Вал, преимущественно, погружного насоса

Полезная модель представляет собой вал, преимущественно погружного насоса, подвергаемый длительному воздействию крутящего и изгибающего моментов в том числе импульсного характера в условиях действия агрессивных сред, и может быть использована в нефтедобывающей промышленности в качестве вала погружного насоса, вала газосепаратора, вала гидрозащиты и в других машинах и механизмов, работающих в подобных условиях. Технической задачей является уточнение расчетных характеристик вала, увеличение прочности и ударной вязкости материала для его изготовления. Решение поставленной задачи достигается тем, что при расчетах на прочность вала или при проверке правильности выбора материала для его изготовления диаметр вала в любом сечении удовлетворяет двум величинам предельно-допустимого напряжения, в качестве которых выбраны предел выносливости при кручении с изгибом в рабочей агрессивной жидкости и предел текучести при кручении материала вала, при этом крутящий момент в первом случае соответствует установившемуся режиму работы насоса, во втором -не менее чем 2,5 - кратной величине этого крутящего момента, и для изготовления вала используется малоуглеродистая, высокопрочная и вязкая нержавеющая сталь с соотношением компонентов, мас.%

и количеством Ni_экв.=22,3±2,5-0,8 Сr_экв

Использование полезной модели позволяет повысить живучесть вала погружного насоса путем правильного выбора диаметра вала и материала для его изготовления.

Полезная модель представляет собой вал, преимущественно погружного насоса, подверженный воздействию переменного по величине крутящего и изгибающего моментов, предназначенный для долговременной эксплуатации в условиях действия агрессивной среды с присутствием водных растворов хлоридов, сероводорода, солей, нефтепродуктов, в сочетании с повышенной температурой и может быть использована в нефтедобывающей промышленности например, в качестве вала погружного насоса, вала газосепаратора, вала гидрозащиты, а также в других машинах и механизмах работающих в подобных условиях.

Известна конструкция вала, подвергаемая действию знакопеременной нагрузки, в качестве заготовки для которого используется прокат со специальной обработкой поверхности, с выточками на поверхности для расположения различных деталей (см «Лопастные насосы», Михайлов А.К., Малющенко В.В., «Машиностроение», 1977, стр.194-202)

Наиболее близким из выявленных аналогов, выбранным за прототип, является вал погружного насоса, подвергающийся длительному воздействию крутящего момента с изгибом и 2-3-кратными мгновенными перегрузками, с выточками на поверхности для размещения соединительных или фиксирующих деталей и шлицами (см. «Расчет и конструирование нефтепромыслового оборудования», Чичеров Л.Г., Молчанов Г.В., Рабинович A.M. и др., М, «Недра», 1987, стр.35-44, 146-152).

Недостатком прототипа, как и аналога, является недостаточная надежность погружного насоса, обусловленная неточностью выбора

величины диаметра вала при расчете на прочность. Диаметр вала при расчете на прочность выбирают в зависимости от величины предела текучести материала вала, определенного при растяжении, тогда как вал работает на кручение с изгибом, с введением коэффициента запаса прочности для учета усталости металла. При выборе материала изделия предпочтение отдают стали с более высоким пределом выносливости по справочным данным, в лучшем случае - по результатам испытаний в стандартной агрессивной среде. Реальная рабочая среда значительно отличается от стандартной своей многокомпонентностью - присутствием солей, ионов хлора, растворенного сероводорода, углеводородов, величиной рН, и в разных месторождениях эти характеристики различны. Поэтому введение коэффициента запаса прочности для учета влияния усталости металла и агрессивности рабочей среды не позволяет правильно выбрать диаметр вала, т.к. при малом запасе может привести к недостаточной надежности вала в эксплуатации - преждевременному разрушению от усталости, при излишнем запасе - к перерасходу металла, снижению экономических характеристик насоса, т.к. увеличение диаметра вала на 8-10% снижает КПД насоса на 4-6% (см. «Расчет и конструирование нефтепромыслового оборудования», Чичеров Л.Г., Молчанов Г.В., Рабинович A.M. и др., М., «Недра», 1987, стр.146). Вопросы, связанные с надежностью работы вала при импульсных нагрузках, не рассматриваются.

Технической задачей, решаемой полезной моделью, является уточнение расчетных характеристик вала, увеличение прочности и ударной вязкости стали для вала погружного насоса. Поставленная задача решается тем, что к валу погружного насоса, с ненадежностью которого при эксплуатации связано 40% отказов всего агрегата [см Кудряшов С.И. «Повышение надежности погружных систем УЭЦН» -«Нефтяное хозяйство», 2005, 6,1 26], отнеслись как к специальной технике, для надежной работы которой основным требованием является приближение условий испытаний материалов к

рабочим. В связи с этим, проектирование валов для погружных насосов или проверку правильности расчета и выбора материала вала, рассчитанного по общепринятой методике, проводят, используя результаты испытаний материала вала в условиях, наиболее приближенных к эксплуатационным. Исходят из того, что воздействие нагрузки на вал можно условно разделить на два этапа:

- при установившемся режиме работы насоса, когда вал длительно работает в условиях коррозионной усталости при кручении с изгибом,

- кратковременная работа при импульсных перегрузках крутящего момента.

На первом этапе надежность работы материала вала оценивают по величине предела выносливости, определенного на образцах при кручении с изгибом в температурно-коррозионных условиях рабочей жидкости.

Величина предела выносливости в значительной степени зависит от многочисленных параметров агрессивности рабочей жидкости, которые на разных месторождениях отличаются (см. Перекупка А.Г. и др. «Расчет коррозионной активности среды при проектировании промысловых трубопроводов», «Нефтяное хозяйство», 2005, 6, 130). Поэтому до накопления необходимого справочного материала, для соблюдения условий моделирования рабочих условий усталостные испытания следует проводить в рабочей жидкости того месторождения, для которого предназначен насос.

Предел выносливости значительно меньше предела текучести материала, и находясь в упругой области он является напряжением ниже которого не образуются очаги повреждаемости металла [см «Металловедение и термическая обработка стали» т.1, М. «Металлургия», 1983, стр.226-234]. Поэтому минимальный диаметр вала, определенный при расчете на прочность по пределу выносливости в качестве предельно допустимого напряжения

обеспечивает надежность вала на первом этапе работы и не требует коэффициентов запаса прочности.

На первом этапе - при установившемся режиме работы насоса крутящий момент рассчитывают по формуле:

М_уст=М_н+М _т,

где М_н - момент на валу при установившейся частоте вращения соответствующей максимальной мощности насоса и определяют по известной формуле, связанной с величиной напора и подачи жидкости через число ступеней насоса и мощности ступени (см. аналог):

М_н =974*N_max*z/n, где

N _max - мощность ступени насоса,

n - число оборотов вала при максимальной мощности насоса,

z - число ступеней насоса.

М_т - момент, затрачиваемый на преодоление сил трения в насосе.

Расчеты показывают что Мт на первом этапе работы насоса величина небольшая и равна 0,4-0,6 кГм.

На втором этапе, когда возникают импульсные кратковременные перегрузки крутящего момента при пуске насоса, при засорении рабочей жидкости частицами горных пород при размыве пласта и др. подобных воздействий вал работает на скручивание и диаметр вала определяют по предельно допустимому напряжению, в качестве которого выбран предел текучести при кручении, точнее, величина 0,9 т_т, т.к. вал рассчитывают для работы в упругой области напряжения, а предел текучести соответствует началу пластической деформации, равной 0,3%. Крутящий момент при этом должен быть не ниже пускового момента насоса, который принят за нижний предел М_имп.

М _пуск=М_с+(М_дмах -М_с)*I_н/I _н+I_д, (см. Чичеров Л.Г. и др. «Расчет и конструирование нефтепромыслового оборудования, М, «Недра», 1987, 146-152), где

M_с - момент сопротивления насоса при частоте вращения вала соответствующего максимальному моменту электродвигателя;

M_с=(М _н-M_т)(n_m/n) ²+М_т, где

n _m - частота вращения вала, соответствующая максимальному моменту электродвигателя; n_m - 2000 об/мин.

n - частота вращения вала при максимальной мощности насоса;

n - 2820 об/мин.

М_дмах - максимальный момент на валу электродвигателя (паспортные данные)

I _н - момент инерции насоса;

I_д - момент инерции ротора электродвигателя.

Расчеты показывают, что М_пуск2,5 М_уст

Минимальный диаметр вала для каждого из этапов определяют по известным формулам для нахождения величины касательных и нормальных напряжений (см. Иванов М.Н. «Детали машин», М. Высшая школа, 1984, 261). При этом учитывают, что нормальные напряжения возникающие на шлицевых концах вала из-за несоосности сборки секций насоса, незначительны и ими можно пренебречь. Поэтому для первого этапа работы вала:

, где

W_p - полярный момент инерции вала;

М_уст - крутящий момент, соответствующий установившемуся режиму работы насоса;

; ;

Для выточек и шлицев:

; , где

Д - диаметр вала,

d - диаметр выточки или средней диаметр шлицев.

т_-1 - предел выносливости при кручении,

к - коэффициент чувствительности к концентрации напряжений в зависимости от радиуса закругления в выточках и шлицах и предела прочности материала вала (см. например, Золотаревский B.C. «Механические свойства металлов», М, Металлургия, 1983, 3.10).

Аналогично, для второго этапа работы вала - при импульсных перегрузках:

, где

; , где

М_имп2,5 М_уст; т_т - предел текучести при кручении.

Из двух величин минимального диаметра, полученных для усталостного нагружения при установившемся режиме работы насоса и для кручения при импульсной перегрузке крутящего момента, выбирается большая величина и проверяется коэффициент запаса прочности по отношению величин допускаемых напряжений к расчетным для каждого этапа, при этом выбранные допускаемые напряжения должны быть больше расчетных в любом сечении вала.

Для получения высоких значений предела выносливости в рабочей агрессивной жидкости и предела текучести при кручении важен выбор структуры и легирование стали. Основным материалом для валов погружных насосов более двадцати лет является вязкая нержавеющая сталь 03Х14Н7В с мартенситно-ферритной структурой, прочности которой, как показывает практика, оказывается недостаточно при увеличении глубины скважин и нагрузок импульсного характера.

Заявляемая в полезной модели нержавеющая сталь на структурной диаграмме Шеффлера (см. Гуляев А.П. Металловедение, М. Металлургия, 1977, 486), занимает область Сr_экв/Ni _экв<1,7. Как известно (см. Werkstoffkunde Stahl.Band 2.1985, Springer - Verlag, 404), значения Сr_экв образуют все входящие в сталь ферритообразующие элементы с их коэффициентами эквивалентности в сравнении с Cr, а именно: Cr _экв=Сr+1,5Si+1,4Мо+2Ti+2Al. Аналогично, значения Ni _экв образуют все содержащиеся в стали аустенитообразующие элементы с их коэффициентами эквивалентности в сравнении с Ni:

Ni_экв=Ni+30С+Сu+0,5Мn.

При содержании Ni_экв=22,3±2,5-0,8Сr _экв все стали с отношением Сr_экв/Ni _экв<1,7 имеют мартенситно-аустенитную (М+А)

структуру с разным количеством мартенсита и аустенита. Это выражение представляет собой уравнение семейства прямых линий на структурной диаграмме, где величина 22,3±2,5 соответствует количеству в стали Ni _экв при отсутствии ферритообразующих элементов, а коэффициент при Cr_экв=0,8 является тангенсом угла наклона к оси абсцисс линий, ограничивающих область (М+А) сталей на диаграмме.

Мартенситно-аустенитная структура стали соответствует наибольшей вязкости и прочности стали, в зависимости от количества мартенсита и аустенита, т.к. пластины мартенсита с количеством углерода не более 0,03% оказываются окруженными тонкими вязкими прослойками аустенита, задерживающими развитие зародышевых трещин. При соотношении Сr_экв./Ni_экв1,7 в стали появляется феррит и тем в большем количестве, чем больше величина этого соотношения. Присутствие феррита в мартенситной или (М+А) - структуре приводит к уменьшению прочностных характеристик и повышению критической температуры хрупкости, что ухудшает усталостную прочность и вязкость стали.

Мартенситная структура, особенно с выделениями дисперсных частиц интерметаллидных или избыточных фаз при старении стали, обусловливает высокую прочность. Для упрочнения мартенсита дисперсными интерметаллидными частицами в стали присутствуют Ti, Al, Mo, которые в присутствии Ni образуют фазы Ni₃Ti, Ni ₃Al, Ni₃(Ti,Аl), Ni ₃Mo. При указанных в формуле полезной модели нижних пределах содержания Ti, Al, Mo отсутствует влияние этих элементов на упрочнение. Верхние пределы содержания этих элементов соответствуют максимальной атомной концентрации этих элементов в интерметаллидных фазах, связывающих допустимое для сохранения необходимой вязкости стали количество никеля. Кроме того, наличие Ti и Al обеспечивают получение мелкозернистой структуры, т.к. при кристаллизации стали Al связывает азот в стойкие нитриды, а Ti образует устойчивые карбиды TiC, равномерно распределенные в

объеме зерен, и предохраняет сталь от межкристаллитной коррозии, обусловленной образованием неустойчивых карбидов хрома по границам зерен. Содержание Ti менее 0,01% недостаточно для связывания углерода в стали. Содержание Ti и Al более 0,8% является избыточным, т.к. связывает значительное количество Ni в интерметаллиды и приводит к снижению ударной вязкости.

Содержание углерода в стали для образования мартенсита повышенной вязкости должно быть как можно более низким. Верхняя граница количества углерода 0,03% определяется технологической возможностью выплавки стали. Кроме того, нержавеющая сталь с низким содержанием углерода менее склонна к межкристаллитной коррозии.

Никель является основным элементом, определяющим вязкость стали и формирующим аустенитную составляющую структуры в зависимости от количества ферритообразующих и аустенитообразующих элементов по соотношению Ni_экв=22,3±2,5-0,8Сr _экв. При количестве Ni менее 4% при соотношении Сr _экв./Ni_экв<1,7 получается мартенситная структура с незначительным количеством остаточного аустенита, с высокой прочностью, но с недостаточной вязкостью. При количестве Ni более 12% и соотношении Сr_экв./Ni _экв.<1,7 образуется только аустенитная структура с высокой вязкостью и низкой прочностью.

Сталь для валов погружных насосов должна противостоять усталостному разрушению в коррозионной среде, поэтому минимальное содержание хрома или суммы (Сr+3,3Мо) должно быть выше порогового значения электродного потенциала, соответствующего 12%Сr при отсутствии молибдена. В присутствии Мо нижняя граница количества Сr по антикоррозионным характеристикам стали находятся на уровне 8%. При минимальном количестве Сr, вплоть до 12%, и минимальном количестве Ni сталь имеет мартенситную структуру с незначительным количеством остаточного

аустенита, с высокой прочностью и недостаточной вязкостью. При увеличении количества Ni доля аустенитной составляющей увеличивается, возрастает вязкость стали со снижением прочности. Верхняя граница количества Сr принята 17%, с превышением которой при минимальном количестве Ni в структуре стали появляется ферритная составляющая с уменьшением прочности. Появление ферритной составляющей в структуре крайне нежелательно, т.к. именно на ее границах возможно образование хрупкой - фазы и уменьшается сопротивление стали хрупкому разрушению, что особенно опасно при действии импульсной нагрузки. При увеличении количества Ni и верхнем предельном содержании Сr структура становится аустенитной с высокой вязкостью и низкой прочностью.

Молибден, как и хром, способствует появлению пассивирующей пленки, защищающей сталь от коррозии, особенно в присутствии меди, и участвует в образовании интерметаллидных упрочняющих фаз с никелем и кобальтом. При количестве Мо менее 0,05% его влияние практически отсутствует. Верхний предел 3% обусловлен снижением его влияния на упрочнение и антикоррозионную стойкость стали, а также высокой стоимостью молибдена.

Медь образует при старении дисперсные частицы избыточной упрочняющей фазы, а поля упругих напряжений при их образовании способствуют большей дисперсности интерметаллидных фаз типа Ni₃(Ti, Al) и др. При нижнем пределе содержания меди 0,3% ее влияние практически отсутствует, верхний предел 5% соответствует ее максимальной растворимости в аустените.

Присутствие кобальта в составе стали способствует ее значительному упрочнению, т.к. Со образует с Мо дисперсные фазы СоМо, СоСr. В то же время Со способствует увеличению сил межатомной связи и задерживает диссоциацию карбидных и др. фаз, что положительно влияет на стойкость стали, в коррозионных средах с присутствием растворенного сероводорода. Нижний предел содержания кобальта 0,01% соответствует отсутствию его заметного

влияния. Верхний предел 5% обусловлен значительным удорожанием стали, т.к. Со дорог и требует увеличения количества Ni для обеспечения достаточного запаса вязкости стали.

Количество серы и фосфора поддерживается в стали на возможно более низком технологически достижимом уровне - менее 0,025%, чтобы обеспечить минимальное охрупчивание, связанное с этими примесями. Присутствие Si и Мn в остаточном количестве менее 0,8% обеспечивает достаточное раскисление стали.

В сталь может быть введен в небольшом количестве 0,005-0,2% азот, который как аустенизирующий элемент позволяет увеличить количество аустенита в стали и тем самым снизить содержание дорогостоящего никеля. Содержание азота менее 0,005% не оказывает влияния на структурообразование. Введение азота более 0,2% в присутствии Ti и Аl приводит к ухудшению пластичности из-за образования большого количества нитридов.

Для уменьшения склонности к межкристаллитной коррозии в сталь дополнительно вводят Nb, который, как и Ti, связывает углерод, образуя дисперсные, расположенные в объеме зерен частицы NbC, предохраняя границы зерен от обеднения хромом. Введение 0,5% Nb полностью связывает углерод. При содержании Nb менее 0,05% его влияние практически не ощущается.

Введение в сталь Са в количестве до 0,01% по расчету обеспечивает образование глобулярных соединений серы для улучшения обрабатываемости резанием.

Введение бора до 0,005% по расчету способствует уменьшению количества серы и фосфора по границам зерен с благоприятным влиянием на вязкость стали.

Пример использования полезной модели.

Произвели проверку правильности расчета диаметра вала и выбора материала для его изготовления в погружном насосе УЭЦН 5-50-2000, вышедшего из строя по причине среза шлицевого конца вала нижней секции насоса. Материал вала - сталь 03Х14Н7 В, диаметр вала

17 мм, внутренний диаметр шлицевого конца 14 мм, число шлицев 6. механические характеристики стали: _т=85 кг/мм² ; _в=100 кг/мм₂ ; =14%; =58%; KCU₊₂₀=15,8 кгм/см ²; предел текучести при кручении т_т =52 кг/мм²; предел выносливости при кручении с изгибом на базе 10⁷ циклов в рабочей жидкости месторождения Пурпе _-1=24,5 кг/мм² ;

Крутящий момент, действующий на вал насоса при установившемся режиме работы:

.

При установившемся режиме работы насоса вал работает на усталость. Касательные напряжения, возникающие в шлицевом конце вала.

На шлицевой конец вала из-за возможной несоосности сборки секций может действовать изгибающий момент, вызванный усилием до 60-100 кг. Напряжение изгиба на шлицевом конце вала:

Где L - расстояние от середины шлица до подшипника.

Эквивалентное напряжение при действии нормальных и касательных напряжений .

Таким образом при коррозионно-усталостном нагружении действуют только касательные напряжения, которые должны быть меньше допускаемого напряжения, в качестве которого использован предел выносливости стали в реальной среде:

т _уст<[т]<т_-1, т.е. 23,94 кГc/мм ²<24,5 кГс/мм²

Отсюда следует что шлицевой конец вала диаметром 17 мм из стали 03Х14Н7В выдерживает воздействие коррозионно-усталостного нагружения при установившемся режиме, но почти на пределе возможного, т.к. коэффициент запаса прочности.

При пуске насоса с учетом сопротивления действующих в насосе сил трения и суммарного момента инерции рабочих колес, вала, втулок и ротора электродвигателя вал испытывает динамическую нагрузку:

;

Момент сопротивления насоса

Момент инерции насоса

I_н =I_рк+I_в+I _вт=7,0626 кГм*сек²

Момент инерции ротора электродвигателя:

После подстановки всех значений для УЭЦН 5-50-2000, получим;

Перегрузка при пуске насоса

Под действием импульсного крутящего момента с учетом

перегрузки при пуске вал работает на скручивание и должно соблюдаться условие:

т_пуск<[т]<0,9т _т

Запас прочности вала при пуске:

,

т.е. действующие при пуске касательные напряжения превышают допустимые.

Следовательно, пусковую перегрузку шлицевой конец вала не выдерживает и под действием касательных напряжений даже при пуске насоса может начаться пластическая деформация шлицев с

дальнейшим выходом вала из строя. Таким образом, вал диаметром 17 мм из стали 03Х14Н7В для насоса УЭЦН5-50-2000 рассчитан на прочность неправильно и не выдерживает импульсные перегрузки с кратностью более 2,3. Необходимо применять вал большего диаметра, либо использовать сталь с более высоким пределом текучести при кручении.

С целью оптимизации выбора стали для вала погружного насоса в соответствии с заявленным хим. составом и соотношением компонентов были выплавлены опытные плавки, составы которых приведены в таблице 1 вместе со сталью 03Х14Н7В. Сталь выплавляли в дуговой электропечи. Отливали слитки весом 1,15 тонны, которые обжимали на блюминге в квадрат 100 мм, а затем на непрерывном стане 250 прокатывали в прутки диаметром 19 мм. Прутки подвергали двукратному отпуску при температуре 740° и 540°C с выдержкой 3 часа. Из прутков вырезали образцы для определения механических свойств при растяжении по ГОСТ 1497-84, ударной вязкости по ГОСТ 9454-78, испытания на кручение по ГОСТ 3565-80 и усталость по ГОСТ 25.502-79. Результаты испытаний приведены в таблице 2.

Составы №2, 3, 4, 5, 7 - удовлетворяют требования заявляемой модели, а именно: KCU ₊₂₀°>7 кГм/см² и пределу текучести при разрыве 115-150 кГс/мм². Оптимальным составом является №5. В составе №1 Сr введен несколько выше верхнего предела, из-за чего получилось соотношение Сr _экв/Ni_экв>1,7 и в стали сформировалась аустеритно-ферритно-мартенситная структура с невысокой прочностью, низкой ударной вязкостью и сопротивлением усталости. В составе №6 из-за высокого содержания Сr и Сu на верхнем пределе образуется (М+А) структура с большим количеством аустенита, низкой прочностью, высокой вязкостью и невысоким сопротивлением усталости. Состав №10 при высоком содержании Сr имеет Ni на нижнем пределе, соотношение Сr_экв/Ni_экв>1,7, возникает структура мартенсита с аустенитом и ферритом с достаточно высокой прочностью, пониженной вязкостью и низкой усталостной стойкостью. Состав №9 имеет Ni ниже

нижнего предела и несмотря на невысокое содержание Сr получается соотношения Сr _экв/Ni_экв>1,7, сталь имеет пониженные характеристики прочности, вязкости и сопротивления усталости. Состав №8 имеет Сr на нижнем пределе, Ni на верхнем пределе, но содержание Ti и Аl выше верхнего предела, из-за чего Ni оказался связанным в интерметаллиды, в результате сталь имеет высокую прочность, но низкую вязкость.

Если в качестве материала вала диаметром 17 мм использовать один из опытных составов, например, недорогой состав №3, соответствующий стали 03Х14Н5Д4Б и подставить в расчетные формулы для оценки касательных напряжений значения механических свойств этого состава, получим:

т _уст<[т]<т_-1, т.е. 23,94 кГc/мм ²<32 кГс/мм².

Коэффициент запаса прочности шлицевого конца вала из стали состава №3 при коррозионно-усталостном нагружении на стадии установившегося режима работы:

К_уст=[т]/т _уст=32/23,93=1,34.

Это значительно больше, чем имеет сталь 03Х14Н7В (К_уст=1,024).

Касательные напряжения, возникающие в шлицевом конце вала из стали состава №3 с учетом перегрузки при импульсном нагружении, составляющей 2,5 М_уст:

т_имп =М_имп/W_р=2,5*15,94/0,666=59,83 кГс/мм²

Коэффициент запаса прочности в шлицевом конце вала из стали состава №3 при импульсном нагружении:

К_имп=[т]/т_имп=0,9*72/59,83=1,083.

Это вполне удовлетворительный результат по сравнению с валом из стали 03Х14Н7В.

Таким образом, использование полезной модели, а именно, вала, рассчитанного на прочность по пределу выносливости при кручении в рабочей жидкости и по пределу текучести при кручении с применением в качестве материала вала стали мартенситно-аустенитного класса с ударной вязкостью не ниже 7 кГм/см² и пределом текучести при

испытании на разрыв до 150 кГс/мм ² позволяет увеличить живучесть вала как в условиях коррозионной усталости, так и при действии импульсных более чем 2,5 кратных перегрузок.

Таблица 1
Химический состав, масс.%																		Сr экв	Ni экв
Состав	С		Mn	Si	Cr	Ni	Сu		Мо	Ti		Аl	Со		S	Р
1	0,02		0,5	0,4	17,5	7,0	0,3		1,0	0,2		0,5	0,01		0,02	0,022		20,9	8,15		2,56
2	0,03		0,6	0,5	12,0	8,0	1,8		0,8	0,2		0,2	2,0		0,015	0,02		16,05	10,7		1,5
3	0,02		0,5	0,4	14,5	5,0	4,5		0,05	0,01		0,01	0,01		0,017	0,02		14,7	9,2		1,59
4	0,02		0,6	0,4	10,0	7,0	2,5		1,8	0,6		0,01	1,0		0,02	0,02		14,34	10,31		1,39
5	0,02		0,4	0,4	11,0	11,0	0,05		2,0	0,4		0,01	5,0		0,015	0,023		14,85	11,8		1,16
6	0,02		0,6	0,3	16,5	5,0	5,0		0,05	0,01		0,01	1,0		0,02	0,02		16,95	10,75		1,57
7	0,03		0,6	0,6	13,0	7,0	2,0		0,05	0,01		0,01	0,01		0,022	0,022		14,0	10,2		1,37
8	0,02		0,6	0,4	8,0	8,0	1,5		2,5	0,9		0,9	1,0		0,02	0,02		15,7	10,4		1,51
9	0,02		0,6	0,5	12,0	3,8	0,5		0,1	0,1		0,1	0,01		0,015	0,023		12,6	5,2		2,42
10	0,02		0,6	0,4	16,2	4,0	2,2		0,05	0,01		0,01	0,01		0,015	0,02		17,1	7,1		2,4
03Х14Н7В	0,02		0,6	0,4	13,2	6,1	-		-	-		-	-		0,017	0,02		14,1	6,9		2,04
Таблица 2
Состав		Предел прочности, в, кГс/мм2			Предел текучести т,кГс/мм2			Относит. удлинение ,%			Относит. сужение ,%			Ударная вязкость KCU+20; кГм/см2			Предел текучести при кручении т, кГс/мм2			Предел коррозионной выносливости при кручении-1, кГс/мм2
1		120			105			9			35			6,5			68			25
2		137			130			10			52			8,0			91			40
3		125			115			12			65			12,0			72			32
4		135			130			10			50			8,0			90			38
5		155			150			10			50			7,0			105			50
6		95			80			13			60			15,0			50			32
7		130			125			10			58			8,0			88			37
8		170			165			5			25			3,0			110			20
9		110			90			12			58			7,0			56			25
10		125			117			12			54			6,5			75			28
03Х14Н7В		100			85			14			58			15,5			52			24,5

1. Вал, преимущественно, погружного насоса, подвергаемый длительному воздействию крутящего и изгибающего моментов, в том числе импульсного характера, имеющий выточки для размещения соединительных и фиксирующих деталей и шлицы на концах, отличающийся тем, что его диаметр при расчете на прочность удовлетворяет двум величинам предельно допустимого напряжения, в качестве которых выбраны предел выносливости при кручении с изгибом в рабочей жидкости и предел текучести при кручении материала вала, при этом крутящий момент в первом случае соответствует установившемуся режиму работы насоса, во втором - не менее чем 2,5-кратной величине этого крутящего момента, а сталь, из которой изготовлен вал, содержит углерод, хром, никель, сопутствующие примеси - марганец, кремний, серу, фосфор и один или несколько элементов из группы - медь, титан, алюминий, молибден, кобальт в количестве, мас.%:

и имеет соотношение ферритообразующих и аустенитообразующих элементов с их коэффициентами эквивалентности

;

Ni_экв.=22,3±2,5-0,8 Cr_экв.

2. Вал, преимущественно, погружного насоса по п.1, отличающийся тем, что сталь, из которой он изготовлен, дополнительно содержит один или несколько компонентов из группы, мас.%:

Nb	0,05-0,5
В	0,005
N	0,005-0,2
Са	0,01