馮春宇，王 臻，趙琦璘，羅曉龍，貴 恒，陳 渡

(1.西南石油大學機電工程學院，四川 成都 610500；2.四川航天烽火伺服控制技術有限公司，四川 成都611130；3.重慶燃氣集團股份有限公司，重慶 404100；4.成都航天萬欣科技有限公司，四川 成都 610100；5.成都京東方光電科技有限公司，四川 成都 611730)

0 前 言

在天然氣開采過程中除砂器能有效降低下游設備的沖蝕磨損，延長下游設備的使用壽命[1]。但塔里木油田等大部分地區(qū)的除砂器安裝在管線壓力較低的位置，不能保護井口設備及壓力較高的管線。因此想要有效保護下游設備提高采氣過程的平穩(wěn)性和安全性，則需要將除砂器安裝在井口[2]。除砂器裝置分為過濾網式和高壓旋流式，目前國內高壓過濾式除砂器應用比較普遍[3]。過濾網式除砂器可以滿足高壓的工況但是需要定期更換濾網，無法連續(xù)作業(yè)。而折轉式除砂器既可滿足高壓的工作條件也可實現(xiàn)連續(xù)作業(yè)，其工作原理為:使砂礫沖擊在耐蝕件上減小砂礫的速度，在重力和擋板的阻擋作用下從底部流出從而使砂礫從天然氣中分離，其中耐蝕件在除砂過程中則作為“犧牲件”起到使砂礫降速和保護擋板的作用，因此除砂器耐蝕件的抗沖蝕性能就顯得尤為重要。由除砂器耐蝕件的結構可知砂礫沖擊角度集中在30°～90°，其結構及流體路徑如圖1 所示。

圖1 除砂器部分結構及流體路徑圖Fig.1 Partial structure and fluid path of the sand remover

目前國內外學者對沖蝕磨損進行了大量的研究。偶國富等[4]對1Cr9Mo 進行了沖蝕磨損試驗，發(fā)現(xiàn)1Cr9Mo 靶材的沖蝕磨損量與沖蝕速度成指數(shù)關系。Saarivirta 等[5]通過對4 種鋼材進行沖蝕磨損試驗，找出了沖蝕磨損量與速度的具體關系，并且建立了磨料顆粒對靶材的沖蝕磨損進入穩(wěn)定期以后沖蝕速度與沖蝕磨損量的關系方程且確定了該方程中的材料沖蝕系數(shù)。劉娟等[6]、Slikkerveer 等[7]、Liebhard 等[8]研究了靶材硬度對抗沖蝕性能的影響，研究結果表明硬度對抗沖蝕性能有影響但并非唯一的影響因素。姜心等[9]、陳曉晨等[10]、張繼信等[11]、李建莊等[12]、Sharma等[13]、康進興等[14]研究了沖蝕角度對靶材沖蝕性能的影響，研究結果表明不同材料最大沖蝕磨損率的角度并不一致。劉子武等[15]、姜峰等[16]、王立生等[17]、郭雷明等[18]等對經過熱處理的材料抗沖蝕性能進行研究發(fā)現(xiàn)熱處理對材料的抗沖蝕性能有一定的影響。因此研究常見金屬材料熱處理后的抗沖蝕性能對沖蝕數(shù)值模擬分析以及除砂器耐蝕件選材具有一定價值?；诖?，本工作從沖蝕角度和熱處理2 個方面研究了除砂器關鍵部件的耐沖蝕材料42CrMo、45 鋼、2Cr13、20CrMnTi 和H13(4Cr5MoSiV1)的抗沖蝕性能，為今后除砂器耐蝕件的選材提供了參考。

1 試 驗

1.1 試驗平臺

為了研究不同條件下金屬材料的抗沖蝕性能，搭建了如圖2 所示的沖蝕試驗平臺。沖蝕磨損試驗平臺主要由空氣壓縮機(空氣壓縮機型號為:90SFb，額定功率為90 kW，額定排氣壓力0.8 MPa，容積流量16.31 m3/min)、儲氣罐(容積為1 000 L)和氣體噴砂機(噴砂機型號為ZS-700，工作壓力為0.1～1 MPa)組成。試驗平臺的工作原理為:儲氣罐中的壓縮空氣通過氣管進入噴砂機的混合室產生負壓將磨料顆粒吸入混合室。最后磨料在高速氣體的作用下從噴嘴射出從而對試樣架上的靶材進行沖蝕。在試驗過程中通過調節(jié)調節(jié)閥1 來控制氣體壓力，通過流量計讀取該段時間的氣體流量，通過調節(jié)閥2 可調節(jié)砂礫的流量。為了減小其他因素對試驗結果的影響所有的磨料都只使用1 次，不循環(huán)使用；并且選用由耐沖蝕性極高的B4C 材質制成的噴嘴，每沖蝕50 min 更換新的噴嘴。

圖2 試驗平臺的原理圖Fig.2 Schematic diagram of the test platform

1.2 試驗材料

1.2.1 金屬靶材

本試驗選用42CrMo、45 鋼、2Cr13、20CrMnTi、H13(4Cr5MoSiV1)作為試驗材料，所有材料供貨時均未進行熱處理。42CrMo、45 鋼、2Cr13、20CrMnTi、H13 試樣經過不同熱處理方式后狀態(tài)分別為:出廠狀態(tài)、淬火狀態(tài)、調質狀態(tài)(淬火+回火)。具體淬火方法見表1，回火溫度為560 ℃，保溫時間30 min，冷卻方式為空冷。

表1 淬火方法Table 1 Quenching method

將試樣按圖3 所示尺寸進行加工，并對預沖蝕表面進行磨削加工、拋光處理、超聲波清洗，烘干備用。處理后的預沖蝕表上不允許出現(xiàn)明顯的裂紋、劃傷等缺陷。打磨后的試樣表面如圖4 所示，其表面放大1 000倍的微觀形貌如圖5 所示。

圖3 靶材尺寸圖Fig.3 The size of sample

圖4 打磨后的靶材Fig.4 Polished target

圖5 打磨后的靶材表面放大圖Fig.5 Enlarged view of target surface after polished

1.2.2 試驗磨料

Levy 等[19]指出在相同條件下，尖角磨料產生的沖蝕磨損量遠超過圓形磨料。在天然氣開采過程中所出的沙礫形狀并不規(guī)則。因此本工作選取出廠規(guī)格為200 目的棕剛玉作為沖蝕試驗的磨料，其主要成分為:Fe2O3、Al2O3，密度3.95 g/cm3，硬度為19 ～22 GPa，平均粒徑為12 μm。磨料放大100 倍后如圖6 所示。

1.3 試驗方法

(1)試驗參數(shù) 噴砂機入口處的調節(jié)閥1 將壓縮空氣壓力設置為0.4 MPa，磨料的進料速度為60 g/min，沖蝕距離為30 mm，每個試樣沖蝕時間為50 min。該參數(shù)設置下氣體流量為0.149 m3/min，含砂率為6.45%。

(2)試驗變量 以沖蝕角度為和熱處理方式作為試驗變量，具體的變量設置見表2。

(3)磨損評價方法 采用沖蝕磨損率來衡量材料的抗磨性能。沖蝕磨損率E定義如下:

式中E——沖蝕磨損，mg/g

M——石英砂的用量，g

m——試樣的質量損失，mg

2 試驗結果與分析

為了選出抗沖蝕性能最優(yōu)的金屬材料來制作除砂器耐蝕件，分別從沖蝕角度、熱處理狀態(tài)、沖蝕后的微觀形貌3 個方面進行討論和分析。

表3～表5 分別是5 種靶材在出廠供貨狀態(tài)(即未進行熱處理)、淬火狀態(tài)、調質狀態(tài)的沖蝕磨損率。

表3 出廠供貨狀態(tài)的沖蝕磨損率 mg/gTable 3 Erosion wear rate in delivery condition mg/g

表4 淬火狀態(tài)的沖蝕磨損率 mg/g Table 4 Erosion wear rate after quenching mg/g

表5 調質狀態(tài)的沖蝕磨損率 mg/gTable 5 Erosion wear rate after quenching and tempering mg/g

2.1 沖蝕角度對材料沖蝕磨損的影響

圖7 是42CrMo、45 鋼、2Cr13、20CrMnTi、H13 在出廠狀態(tài)和經過熱處理后沖蝕磨損率隨沖蝕角度變化的關系曲線。由圖7 可以看出5 種金屬靶材無論是否經過熱處理其最大沖蝕角(最大沖蝕角指的是沖蝕磨損率最大時的沖蝕角度)為30°，且沖蝕磨損率都隨著沖蝕角度的增大而減小。

2.2 熱處理對材料沖蝕磨損的影響

圖8 是42CrMo、45 鋼、2Cr13、20CrMnTi、H13 在出廠狀態(tài)和經過熱處理后沖蝕磨損率隨沖蝕角度變化的關系曲線。由圖8a 可以看出調質狀態(tài)的42CrMo 抗沖蝕性能最優(yōu)；由圖8b 可以看出當沖蝕角為75°～90°時，調質狀態(tài)的45 鋼抗沖蝕性能最優(yōu)，當沖蝕角為30°～45°時，淬火狀態(tài)的45 鋼抗沖蝕性能最優(yōu)；由圖8c 可以看出調質狀態(tài)的2Cr13 抗沖蝕性能最優(yōu)；由圖8d 可以看出當沖蝕角為30°～45°時，淬火狀態(tài)的20CrMnTi 抗沖蝕性能最優(yōu)，沖蝕角為75° ～90°時，調質狀態(tài)的20CrMnTi 抗沖蝕性能最優(yōu)；由圖8e 可知出廠狀態(tài)的H13 抗沖蝕性能最優(yōu)。由上述對比分析可知:并非所有材料經熱處理后都能提高其抗沖蝕性能；同種材料相比之下，調質狀態(tài)的42CrMo、45 鋼和2Cr13 以及淬火狀態(tài)的20CrMnTi、出廠狀態(tài)的H13 抗沖蝕性能最優(yōu)。

為挑選出抗沖蝕性能最優(yōu)的除砂器耐蝕件材料，將2.2 中初選出的調質狀態(tài)的42CrMo、45 鋼、2Cr13、淬火狀態(tài)的20CrMnTi、出廠狀態(tài)的H13 進一步比較。圖9 是5 種靶材經熱處理后的沖蝕磨損率隨沖蝕角度變化的關系曲線。

圖9 靶材抗沖蝕性能最優(yōu)狀態(tài)對比圖Fig.9 Comparison diagram of optimal state of target corrosion resistance

由圖9 可以看出調質狀態(tài)的42CrMo 在沖蝕角為30°時抗沖蝕性能最差，其沖蝕磨損率為1.598 3 mg/g；淬火狀態(tài)的20CrMnTi 在沖蝕角為90°時抗沖蝕性能最差，其沖蝕磨損率為1.000 3 mg/g；出廠狀態(tài)的H13 在沖蝕角為60°時抗沖蝕性能最差，其沖蝕磨損率為1.235 7 mg/g，但與調質狀態(tài)的42CrMo 的沖蝕磨損僅相差0.010 7 mg/g。由此可見沖蝕角在30°～90°時調質狀態(tài)的2Cr13 和45 鋼的抗沖蝕性能相對較優(yōu)。而調質狀態(tài)的2Cr13 是3 種材料中抗沖蝕性能最優(yōu)的，在沖蝕角為30°、60°、90°時，其沖蝕磨損率分別為:1.419 3 mg/g，1.149 0 mg/g，0.870 0 mg/g。故可考慮使用調質狀態(tài)的2Cr13 作為除砂器耐蝕件的材料。

2.3 沖蝕后的微觀形貌機理分析

為分析抗沖蝕性能較優(yōu)的2Cr13(調質狀態(tài))，45鋼(調質狀態(tài))和H13(出廠狀態(tài))的沖蝕磨損機理，對其宏觀形貌和微觀形貌進行分析。

(1)沖蝕后的宏觀形貌及分析 因沖蝕后的宏觀形貌幾乎一致，以抗沖蝕性能最優(yōu)的2Cr13(調質狀態(tài))為例進行宏觀形貌分析。

圖10 為不同沖蝕角時2Cr13 的宏觀形貌。由圖10a 可以看出在30°傾斜沖蝕時被沖蝕區(qū)域的宏觀形貌為中間深四周淺的橢圓形凹坑。由圖10b 可以看出在90°傾斜沖蝕時被沖蝕區(qū)域的宏觀形貌為一個中間深四周淺的圓形凹坑。宏觀形貌呈現(xiàn)為中間深四周淺的凹坑是因為大部分磨料會撞擊在噴嘴所對準的中心位置，少部分磨料發(fā)生擴散。

圖10 2Cr13 的宏觀形貌Fig.10 The macroscopic morphology of 2Cr13

(2)沖蝕后的微觀形貌分析 圖11 ～13 分別為2Cr13、45 鋼、H13 沖蝕區(qū)域的微觀形貌。由圖11a、圖12a、圖13a 可以看出在30°傾斜沖蝕時2Cr13、45 鋼、H13 微觀表面表現(xiàn)為切削產生的大量劃痕和磨料壓入靶材產生的少量凹坑。對沖蝕角為30°的沖蝕磨損微觀形貌進行觀察和分析，此時的磨損形式以磨料的切削為主，同時伴有少量的磨料沖擊使靶材發(fā)生塑性變形而脫落[20，21]。進一步對比劃痕深度可知45 鋼和H13 的劃痕深度大于2Cr13 的，這一表象與試驗結果吻合。由圖11b、圖12b、圖13b 可以看出在垂直沖蝕時2Cr13、45 鋼、H13 微觀表面表現(xiàn)為以磨料壓入靶材產生的大量凹坑及切削產生的少量劃痕，且凹坑周圍有顯著的局部變形。對沖蝕角為90°的沖蝕磨損微觀形貌進行觀察和分析，此時的磨損形式以磨料沖擊使靶材發(fā)生塑性變形而脫落為主，同時伴有少量的切削[20，21]。進一步對比可知45 鋼、H13 的凹坑大小、深度以及局部變形的程度均比2Cr13 要嚴重，這一現(xiàn)象與試驗結果吻合。

圖11 2Cr13 沖蝕區(qū)域的微觀形貌Fig.11 Microscopic morphology of 2Cr13

圖13 H13 沖蝕區(qū)域的微觀形貌Fig.13 Microscopic morphology of H13

3 結 論

(1)當沖蝕角度為30° ～90°時，42CrMo、45 鋼、2Cr13、20CrMnTi、H13 無論是否經過熱處理，沖蝕磨損率均隨著沖蝕角度的增加而減小。

(2)并非所有材料經熱處理后都能提高其抗沖蝕性能。

(3)在本研究中的金屬靶材中2Cr13 經過調質狀態(tài)的抗沖蝕性能最優(yōu)。

(4)調質狀態(tài)的2Cr13、45 鋼和出廠狀態(tài)的H13 傾斜沖擊時的磨損形式以切削為主，垂直沖擊時的磨損形式為磨料沖擊靶材發(fā)生塑性變形而脫落為主。