高壓管匯中活動(dòng)彎管BC直接頭失效分析

黃艷娟 周思柱 李美求 李 寧 王兆坤

(長(zhǎng)江大學(xué))

0 引 言

隨著石油需求的不斷增加以及傳統(tǒng)石油開采技術(shù)的不斷受限，水力壓裂技術(shù)逐步在石油開采中得到廣泛應(yīng)用。壓裂技術(shù)的采用大大提高了油井產(chǎn)量，但是壓裂設(shè)備工作環(huán)境惡劣，安全隱患大。高壓管匯作為壓裂設(shè)備核心部件之一，比泵頭體、泵閥等易損件失效危害更大。其失效原因研究及使用壽命延長(zhǎng)在生產(chǎn)實(shí)踐中顯得尤為重要[1-3]。

國(guó)內(nèi)外關(guān)于管匯、金屬構(gòu)件失效的研究由來已久。張繼信等[4]對(duì)高壓彎頭進(jìn)行失效分析，得出其主要原因?yàn)閿y砂液沖蝕導(dǎo)致結(jié)構(gòu)不均勻，應(yīng)力高度集中，應(yīng)力腐蝕裂紋產(chǎn)生；李方淼等[5]研究了液固兩相流對(duì)活動(dòng)彎頭的沖蝕規(guī)律，為避免活動(dòng)彎頭失效提供了進(jìn)一步參考；蔣合艷等[6]通過對(duì)某高壓管匯連接用錘擊螺紋提前失效比例過高進(jìn)行分析得出，錘擊導(dǎo)致接觸應(yīng)力過高、結(jié)構(gòu)尺寸不匹配，從而造成應(yīng)力集中；YIN K.J.等[7]通過對(duì)華南核電站不銹鋼彎管進(jìn)行故障分析發(fā)現(xiàn)，該失效是由于貫穿整個(gè)管壁的晶間應(yīng)力腐蝕開裂引起；YUH.X.等[8]對(duì)卡車柴油機(jī)高壓油管開裂進(jìn)行了故障分析，結(jié)果顯示，表面加工形成的微切割痕小缺口增強(qiáng)了應(yīng)力集中；C.MAHARAJ等[9]對(duì)某廠吹掃氣管道不銹鋼彎管進(jìn)行了失效分析，結(jié)果為疲勞失效。由此可見，高壓管匯失效是各種管道內(nèi)在因素(如材料加工、組裝配合熱處理等)以及外在工況(如熱應(yīng)力集中、腐蝕、沖蝕及振動(dòng)等)累積作用的結(jié)果。

基于上述情況，本文選取了失效件中失效占比較高、失效原因較典型的樣件高壓管匯中活動(dòng)彎頭的BC直接頭，并對(duì)其進(jìn)行失效分析。所得結(jié)論可為壓裂高壓管匯接頭的失效分析提供理論參考。

1 失效情況

研究的失效彎管BC直接頭直徑為50.8 mm(2 in)，工作于頁巖氣壓裂環(huán)境，壓力為70 MPa，使用酸基壓裂液。工作127 h發(fā)生斷裂失效。BC直接頭的材料為15CrNiMo，熱處理工藝為滲碳+等溫淬火+低溫回火。該樣件裝配位置以及裂紋部位如圖1所示。失效位置為BC直接頭外螺紋端，截取分析試樣部位如圖2所示。

圖1 BC直接頭裝備圖以及裂紋位置Fig.1 BC straight sub installation diagram and crack position

圖2 試驗(yàn)分析試樣截取部位Fig.2 Interception position of test analysis sample

1.1 裂紋宏觀形貌觀察

截取圖2中1部位的失效試樣，可觀察到裂紋由BC直接頭外螺紋端軸間根部外側(cè)起始，裂紋成環(huán)狀分布，裂縫不平整，環(huán)狀中部有一橢圓形空洞，長(zhǎng)短半徑分別為1.0和0.4 mm，試樣外側(cè)有明顯打磨痕跡，裂紋尺寸及裂紋宏觀形貌圖如圖3所示。從圖3可見，試樣剖面裂紋尺寸：BC直接頭厚度17 mm，裂紋長(zhǎng)度10 mm，裂紋與垂直表面成14°夾角，裂紋起始位置距離結(jié)構(gòu)異變處1 mm。

圖3 裂紋尺寸及裂紋宏觀形貌圖Fig.3 Size and macroscopic morphology of crack

1.2 斷口宏觀形貌觀察

裂紋打開后，斷口形貌如圖4所示。從圖4可見，裂紋形貌顯示為張開型裂紋，裂紋源位于管件接口外表面結(jié)構(gòu)異變處，有多個(gè)裂紋源，裂紋源不在一個(gè)平面上，裂紋擴(kuò)展方向明顯，成棘輪狀。斷口表面較粗糙且有銹蝕，有明顯腐蝕現(xiàn)象。裂紋起始處顏色較暗，擴(kuò)展區(qū)顏色較亮，有明顯與裂紋擴(kuò)展方向垂直的環(huán)圈。

圖4 斷口裂紋宏觀形貌圖Fig.4 Macroscopic morphology of fracture crack

2 失效原因試驗(yàn)檢測(cè)

2.1 化學(xué)成分檢測(cè)

取試樣為圖2中1部分，測(cè)得數(shù)據(jù)如表1所示。根據(jù)GB/T 3077—2015《合金結(jié)構(gòu)鋼》標(biāo)準(zhǔn)，各元素含量符合標(biāo)準(zhǔn)值的技術(shù)要求。

2.2 力學(xué)性能檢測(cè)

按照GB/T 2975—2018《鋼及鋼產(chǎn)品 力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試樣制備》截取圖2中2部位進(jìn)行力學(xué)性能檢測(cè)。將檢測(cè)所得參數(shù)與GB/T 3077—2019《合金結(jié)構(gòu)鋼》及企業(yè)要求進(jìn)行對(duì)比，如表2所示。試樣的抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、沖擊性能都低于標(biāo)準(zhǔn)要求。

表1 失效件主要化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Main chemical composition of failed part (mass fraction)

表2 材料標(biāo)準(zhǔn)值、企業(yè)要求值與試樣實(shí)測(cè)值對(duì)比Table 2 Comparison of material standard values，enterprise required values and sample measured values

2.3 硬度檢測(cè)

硬度測(cè)試取樣處選取如圖5所示。根據(jù)GB/T 230.1—2018《金屬材料 洛氏硬度試驗(yàn) 第1部分：試驗(yàn)方法》進(jìn)行測(cè)試，各測(cè)試點(diǎn)硬度測(cè)試結(jié)果如圖6所示。從圖6可以看出，試樣硬度不均勻。內(nèi)部硬度平均值為32.50 HRC，外部硬度平均值為38.23 HRC，GB/T 3077—2019《合金結(jié)構(gòu)鋼》標(biāo)準(zhǔn)要求小于197 HBW，企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)要求小于27～31 HRC，測(cè)試均值均高于上述兩標(biāo)準(zhǔn)，如表2所示。

圖5 硬度測(cè)試點(diǎn)示意圖Fig.5 Schematic diagram of hardness test point

圖6 不同部位硬度對(duì)比趨勢(shì)圖Fig.6 Hardness comparison trend of different positions

2.4 金相檢測(cè)

使用圖2中1部分為檢測(cè)試樣，根據(jù)GB/T 13298—2015《金屬顯微組織檢驗(yàn)方法》、GB/T 13299—2022《鋼的游離滲碳體、珠光體和魏氏組織的評(píng)定方法》和GB/T 6394—2017《金屬平均晶粒度測(cè)定法》在光學(xué)顯微鏡下觀察樣件顯微組織，結(jié)果如圖7所示。

圖7a為黑色淬火托氏體形貌，淬火托氏體沿晶界析出；圖7b為回火索氏體形貌。相近部位一般偏向于高倍的組織圖顯示形貌，還可結(jié)合硬度進(jìn)一步確定，回火索氏體的硬度范圍為250～320 HB[10]，與樣件實(shí)測(cè)硬度符合，則可判斷裂紋斷口面為回火索氏體形貌。15CrNiMo材料常用熱加工方式為淬火+回火，金相檢測(cè)形貌一般為回火索氏體，試樣檢測(cè)結(jié)果與此相符合。從圖7c放大200倍的裂紋中部可以看出，裂紋附近沒有明顯夾雜物與缺陷，無二次裂紋。樣件材料回火索氏體晶粒度約為7.5級(jí)。

圖7 金相組織形貌圖Fig.7 Morphology of microscopic structure

2.5 掃描電鏡檢測(cè)

本試樣使用JSM-IT300電子掃描顯微鏡進(jìn)行微觀斷口形貌觀察。掃描電鏡針對(duì)斷口不同位置進(jìn)行了掃描，掃描位置如圖8所示。掃描結(jié)果(見圖9)分別對(duì)應(yīng)圖8中a、b、c這3處。由圖9a可以看到，裂紋起始處形貌顯示為韌窩狀，表面有氧化現(xiàn)象；圖9b顯示裂紋擴(kuò)展初期為準(zhǔn)解理狀態(tài)；圖9c顯示裂紋擴(kuò)展后期為沿晶斷裂，表面有明顯氧化，此為脆性斷裂。

圖8 斷口形貌電鏡掃描的3個(gè)不同位置示意圖Fig.8 Schematic diagram for 3 different positions of fracture morphology scanned by SEM

2.6 斷口表面腐蝕產(chǎn)物分析檢測(cè)

試樣使用能量色相X射線光譜儀EDX進(jìn)行斷口上的點(diǎn)掃描，掃描結(jié)果如圖10所示。從圖10可知，腐蝕產(chǎn)物主要含碳、氧、鐵元素，這是因?yàn)樵撌Ъ鸭y在空氣中放置時(shí)間較長(zhǎng)，表面產(chǎn)生氧化，生成了氧化鐵等氧化物。

圖10 斷口腐蝕處位置及能譜分析結(jié)果圖Fig.10 Location of fracture corrosion and energy spectrum analysis results

3 有限元分析

3.1 BC直接頭相關(guān)參數(shù)

高壓管匯使用BC接頭的零部件組裝連接如圖11所示。由于此處僅需定性分析，故簡(jiǎn)化模型，省略彈簧卡扣、擋圈以及橡膠圈，僅對(duì)BC直接頭進(jìn)行有限元分析，其結(jié)構(gòu)尺寸按照?50.8 mm 1502型號(hào)標(biāo)準(zhǔn)選取。相關(guān)參數(shù)設(shè)定為：彈性模量204 GPa，泊松比0.3，屈服強(qiáng)度655 MPa，抗拉強(qiáng)度820 MPa，切變模量20 GPa。

1—內(nèi)螺紋端；2—橡膠圈密封圈；3—翼型螺母；4—擋圈；5—BC直接頭(B內(nèi)球道(右)，C外螺紋(左))。

3.2 建模與分析

BC直接頭網(wǎng)格劃分如圖12所示。缺陷部位及尺寸如圖13所示，其中a=14°，L=10 mm，H=0.2 mm，D=1 mm。由于BC直接頭的對(duì)稱性，截取了四分之一作為建模分析對(duì)象，為了更為真實(shí)地反映裂紋尖端處的應(yīng)力狀態(tài)，兩端各留出一部分，取圓心角為70°，采用六面體網(wǎng)格，對(duì)結(jié)構(gòu)異變附近和缺陷處局部加密。

圖12 BC直接頭網(wǎng)格及邊界條件圖Fig.12 Grid and boundary conditions of BC straight sub

邊界條件(見圖12)為：將接頭遠(yuǎn)端圓環(huán)橫截面A全約束，在翼型接頭端軸肩端面B上施加裝配預(yù)緊壓力p1，p1計(jì)算公式為：

p1=(PS1)/S2

(1)

式中：p為內(nèi)壁承受的流體等效應(yīng)力，MPa；S1為管道橫截面面積，mm2；S2為B面橫截面面積，mm2。

圖13 BC直接頭失效部位及尺寸Fig.13 Failed position and size of BC straight sub

管道內(nèi)壁C面所受流體壓力由泵壓確定，流體壓力的波動(dòng)范圍為65.681～71.484 MPa，選取70 MPa作為內(nèi)壁C承受的液體壓力。進(jìn)行有限元仿真分析，結(jié)果如圖14所示。從圖14可知，最大等效應(yīng)力集中在缺陷附近，達(dá)到了685 MPa，超過了該材料的屈服強(qiáng)度。其中軸向應(yīng)力最大，高達(dá)981 MPa，與宏觀觀察BC直接頭外螺紋軸肩根部外部環(huán)狀張開型裂紋形貌受力方向一致。

圖14 BC直接頭失效時(shí)等效應(yīng)力云圖Fig.14 Cloud chart for equivalent stress at the time of failure of BC straight sub

進(jìn)一步研究在裂紋擴(kuò)展中長(zhǎng)度L分別為1、2、4、6、8 mm時(shí)的有限元仿真分析結(jié)果，測(cè)得裂紋尖端等效應(yīng)力結(jié)果如圖15所示。從圖15可見，裂紋尖端等效應(yīng)力隨著長(zhǎng)度L的增加而近似等比增加，并且在裂紋長(zhǎng)度超過8 mm后快速增加。由于現(xiàn)場(chǎng)沒有規(guī)范安裝指導(dǎo)，BC直接頭的預(yù)緊力波動(dòng)較大，分別針對(duì)當(dāng)初始裂紋長(zhǎng)度L=0.1和0.2 mm時(shí)，將預(yù)緊力增加5%、10%、15%、20%、25%并進(jìn)行有限元仿真，發(fā)現(xiàn)裂紋尖端處等效應(yīng)力隨著預(yù)緊力的增加基本呈線性增長(zhǎng)，如圖16所示。由圖11可以看出，BC直接頭的預(yù)緊力大小與橡膠密封圈和擋圈關(guān)系緊密，這里研究的BC直接頭實(shí)際產(chǎn)品尺寸擋圈內(nèi)圓弧與外螺紋端的外圓弧尺寸不一致，兩者裝配在一起時(shí)，外螺紋端軸肩受力不均，局部區(qū)域承受應(yīng)力增大。

圖15 裂紋長(zhǎng)度L=1、2、4、6、8、10 mm時(shí)裂紋尖端等效應(yīng)力對(duì)比圖Fig.15 Comparison of equivalent stress at crack tip when crack length L=1，2，4，6，8 and 10 mm respectively

圖16 裂紋長(zhǎng)度L=1、2 mm時(shí)裂紋尖端等效應(yīng)力與預(yù)緊力遞增的關(guān)系圖Fig.16 Relation graph of equivalent stress at crack tip and increasing of pretightening force when crack lengthL=1 and 2 mm respectively

實(shí)際工況下，壓裂管匯的受力情況遠(yuǎn)比本文分析的要復(fù)雜，高壓管匯壓裂液的振動(dòng)與管匯的振動(dòng)相互疊加，加劇了振幅，嚴(yán)重時(shí)響應(yīng)幅值能達(dá)到均值的數(shù)倍甚至數(shù)十倍[11]。高壓管匯最大振幅位置出現(xiàn)在距離出口最遠(yuǎn)的管匯支管處，與失效BC接頭處于同一支管處。

4 綜合分析與討論

根據(jù)文中理化檢測(cè)試驗(yàn)結(jié)果可知，失效樣件材料性能不達(dá)標(biāo)。試樣的化學(xué)成分檢測(cè)各元素成分質(zhì)量分?jǐn)?shù)合乎標(biāo)準(zhǔn)，力學(xué)性能低于相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求，硬度高于標(biāo)準(zhǔn)要求且分布不均勻。硬度實(shí)測(cè)值352～361 HBW，根據(jù)德國(guó)標(biāo)準(zhǔn)DIN50150—2000《金屬材料試驗(yàn)，更度值的換算》，其材料對(duì)應(yīng)抗拉強(qiáng)度值為1 190～1 220 MPa，而試樣抗拉強(qiáng)度實(shí)測(cè)值為820 MPa，低于標(biāo)準(zhǔn)技術(shù)要求。試樣實(shí)測(cè)屈強(qiáng)比經(jīng)計(jì)算為0.798 8，偏高，更容易發(fā)生脆性斷裂，其裂紋的擴(kuò)展會(huì)比較迅速[12]。金相檢測(cè)顯示，試樣有少量黑色淬火托氏體形貌，淬火托氏體沿晶界析出可能冷卻速度不足。以上檢測(cè)結(jié)果均說明熱加工工藝不穩(wěn)定。斷口表面產(chǎn)物分析時(shí)，根據(jù)GB/T 3077—2015《合金結(jié)構(gòu)鋼》標(biāo)準(zhǔn)，材料中應(yīng)該有的Cr、Ni、Mo等元素在掃描中均未顯示，其原因可能是含量過低，也可能是表面氧化導(dǎo)致。若是含量過低，則會(huì)影響材料性能。在低含量的情況下，Cr、Ni、Mo元素含量越低沖擊韌性越差、耐腐蝕性也越差[13]。掃描電鏡微觀顯示雖然在裂紋源端出現(xiàn)了韌窩狀形貌，但是占比并不高，所以仍屬于脆性斷裂。

對(duì)失效BC接頭進(jìn)行了有限元仿真分析，確定了最大等效應(yīng)力位置集中在缺陷附近，與前述觀察的裂紋起始位置一致，其中軸向應(yīng)力最大，與張開型裂紋類型符合。根據(jù)電鏡掃描結(jié)果，裂紋起始處形貌顯示為韌窩狀，為韌性斷裂形貌。由宏觀觀察可知，此處裂紋深度約為2～4 mm，而圖15有限元仿真結(jié)果顯示裂紋深度為2～4 mm時(shí)，裂紋附近最大等效應(yīng)力為290 MPa，遠(yuǎn)低于屈服強(qiáng)度655 MPa，不應(yīng)該出現(xiàn)韌性斷裂。進(jìn)一步分析可知，現(xiàn)場(chǎng)工況極其復(fù)雜，裝配不規(guī)范使得預(yù)緊力大小差別巨大。失效BC直接頭零部件尺寸不匹配，使其受力不均，在循環(huán)載荷下非均勻的應(yīng)力狀態(tài)將導(dǎo)致結(jié)構(gòu)棘輪現(xiàn)象的發(fā)生[14]。該失效件斷口處裂紋明顯呈棘輪狀。同時(shí)高壓管匯裝配的不規(guī)范使施工現(xiàn)場(chǎng)約束點(diǎn)位置和約束方向都存在隨意性，高壓管匯壓裂液的振動(dòng)與管匯的振動(dòng)相互疊加，加劇振幅，在最壞的情況下，響應(yīng)幅值達(dá)到均值的數(shù)倍甚至數(shù)十倍，從而極易造成管匯失效。另外，管匯入口流速也會(huì)影響最大等效應(yīng)力，隨著管匯入口平均流速的增大，管匯的最大振幅和最大等效應(yīng)力不斷增大。上述情況都會(huì)導(dǎo)致現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際工況下應(yīng)力集中處最大等效應(yīng)力遠(yuǎn)大于290 MPa，從而引起裂紋源韌性斷裂。

5 結(jié)論及建議

(1)裂紋在BC直接頭外螺紋軸肩突變處，裂紋源位于接頭外表面，為多裂紋源，裂紋呈棘輪狀。

(2)裂紋源處存在初始缺陷，裂紋沿管件外表面至兩側(cè)內(nèi)表面方向擴(kuò)展，該裂紋為應(yīng)力集中所導(dǎo)致的脆性開裂。

(3)接頭材料硬度偏高，力學(xué)性能不達(dá)標(biāo)，金相組織形貌多樣化可能與原材料質(zhì)量控制或者制造工藝有關(guān)。

(4)為減少和防止工程中BC直接頭失效事件的發(fā)生，建議采取以下措施：①嚴(yán)格把控原材料復(fù)檢，確保滿足相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)及技術(shù)文件規(guī)定要求；②進(jìn)一步驗(yàn)證接頭制造工藝，特別是熱處理工藝，產(chǎn)品完成后應(yīng)結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際需要，進(jìn)行全面的檢驗(yàn)和試驗(yàn)，并進(jìn)一步規(guī)范制造質(zhì)量體系；③高壓管匯安裝必須形成規(guī)范的安裝標(biāo)準(zhǔn)，嚴(yán)格根據(jù)管匯安裝現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況規(guī)定活動(dòng)彎頭的數(shù)量、管匯約束位置及約束方向，確保施工工況的穩(wěn)定性；④規(guī)范高壓管匯使用過程管理，管匯曾使用工況須有詳細(xì)記載，包括壓裂液成分、流速、泵壓、各工況曾使用時(shí)間等，確保能有效地估算管匯剩余壽命；⑤需改進(jìn)接口設(shè)計(jì)，確保零件裝配尺寸的良好配合性，以保證零件均勻受力。