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(1.中國石油集團石油管工程技術(shù)研究院 陜西 西安 710077；2.中國石油塔里木油田公司 新疆 庫爾勒 841000)

0 引 言

石油鉆桿不僅是油田鉆井設(shè)備的重要結(jié)構(gòu)件，而且是石油鉆柱的主要構(gòu)件，起著傳遞扭矩、輸送泥漿和鉆井的作用[1]，需承受拉、壓、彎、扭等復雜載荷，并經(jīng)受強烈的振動和沖擊[2,3]。目前，鉆桿管體和接頭的連接普遍采用摩擦焊工藝[4]，但是由于焊接產(chǎn)生的急速溫度變化往往使焊縫區(qū)成為整個鉆桿的薄弱部位，因此其力學性能的控制是保證鉆桿質(zhì)量的關(guān)鍵[5]。彎曲性能是一項比較特殊的材料力學性能，可綜合判斷鉆桿摩擦焊縫的力學性能。通過該項試驗，能判定焊縫和熱影響區(qū)的韌性、焊縫的內(nèi)部缺陷、焊縫的致密性及焊縫不同區(qū)域協(xié)調(diào)變形的能力等[6]。

1 橫向側(cè)彎斷裂樣品情況

對西部某油田采購的摩擦焊鉆桿進行抽檢試驗，其中一個摩擦焊焊區(qū)橫向側(cè)彎試樣發(fā)生了斷裂。該摩擦焊鉆桿規(guī)格為Φ127 mm×9.19 mm，鋼級為S135。該橫向側(cè)彎斷裂樣品取自該油田所送的摩擦焊鉆桿焊區(qū)，橫向側(cè)彎試樣尺寸為150 mm(長)×9.5 mm(寬)×t(全壁厚)，焊區(qū)居中，試驗標準SY/T 5561—2014《鉆桿》，試驗設(shè)備WZW-1000彎曲試驗機，彎芯的彎曲直徑為38 mm。在開展摩擦焊焊區(qū)橫向側(cè)彎試驗時，當試樣的兩翼形成角度接近40°時，焊區(qū)處發(fā)生斷裂，不滿足標準SY/T 5561—2014的要求。

該橫向側(cè)彎斷裂試樣斷口的宏觀形貌如圖1所示。從圖1可見，該斷口右側(cè)有較大的塑性變形，以放射區(qū)和剪切唇為主，斷口左側(cè)較為平整、光亮，具有脆性斷裂特征，裂紋源區(qū)位于斷口的右上部，呈顯著的放射狀花紋。

圖1 橫向側(cè)彎試樣宏觀斷口

2 摩擦焊鉆桿焊區(qū)理化性能檢測結(jié)果

為了分析確定所檢驗的Φ127 mm×9.19 mm摩擦焊鉆桿橫向側(cè)彎斷裂試樣斷裂原因，對該鉆桿的摩擦焊區(qū)的各項理化性能進行了試驗，以下各理化性能試驗樣品均取自于發(fā)生了橫向側(cè)彎試樣斷裂的Φ127 mm×9.19 mm摩擦焊鉆桿。

2.1 拉伸性能試驗

根據(jù)ASTM A370-15《鋼制品力學性能試驗的標準試驗方法和定義》標準，進行室溫拉伸試驗。沿摩擦焊鉆桿焊區(qū)縱向取3個直徑Φ8.9 mm的圓棒拉伸試樣，其標距段包括整個摩擦焊焊區(qū)和熱影響區(qū)，采用UTM5305拉伸試驗機。室溫拉伸性能試驗結(jié)果見表1。從表1可知，該摩擦焊鉆桿焊區(qū)室溫拉伸性能符合SY/T 5561-2014的要求。

表1 拉伸性能試驗結(jié)果

2.2 夏比沖擊性能試驗

根據(jù)ASTM E23-16b《金屬材料切口試棒沖擊試驗的試驗方法》標準，進行夏比V型沖擊試驗。沿摩擦焊鉆桿焊區(qū)縱向取3個尺寸為55 mm×10 mm×10 mm的夏比沖擊試樣，焊縫位于沖擊試樣長度方向上的中間部位，試驗溫度為20 ℃，試驗設(shè)備為PIT302D，夏比V型沖擊試驗結(jié)果見表2。由表2可知，該摩擦焊鉆桿焊區(qū)夏比沖擊吸收能符合SY/T 5561—2014標準的要求，但3個試樣的沖擊吸收能差異較大。

表2 夏比V型沖擊試驗結(jié)果

2.3 硬度試驗

根據(jù)ASTM E18-15《金屬材料洛氏硬度標準試驗方法》標準，進行洛氏硬度試驗。沿摩擦焊鉆桿焊區(qū)取縱向全截面硬度試樣，在焊區(qū)和兩側(cè)熱影響區(qū)進行洛氏硬度測試，測量位置如圖2所示。表3為洛氏硬度試驗結(jié)果。從表3可知，該摩擦焊鉆桿焊區(qū)同一部位沿壁厚方向的硬度差不大于5 HRC，符合SY/T 5561—2014標準的要求。

圖2 摩擦焊鉆桿縱向截面硬度位置示意圖

試驗位置管體側(cè)熱影響區(qū)焊縫接頭側(cè)熱影響區(qū)硬度值/HRC31.530.530.932.029.432.332.032.331.231.534.030.4平均硬度值/HRC31.231.531.8備注SY/T 5561—2014標準要求,焊縫同一部位沿壁厚方向的硬度差≤5 HRC

2.4 化學成分檢測

從摩擦焊鉆桿焊區(qū)取樣，根據(jù)ASTM A751-14a《鋼產(chǎn)品化學分析的試驗方法、規(guī)程和術(shù)語》標準，進行化學成分檢測，檢測儀器為ARL 4460直讀光譜儀，化學成分檢測結(jié)果見表4。從表4可知，該摩擦焊鉆桿焊區(qū)的化學成分符合SY/T 5561—2014的要求。

表4 化學分析結(jié)果(質(zhì)量分數(shù)) %

2.5 金相組織檢測

根據(jù)GB/T 13298—2015《金屬顯微組織檢驗方法》和GB/T 6394—2002《金屬平均晶粒度測定方法》標準，進行金相組織分析。在摩擦焊鉆桿的管體和接頭部位取樣，進行材料的非金屬夾雜物檢測，非金屬夾雜物檢測結(jié)果見表5。從摩擦焊鉆桿焊區(qū)截取全壁厚金相試樣，利用MEF4M金相顯微鏡及圖像分析系統(tǒng)對焊縫和熱影響區(qū)的金相組織進行分析，焊區(qū)金相組織檢測結(jié)果見表6，焊區(qū)金相組織形貌如圖3所示。由表6和圖3可知，接頭側(cè)熱影響區(qū)、接頭側(cè)焊區(qū)、管體側(cè)焊區(qū)和管體側(cè)熱影響區(qū)的主要組織為回火索氏體，僅接頭側(cè)熱影響區(qū)存在少量貝氏體和屈氏體，管體側(cè)熱影響區(qū)存在少量貝氏體、鐵素體和屈氏體，均不存在未回火馬氏體。焊區(qū)和熱影響區(qū)的晶粒度等級分別不低于9.5級和8.5級，均高于標準要求的6級。因此，該鉆桿摩擦焊區(qū)不存在未回火馬氏體及粗大的過熱組織，符合SY/T 5561—2014標準的要求。

表5 摩擦焊鉆桿的管體和接頭非金屬夾雜物檢測結(jié)果

表6 金相檢測結(jié)果

圖3 焊區(qū)金相組織

2.6 掃描電鏡和能譜分析

對摩擦焊鉆桿焊區(qū)橫向側(cè)彎斷裂試樣的斷口進行微觀形貌觀察和能譜分析，試驗設(shè)備為VEGA3 TESCAN型掃描電鏡和能譜分析儀。圖4為橫向側(cè)彎斷口的掃描電鏡形貌。從圖4(a)可見，斷口起源于放射狀花樣的收斂處，靠近鉆桿外壁。裂紋源處有較多韌窩，呈塑性斷裂特征，且在韌窩中心有粒狀夾雜物，如圖4(b)所示，對該粒狀夾雜物進行能譜分析發(fā)現(xiàn)，其主要成分為硫、錳、鐵，見表7。

3 斷裂原因綜合分析

焊縫力學性能測試表明，除焊縫的橫向側(cè)彎試驗不符合SY/T 5561—2014標準要求外，其余均符合該標準要求。焊縫組織不存在未回火馬氏體和粗大的過熱組織，而且其磷、硫含量較低，管體和接頭材料的非金屬夾雜物等均符合SY/T 5561—2014標準的要求。

圖4 橫向側(cè)彎斷裂試樣斷口掃描電鏡形貌

%

摩擦焊鉆桿焊區(qū)橫向側(cè)彎斷裂試樣的斷口宏觀和微觀分析表明，試樣斷裂于焊縫處，裂紋源位于斷口的中間靠外壁部位，為放射狀花紋的收斂處，此處可見較多韌窩，但韌窩內(nèi)含有粒狀夾雜物。能譜分析顯示，該粒狀夾雜物主要成分為S、Mn和Fe。根據(jù)已有文獻研究推斷[7]，其應為FeS和MnS的復合夾雜物。由于該粒狀夾雜物的體積小，周圍組織韌性好，受沖擊時作為核心先形成微裂紋，所在區(qū)域韌性會隨夾雜物含量增加而降低，這正是失效斷口裂紋源區(qū)可見較多韌窩的原因。在拉伸試驗時，應力垂直于焊縫結(jié)合面，在整個面的分布是均勻的，因而夾雜物產(chǎn)生的裂紋擴展速度較緩慢[8]。在垂直于應力平面上，顯微空穴在各個方向上的長大速率是相等的[9]。但在橫向側(cè)彎和夏比沖擊試驗條件下，試樣承受剪切應力，焊縫結(jié)合面所受的應力是不均勻的，導致由弱結(jié)合面產(chǎn)生的裂紋能以較快的速度擴展。該弱結(jié)合缺陷對焊縫拉伸強度影響不大，但是對焊縫的橫向側(cè)彎性能和沖擊韌性等影響很大[10]。該試樣的相關(guān)力學性能也反映了這點，如抗拉強度大于910 MPa，但沖擊試驗的吸收能差別很大，同時橫向側(cè)彎試驗時，該類夾雜物成為裂紋源，導致橫向側(cè)彎試樣斷裂。

石油管材料里的硫化物生成于冶煉階段，成群存在于枝晶邊界。熱軋過程中的硫化物易于變形，往往呈細長紡錘形伸展分布在帶狀組織中，造成鋼材的各向異性，焊接面間的硫化物正是來源于此[7]。在焊接的高溫高壓條件下，相當數(shù)量的S會固溶到母材奧氏體內(nèi)，而隨著焊后冷卻，被固溶的S在母材奧氏體內(nèi)逐步向溫度高的焊接面遷移，最終在焊接面附近以FeS和MnS的形式析出，形成沿焊接面分布的粒狀硫化物，而有效的焊后熱處理則可減少FeS和MnS夾雜的析出以及減輕焊接殘余應力。因此，可以改進焊后熱處理工藝，以改善焊縫的力學性能。

4 結(jié) 論

鉆桿摩擦焊焊縫析出粒狀FeS和MnS非金屬夾雜物，使鉆桿摩擦焊縫橫向側(cè)彎試樣發(fā)生斷裂。

應通過改進焊后熱處理工藝來減少焊縫中粒狀FeS和MnS非金屬夾雜物的形成。