5ZB－2800型壓裂泵液力端閥箱失效分析

楊立群，劉金榮

（1.中國石化集團(tuán)公司 第四石油機(jī)械廠材料工藝研究所，湖北 荊州434020；2.甘肅藍(lán)科石化高新裝備股份有限公司，蘭州730070）①

5ZB－2800型壓裂泵采用5缸柱塞結(jié)構(gòu)，是目前世界上輸出功率最大的新型壓裂泵。其中液力端閥箱（也稱泵頭體）是核心部件，內(nèi)腔設(shè)計(jì)承受的最高壓力140MPa，設(shè)計(jì)壽命為245h。但在油田進(jìn)行壓裂作業(yè)時(shí)，工作壓力75MPa，僅使用114h，吸入端左側(cè)第1孔就出現(xiàn)刺漏。拆卸吸入管匯，發(fā)現(xiàn)表面呈放射性空穴缺陷和裂紋，造成泵頭體整體失效。調(diào)查泵的使用工況，解剖失效泵頭體，通過宏觀及微觀斷口形貌觀察和理化性能、金相等檢測(cè)，以及泵頭體工作狀態(tài)下應(yīng)力和疲勞壽命分析，找出了主要原因，提出了有針對(duì)性的改進(jìn)措施。

1 斷口分析

1.1 宏觀觀察

失效的液力端閥箱如圖1，解剖部位如圖2。

圖1 泵頭體開裂部位

圖2 解剖部位

1） 缺陷位置位于泵頭體吸入端左側(cè)第1孔處，約在4點(diǎn)鐘位置。起點(diǎn)從內(nèi)腔凡爾座止扣外緣，距錐孔約15mm（如圖3），延伸貫穿至底部吸入端面。

圖3 內(nèi)腔缺陷位置

2） 缺陷為不規(guī)則體積形狀空腔，由內(nèi)向外呈發(fā)散狀（如圖4）。有3條裂紋從缺陷處延伸，其中2條分別沿吸入孔切線反向擴(kuò)展，另一條沿徑向擴(kuò)展（如圖5），并已經(jīng)貫穿至吸入孔表面（如圖6）。

圖4 發(fā)散狀空腔缺陷

圖5 裂紋擴(kuò)展方向

圖6 吸入孔貫穿裂紋

3） 缺陷起始點(diǎn)具有表面光滑沖蝕狀特征，剖開后觀察發(fā)現(xiàn)，內(nèi)部缺陷表面呈灰亮的高溫氧化色彩（如圖7）。

4） 注入井內(nèi)的液體介質(zhì)為：20%HCL（鹽酸）＋0.4%CX－208（膠凝劑）＋2%YHS－2（緩蝕劑）＋0.15%CX－301（鐵離子穩(wěn)定劑）＋0.5%CX－308（助排劑）＋0.5%CX－302（起泡劑）＋2%粘土穩(wěn)定劑。由此可見，介質(zhì)酸度高。

圖7 高溫氧化層

1.2 微觀觀察

對(duì)吸入孔裂紋斷面電鏡掃描，可以看出：形貌顯示為新撕裂韌窩斷口（如圖8），為裂紋擴(kuò)展到最后階段，導(dǎo)致塑性變形所致［1］。

圖8 裂紋微觀形貌

1.3 化學(xué)成分檢測(cè)

在缺陷附近取樣，檢測(cè)的化學(xué)成分如表1，符合技術(shù)要求。

表1 化學(xué)成分檢測(cè)結(jié)果wB%

1.4 硬度測(cè)試

在缺陷附近剖面測(cè)硬度，分布如圖9，硬度為33～37HRC，心部硬度較低，但滿足材料硬度33～38HRC要求。

1.5 力學(xué)性能試驗(yàn)

力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果如表2，可以看出：各方向力學(xué)性能雖然都符合技術(shù)要求，但縱向沖擊韌性值高于橫向韌性指標(biāo)。

1.6 金相組織及夾雜物分析

金相組織為回火索氏體（如圖10），即鐵素體＋粒狀的碳化物，碳化物呈彌散狀分布。非金屬夾雜為1.0級(jí)，符合技術(shù)要求。

圖9 硬度分布

圖10 回火索氏體組織

表2 閥箱力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果

2 強(qiáng)度和疲勞計(jì)算

由于泵頭體結(jié)構(gòu)復(fù)雜，盡管采用了優(yōu)質(zhì)鋼材和精細(xì)加工工藝，也常因惡劣的使用工況（例如高疲勞載荷、介質(zhì)腐蝕、顆粒磨礪及沖蝕作用等）及內(nèi)腔結(jié)構(gòu)造成應(yīng)力集中，壽命普遍較低［2－3］。隨著油田超深井、超高壓井的不斷增多，在高壓和高排量下，泵頭體損壞情況日益嚴(yán)重。中國石化集團(tuán)公司第四石油機(jī)械廠與相關(guān)單位合作，采用有限元分析軟件Msc.Patran和 Msc.fatigue，在壓力100MPa、沖次330 min－1模擬工作環(huán)境下，對(duì)泵頭體進(jìn)行了有限元靜強(qiáng)度和疲勞壽命計(jì)算分析［4］。

壓裂泵工作時(shí)，泵頭體的各點(diǎn)均處于三向應(yīng)力狀態(tài)，按第四強(qiáng)度理論計(jì)算VonMises應(yīng)力，結(jié)果表明：最大應(yīng)力峰值為846MPa，位于排出閥錐面處，開裂部位位于吸入閥錐面處，應(yīng)力值為654MPa。因此，泵頭體在100MPa工況下，滿足靜強(qiáng)度要求。但是，排出閥、吸入閥錐面及內(nèi)腔相貫處有明顯應(yīng)力集中現(xiàn)象（如圖11）。

雖然泵頭體內(nèi)部應(yīng)力沒有達(dá)到靜載荷許用應(yīng)力極限值，但有可能在周期性交變應(yīng)力作用下產(chǎn)生疲勞破壞。計(jì)算表明：泵頭體最低循環(huán)次數(shù)為1.91×106，預(yù)測(cè)壽命約為245h，薄弱環(huán)節(jié)出現(xiàn)在吸入、排出孔錐面及缸腔與柱塞腔相貫線處（如圖12），這些區(qū)域?qū)⒆钕犬a(chǎn)生疲勞破壞。

圖11 應(yīng)力分布

圖12 疲勞失效部位

3 失效原因分析

根據(jù)對(duì)材料微觀觀察、化學(xué)成分、力學(xué)性能、硬度、金相組織及夾雜物等檢測(cè)分析，材質(zhì)符合設(shè)計(jì)要求。從剖切面缺陷整體形貌和表面高溫氧化色可以判斷，材料內(nèi)部存有明顯的大塊夾層，應(yīng)為鍛造軋制過程中形成的皺褶。泵內(nèi)高壓液體正是沿著夾層界面噴出。從內(nèi)腔觀察，破壞處是沿吸入閥座邊緣開始的。泵工作初期時(shí)，缺陷并沒有與內(nèi)腔貫通。其失效原因是：

1） 腔內(nèi)壓力與處于常壓狀態(tài)下的吸入閥外側(cè)形成巨大壓力差，隨著柱塞往復(fù)運(yùn)動(dòng)，吸入閥跟著開啟、閉合［4］（如圖13），強(qiáng)大的沖擊力連續(xù)作用于閥座，并傳導(dǎo)至泵頭體本體。

圖13 液力端閥結(jié)構(gòu)

2） 由有限元分析可知：該處恰好是高應(yīng)力集中區(qū)域，在腔內(nèi)高壓以及吸入閥高頻率（330次／min）沖擊作用下，距夾層頂部最近的閥座邊緣首先開裂并與夾層貫通（如圖4）。

3） 不斷沖擊產(chǎn)生的振動(dòng)，使夾層間的氧化物質(zhì)出現(xiàn)松動(dòng)并脫落，在高壓流體強(qiáng)烈沖蝕作用下，形成射流通道。

4） 夾層內(nèi)部不規(guī)則尖銳缺陷極易在高應(yīng)力作用下形成應(yīng)力集中源，并萌發(fā)微裂紋。試驗(yàn)研究表明［5－6］：合金結(jié)構(gòu)鋼在脈動(dòng)循環(huán)應(yīng)力和強(qiáng)酸介質(zhì)共同作用下，微裂紋具備了腐蝕疲勞快速擴(kuò)展的條件。在短時(shí)間內(nèi)，裂紋沿晶間快速擴(kuò)展，當(dāng)裂紋擴(kuò)展至接近孔壁時(shí)，因無法承受高壓流作用，材料整體縱向撕裂并與吸入孔內(nèi)壁貫通，泵頭體失效。

4 措施

1） 材料調(diào)質(zhì)處理后，采用UT和內(nèi)孔熒光MT組合探傷［7－8］：缺陷底波降低量≤6dB；不允許有條狀缺陷信號(hào)；劃定毛坯探傷重點(diǎn)區(qū)域，并對(duì)缺陷性質(zhì)及當(dāng)量尺寸作出具體規(guī)定。

2） 在泵頭體內(nèi)腔高應(yīng)力區(qū)拐角處采用平緩過渡結(jié)構(gòu)，以改善應(yīng)力集中程度［9］。

3） 減輕吸入閥自身質(zhì)量，增加回位彈簧彈力，以減輕吸入閥對(duì)泵頭體的沖擊［10］。

4） 根據(jù)泵頭體內(nèi)腔受力狀況，利用鍛件韌、塑性呈各向異性的特點(diǎn)，在加工孔時(shí)，調(diào)整鍛件纖維組織加工方向，使內(nèi)腔易開裂區(qū)域處于較高的抗沖擊位相，從而減緩泵頭體缺陷擴(kuò)展速率，延長使用壽命。

5 結(jié)論

1） 壓裂泵液力端閥箱材質(zhì)符合技術(shù)要求。閥箱失效原因?yàn)椋哄懺鞀A層界面在高壓液體作用下與泵工作腔貫通，并在沖蝕力作用下形成射流通道。同時(shí)，夾層尖銳處由于應(yīng)力集中引發(fā)微裂紋，在循環(huán)應(yīng)力和強(qiáng)酸介質(zhì)的共同作用下，裂紋快速擴(kuò)展而使泵頭體早期失效。

2） 措施是加強(qiáng)調(diào)質(zhì)后材料的缺陷檢測(cè)、改進(jìn)閥箱高應(yīng)力區(qū)的結(jié)構(gòu)、改變閥箱孔加工方位。改進(jìn)后的6臺(tái)壓裂泵投入油田使用后，泵頭體正常使用壽命＞450h，最長已達(dá)730h，并且仍在正常使用。

［1］美國金屬學(xué)會(huì).金屬手冊(cè)：斷口金相與斷口圖譜［K］.北京：機(jī)械工業(yè)出版社，1998.

［2］楊立群，楊 沛.3000m車裝鉆機(jī)折疊式鉆臺(tái)立柱斷裂研究［J］.石油礦場機(jī)械，2011，40（2）：42－46.

［3］鄧小華.1050型壓裂泵閥箱的有限元分析［J］.石油礦場機(jī)械，1992，21（3），43－46.

［4］劉清友，何 霞.柱塞泵工作機(jī)理研究報(bào)告［R］.2011：152－164，88－124.

［5］馮蘊(yùn)雯，馮元生.腐蝕疲勞可靠性分析方法［J］.中國機(jī)械工程，1999，10（4）：451－453.

［6］王新虎，鄺獻(xiàn)任.材料性能對(duì)鉆桿腐蝕疲勞壽命影響試驗(yàn)研究［J］.石油學(xué)報(bào)，2009，30（4）312－316.

［7］ASTM A388，Standard Practice for Ultrasionic Examination of Heavy Steel Forgings［S］.2001.

［8］ASTM A275，Standard Test Method for Magnetic Particle Examination of Heavy Steel Forgings［S］.2001.

［9］王仁智，吳培遠(yuǎn).疲勞失效分析［M］.北京：機(jī)械工業(yè)出版社，1987：150－168.

［10］趙洪激，劉 揚(yáng)，魏立新.高壓往復(fù)泵錐形閥結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)［J］.石油學(xué)報(bào)，2000，21（1）：91－95.