壓裂泵泵頭體失效分析

韓 棟，修吉平，李佳玲，劉 瓊，張 倫

(1.華中科技大學材料科學與工程學院，武漢430074;2.江漢油田第四石油機械廠，湖北荊州434000)

0 引言

隨著我國石油、天然氣需求的高速增長，對開發難度較大的深井、超深井油氣田、低滲透油田及煤層氣田的開發已成為國家能源開發的戰略之一。目前，我國油田的平均采收率在30%左右，而世界先進國家已達到50%～70%。壓裂作業技術是油氣田穩產增產的重要措施，經過壓裂作業的油氣井的產量可增加幾倍至幾十倍［1］。目前，制約提高我國資源利用率、確保油田持續穩產關鍵問題是現有的國產壓裂裝備的作業能力偏低，在低滲透油氣田及深井油井的作業效果較差，往往在未達使用壽命時就發生失效，近年來在全國各地油田使用的國產壓裂泵已有多起類似的泵頭體開裂失效發生。這些失效現象嚴重影響了我國在深井超深井油氣田、低滲透油田及煤層氣田開發效率，因而探究其失效機理，改進壓裂泵泵頭體的設計已成為一個十分緊迫的問題。

本研究針對某油田作業的壓裂泵發生泵頭體交變腔開裂現象，采用金屬構件失效分析的方法和步驟，從壓裂泵泵頭體裂紋位置、力學性能及成分分析、宏觀形貌、斷口分析、有限元分析等方面對該典型失效件進行研究，以明確其失效性質及原因，并提出改進方法與措施。

1 壓裂泵泵頭體及失效情況

壓裂泵為三缸高壓壓裂泵，泵頭體的尺寸為946 mm×580 mm×495 mm，該泵頭體材料為Cr－Ni－Mo特級優質合金鋼，經鍛造、鍛后熱處理、粗加工、調質處理后，最后進行精加工。泵頭體的實際工作最高壓力為105 MPa，工作時泵頭體內腔承受交變應力，工作介質為水、砂子和酸化介質，其中，酸化介質中含有質量分數為20%的HCl。

圖1 裂紋及其位置示意圖Fig.1 Diagram of crack and its position

該泵在投入使用132 h后發現刺漏。分解泵頭體后經宏觀檢查發現柱塞腔及吸入腔裂紋貫穿，腔體內表面銹蝕嚴重，裂紋總長約260 mm，見圖1a中的矩形框，裂紋與泵頭體位置關系如圖1b所示。

2 試驗過程與結果

2.1 化學成分、探傷分析及力學性能試驗

泵頭體材料采用優質合金鋼，成型工藝復雜，為排除由于泵頭體材質以及成型工藝等本身的缺陷而導致泵頭體失效的可能，對泵頭體的材質以及力學性能進行了測試［2］。

1)化學成分分析。在泵頭體不同位置截取試樣進行化學成分分析，證明符合該優質合金鋼國家標準成分要求范圍。

2)探傷分析與夾雜物評級。超聲波探傷執行標準為JB/T5000.15—2007中的I級，探傷報告結果為合格，高、低倍組織檢查結果符合協議要求，塑性夾雜物和脆性夾雜物各不超過1.0級。

3)力學性能測試。用線切割在實驗樣品中切出橫向、縱向、豎直3個方向的方料(圖1b)，共30根。將方料加工成國家標準要求的規格，進行力學性能測試，其中拉伸和沖擊試樣每個方向各5根。力學性能測試結果見表1。

表1 力學性能測試結果Table 1 Results of mechanical properties test

從力學性能測試的結果可以看出，各方向的抗拉強度均符合設計要求，但是橫向的沖擊韌性值偏低，該方向的組織可能為垂直纖維方向。

對泵頭體材料基體及交變腔斷口面的硬度進行了測量，統計測量結果表明整個測試面的硬度值分布比較一致，平均值大約為32 HRC，說明熱處理質量比較理想。

從以上數據可知，泵頭體的材質及力學性能基本符合設計要求。

2.2 裂紋及斷口形貌分析

截取柱塞孔第一腔上半部分進行檢驗，觀察發現柱塞腔與吸入腔裂紋貫穿，腔體內表面銹蝕嚴重，表層易剝落，裂紋總長約260 mm，寬度在顯微鏡下顯示為10～30 μm，最寬位置為兩腔相貫線處，達300 μm。經過分解樣品后發現裂紋已經由柱塞腔和排出腔的相貫處擴展到動力端支撐肋板處，三角形的肋板下端幾乎完全斷裂，距離排出腔內表面的深度約90 mm。

將柱塞腔與排出腔的貫穿裂紋打開后觀察斷口發現整個斷口基本平整，由于結構原因，小部分區域有明顯的塑性變形。整個斷面布滿了腐蝕坑，部分腐蝕坑內有黃綠色腐蝕產物被鐵銹包圍，緊臨兩腔體表面處腐蝕坑比較密集而且氧化較嚴重(圖2)，由此可初步判斷出裂紋源應位于柱塞腔與排出腔的相貫處。在該斷面的左下部存在明顯疲勞弧線，并向遠離相貫線的方向擴展，且疲勞弧線的圓心指向兩腔的相貫線處;對相貫線部位放大觀察，同樣可見擴展方向一致疲勞弧線，擴展方向如圖中黑色箭頭所示。裂紋擴展明顯偏向第一腔外側，該側壁厚較薄，屬于強度薄弱部位。

圖2 斷口宏觀形貌Fig.2 Appearance of fracture surface

通過環境掃描電子顯微鏡觀察交變腔的相貫線部位，發現有撕裂臺階面與多處微裂紋，裂口尖端有細小裂紋延伸。這說明過渡圓弧處不只存在一條大的周向主裂紋，同時伴有多處裂口及細小裂紋，這些裂口和裂紋在工作載荷下均有可能擴展［3］(圖 3)。

圖3 相貫線處斷口形貌Fig.3 Appearance of the fracture surface near the intersecting line

綜上所述，初步推測裂紋起源于交變腔的相貫線處，并垂直于腔厚度由腔內表面向外表面擴展，同時偏向薄壁方向。

在光學顯微鏡下直接觀察裂紋，為了保護斷口，并未清理試樣，因此，沒有觀察到明顯的失效特征，但可在觀察到裂紋中明顯被填充滿顆粒物，可能是殘留的工作介質和腐蝕產物。

在打開的斷口中，從相貫線處到裂紋前端區域分別取樣品進行環境掃描電鏡分析。靠近相貫線處的斷口形貌如圖4a所示，該區域具有明顯的龜裂狀的腐蝕產物，形似干結的泥土形成的裂紋，俗稱為泥狀花樣，通過X射線能譜儀分析其成分，得知腐蝕產物主要為氧化產物，同時含有少量的Al和Si元素(圖4b)，其中含有少量的Al和Si元素可能是砂粒或灰塵進入斷口區所致。

由于斷口上腐蝕產物多，為了進一步研究其斷口特征，將斷口在超聲波清洗儀上用丙酮清洗，再進行觀察后發現擴展區仍然有大量的腐蝕產物，有些部位的腐蝕產物呈針狀(圖5a)，其成分的能譜分析結果如圖5b所示，顯示腐蝕產物主要為氧化物。此外，擴展區還可見平行的裂紋以及撕裂層，可能是在交變應力作用下產生的(圖6)。

圖4 裂紋源區斷口形貌及其能譜圖Fig.4 Source zone of the fracture surface and its X-ray spectrum

圖5 擴展區形成的針狀腐蝕產物及其能譜分析Fig.5 Appearance of corrosion products at propagation zone and its X-ray spectrum

圖6 擴展區的斷口形貌Fig.6 Appearance of propagation zone

快速斷裂區的斷口形貌如圖7所示，其中圖7 a中部區域具有明顯的沿晶斷裂特征，左下和右下區域還有撕裂棱特征［5］。圖7b中左下區域可觀察到成排的狹長的韌窩帶，該特征往往是由于最后斷裂的擴展速率很大時，疲勞條帶受拉應力分離所形成［6］。

根據以上對裂紋形貌的分析可知:斷口在宏觀上銹蝕嚴重且可見疲勞弧線，是典型的疲勞特征;微觀上裂紋源區與擴展區具有腐蝕產物和腐蝕特征，裂紋快速擴展區則有沿晶斷裂和韌窩帶特征;可能由于強腐蝕介質的作用，并未觀察到微觀的疲勞輝紋。

2.3 金相檢驗

從斷口取樣，經質量分數為4%的硝酸酒精溶液腐蝕后，在環境掃描電鏡下觀察金相組織，結果見圖8。與典型鋼鐵金相圖譜［4］對比，圖中金相組織為回火索氏體組織，符合組織的技術要求，而且多處的取樣的結果比較一致，組織成分均勻，進一步說明該材料的熱處理質量比較理想。

3 分析與討論

3.1 有限元分析

三缸泵頭體可以簡化為單缸受內壓的力學模型［7］。根據單缸的對稱性，取單缸的1/4作為分析對象，采用8節點solid185單元，整個結構網格劃分(圖9)。該泵頭體使用中的最大工作壓力為105 MPa，加載時各腔的壓力均垂直于內表面。泵頭體的動力端是固定在壓裂車上，所以模型底部x、y、z方向上都沒有位移。又根據對稱性條件可知:xoz平面上不允許有y方向的位移。材料的彈性模量取值為206 GPa，泊松比取0.3。

圖7 快速斷裂區的斷口形貌Fig.7 Appearance of fast fracture zone

圖8 斷口金相組織及形貌Fig.8 Metallographic structure near fracture surface

圖9 泵頭體的有限元模型Fig.9 FAE model of the pump head

求解結果如圖10所示，泵頭體節點最大等效應力出現在泵頭體的吸入腔和柱塞腔相貫部位，且拐角處應力值最大，值為958 MPa，已經接近材料的強度極限;因此，存在很大的安全隱患。由此可以進一步確定裂紋源區位于吸入腔與柱塞腔的相貫處。石敏等［8］采用有限元分析了自增強壓裂泵泵頭體的疲勞壽命，其研究結果也表明泵頭體的疲勞壽命決定于相貫線。

圖10 泵頭體的應力云圖Fig.10 Stress pattern of the pump head

3.2 裂紋產生和擴展機理分析

壓裂泵開裂失效的過程比較復雜，受很多因素的影響，綜合以上觀察與試驗結果，可推測其發展過程大致為以下幾個階段:

1)裂紋萌生階段。壓裂泵工作條件惡劣，不僅承受著平均高達70 MPa的交變載荷作用，而且還承受著包含水泥、砂子和酸化介質的高壓流體對其的磨損和沖蝕。由宏觀觀察和等效力學模型計算的結果可知，壓裂泵工作時在交變腔的相貫線處應力值最大，接近材料的強度極限，先形成缺陷，缺陷在交變應力的作用下形成微裂紋。

`2)微裂紋擴展階段。在柱塞腔與吸入腔的相貫線處，逐漸產生很多微小裂紋，進一步出現應力集中并開始擴展，并與鄰近較大裂紋合并產生撕裂臺階，導致裂紋的加速擴展。由于裂紋源處所受的應力垂直于該處的纖維組織方向，所以裂紋易于沿著纖維組織方向擴展，從而逐漸發展成宏觀裂紋。

3)宏觀裂紋擴展階段。隨著宏觀裂紋的形成，有沙粒和鹽酸的工作介質會進入裂紋擴展斷面，由于它們的楔入效應，在裂紋擴展過程中會增加應力集中和應力腐蝕程度，加速裂紋的擴展。主裂紋起裂后，較平直地向內部擴展，同時偏向薄弱的外壁方向，剩余壁厚愈來愈薄，當裂紋擴展至臨界尺寸時，產生失穩擴展而很快使設備失效。

綜上所述，該壓裂泵的失效具有以下特征:工作時承受交變應力、斷口宏觀上具有疲勞弧線、微觀上具有腐蝕特征形貌。依據腐蝕疲勞判據，認為其主要失效模式為腐蝕疲勞失效。腐蝕介質和交變應力的共同作用加速了腐蝕過程，而腐蝕作用又加速了疲勞過程，腐蝕和疲勞交互作用導致該壓裂泵疲勞壽命顯著降低，以至于在投入使用僅132 h后就失效。

3.3 改進措施

為有效延長壓裂泵的正常工作時間，建議采取以下改進措施:

1)高硬度材料的應力集中敏感性較高，應適當調整泵頭體的內部結構，比如增大交變腔相貫線的圓弧倒角，使過渡更為圓滑，以減小應力集中系數;

2)裂紋易于沿纖維組織的方向擴展，在鍛造或機加時應考慮纖維組織方向與泵頭體交變腔的受力方向的影響，有助于延長泵頭體使用壽命;

3)增加泵頭體薄弱方向的厚度，改善泵頭體材料承受的張力;

4)對工作介質的原砂進行氫氟酸鈍化處理，降低對泵頭體內腔的沖擊，延緩裂紋產生;

5)在交變腔采用內套特殊材料(如單相不銹鋼、特種工程塑料等)，可阻止腐蝕介質與泵頭體基體材料的接觸，從而避免基體材料發生應力腐蝕［9］。

4 結論

1)該壓裂泵泵頭體相貫線處在工作時所受應力值接近材料的強度極限，為裂紋產生源;

2)該壓裂泵泵頭體的失效機理主要是腐蝕疲勞失效，在交變載荷和腐蝕性介質交互作用下形成裂紋并擴展，從而失效;

3)應當從腐蝕條件、設計考慮、材料選擇及表面防護等方面，采取疲勞腐蝕防護措施。

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