Study on Mechanical and Corrosion Properties of Fe-Mn Alloy for Soluble Ball Seats
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摘要:
高温高压腐蚀环境下，可溶性球座会因材料强度、硬度不足及降解过快等原因过早失效。为此，采用OM、SEM、XRD表征可溶性球座材料Fe-Mn合金的微观结构与相成分，开展电化学测试、力学性能测试、加速浸泡腐蚀试验及高温高压浸泡腐蚀试验，分析了Fe-Mn合金的力学及腐蚀性能。测试结果表明，锰元素有细化晶粒的作用，随着锰含量增大，合金硬度和屈服强度呈先增大后减小趋势，Fe-5Mn合金硬度和屈服强度分别为345 HV和812 MPa；锰含量增大，自腐蚀电位负移，腐蚀电流密度增大，Fe-5Mn合金自腐蚀电流密度为4.64×10-5 mA/cm2。在长期加速浸泡腐蚀试验环境下，锰含量增大，导致腐蚀速率降低，Fe-5Mn极限降解速率为4.3 mm/a；长期高温高压浸泡试验条件下，腐蚀初期锰含量增大，提升了腐蚀速率，腐蚀后期合金整体腐蚀速率缓慢且趋于同一水平，Fe-5Mn满足作为可溶性球座材料的性能要求。研究结果可为选择Fe-Mn合金作为井下可溶性球座材料提供参考。
Abstract:In high-temperature and high-pressure corrosion environments, soluble ball seats would fail prematurely due to insufficient strength, hardness and rapid degradation. Therefore, the microstructure and phase composition of the Fe-Mn alloy for soluble ball seat materials were characterized by optical microscope（OM）, scanning electron microscope（SEM）, and X-ray diffraction（XRD）. In addition, the mechanical and corrosion properties of the Fe-Mn alloy were studied by means of electrochemical tests, mechanical property tests, accelerated immersion corrosion tests, and high-temperature and high-pressure immersion corrosion tests. The test results indicated that Mn could refine grains. With the increase of Mn content, the hardness and yield strength of the alloy first increased and then decreased. The hardness and yield strength of Fe-5Mn alloy was 345 HV and 812 MPa, respectively. With the increase in Mn content, the self-corrosion potential changed negatively, and the corrosion current density increased. The self-corrosion current density of Fe-5Mn alloy was 4.64 × 10-5mA/cm2. In the experimental environment of long-term accelerated immersion corrosion, the increase in Mn content led to the decrease of the corrosion rate, and the ultimate degradation rate of Fe-5Mn was 4.3 mm/a. In the long-term high-temperature and high-pressure immersion experiment, the increase in Mn content at the initial stage of corrosion increased the corrosion rate, while the overall corrosion rate of the alloy was slow and tended to be stable at later stages of corrosion. In conclusion, Fe-5Mn met the performance requirements for soluble ball seat materials. This study could provide a reference for the application of Fe-Mn alloy in downhole soluble ball seats.
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Keywords:
- soluble ball seat /
- Fe-Mn alloy /
- microstructure /
- mechanical properties /
- corrosion properties
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我国深层、超深层和复杂地层的油气勘探展现出巨大的开发潜力，但机械钻速低制约了勘探开发进程。现场实践表明：西北哈山地区火成岩地层单只钻头进尺不足20 m，机械钻速约为0.20 m/h；顺北古生界侵入体地层岩石硬度大、易破碎，平均机械钻速仅为0.85 m/h[1-4]。深层、超深层钻井机械钻速低的原因复杂多样，其中钻柱振动，尤其粘滑振动是导致钻头破岩效率低、机械钻速低的重要原因之一，钻头破岩能量与工况特征不匹配是导致粘滑振动的关键。目前，主要采用以下3种方式抑制粘滑振动，实现钻井提速[5-8]：第一种是井下破岩能量与钻头振动自动匹配，如软扭矩钻井系统、井下变阻尼振动器等；第二种是强化破岩能量，如扭力冲击器、旋转冲击器等；第三种是稳定钻头状态的方式，如随钻恒扭器、恒压恒扭工具等。从提速机理、设计理念、能量驱动来源和控制方式等方面分析认为，第一种方式可实现破岩能量与工况特征自适应匹配，所需外部能量最小，效果最佳，但响应时间长，在深井、超深井中可靠性差；其余2种方式需研制利用水力能量驱动的井下工具来实现，深部复杂地层多存在井壁失稳、井漏等问题，提速工具易堵塞。另外，深层、超深层钻井循环压耗大，井底水力能量有限，影响提速效果[9-14]。
为此，笔者提出了钻头破岩能量与岩石特征相匹配提速的技术思路，并研制了自适应匹配提速工具。该工具采用纯机械结构，无测控元件，根据岩石特征自适应匹配钻头破岩能量，不占用井下水力能量，不影响钻井液正常循环。自适应匹配提速工具性能测试和现场试验结果表明，钻头破岩能量与岩石特征相匹配的提速方法为深层、超深层和复杂地层钻井提速提供了新的技术途径。
1. 钻头破岩过程的扭矩特征分析
1.1 井底钻头扭矩预测模型
将钻杆视为有一定刚度的扭簧，钻井液对钻杆的转动有阻尼作用；钻头和钻铤可看成一个质量集中的转动盘，钻头转动时，破岩过程中产生阻力扭矩。钻头处扭矩与轴向力的变化规律是分析钻头破岩输出能量的关键问题，将钻柱系统当作一个扭摆模型[15-19]，考虑钻头位置处钻井液至环空不稳定流动黏性阻尼和井底钻头与岩石间静态加库仑阻尼等因素对钻头处扭矩与轴向力的影响，建立了钻头轴向和扭转动力学的耦合瞬态响应二阶集总多单元模型。假设井筒是垂直的，底部钻具组合分为若干节点，各节点间由无质量弹簧连接。
根据钻柱受力平衡条件，轴向动力学方程可以表示为：
{\boldsymbol{M}}\frac{{{{\rm{d}}^2}u}}{{{\rm{d}}{t^2}}} - {\boldsymbol{D}}\frac{{{\rm{d}}u}}{{{\rm{d}}t}} + {\boldsymbol{K}}ut - {\boldsymbol{G}} = {{\boldsymbol{t}}_{\boldsymbol{1}}}F\left( t \right) - {{\boldsymbol{t}}_{\boldsymbol{2}}}{f_{{\rm{bit}}}}\left( t \right) (1) \,其中\qquad\qquad \quad\quad \;F\left( t \right) = {k_1}U\left( t \right) \qquad (2) {f_{{\rm{bit}}}} = {W_{\rm{c}}} + {W_{\rm{f}}} (3) {\boldsymbol{M}}{\text{ = }}{\rm{diag}}\left( {{m_1}, \cdots ,{m_n}} \right) (4) {\boldsymbol{D}}{\text{ = }}{\rm{diag}}\left( {{d_1}, \cdots ,{d_n}} \right) (5) {\boldsymbol{K}} = \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} {{k_1} + {k_2}}&{ - {k_2}}&0& \cdots &0&0 \\ { - {k_2}}&{{k_2} + {k_3}}&{ - {k_3}}& \cdots &0&0 \\ \vdots & \vdots & \vdots & \vdots & \vdots & \vdots \\ 0& \cdots &0&{ - {k_{n - 1}}}&{{k_{n - 1}} + {k_n}}&{ - {k_n}} \\ 0& \cdots &0& \cdots &{ - {k_n}}&{{k_n}} \end{array}} \right] (6) {\boldsymbol{G}} = \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} {g{m_1}{F_{{\rm{b}},1}}} \\ \vdots \\ {g{m_n}{F_{{\rm{b}},n}}} \end{array}} \right] (7) {{\boldsymbol{t}}_{\mathbf{1}}} = \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} 1 \\ {{0_{n - 1,1}}} \end{array}} \right] (8) {{\boldsymbol{t}}_{\mathbf{2}}} = \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} {{0_{n - 1,1}}} \\ 1 \end{array}} \right] (9) {m_i} = {\rho _{\rm{s}}}{A_i}h (10) {k_i} = {\frac{E{A_i}}{h}} (11) 式中：u为钻柱位移，m；F(t)为钻柱初始受力，kN；fbit(t)为钻头受力，N；k1为钻柱顶部单元的刚度，MPa·m；U为钻柱顶部单元长度，m；Wc为岩屑作用在钻头上的力，N；Wf为钻头磨损平面与底部接触产生的摩阻，N；
{m_i} 为钻柱单元质量，kg；di为环空摩阻系数；{k_i} 为钻柱单元截面的刚度，MPa·m；g为重力加速度，m/s2；L为钻柱长度，m；Fb,n为每单元格的浮力系数；n为单元格的数量；ui为第i个单元格的上端面位置；ρs为材料密度，kg/m3；Ai为单元体横截面积，m2；h 为钻柱单元高度，m；E为弹性模量，MPa。考虑管道的表面摩擦，并假设管道周围的层流剖面为牛顿环形Couette-Poiseuille流，轴向环空摩阻系数可表示为[17]：
{d_i} = 2{\text{π}} h\mu {\left( {\frac{{1 + \alpha _i^2}}{{1 - \alpha _i^2}}\ln \alpha _i^{ - 1} - 1} \right)^{ - 1}} (12) \,其中\quad\qquad\qquad\qquad{\alpha _i} = {\frac{{r_{{\rm{o}},i}}} {{r_{{\rm{bh}}}}}}\qquad\qquad\quad (13) 式中：μ为钻井液黏度，mPa·s；αi为环空外径与内径之比；ro,i为井眼半径，m；rbh为钻杆外径，m。
根据钻柱扭矩平衡条件，扭转动力学方程可表示为：
{\boldsymbol{J}}\frac{{{{\rm{d}}^2}\phi }}{{{\rm{d}}{t^2}}} + {\boldsymbol{C}}\frac{{{\rm{d}}\phi }}{{{\rm{d}}t}} + {\boldsymbol{\zeta }}\phi \left( t \right) - {{g}} ={{\boldsymbol{t}}_{\boldsymbol{1}}}T\left( t \right) - \boldsymbol{{\boldsymbol{t}}_{\boldsymbol{2}}}{T_{{\rm{bit}}}}\left( t \right) (14) \,其中\qquad\qquad\qquad \quad T\left( t \right) = {\kappa _1}\phi \left( t \right)\quad (15) {T_{{\rm{bit}}}} = {T_{\rm{c}}} + {T_{\rm{f}}} (16) {\boldsymbol{J}}{\text{ = }}{\rm{diag}}\left( {{J_1}, \cdots ,{J_n}} \right) (17) {\boldsymbol{C}}{\text{ = }}{\rm{diag}}\left( {{c_1}, \cdots ,{c_n}} \right) (18) {\boldsymbol{\zeta }} = \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} {{{\mathbf{\zeta }}_1} + {{\mathbf{\zeta }}_2}}&{ - {{\mathbf{\zeta }}_2}}&0& \cdots &0&0 \\ { - {{\mathbf{\zeta }}_2}}&{{{\mathbf{\zeta }}_2} + {{\mathbf{\zeta }}_3}}&{ - {{\mathbf{\zeta }}_3}}& \cdots &0&0 \\ \vdots & \vdots & \vdots & \vdots & \vdots & \vdots \\ 0& \cdots &0&{ - {{\mathbf{\zeta }}_{n - 1}}}&{{{\mathbf{\zeta }}_{n - 1}} + {{\mathbf{\zeta }}_n}}&{ - {{\mathbf{\zeta }}_n}} \\ 0& \cdots &0& \cdots &{ - {{\mathbf{\zeta }}_n}}&{{{\mathbf{\zeta }}_n}} \end{array}} \right] (19) {c_i} = 2{\text{π}} {r_{{\rm{bh}}}}h\mu \left( {\frac{{\alpha _i^4 + \alpha _i^2}}{{1 - \alpha _i^2}}} \right) (20) 式中： T(t)为钻柱初始扭矩，N·m；Tbit(t)为钻头扭矩，N·m；k1为钻柱顶部单元的扭转刚度，N·m/rad；
\phi 为钻柱顶部单元扭转角度，rad；{T_{\rm{c}}} 为钻头切削扭矩，N·m；{T_{\rm{f}}} 为钻头处摩擦扭矩，N·m。Ji为钻柱单元的转动惯量，kg·m2；ci为钻柱单元扭转阻尼系数；{{\mathbf{\zeta }}_i} 为钻柱单元的扭转刚度，N·m/rad。位于钻柱底部的钻头通过钻压以及转盘或顶驱提供的扭矩，确保有效切削地层岩石。因井底扭转摩阻的存在，钻头切削刀片每旋转一个周期，钻头轴向位移滞后时间为tn(t)，根据钻头当前和过去的轴向位移可得：
d\left( t \right) = {u_n}\left( t \right) - {u_n}\left( {t - {t_n}\left( t \right)} \right) (21) 式中，d为钻头轴向滞后位移，m。
钻头与地层岩石的相关作用包括了钻头上的切削力Wc和扭矩Tc，以及摩擦阻力Wf和摩擦扭矩Tf，分别表示为：
{W_{\rm{c}}} = {n_{\rm{b}}}{r_{\rm{b}}}\varepsilon d\left( t \right)\sin \partial (22) {W_{\rm{f}}} = {n_{\rm{b}}}{r_{\rm{b}}}{l_{\rm{w}}}\sigma {h_{\rm{f}}}\frac{{{\rm{d}}{u_n}}}{{\rm{d}}t}\cos \partial (23) {T_{\rm{c}}} = \frac{1}{2}{n_{\rm{b}}}r_{\rm{b}}^2\varepsilon d\left( t \right)\sin \partial (24) {T_{\rm{f}}} = \frac{1}{2}{r_{\rm{b}}}{\mu _{\rm{f}}}\gamma {W_{\rm{f}}}\cos \partial (25) 式中：nb为钻头刀翼切削齿数量；rb为钻头直径，m；
\partial 为切削齿切割面与地层夹角，（°）；ε为切割一定体积岩石所需的机械比能，J；lw为切削齿与岩石接触时的磨损平面长度，m；σ为磨损平面处的平均接触应力，N；μf为与Wf和Tf有关的摩擦系数，代表磨平力是否有效。1.2 不同钻进方式的钻头扭矩特征
由于破岩方式和不同层段岩石的特征不一致性，在钻进过程中钻头载荷会发生变化。将钻头扭矩视为正弦波动[20]，以其变化作为研究对象，采用门限扭矩代替岩石破裂强度。利用上述钻头扭矩预测模型，对常规钻进、复合钻进、冲击类钻进及钻头破岩能量与岩石自适应钻进进行评价分析，为提速工具研制提供指导。模型参数：井眼直径215.9 mm，井深3 000 m，钻头初始钻压40 kN，钻柱扭转刚度700 N·m/rad，钻柱刚度120 MPa·m，钻柱转动惯量130 kg·m2。
1.2.1 常规钻进
常规钻进中PDC钻头钻遇砾石夹杂和各向异性的地层，其钻头扭矩表现得极不稳定。钻进过程中钻头扭矩增大，并在上部钻柱积聚，但破岩能量补存慢，响应时间超过1 s（见图1），此时易产生粘滑、跳钻等现象，影响破岩效率。
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图 1 岩石破裂强度与常规钻进载荷特征Figure 1. Rock fracture strength and load characteristics of conventional drilling1.2.2 复合钻进
复合钻进钻遇夹层及非均质地层时，钻头扭矩增大，钻头遇阻动力随之增大，粘滑和跳钻现象较少，钻头的运动相对稳定，但钻头扭矩超出螺杆钻具输出扭矩时，会出现钻头滞动及憋泵现象（见图2）。
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图 2 岩石破裂强度与螺杆钻具钻进载荷特征Figure 2. Rock fracture strength and drilling load characteristics of screw motor1.2.3 冲击类钻进
钻头加装冲击类提速工具后，冲击破岩能量充足，切削运动稳定，冲击频次较高，达10～20 Hz（见图3）。但此类工具多依靠水力能量驱动，在水力能量不足的深层和易漏易塌的复杂地层使用时受限。
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图 3 岩石破裂强度与扭力冲击钻进载荷特征Figure 3. Rock fracture strength and drilling load characteristics of torsional impact1.2.4 钻头破岩能量与岩石自适应钻进
由上述扭矩特征分析可知，最佳的模式应是破岩能量可与岩石及工况特征自适应匹配。钻头钻遇砾石层或难钻地层后，破岩能量随之增大，迅速破岩；钻穿砾石层后，破岩能量降低，恢复正常状态（见图4）。
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图 4 岩石破裂强度与诱导钻进载荷特征Figure 4. Rock fracture strength and induced drilling load characteristics2. 自适应匹配工具设计
2.1 提速原理
根据上述4种破岩模式的分析结果，提出了井底自适应闭环控制设计思路。钻柱将破岩能量传输到系统内，系统内设置的蓄能机构提前蓄能，蓄能能量为当前破岩能量的2～3倍；当钻遇砾石等难钻岩石时，利用触发机构与钻头的速度差驱动蓄能机构迅速释放储存的能量，释放能量约为存储能量的10%～20%，即破岩能量的30%～60%，实现破岩能量与工况及岩石特征的自适应分配（见图5）；完成破岩后，系统内的能量再次重新分配，进行蓄能。
2.2 工具结构与工作过程
基于上述设计思路，设计了自适应匹配工具。该工具主要包括惯性回旋体、行星齿轮系和弹性扭转体（见图6）。行星齿轮系为能量分配机构；弹性扭转体为蓄能机构；惯性回旋体为触发机构，可触发蓄能机构释放能量。其中，惯性回旋体内部与行星齿轮系啮合，下部设计为凹槽结构，与弹性扭转体配合，实现速度差信号的惯性传递；齿轮系由太阳轮及行星轮共同构成，实现输入扭矩的放大；弹性扭转体为高刚度扭簧结构，上部为凹凸槽，与惯性回旋体配合，用于存储能量。
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图 6 钻井破岩能量与岩石自适应匹配工具结构Figure 6. Structure of tool based on adaptive matching bet-ween rock breaking energy of bits and rock features其中，行星齿轮系太阳轮的中空通道为钻井液流道；钻压则通过行星齿轮系内部轴承端面传递到钻头；扭矩由上部钻具通过行星齿轮系内的太阳轮传递到行星轮，行星轮传递到惯性回旋体，再由惯性回旋体传递到下部弹性扭转体，最后传递到钻头。钻头与惯性回旋体间存在速度差时，在惯性力的作用下，惯性回旋体与弹性扭转体间产生相对转动，达到调控能量存储和释放的效果。
工具工作时，上部钻柱将扭矩传递给工具，弹性扭转体反向蓄能，将2～3倍破岩扭矩储存起来，可存储势能约1～3 kJ；钻遇均质岩性岩石时，工具为平稳钻进状态，一旦钻遇夹层，所需破岩能量增大，此时钻头转速降低，钻头与惯性回旋体间的速度差驱使弹性扭转体释放蓄能，实现难钻地层破岩；破岩结束后，钻头持续加速旋转，惯性回旋体与钻头间产生反向速度差，惯性回旋体牵制钻头，避免钻头破岩后加速旋转，保持钻头稳定。同时，上部钻柱输入的扭矩再次存储到弹性扭转体内。
该工具具有以下技术优势：1）采用动力学设计理念，实现钻头破岩能量与岩石特征自适应匹配，可有效抑制粘滑振动，实现钻头平稳钻进；2）钻压、扭矩分开传递，可以减轻钻头扭矩波动对上部钻柱的扰动；3）采用纯机械结构设计，无橡胶件、测控元件等易损器件，可靠性高；4）不依赖水力能量，不影响钻井液正常循环。
3. 自适应匹配工具性能评价
静力学和动力学测试是测试提速工具性能的必要手段，为此分别在扭转机上开展了静力学测试，在全尺寸钻井装置上开展了动力学测试，以验证工具的可靠性、弹性特征、蓄能特性和提速有效性。
3.1 静力学测试
利用全自动360°扭转上扣机开展了自适应匹配工具的静力学测试，被测试工具外径为185.0 mm。强度测试结果表明，该工具可承受扭矩大于30 kN·m，最大抗拉强度800 kN，可满足工程要求；弹性性能测试结果表明，该工具的扭转刚度为7～9 kN·m/rad，与设计值基本吻合；该工具最多可以储存11 kJ的弹性势能，满足设计要求。
3.2 动力学测试
为验证自适应匹配工具的有效性，利用全尺寸钻井装置和模拟地层开展了性能测试，分析了其工作时相关参数的变化情况。全尺寸钻井装置的钻机为小尺寸钻机。
常规钻井和加装自适应匹配工具后在相同转速（60 r/min）和相同钻压（30 kN）下钻进相同岩性地层时的钻头扭矩波动情况如图7、图8所示。取置信区间90%的数据进行分析，常规钻井钻头扭矩波动范围为1 430～1 960 N·m，加装自适应匹配工具后钻头扭矩波动范围为1 550～1 840 N·m；加装自适应匹配工具后钻头扭矩波动幅度为常规钻井的55%。试验结果表明，加装自适应匹配工具后可降低钻头扭矩波动幅度，可稳定钻头工作状态。
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图 8 加装自适应匹配工具后钻头扭矩随时间的变化Figure 8. Variation of bit torque after tool addition with time试验岩样为花岗岩，采用恒定钻速0.25 m/min进行钻进试验，试验转速为60 r/min，常规钻井和加装自适应匹配工具钻井条件下钻压–扭矩分布如图9、图10所示。由图9和图10可看出：常规钻井的钻头扭矩均值为1 820 N·m，钻压为41.3 kN；加装自适应匹配工具后钻头扭矩均值为1 500 N·m，钻压为35.2 kN。这说明加装自适应匹配工具可降低破岩所需能量。
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图 9 常规钻井钻压、扭矩分布散点图Figure 9. Scatter diagram of weight on bit and torque distribution in conventional drilling![]()
图 10 加装自适应匹配工具后钻压、扭矩分布散点图Figure 10. Scatter diagram of weight on bit and torque distribution in drilling after tool addition4. 现场试验
JYX8HF井位于川东高陡褶皱带万县复向斜白马向斜带白马向斜核部，试验井段4 664.00～4 694.00 m，试验地层为涧草沟组、宝塔组；钻具组合为：ϕ215.9 mm钻头+自适应匹配工具+411×4A10+ϕ158.0 mm钻铤×3根+ϕ127.0 mm加重钻杆×24根+ϕ127.0 mm钻杆+ϕ139.5 mm钻杆；钻进参数：钻压40～120 kN，排量24～28 L/s，泵压12～14 MPa，转速70～85 r/min，扭矩17～24 kN·m；水基钻井液密度1.42 kg/L，黏度55～60 mPa·s；钻头型号KMD1652ADGR，为ϕ16.0 mm复合片、双排齿五刀翼钻头。
试验结果表明，自适应匹配工具的井口扭矩波动幅度3～5 kN·m，邻井相同井段应用PDC钻头+螺杆钻具的扭矩波动幅度为6～10 kN·m。现场试验表明，自适应匹配工具的提速效果对钻压较为敏感， 4 662～4 688 m井段钻压小于80 kN，机械钻速2.55 m/h； 4 688.00～4 689.00 m井段钻压90 kN，机械钻速3.33 m/h；4 689.00～4 694.00 m井段钻压100～120 kN，机械钻速7.50 m/h。与邻井采用常规钻具相比，使用自适应匹配工具后，机械钻速提高83%以上（见表1）。
表 1 JYX8HF井与邻井机械钻速对比Table 1. Comparison of ROP between Well JYX8HF and adjacent well井号 井段/m 地层 机械钻速/（m·h−1） JYX8HF 4664.00～4694.00 涧草沟组、
宝塔组2.77 焦页X6HF井 3581.20～3595.00 涧草沟组 1.17 3595.00～3622.00 宝塔组 1.01 焦页X7HF井 3982.30～4021.00 涧草沟组 1.47 4021.00～4048.00 宝塔组 1.51 5. 结论与建议
1）基于钻柱扭转振动模型，在分析现有提速工具提速机理的基础上，提出了能量自动存储与释放的钻井提速技术思路。基于该思路设计了钻头破岩能量与岩石自适应匹配工具，可实现钻头输出破岩能量与岩石及工况特征相匹配；该工具尤其适用于深层和复杂地层，不占用水力能量，不影响钻井液正常循环。
2）通过静力学和动力学性能测试验证了钻头破岩能量与岩石自适应匹配工具结构的安全可靠性和实现提速的可行性。
3）现场试验表明，钻头破岩能量与岩石自适应匹配工具能够提高机械钻速、稳定钻头工作状态，且其提速效果与钻压密切相关。
4）建议进一步开展匹配钻头优选，选择强攻击性钻头，充分发挥钻头破岩能量与岩石自适应匹配工具稳定钻头工作状态的作用。
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图 1 不同锰含量下Fe-Mn合金的显微组织
Figure 1. Microstructure of Fe-Mn alloy with different Mn contents
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图 2 不同锰含量下Fe-Mn合金的X射线衍射图谱
Figure 2. X-ray diffraction patterns of Fe-Mn alloy with different Mn contents
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图 3 不同锰含量下Fe-Mn合金的显微维氏硬度
Figure 3. Micro Vickers hardness of Fe-Mn alloy with different Mn contents
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图 4 不同锰含量下Fe-Mn合金的单向压缩应力-应变曲线
Figure 4. Unidirectional compressive stress-strain of Fe-Mn alloy with different Mn contents
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图 5 不同锰含量下Fe-Mn合金的开路电位
Figure 5. Open circuit potential of Fe-Mn alloy with different Mn contents
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图 6 不同锰含量下Fe-Mn合金的动电位极化曲线
Figure 6. Potentiodynamic polarization curves of Fe-Mn alloy with different Mn contents
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图 7 不同锰含量下Fe-Mn合金的加速浸泡腐蚀速率
Figure 7. Accelerated immersion corrosion rate of Fe-Mn alloy with different Mn contents
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图 8 不同锰含量下Fe-Mn合金的高温高压浸泡腐蚀速率
Figure 8. High-temperature and high-pressure immersion corrosion rate of Fe-Mn alloy with different Mn contents
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图 9 Fe-5Mn高温高压浸泡腐蚀微观形貌
Figure 9. Microstructure of Fe-5Mn after high-temperature and high-pressure immersion corrosion
表 1 Fe-Mn合金各元素设计含量与实际含量
Table 1 Designed value and actual value of Fe-Mn alloy compositions
样品 各元素设计含量，% 各元素实际含量，% Fe Mn Fe Mn Fe-5Mn 95.00 5.00 94.72 5.28 Fe-10Mn 90.00 10.00 89.91 10.09 Fe-15Mn 85.00 15.00 84.04 15.96 Fe-20Mn 80.00 20.00 79.44 20.56 
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