительности процесса термической обработки, снижение энергозатрат и материальных ресурсов.
Вместе с тем при погружении стальных изделий в жидкий азот было зафиксировано существенное повышение хрупкости металла и связанные с этим частые случаи растрескивания и поломок инструмента.
По инициативе А.П. Гуляева в период 1975 – 1980 гг. в 47 организациях страны, в том числе на крупнейших автомобильных и инструментальных заводах, были проведены обширные испытания метода КрКО, итоги которых отражены в публикациях [5, 6].
Итоги эти были неоднозначны: по мнению Е.А. Смольникова [5], обработка инструмента в глубоком холоде не приводит к повышению его стойкости и является нецелесообразной, тогда как в статье А.Н. Попандопуло [6] подтверждается повышение стойкости инструментальной стали на 20 – 30 % и рекомендуется применение высокого отпуска (отжига) с целью предупреждения растрескивания металла.
Таким образом, уже на старте весьма длительного периода освоения метода КрКО была выявлена главная проблема – весьма существенное охрупчивание стали при погружении в жидкий азот и необходимость принятия мер по снижению термических напряжений, приводящих к нарушению сплошности металла и поломкам инструмента.
На протяжении нескольких последних десятилетий в лабораторных условиях исследованы закономерности превращений инструментальной стали в процессе КрКО и разработан криостат упрощенной конструкции для обработки партии стальных деталей глубоким холодом путем погружения в ванну жидкого азота [7].
Для породоразрушающего инструмента (буровых коронок, шарошечных долот) проведены широкие испытания эффективности метода КрКО в производственных условиях.
В частности, для алмазных буровых коронок возможность повышения на 15 – 20 % эксплуатационного ресурса при использовании кратковременной криогенной обработки подтверждена еще три десятилетия назад [8, 9].
Результаты успешного применения технологии КрКО для больших партий алмазных буровых коронок на различных геолого-разведочных экспедициях представлены в работах [10 – 14].
При освоении технологии КрКО основное внимание исследователей до последнего времени уделялось повышению прочности соединений режущих элементов (зубцов из синтетического алмаза или твердосплавных пластин) с матрицей коронки, что в наибольшей степени определяет длительность эксплуатационного ресурса буровых коронок. Лишь в последние годы исследователи обратили внимание на условия эксплуатации корпуса коронок, который является не только несущей, но и рабочей частью буровой коронки. В процессе эксплуатации коронка совершает десятки ударов в минуту по породе, совершая при этом 80 – 100 оборотов в минуту. При этом стенка корпуса коронки подвергается воздействию значительных ударных воздействий, что неизбежно приводит к поломкам стенки корпуса.
До последнего времени для изготовления корпуса буровых коронок применяли, согласно ГОСТ 1050 – 74 и ГОСТ 380 – 88, низколегированные стали марок Сталь 30 и Сталь 40 [15].
Промышленные испытания буровых коронок показали, что в процессе эксплуатации значительное количество поломок наблюдается в стенках корпуса коронок, изготовленных из указанных низколегированных сталей. С целью устранения этих дефектов в работах А.А. Третьяка [13, 14] предложено изготавливать корпус буровой коронки из стали 30ХГСА, обладающей повышенной стойкостью по отношению к ударным нагрузкам.
Вместе с тем полностью устранить поломки корпуса коронок, изготовленных из стали 30ХГСА, не удалось.
При обсуждении результатов практических испытаний в тексте патента [13, с. 3] отмечается: «Анализ причин выхода буровых коронок из строя показал, что до 11 % случаев приходится на потерю алмазно-твердосплавного вооружения и 6 % на поломку корпуса коронки».
Установленное достаточно высокое количество примеров разрушения корпуса буровых коронок свидетельствует о возникновении в стенке корпуса больших по абсолютной величине механических напряжений, что определяет необходимость детального изучения термонапряженного состояния корпуса буровой коронки при обработке глубоким холодом.
В работе [16] выполнен расчетный анализ термонапряженного состояния корпуса буровой коронки при термической обработке с использованием метода КрКО.
Главный вывод из результатов расчетного анализа состоит в том, что в момент удара холодом возникающие в корпусе коронки растягивающие (наиболее опасные) термические напряжения (порядка 1200 МПа) вдвое превышают по абсолютной величине пределы прочности на растяжение сталей марок Сталь30 и Сталь40, рекомендованных ранее [15] для изготовления корпуса коронки.
Из этого следует, что для повышения эксплуатационного ресурса буровых коронок необходимо предусмотреть возможность изготовления корпуса коронок из более высокопрочной стали по сравнению со сталями марок Сталь30 и Сталь40.
С этой целью рассмотрим некоторые результаты отечественных и зарубежных исследований, позволяющих повысить показатели прочности деталей породоразрушающего инструмента.
В работе [17] уральских металловедов предлагается использовать для изготовления деталей породоразрушающих инструментов экономно-легированную сталь марки 25Г2С2Н2МА*, которая обладает повышенной прочностью по сравнению с углеродистыми сталями марок Сталь30 и Сталь40.
Авторы статьи [17] отмечают, что проведение закалки в масле с достаточно высокой скоростью охлаждения (5 – 10 град/сек) приводит к формированию смешанной структуры мартенсита и нижнего бейнита с твердостью 48 – 50 HRC и ударной вязкостью на уровне 18 – 21 KCV. Именно низкая ударная вязкость закаленной таким образом стали является причиной возникновения дефектов корпуса коронок при последующей эксплуатации.
Для повышения уровня ударной вязкости в работе [17] рекомендуется применение двукратного печного отпуска при температуре 400 – 500 °С в течение 7 – 8 часов.
При этом, по данным авторов [17], удается повысить ударную вязкость до уровня KCV 35 – 39.
Следует отметить, что в отечественной практике [7 – 12] на протяжении нескольких последних десятилетий успешно используется скоростной режим электромагнитного отпуска буровых коронок, при котором длительность стадий предварительной объемной закалки, технологической паузы (сушка) и выдержки в жидком азоте поддерживаются на уровне 20 – 25 минут.
Замена экономичного скоростного режима отпуска с использованием электромагнитного облучения на длительный (несколько часов!) печной отпуск коронок представляется нецелесообразной по технологическим причинам.
В серии статей китайских металловедов [18 – 20] приведены результаты расчетных и экспериментальных исследований процессов теплообмена и структурных превращений эвтектоидной стали марки SDC99** при объемной закалке в воде и последующей кратковременной обработке глубоким холодом.
Режим термической обработки образцов стали SDC99, использованный в работах [18 – 20], включает следующую последовательность операций:
– нагрев до температуры полной аустенизации (1040 °С),
– выдержка в течение 450 – 500 с,
– закалка в воде (Т = 20 °С),
– погружение в жидкий азот (Т = -196 °С),
– выдержка в жидком азоте в течение 750 – 800 с,
– извлечение образцов из жидкого азота,
– охлаждение при цеховой температуре (20 °С).
В работах [18 – 20] приведены результаты экспериментов по изучению процессов теплообмена и фазовых превращений в образцах стали SDC99 при их обработке в режиме КрКО, которые сводятся к следующему:
– определение значений коэффициентов теплоотдачи на всех стадиях термической обработки,
– определение количества фазовых составляющих стали (аустенита, мартенсита) в процессе термической обработки,
– определение зависимости от температуры коэффициентов теплопроводности, удельной теплоемкости и модуля нормальной упругости стали SDC99 в области низких температур,
– определение значений твердости стали по Роквеллу на всех стадиях термической обработки.
На рис. 1 и 2 приведены графики изменения во времени значений фазовых составляющих (аустенит, мартенсит) и твердости по Роквеллу (HRC) в кольцевых образцах стали SDC99 наружным диаметром 50,8 мм, различной толщины (от 3,5 до 9,5 мм) при указанном выше режиме кратковременной термической обработки.
Из рассмотрения графиков на рис. 1 и 2 следует, что при закалке от высокой начальной температуры (1040°С) структура стали SDC99 по завершении термической обработки состоит из двух фаз – аустенита и мартенсита. При этом преобладающая часть мартенсита (84,5% ) образуется в начальной стадии закалки, по истечении одной минуты от начала интенсивного охлаждения. При дополнительном снижении температуры, на стадии выдержки в жидком азоте количество мартенсита прирастает до 97,7 % (при содержании остаточного аустенита в количестве 2,3 %).
В соответствии с количеством свежеобразованного мартенсита изменяется во времени и твердость стали: на стадии закалки твердость стали возрастает от начального значения HRC 32 до HRC 61, а при дополнительной выдержке в жидком азоте твердость прирастает до значения HRC 65,2.
Следует признать, что результаты исследований, приведенных в работах [18 – 20], привели к уточнению представлений о физических процессах, сопровождающих кратковременную термическую обработку стальных изделий в жидком азоте:
– показано, что за короткое время выдержки в жидком азоте (2,5 – 3 минуты ) в легированной стали полностью протекает процесс превращения аустенита в мартенсит;
– максимальные значения коэффициента теплоотдачи при «ударе холодом» достигают значений 3400 Вт/м2К в моменты пузырькового кипения на поверхности коронки;
– максимальные значения твердости стали при «ударе холодом» достигают значений HRC 65,2;
– уточнение температурной зависимости теплофизических свойств стали в интервале низких температур способствует повышению достоверности результатов расчетного анализа температур и термических напряжений в корпусе буровой коронки при кратковременной криогенной обработке.
К сожалению, в работах [18 – 20] не содержится сведений относительно механических свойств стали SDC99 (предела текучести, предела прочности на растяжение, ударной вязкости), но, судя по химическому составу стали, представляется возможным выполнить оценку указанных показателей стали SDC99 на основе накопленных данных материаловедения [21 – 23].
В частности, предел прочности на растяжение высокохромистой легированной стали 5CrMoV, содержащей 5 % хрома, 1,3 % молибдена, 0,45 % ванадия, 0,35 % углерода и 0,90 % кремния, согласно данным Э. Гудремона [21, с. 1022], достигает значений порядка 2000 МПа.
Легирование стали молибденом (1,47 %) и ванадием (0,3 %) позволяет сохранить мелкозернистую структуру, что является предпосылкой достижения высоких показателей пластичности стали SDC99 [22, 23].
Сочетание высоких показателей прочности и пластичности дает основания рекомендовать сталь марки SDC99 для изготовления корпуса буровых коронок при выполнении дополнительных условий по обеспечению экономичного (скоростного) режима термической обработки коронок.
Выполненный комплекс исследований металловедов Томского политехнического университета [24 – 30] служит основанием для внедрения в практику производства буровых коронок экономичного режима отпуска, основанного на использовании облучения коронок малыми дозами — гамма–квантами радиоактивного кобальта.
Согласно технологии термической обработки буровых коронок, изложенной в работах [28 , 29], режим термической обработки буровой коронки включает следующую последовательность операций:
– нагрев под закалку до температуры 925 °С,
– закалка в масле,
– сушка образцов при цеховой температуре,
– погружение в ванну с жидким азотом (Т = -196 °С) с последующей выдержкой в течение 20 минут,
– извлечение из жидкого азота,
– радиационный отжиг буровых коронок в течение 15 – 20 минут с последующим остыванием коронок при цеховой температуре.
Результаты промышленной апробации изложенного режима термической обработки большой партии (свыше 10 тысяч штук) буровых коронок различных типоразмеров в условиях Зыряновской и Прииртышской геологоразведочных экспедиций приведены в работе [29].
Применение технологии КрКО в сочетании с радиационным отжигом привело к повышению эксплуатационного ресурса буровых коронок на 60 – 80 %.
Однако эти результаты получены при изготовлении корпуса коронок из углеродистых сталей Сталь30 и Сталь40, для которых, согласно исследованиям
А.А Третьяка [13, 14], зафиксировано повышенное количество повреждений корпуса современных коронок, армированных твердосплавными пластинами.
При изучении возможности использования стали повышенной прочности SDC99 для изготовления корпуса коронок (взамен углеродистых сталей) необходимо выполнить анализ термонапряженного состояния корпуса в связи с тем, что высокое содержание мартенсита в процессе закалки неизбежно приводит к повышению растягивающих (наиболее опасных) напряжений в стенке корпуса.
Ниже приведены результаты расчетного анализа термических напряжений в корпусе буровой коронки диаметром 112 мм, армированной алмазно–твердосплавными пластинами (рис. 3а).
Корпус коронки, изготовленный из стали SDC99, представляет собой цилиндрическое кольцо внешним диаметром D0=2R0 внутренним диаметром D1=2R1, высотой H.
Расчеты, результаты которых приведены ниже, выполнены при задании D=112 мм, D=94 мм, H=45 мм.
Основные формулы используемой в расчетах математической модели приведены в работе [16].
На рис. 3 представлены общий вид исследованных коронок, а также расчетная схема поперечного сечения сектора буровой коронки, согласно которой анализ термонапряженного состояния коронки необходимо выполнять для совокупности трех элементов – корпуса, припоя и алмазно–твердосплавной пластины (АТП).
На рис. 4 представлены графики изменения температуры на внешней поверхности коронки (Тп) и коэффициента теплоотдачи (ALFA) на протяжении всех указанных выше стадий криогенной обработки с учетом специфики теплообмена при погружении коронки в ванну с жидким азотом.
В начальный момент погружения детали в жидкий азот на поверхности детали имеет место высокий температурный напор ΔT=T0 –Tкип, где T0= 20 °С — цеховая температура и Tкип =–196 °С — температура кипения жидкого азота.
Под влиянием высокого температурного напора происходит интенсивное кипение жидкого азота, при котором коэффициент теплоотдачи на поверхности детали достигает значений 3400 Вт/ м2К. По мере снижения температуры поверхности детали и, соответственно, температурного напора ΔT=T0 –Tкип, происходит резкое снижение интенсивности образования пузырей газообразного азота, сопровождаемое изменением режима с пузырькового на пленочный и скачкообразным снижением коэффициента теплоотдачи с 3400 Вт/ м2К до значений 150 – 200 Вт/ м2К .
Указанное скачкообразное изменение интенсивности теплообмена на поверхности стальных деталей при погружении в жидкий азот представляет собой главную теплофизическую особенность термоупрочнения деталей в режиме удара холодом.
На рис. 5а представлены графики изменения во времени продольных термических напряжений в трех представительных точках стенки корпуса; дополнительно на рис. 5б приведено распределение напряжений по сечению стенки корпуса для трех моментов времени – по окончании объемной закалки (1), для момента погружения коронки в жидкий азот (2) и для момента завершения термической обработки (3).
Из рассмотрения графиков на рис. 5 следует, что в процессе закалки наибольшие термические напряжения (SZ = 1520 МПа) возникают на небольшом расстоянии от охлаждаемой поверхности (график В на рис. 5а). Высокие значения полученных расчетным путем термических напряжений следует признать весьма опасными, что делает необходимым уточнение показателей прочности стали SDC99 в широком интервале температур.
Заключительная стадия термической обработки буровых коронок (радиационный отжиг) осуществляется путем облучения коронок потоком гамма-квантов радиоактивного кобальта мощностью не более 
2*1016 квант/ см2 [10].
На рис. 6а представлена принципиальная схема облучателя для проведения радиационного отжига буровых коронок. Отметим, что источники гамма-квантов радиоактивного кобальта (4) расположены вокруг рабочей камеры, в которую с помощью загрузочного устройства (7) вводится облучаемая коронка (5).
Безопасность при использовании операций радиоактивного отжига обеспечена размещением массивных свинцовых плит (2) внутри корпуса облучателя (1), как показано на рис. 6а.
Расчетные исследования подтверждают возможность существенного снижения опасных растягивающих напряжений при использовании кратковременного радиационного отжига.
На рис. 6б сплошными линиями показано изменение во времени продольных термических напряжений в корпусе коронки при использовании радиационного отжига, в сопоставлении с графиками изменения напряжений в процессе низкого печного отпуска при температуре 230 °С (штриховые линии).
Механизм воздействия потока радиационного облучения на кристаллическую структуру корпуса коронки отличается большой сложностью. На основе системных исследований [24 – 28] установлено, что воздействие потока гамма–гамма–квантов кобальта приводит к существенному снижению точечных дефектов и дислокаций кристаллической решетки и тем самым снижает хрупкость металла, возникающую при криогенной обработке.
Как отмечается в работе [29], в процессе облучения стали малыми дозами гамма–квантов кобальта не происходит никаких ядерных реакций, так что облученные коронки лишены остаточной радиоактивности. Вместе с тем многолетний опыт радиационного отжига буровых коронок различного типоразмера свидетельствует о том, что кратковременное облучение (20 минут) оказалось достаточным для существенного снижения износа коронок и повышения их эксплуатационного ресурса.
Подтверждение данного эффекта для коронок, изготовленных из стали повышенной прочности (SDC99), станет существенным доказательством эффективности экономичного радиационного отжига по сравнению с длительным печным отпуском.
Необходимая длительность радиационного отжига малыми дозами квантов радиоактивного кобальта должна быть подтверждена в ходе промышленных испытаний коронок, корпус которых изготовлен из стали повышенной прочности (марки SDC99).
ВЫВОДЫ
1. Для изготовления корпуса буровой коронки рекомендуется использовать экономнолегированную сталь марки SDC 99, обладающую высоким пределом прочности.
2. Предлагается экономичный (скоростной) режим термической обработки коронок, длительность основных стадий которого (объемная закалка, криогенная обработка, радиационный отжиг) не должна превышать 30 – 40 минут.
3. При эмпирической настройке рациональных режимов термической обработки коронок различной конструкции и типоразмеров предлагается использовать метод компьютерного моделирования с целью экономии времени и материальных ресурсов.
