羅華權(quán)，王　航，何　躍，楊力能，陳曉麗

(1.中國石油集團 石油管工程技術(shù)研究院，西安 710077；2.中國石油集團 西部鉆探井下作業(yè)公司，新疆 克拉瑪依 834000；3.長慶油田分公司 蘇里格氣田研究中心，西安 710018)

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o試驗研究o

壓裂彎頭失效原因分析

羅華權(quán)1，王航1，何躍2，楊力能1，陳曉麗3

(1.中國石油集團 石油管工程技術(shù)研究院，西安 710077；2.中國石油集團 西部鉆探井下作業(yè)公司，新疆 克拉瑪依 834000；3.長慶油田分公司 蘇里格氣田研究中心，西安 710018)

摘要：通過宏觀分析、金相和斷口微觀分析、理化性能試驗，對某型88.9 (3?英寸)壓裂彎頭爆裂原因進行了分析。結(jié)果表明：該彎頭發(fā)生爆裂的原因是由于彎頭外弧側(cè)受攜砂液的沖刷腐蝕作用，外弧側(cè)內(nèi)壁組織由硬度較高的馬氏體變?yōu)橛捕容^低的回火索氏體，抗沖刷能力明顯減弱，壁厚減薄嚴重，造成結(jié)構(gòu)不均勻，應力高度集中，在氯離子等腐蝕元素作用下，產(chǎn)生點蝕坑，在點蝕坑底部產(chǎn)生應力腐蝕裂紋，裂紋擴展，導致彎頭開裂失效。建議減少施工次數(shù)，增加彎頭檢測頻次。

關(guān)鍵詞：彎頭；沖刷；腐蝕

在油田壓裂施工過程中，壓裂液通過壓裂車和各種連接管路，最終施加在油井內(nèi)。其中，彎頭在管路中大量使用，其作用是改變流體方向。由于彎頭內(nèi)壓裂液的壓力非常高，最高可達100MPa左右，且多數(shù)含有腐蝕性介質(zhì)，對彎頭的內(nèi)壁有嚴重的沖蝕作用，容易產(chǎn)生腐蝕坑、裂紋等缺陷，進而發(fā)生破裂失效，造成人員傷亡和財產(chǎn)損失。2013年，某油田壓裂隊在施工前試壓時，壓力達到83MPa時，管匯車尾部一個高壓彎頭發(fā)生爆裂，該壓裂液流量約為4m3/min，含沙體積比為40 %，沙子密度為1.5g/mL，含沙流體的速度約21～84m/s。該彎頭為進口彎頭，為美標材質(zhì)，此類彎頭在油田使用過程中，失效情況較多，但均未進行詳細分析。為了分析彎頭失效原因，從現(xiàn)場取失效彎頭樣品進行檢驗。

1宏觀分析

彎頭失效形貌如圖1所示。爆裂位置為管體外弧側(cè)，經(jīng)測量破裂開口長度370mm，最大開口寬度12mm(如圖2)。彎頭內(nèi)部有明顯的沖蝕痕跡，沖蝕凹槽的宏觀形貌與沖蝕磨損的特征較為耦合[1]。經(jīng)超聲波測厚表明，開口處最小壁厚為2.64mm(如圖3)。該彎頭2007-10出廠，2013-01按照SY/T6270—2012[2]《石油鉆采高壓管匯的使用、維護、維修與檢測》技術(shù)標準進行檢測，檢測結(jié)果為合格。2013-03起至失效，累計施工106井次，累計加砂2 802.2m3，加液23 045m3。

圖1　失效彎頭形貌

圖2　最大開口寬度

圖3　最小壁厚測量

2測試結(jié)果與分析

2.1化學成分

在失效彎頭樣品上分別取樣進行化學成份分析，取樣部位為彎頭管體和外螺紋端部位(如圖3所示)。用ARL4460型直讀光譜儀和LECOTC600氧氮分析儀進行分析，分析按照GB/T4336—2002及GB/T20124—2006標準要求進行，結(jié)果如表1。彎頭鋼級為4140，化學元素分析表明，化學元素含量除Mo元素稍高外，其它均在ASTMA519—06[3]標準要求范圍內(nèi)。

2.2力學性能

2.2.1拉伸性能試驗

在失效彎頭管體上，取縱向拉伸試樣，根據(jù)GB/T228.1—2010《金屬材料拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》進行拉伸性能試驗，檢驗條件為室溫，檢驗結(jié)果如表2。拉伸試驗結(jié)果表明，材料屈服強度、抗拉強度和斷后伸長率均符合ASTMA519標準要求。

表1　失效彎頭化學成份　wB/%

2.2.2沖擊性能試驗

在失效彎頭管體上，取5mm×10mm×55mm和7.5mm×10mm×55mm的縱向夏比V型缺口沖擊試樣。在失效彎頭外螺紋端，取5mm×10mm×55mm縱向夏比V型缺口沖擊試樣，根據(jù)GB/T229標準進行夏比沖擊試驗，檢測結(jié)果如表3。ASTMA519標準中未對沖擊韌性做相關(guān)要求，但從試驗結(jié)果可以看出，材料的低溫沖擊韌性較好。

表2　彎頭材料拉伸性能試驗結(jié)果

表3　彎頭材料沖擊性能試驗結(jié)果

2.2.3顯微硬度試驗

在彎頭爆裂開口區(qū)域，取硬度試樣，編號為2#(如圖3)。進行不同區(qū)域顯微硬度試驗(如圖4)。2#縱向試樣不同區(qū)域的顯微硬度如表4。2#縱向試樣從外表面至壁厚心部測量的顯微硬度如表5。2#試樣因為有較大的壁厚減薄，其內(nèi)表面大概為壁厚正常部位靠近外表面的過渡區(qū)位置。顯微硬度試驗結(jié)果表明，位置越遠離外表面，其硬度值越低，試樣的心部位置的硬度明顯低于外表面，如圖5。

圖4　2#外表面至心部顯微硬度(HV0.2)壓痕

HV0.2

表5　從外表面測量顯微硬度檢測結(jié)果　HV0.2

圖5　與外表面不同距離的硬度值

取管體內(nèi)表面無沖蝕痕跡部位，進行組織及晶粒度分析，非金屬夾雜物按GB/T10561—2005標準評定等級為A2.0、B1.0和D0.5，晶粒度為8.0級，外表面和內(nèi)表面組織均為M，心部組織明顯偏析帶，偏析帶組織為M，其余為回火索氏體。偏析帶上非金屬夾雜物聚集較多。不同區(qū)域的顯微硬度(HV0.5)如表6。管體無沖蝕部位顯微硬度表明，心部位置的硬度明顯低于內(nèi)表面和外表面。

表6　不同區(qū)域顯微硬度檢測結(jié)果　HV0.5

2.3微觀組織分析

在彎頭外弧側(cè)爆裂斷口附近取1#、2#、4#、5#、7#、8#樣品。在1#、2#、4#、5#、7#、8#樣品內(nèi)表面均有較為嚴重的沖蝕痕跡，用MeF3A金相顯微鏡及MEF4M金相顯微鏡及圖像分析系統(tǒng)進行金相組織、晶粒度和非金屬夾雜物分析，結(jié)果如表7。1#樣品心部組織和偏析帶如圖6所示，1#樣品組織中有明顯的非金屬夾雜物。非金屬夾雜物等級按GB/T10561—2005[4]標準評定。對上述樣品進行金相分析，7#樣品有一條裂紋貫穿壁厚(如圖7a)，裂紋側(cè)有二次裂紋(如圖7b)，二次裂紋位置為靠外表面過渡區(qū)內(nèi)，二次裂內(nèi)有非金屬物質(zhì)，裂紋附近組織與非裂紋區(qū)相同，其余樣品無裂紋。有裂紋試樣金相分析表明，存在多處微小點蝕坑，二次裂紋萌生于點蝕坑底部，裂紋發(fā)展方向和主裂紋面近似垂直，且存在分叉，裂紋所在點蝕坑形貌較寬、較淺，具有明顯的應力腐蝕裂紋特征。在二次裂紋附近有一袋形點蝕坑，深度較大，且開口較窄。

表7　內(nèi)表面沖蝕痕跡樣品分析結(jié)果

注：S回—回火索氏體；M—馬氏體。

取管體無沖蝕痕跡部位，進行組織及晶粒度分析，非金屬夾雜物等級按GB/T10561—2005標準評定為A2.0、B1.0和D1.0，晶粒度等級為8.0級，外表面和內(nèi)表面組織均為M，心部組織明顯偏析帶，偏析帶組織為M，其余為回火索氏體。

a　心部組織

b　偏析帶組織

a　主裂紋

b　二次裂紋

2.4微觀斷口分析

圖8　宏觀形貌

圖10　壁厚最薄處斷口形貌

圖11　試樣斷面腐蝕產(chǎn)物能譜分析結(jié)果

在爆裂開口處取試樣進行微觀形貌觀察，斷口表面比較灰暗，有腐蝕產(chǎn)物覆蓋。試樣宏觀形貌如圖8所示，分離形貌明顯，靠近外弧側(cè)斷裂面較平直，存在一定寬度的剪切唇，呈沿晶斷裂特征(如圖9)，為明顯脆性斷裂形貌。試樣靠近內(nèi)表面斷裂面有少量韌窩存在，韌窩形貌如圖10所示，有一定程度的塑形變形。斷面腐蝕產(chǎn)物能譜分析結(jié)果如圖11所示，各元素比重如表8；夾雜物中各元素比重如表9，分離內(nèi)夾雜物能譜分析結(jié)果如圖12。腐蝕產(chǎn)物能譜分析結(jié)果表明，可能存在著氧腐蝕。而夾雜物能譜分析可知，S的含量占23.68 %，Mn的含量占36.10 %，夾雜物主要為MnS。夾雜物在斷口上的發(fā)現(xiàn)，與金相分析結(jié)果存在大量夾雜物一致，夾雜物的存在會嚴重降低材料的抗沖刷和腐蝕性能，是一個薄弱區(qū)，易誘發(fā)產(chǎn)生點蝕坑和裂紋缺陷。

表8　腐蝕產(chǎn)物元素能譜分析比重

注：質(zhì)量總和為100%。

表9　夾雜物元素能譜分析比重

注：質(zhì)量總和為100%。

圖12　分離內(nèi)夾雜物能譜分析結(jié)果

3分析與討論

宏觀分析結(jié)果表明，爆裂位置為管體外弧側(cè)，此位置容易受到壓裂液的沖刷作用，彎頭內(nèi)部有明顯的沖蝕痕跡。經(jīng)超聲波測厚結(jié)果表明，開口處壁厚嚴重減薄，約為原來壁厚度的20 %。

化學成分和力學性能試驗結(jié)果表明，彎頭化學成分分析除Mo元素含量稍高外，材料力學和化學性能基本符合產(chǎn)品標準要求。Mo元素可以在常溫下提高材料的硬度和強度，并且減小過冷度，提高淬透性。這與彎頭的性能要求是一致的，即盡可能提高內(nèi)外表面的硬度，提高內(nèi)外表面的抗沖刷腐蝕能力。維氏顯微硬度試驗結(jié)果表明，壁厚減薄處越靠近內(nèi)表面，硬度值越低，且低于外表面。

金相組織分析結(jié)果表明，樣品內(nèi)表面均有比較嚴重的沖蝕痕跡，在斷口試樣主裂紋旁發(fā)現(xiàn)二次裂紋，二次裂紋存在分叉，且起源于點蝕坑底部，方向基本和主裂紋面垂直。無沖蝕部位內(nèi)外表面組織均為M，中心主要為回火索氏體。這樣的組織結(jié)構(gòu)有明顯的優(yōu)勢，內(nèi)表面的M有較高的硬度，抵抗攜砂液沖蝕能力較好，而中心部分的回火索氏體組織又可以保證彎頭的塑性和韌性，因此有著良好的力學性能。由于受到嚴重的沖刷作用，彎頭外弧側(cè)內(nèi)表面壁厚嚴重減薄，因為壁厚嚴重減薄，其組織與心部組織相同，主要為回火索氏體，還有明顯偏析帶，且偏析帶上非金屬夾雜物聚集較多。內(nèi)表面上偏析帶和非金屬夾雜物等缺陷的大量存在，都會加劇外弧側(cè)內(nèi)表面的應力集中敏感性，更易誘發(fā)裂紋產(chǎn)生[5-6]。

采用掃描電子顯微鏡對壁厚最薄處斷口形貌進行微觀分析，接近外表面的斷口較為平直，分離形貌明顯，試樣壁厚最薄處有少量韌窩存在，有一定的塑形變形。由此可以斷定，彎頭斷裂失效不是單一的失效模式，其彎頭外弧側(cè)內(nèi)壁先局部韌性開裂，逐漸接近外表面時，表面為脆性斷裂。

因為彎頭外弧側(cè)最薄處的壁厚為2.64mm，根據(jù)彎頭的使用工況，彎頭使用時壓力為83MPa，彎頭內(nèi)徑69.85mm。由式(1)計算出彎頭的環(huán)向應力。

(1)

式中：p為彎頭內(nèi)壓力，MPa；d為彎頭內(nèi)徑，mm；t為彎頭壁厚，mm；σ為環(huán)向應力，MPa。

壁厚最薄處的環(huán)向應力為

根據(jù)SY/T6270—2012《石油鉆采高壓管匯的使用、維護、維修與檢測》技術(shù)標準，彎頭允許的內(nèi)壓力為105MPa，根據(jù)出廠壁厚值13.46mm，彎頭的許用環(huán)向應力值為

由上計算結(jié)果可得：σ?σ1，環(huán)向應力遠超過許用環(huán)向應力值，在壁厚較薄處應力高度集中。

分析結(jié)果表明：通過高速攜沙液沖刷彎頭外弧側(cè)內(nèi)表面，彎頭內(nèi)表面的馬氏體層被沖刷掉，其內(nèi)表面組織大部分為回火索氏體，與馬氏體相比，強度、硬度較低，抵抗沖蝕能力較弱，彎頭加速減薄。

金相和微觀斷口分析結(jié)果表明，彎頭外弧側(cè)內(nèi)壁存在著點腐蝕坑，點蝕坑底部產(chǎn)生了二次裂紋，二次裂紋中存在著夾雜物。金屬構(gòu)件發(fā)生點蝕損傷與金屬構(gòu)件表面結(jié)構(gòu)不均勻性，尤其是表面的夾雜物、位錯露頭等有關(guān)。結(jié)合彎頭的服役工況，因為彎頭外弧側(cè)內(nèi)表面被沖刷嚴重，存在大的凹槽，棱角、凸起較多，結(jié)構(gòu)嚴重不連續(xù)，且材料中非金屬夾雜物較多，部分可能已經(jīng)裸露于內(nèi)表面，都易誘發(fā)點損傷的產(chǎn)生。當金屬構(gòu)件受到應力時，所產(chǎn)生的點蝕坑往往成為應力腐蝕開裂的裂紋源。由于彎頭在攜砂液沖刷和腐蝕雙重作用下，彎頭壁厚減薄嚴重，橫截面的受力面積大幅減小，計算表明，在管路內(nèi)的壓力加載至83MPa時，壁厚最薄處環(huán)向應力遠大于彎頭許用環(huán)向應力值，減薄處應力高度集中，點蝕坑在高度集中的應力作用下，在其底部形成應力腐蝕裂紋，隨著應力腐蝕裂紋擴展，彎頭破裂失效。根據(jù)斷口分析可知，彎頭失效過程為先韌性開裂后沿晶脆性斷裂。

由該彎頭使用的工況環(huán)境可知，該彎頭壓裂過程中使用壓力液的流量約為4m3/min，遠超過SY/T6270—2012規(guī)定的低于2.8m3/min，流量超過規(guī)定值約1.5倍。文獻[5]指出，彎頭外弧側(cè)的沖刷作用與彎頭角度有關(guān)，由于該彎頭為90°彎頭，90°彎頭外弧側(cè)所受的側(cè)壓力比其它角度彎頭所受的側(cè)壓力大，沖刷作用也最強。另外，使用頻率高，含沙量大，也致使沖刷嚴重，壁厚加速減薄。

4結(jié)論

1)該彎頭受攜沙壓裂液沖刷腐蝕作用，壁厚嚴重減薄，有效受力面積減小，造成結(jié)構(gòu)不均勻，應力高度集中，在氯離子等腐蝕元素作用下，產(chǎn)生點蝕坑和應力腐蝕裂紋，裂紋擴展，導致彎頭開裂失效。

2)建議減少施工次數(shù)，降低壓裂液流量，使之滿足標準要求。

3)建議增加此類高壓作業(yè)彎頭的檢測頻次，保證彎頭管體壁厚滿足標準要求，且不存在其他危害類缺陷。

參考文獻：

[1]何業(yè)東，齊慧濱.材料腐蝕與防護概論[M].北京：機械工業(yè)出版社，2005.

[2]SY/T6270—2012，石油鉆采高壓管匯的使用、維護、維修與檢測[S].

[3]ASTMA519—2006，StandardSpecificationforSeamlessCarbonandAlloySteelMechanicalTubing[S].

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[5]史建強，王印培.管道彎頭穿孔失效分析[J].理化檢驗-物理分冊，2007(43)：634-635.

[6]朱日彰，楊得均，沈卓身，等.金屬腐蝕學[M].北京：冶金工業(yè)出版社，1989.

FailureAnalysisofaOilFieldFracturingElbow

LUOHuaquan1，WANGHang1，HEYue2，YANGLineng1，CHENXiaoli3

(1.Tubular Goods Research Institute，CNPC，Xi’an 710077，China；2.Downhole Service Company，XDEC，Karamay 834000，China；3.Changqing Sulige Gas Field Research Centre，Xi’an 710018，China)

Abstract：Failure causes of in fracturing elbow were investigated through visual morphology analysis，physicochemical properties test，and fracture microscopic analysis.Results show that the elbow is under the erosion of fracturing fluid carrying sand and the wall changed from marten site with high hardness to lower hardness of tempered cable.Anti scouring ability decreased ssignificantly and the wall thickness was reduced.The structure was not uniform and the stress concentration was high.Under the action of chloride ion and other corrosive elements，the inner wall of outer arc side pitted pit，and stress corrosion cracking appeared at the bottom of the pit.Crack propagation leaded to the failure of elbow cracking.Half the number of construction and double frequency detection were recommended.

Keywords：elbow；scouring；corrosion

文章編號：1001-3482(2016)06-0054-07

收稿日期：2015-11-26

作者簡介：羅華權(quán)(1983-)，男，工程師，碩士，主要從事石油管材質(zhì)量監(jiān)督檢驗及研究，E-mail：luohuaquan@cnpc.com.cn。

中圖分類號：T934.2

文獻標識碼：A

doi：10.3969/j.issn.1001-3482.2016.06.012