電動壓裂泵排出法蘭斷裂原因分析與預(yù)防措施

王 波，趙崇勝，黃鯤鵬，吳 強，譚添尹

（中國東方電氣集團公司四川宏華電氣有限責(zé)任公司，成都 610036）

0 引言

目前，壓裂施工用高壓管匯系統(tǒng)連接方式主要采用法蘭連接和由壬連接2 種方式。其中法蘭連接符合API 6A 等標準，主要應(yīng)用于高低壓管匯橇和分流管匯橇；由壬連接符合API 7HU1 和API 7HU2 等標準，以其密封可靠、通用性好、裝卸快捷等特點被普遍應(yīng)用于壓裂泵到高低壓管匯橇之間、高低壓管匯橇到分流管匯橇之間和分流管匯橇到井口八通之間等位置［1］。我國壓裂施工平臺普遍采用該型敲擊由壬連接高壓件。ACME 美制梯形螺紋在其他石油設(shè)備上也有廣泛應(yīng)用［2-5］。

電動壓裂泵是電力驅(qū)動壓裂系統(tǒng)的做功單元，其液缸左右兩側(cè)一般分別安裝排出法蘭和排出三通法蘭，單段壓裂時間一般為2～4 h，一般每天作業(yè)2～4 段，部分平臺24 h 作業(yè)施工。排出法蘭容易發(fā)生疲勞斷裂失效，造成高壓攜砂液噴射損壞設(shè)備和井堵，同時可能造成人員傷亡，給壓裂施工帶來嚴重安全隱患［6-8］。合理設(shè)計、制造、安裝和檢測排出法蘭對于頁巖油氣壓裂高效安全施工具有重要意義。

吳興華等［9］采用宏觀檢測、力學(xué)性能試驗、掃描電鏡分析、金相分析、工藝試驗、超聲波檢測、斷裂韌度測試等多種方法，表明該法蘭斷裂是由于脆化降低其力學(xué)性能所致；張永學(xué)等［10］對高壓管匯的流固耦合振動特性進行研究，主要通過增加高壓管匯的約束使高壓管匯的固有頻率和壓裂泵的工作頻率之間不發(fā)生共振，模型處理比較理想化，由于現(xiàn)場場地不平等原因限制，一般只會使用橡膠墊在地面對高壓管匯提供支撐，在高壓管匯之間使用綁帶來防止故障發(fā)生時高壓管匯飛離；胡潔梓等［11］揭示斷裂部位材料在長期高溫服役載荷作用下的性能退化是導(dǎo)致法蘭開裂失效的重要原因；鄒忠林等［12］發(fā)現(xiàn)法蘭鍛造后存在白點缺陷，法蘭母材沖擊功較低也是法蘭斷裂的重要原因；趙莉華等［13］研究不同根部結(jié)構(gòu)下法蘭應(yīng)力集中特征，并采用模態(tài)分析和響應(yīng)譜分析研究振動載荷下法蘭應(yīng)力分布；蔣合艷等［14］對由壬緊帽、由壬公接頭、由壬母接頭三者進行了接觸分析，尋找錘擊由壬失效的根源。本文通過理論計算和排出法蘭材料性能檢測，找到了斷裂失效原因并提出了預(yù)防措施，也為同類典型的可拆卸螺母錘接頭總成結(jié)構(gòu)如3”FIG2002 的設(shè)計、強度分析和現(xiàn)場使用提供了方法和建議。

1 故障現(xiàn)象

據(jù)不完全統(tǒng)計，2018 年至今，至少發(fā)生過4次排出法蘭、排出三通法蘭或者變徑接頭斷裂現(xiàn)象，如圖1 所示。疲勞斷裂發(fā)生共同部位為密封圈限位槽最小截面，斷口形貌可觀察到疲勞源區(qū)、疲勞擴展區(qū)、快速斷裂區(qū)、最終斷裂區(qū)，呈明顯的疲勞破壞特征，屬高周疲勞破壞。

圖1 4 次3”FIG1502 錘擊由壬接頭斷裂Fig.1 4 times 3”FIG1502 hammer union assembly fracture

下文以圖1（d）對應(yīng)的第4 次發(fā)生的排出法蘭斷裂為例來分析斷裂原因，并從設(shè)計、制造、現(xiàn)場使用和檢測等方面提出改進措施。

1.1 現(xiàn)場安裝

如圖2（a）所示，液缸左側(cè)為排出法蘭，依次連接T 型三通、50 彎頭、2 m 直管和落地彎頭，T型三通上連接變徑接頭和安全閥。如圖2（b）所示，液缸右側(cè)為排出三通法蘭，上部安裝由壬和泵壓傳感器，右側(cè)安裝敲擊由壬和堵頭。

圖2 液缸左右兩側(cè)安裝Fig.2 Schematic diagram of installation on left and right side of hydraulic cylinder end

1.2 事發(fā)經(jīng)過

某井第1 段加砂施工過程中，壓力異常突升至 65 MPa（該井施工限壓55 MPa），現(xiàn)場壓裂施工11 臺設(shè)備全部超壓停泵。壓裂隊立即通過測試流程放噴50 m3后，繼續(xù)頂替。

壓裂隊值班警戒人員向儀表指揮人員報告，發(fā)現(xiàn)第3#（備用泵未啟動）電動泵排出法蘭連接由壬處有滴水現(xiàn)象，設(shè)備方施工人員立即放大視頻監(jiān)控配合核實（高壓區(qū)嚴禁人員進入）。1 min 后，處置井筒時施工壓力再次突然上升（從31 MPa 上升到63 MPa），造成作業(yè)中的泵（2#，4#，5#，6#）超壓停泵和3#泵排出法蘭斷裂。

1.3 材料檢測

對斷裂的排出法蘭進行化學(xué)成分檢驗，各元素所占百分比都在技術(shù)要求范圍內(nèi)。取樣進行拉伸試驗，屈服強度R0.2=987 MPa，抗拉強度Rm=1 096 MPa，斷后伸長率A%=16.5%，端面收縮率Z%=53%；3 次沖擊試驗的沖擊吸收能量KV8=20，21，20 J，都低于技術(shù)要求的27 J。

非金屬夾雜物試驗A 類、B 類、C 類和D 類分別為0.5，0.0，0.0 和0.5 級，滿足按照ASTM E45 A法檢測A+B+C+D ≤2.5 的技術(shù)要求；低倍試樣上未發(fā)現(xiàn)ASTM E381 標準中的裂紋、白點以及氣泡等其他缺陷。

2 材料力學(xué)計算

使用材料力學(xué)分析計算了排出法蘭密封限位槽截面的應(yīng)力，最大應(yīng)力發(fā)生在密封圈限位槽截面上頂點處。

2.1 計算說明

強度分析以彈性理論為基礎(chǔ)，對于每個被考慮的橫截面，均使用最不利的合力、著力點及方向。假設(shè)落地彎頭下的膠墊未提供向上支撐力，即排出法蘭和落地彎頭之間的高壓件的重量全部靠排出法蘭螺紋處承受。為了簡化計算做如下近似處理，假設(shè)50 彎頭的重心在排出法蘭豎直面內(nèi)，2 m 直管的重心距離排出法蘭豎直面1 m，50 彎頭和2 m 直管重心距離排出法蘭密封限位槽截面0.7 m。

與排出法蘭連接的高壓件有T 型三通、變徑接頭、安全閥、50 彎頭和直管等，其重量和關(guān)鍵尺寸參數(shù)見表1。

表1 高壓件參數(shù)Tab.1 List of parameters of high pressure parts

2.2 攜砂液兩相流水擊壓強計算

攜砂液由于存在大量支撐劑，其密度和彈性模量組成不同，因此攜砂液水擊特性還與支撐劑特性及其在管道中流動特性有密切關(guān)系。均質(zhì)流支撐劑和周圍滑溜水的流速一致。在突然井堵時，攜砂液固液兩相流的流速同步，與單相液體流動相似，流體的壓縮變形由滑溜水的體積壓縮量和支撐劑的壓縮量組成［15-20］。井底水擊壓強計算關(guān)鍵參數(shù)見表2。

表2 水擊壓強計算關(guān)鍵參數(shù)Tab.2 List of critical parameters for water hammer pressure calculation

支撐劑體積濃度：

攜砂液密度：

套管內(nèi)徑：

攜砂液初始速度：

攜砂液壓力波波速：

水擊壓強：

2.3 失效點應(yīng)力計算

排出法蘭密封圈限位槽最小截面上頂點處受到了拉伸、彎曲、扭矩和剪切力的共同作用。T 型三通公頭弧面外徑、內(nèi)徑分別為D1=101.32 mm，d1=65 mm；排出法蘭密封限位槽處內(nèi)徑d2=105 mm，排出法蘭螺紋根部外徑D2=128.76 mm，斷裂面面積S2=4 360 mm2；T 型三通、變徑接頭、安全閥重心到斷裂面的距離l1=214 mm，50 彎頭重心到斷裂面的距離l2=700 mm，2 m 直管重心到斷裂面的距離l3=700 mm，作用面積S1=4 742 mm2，工作套壓p=p0+pw=86.6 MPa，螺紋拉力F1=S1p=41 062 N，斷裂面拉應(yīng)力σ1=F1/S2=94.18 MPa。

由表1 可知，T 型三通、變徑接頭、安全閥、50彎頭和2 m 直管總重量G=2 057 N，則斷裂面切應(yīng)力τ1=G/S2=0.47 MPa；2 m 直管重量在斷裂面處產(chǎn)生的扭矩TS=624 000 N，斷裂面切應(yīng)力τ2=2.67 MPa；T 型三通、變徑接頭、安全閥在斷裂面產(chǎn)生彎矩M1=196 880 N，在斷裂面產(chǎn)生彎曲應(yīng)力σ2=1.69 MPa；50 彎頭在斷裂面產(chǎn)生彎矩M2=359 100 N·m，在斷裂面產(chǎn)生彎曲應(yīng)力σ3=3.07 MPa；2 m 直管在斷裂面產(chǎn)生彎矩M3=436 800 N·m，在斷裂面產(chǎn)生彎曲應(yīng)力σ4=3.73 MPa。

綜上可計算得到總拉應(yīng)力σt和von Mises 等效應(yīng)力σeq：

von Mises 等效應(yīng)力：

2.4 許用應(yīng)力

材料屈服應(yīng)力Sy=987 MPa，安全系數(shù)Fds=3［18-21］，則許用應(yīng)力：

在工作壓力65 MPa 和水擊壓強21.6 MPa 時，斷裂面上頂點處的等效應(yīng)力為101.12 MPa，滿足靜強度要求。

3 有限元分析

通過靜力學(xué)分析，排出法蘭在許用應(yīng)力范圍內(nèi)；在此基礎(chǔ)上進行疲勞壽命分析，排出法蘭斷裂時使用時間398 h，遠低于計算壽命。

3.1 靜力學(xué)分析

使用SolidWorks Simulation 靜應(yīng)力分析模塊對排出法蘭進行了線性靜力學(xué)有限元分析，計算出了排出法蘭在靜壓狀態(tài)下位移和應(yīng)力等。

3.1.1 三維模型和材料

使用SolidWorks 建立了排出法蘭三維模型，螺紋規(guī)格型號為5 3/8”-3.5ACME-2G，雙頭螺柱規(guī)格型號為1”。排出法蘭材料為40CrNiMoA，性能參數(shù)如下：密度ρ=7 830 kg/m3，彈性模量209 GPa，泊松比μ=0.3，抗拉強度σb≥980 MPa，屈服強度σs≥835 MPa，伸長率δ5≥12%，斷面收縮率ψ≥55%，沖擊功KV8≥27 J。

3.1.2 網(wǎng)格劃分和約束

對排出法蘭進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證后選擇網(wǎng)格大小不超過2 mm，節(jié)點為2 125 212 個，單元為1 507 242 個。排出法蘭與液缸配合圓柱面使用固定鉸鏈，與液缸貼合面在垂直方向位移為0，8顆螺母與排出法蘭貼合面固定，如圖3 所示。

3.1.3 載荷

假設(shè)與排出法蘭接觸的液缸為剛體，密封圈為軟體。取排出法蘭內(nèi)壁承受施工工作套壓，液體作用于密封圈內(nèi)孔面，壓強為工作套壓，密封圈與排出法蘭貼合面產(chǎn)生工作套壓。其他由T 型三通、變徑接頭、安全閥、50 彎頭和2 m 直管產(chǎn)生的力、彎矩和扭矩與材料力學(xué)計算值一致，如圖4 所示。

3.1.4 計算結(jié)果

計算得到排出法蘭的位移、應(yīng)變和應(yīng)力等。其中，von Mises 等效應(yīng)力分布如圖5 所示。從圖中可知，高應(yīng)力區(qū)域主要在內(nèi)壁和螺紋根部等。

圖5 應(yīng)力分布Fig.5 Cloud map of stress distribution

3.2 疲勞壽命計算

使用SolidWorks Simulation 疲勞模塊對排出法蘭在等幅交變載荷作用下進行疲勞壽命計算。

正常施工時，通過排出法蘭處流體為非定常湍流，假設(shè)加載比率LR=0.6，即流體在30～50 MPa之間波動。40CrNiMoA 對應(yīng)美標材料4340，基于ASME 奧氏體鋼曲線，從材料彈性模量派生，得到最大次數(shù)為109的疲勞曲線如圖6 所示。

圖6 材料4340 的疲勞S-N 曲線Fig.6 Fatigue S-N curve of material 4340

計算后提示排出法蘭任意節(jié)點無損壞。根據(jù)往復(fù)泵每沖排量波動10 次，假設(shè)作用在排出法蘭的力波動頻率與其一致，電動泵一般排量為120 沖/min，可以計算排出法蘭的最小疲勞壽命為109/（120×60×10）=13 888 h［22-23］。

4 斷裂原因和預(yù)防措施

通過材料檢測、材料力學(xué)和疲勞壽命分析計算，總結(jié)了排出法蘭斷裂原因和預(yù)防措施。

4.1 斷裂原因

通過材料力學(xué)和有限元數(shù)值分析仿真計算，結(jié)果表明在65 MPa 施工工況下滿足靜強度要求。排出法蘭最大危險點發(fā)生在密封限位槽截面的螺紋根部上頂點。第1 次超壓停泵后出現(xiàn)裂紋，第2 次超壓停泵時完全斷裂。排出法蘭斷裂由以下因素共同造成：

（1）施工中壓裂液脫砂導(dǎo)致砂堵造成的水擊現(xiàn)象，增加了排出法蘭螺紋處瞬時載荷；

（2）根據(jù)排出法蘭的沖擊試驗檢測報告，3 次沖擊功分別降低到20，21，20 J，使螺紋密封槽處抗沖擊能力下降；

（3）排出法蘭螺紋根部可能在第1 次超壓時出現(xiàn)了裂紋未及時發(fā)現(xiàn)；

（4）落地彎頭膠墊未能提供足夠支撐力，未安裝額外支撐裝置減弱排出法蘭螺紋處彎矩和扭矩；

（5）安裝的T 型三通、變徑短接和安全閥增大了排出法蘭密封限位槽上頂點處應(yīng)力；

（6）發(fā)現(xiàn)排出法蘭螺紋處滴水現(xiàn)象后，繼續(xù)解堵頂替，使裂紋擴展后截面完全斷裂。

4.2 預(yù)防措施

基于以上原因分析，建議采取以下預(yù)防措施：

（1）根據(jù)SY/T 6270-2017 推薦的檢測周期的要求，對使用時間每達到200 h，使用砂量每達到1 500 m3，使用液量每達到55 000 m3后的高壓件進行檢測；

（2）將API 7HU2 中密封圈軸向限位槽由內(nèi)凹結(jié)構(gòu)改為圓角結(jié)構(gòu)，可以增大13%的承載截面積，通過增大密封圈外徑后形成過盈配合同樣可以達到軸向限位作用；

（3）將液缸左側(cè)的高壓件接法改為排出三通法蘭（上部接安全閥）、50 彎頭、直管和落地彎頭；

（4）施工期間加強視頻監(jiān)控，及早發(fā)現(xiàn)高壓件滴漏現(xiàn)象；施工間隙加強巡視和預(yù)緊由壬，保證由壬預(yù)緊和膠墊支撐良好；

（5）當(dāng)施工中途發(fā)現(xiàn)滴水等異常情況后，應(yīng)先暫停施工，整改合格后再繼續(xù)施工，確保安全第一；

（6）當(dāng)發(fā)生井堵時，先利用地層壓力通過測試流程排砂后再試擠；

（7）對排出法蘭等高壓件熱處理后件追溯沖擊試驗，不合格的材料禁止投入施工現(xiàn)場使用。

經(jīng)過采取有效預(yù)防措施后的壓裂施工平臺，再未發(fā)生類似斷裂故障，取得良好效果。

5 結(jié)論

（1）排出法蘭最大應(yīng)力位于密封圈限位槽最小截面上頂點處，其等效應(yīng)力滿足現(xiàn)場壓裂施工一般工況下使用要求，排出法蘭在水擊現(xiàn)象、設(shè)計不合理、材料沖擊功不合格、高壓件不合理安裝和未按照推薦標準檢測等多種因素共同作用下斷裂失效。

（2）通過材料檢測、力學(xué)計算和有限元仿真，找到了排出法蘭斷裂原因和位置，與現(xiàn)場實際損壞一致，說明了方法的有效性，具有一定的工程實用價值。

（3）在API 7HU2 基礎(chǔ)上優(yōu)化密封圈限位槽設(shè)計可以增加13%的承載面積、減小排出法蘭螺紋下游高壓件重量與懸臂長度和按照標準周期檢測等有利于延長排出法蘭使用壽命。