分享：西部某油田井下电泵接头焊缝断裂原因分析

摘 要:西部某油田井下电泵使用不到一年即发生接头焊缝断裂失效,采用一系列理化性能检 测分析方法,并结合现场实际工况,对电泵接头焊缝断裂原因进行了分析.结果表明:防倒块与泵 体焊缝显微 组 织 为 奥 氏 体 ＋δＧ铁 素 体,焊 接 热 影 响 区 显 微 组 织 为 马 氏 体,其 显 微 硬 度 高 达 ５００HV０．５左右;异常组织使焊缝脆化,从而导致电泵于接头焊缝处发生低应力脆性断裂.最后 提出了优化焊接工艺的建议. 

关键词:电泵;防倒块;焊缝;脆性断裂;异常组织;焊接工艺 

中图分类号:TE９３３ 文献标志码:B 文章编号:１００１Ｇ４０１２(２０１８)１２Ｇ０９１５Ｇ０４

潜油电泵采油具有排量大、功率高、地面设备与 井下传递能量方式简单等优点,目前已成为国内外 人工举升采油的第二大设备[１].在生产过程中,潜 油电泵机组的任何一个部件发生故障都将导致油井 停机修理,从而产生一定的经济损失[２].西部油田 某井以产油为主,产出气中不含 CO２ 及 H２S.该井 电泵于２０１５年１２月２７日正式投产,２０１６年８月 ５日因过载停机.作业区进行泵检,发现泵体接头 与防倒块焊缝撕裂并脱扣导致下节泵机组落井.泵 体接头材料为 ２Cr１３ 不锈钢,防倒块材料为 ３１６L 不锈钢,壳体材料为４５碳钢,防倒块焊料为 A３０２ 不锈钢.为查明该电泵接头焊缝断裂原因,笔者对 其进行了检验和分析.

１ 理化检验 

１．１ 宏观检验 

将失效样品分别标记为１号(泵体接头)、２号 (壳体)共两个试样,泵体接头与壳体通过螺纹连接, 为防止倒扣,采用防倒块将接头与壳体进行焊接.发 生失效后,防倒块与接头在焊缝部位撕裂,在泵体接 头上形成焊缝断口,断口表面宏观形貌呈脆性断裂特 征,无明显腐蚀产物覆盖,其宏观形貌如图１所示.

１．２ 化学成分分析 

依 据 ASTM A７５１－１４a Standard Test Methods Practices, and Terminology for ChemicalAnalysisof SteelProducts,采 用 ARL ４４６０直读光谱仪分别对泵体接头、防倒块以及壳体 进行化学成分分析,结果见表１~３.由检测结果可 知,防倒块化学成分符合 GB/T２０８７８－２００７«不锈钢 和耐热钢 牌号及化学成分»对３１６L不锈钢成分的技 术要求;泵体接头化学成分符合 GB/T２０８７８－２００７ 对２Cr１３不锈钢成分的技术要求;壳体化学成分基本 符合 GB/T６９９－２０１５«优质碳素结构钢»对４５碳钢 成分的技术要求,仅硅元素含量略低于标准要求的 最小值. 

１．３ 金相分析及显微硬度试验 

采用线切割方法,分别在泵体接头、防倒块与壳 体焊接部位取样制成金相试样.依据 GB/T１３２９８－ ２０１５«金属显微组织检验方法»、GB/T１０５６１－２００５ «钢中非金属夹杂物含量的评定———标准评级图显微 检验法»、GB/T４３４０．１－２００９«金属材料 维氏硬度试 验 第１部分:试验方法»,使用 MeF３A 金相显微镜和 Tukon２１００B显微硬度计分别进行金相分析和显微 硬度试验,结果见表４,非金属夹杂物、显微组织及裂 纹形貌如图２~５所示.金相分析及显微硬度试验结 果表明:该泵体接头显微组织为回火马氏体,非金属 夹杂物含量为 A２．０e,B０．５,C０,D０．５,如图２所示,其 显微硬度在３００HV０．５左右;防倒块显微组织为奥氏 体,非金属夹杂物含量为 A２．０,B１．５,C０,D０．５,如图３ 所示;防倒块与壳体焊接部位焊缝显微组织为奥氏 体＋δＧ铁素体,壳体热影响区显微组织为马氏体,其显微硬度高达５００HV０．５左右;壳体显微组织为珠 光体＋网状铁素体,如图４所示;焊缝内有裂纹,裂 纹周围有组织变形,如图５所示.

１．４ 断口微观形貌分析 

从泵体接头焊缝处取断口试样,经醋酸纤维纸 和丙酮试剂清洗后,采用 TESCAN VEGA３XMU 扫 描 电 子 显 微 镜(SEM)及 其 附 带 的 能 谱 分 析 仪(EDS)对断口试样分别进行微观形貌观察和能谱分 析.焊缝断口形貌如图６所示,可见断口周围无明 显塑性变形特征,且具有穿晶解理特征,断口上未见 有二次裂纹分布,亦未见有大量腐蚀产物覆盖.

图７为焊缝断口能谱分析结果,可见其主要含 有铁、铬、氧元素,此外还存在少量硅、钾、钙元素.

２ 综合分析 

该潜油电泵断裂位置位于下泵上接头与下泵壳 体防倒块焊接位置.潜油电泵位于管柱结构底部, 承受较小拉伸载荷,其断裂位置未见塑性变形特征, 排除过载断裂的可能性.泵体接头材料为２Cr１３不 锈钢,防倒块材料为３１６L 不锈钢,焊材为 A３０２不 锈钢,断口呈脆性断裂特征,断口表面均未见腐蚀特 征;能谱分析结果也表明其主要元素为铁和铬,未见有腐蚀产物元素分布,因此也可排除腐蚀失效的可 能性.

化学成分分析结果表明:泵体接头化学成分符 合 GB/T２０８７８－２００７ 对 ２Cr１３ 不 锈 钢 成 分 的 要 求;壳体 化 学 成 分 基 本 符 合 GB/T６９９－１９９９ 对 ４５碳钢成分的要求,仅硅元素含量略低于标准要求 的下限值.

焊缝断口金相分析结果表明:防倒块显微组织 为奥氏体,其非金属夹杂物含量为 A２．０,B１．５,C０, D０．５;防倒块与泵体焊接部位热影响区显微组织为 马氏体,其显微硬度高达５００ HV０．５左右,表明该 泵焊接过程中形成了高硬度的马氏体组织;焊缝内 有裂纹,裂纹周围有组织变形,裂纹源区组织与焊缝 组织一致,说明其断裂位置位于焊缝;焊缝显微组织 为奥氏体＋δＧ铁素体,δＧ铁素体为高温铁素体组织, 属脆性相,会使不锈钢焊缝发生脆化或增加应力腐 蚀开裂敏感性导致低应力脆断[３].据相关文献报 道,两种异金属焊接时焊缝稀释作用使焊缝中的奥 氏体耐蚀元素含量减少,出现脆硬马氏体组织,形成 淬火区,因而焊缝容易产生裂纹[４];另外,由于熔池 边缘液态金属温度较低,流动性较差,且液态金属停 留时间较短,导致熔化的母材金属不能与填充材料 充分混合,从而使未完全混合区的母材金属所占比 例较大,在碳素钢母材金属一侧熔合区的焊缝金属 中形成一层与焊缝金属成分不同的过渡层,过渡层 中的高硬度马氏体组织会使材料脆性增加,塑性显 著降低,因而焊接接头塑性和韧性降低.综上所述, 该失效电泵防倒块与泵体的焊接工艺存在一定问 题,其焊缝及热影响区内存在δＧ铁素体以及马氏体 组织导致焊缝脆化,裂纹起裂于焊缝处,并在低于工 作载荷的受力条件下扩展,最终造成电泵脆性断裂 失效.

３ 结论及建议

(１)该电泵断裂属于脆性断裂,起裂于下泵上 接头与下泵壳体防倒块焊缝处.焊缝内存在 δＧ铁 素体以及马氏体异常组织造成焊缝脆化,是导致该 电泵断裂失效的主要原因. 

(２)建议优化焊接工艺,避免异常组织的出现.

参考文献: 

[１] 冯定,李成见．潜油电泵特征参数及实际工况的计算 方法研究[J]．流体机械,２００７,３５(１):２９Ｇ３１,７８．

[２] 张玉斌,于海春．潜油电泵机组可靠性研究[J]．石油 学报,２００３,２４(４):１０３Ｇ１０７． 

[３] HANL Q,LIN G B,WANG Z D,etal．Studyon corrosionresistanceof３１６L stainlesssteel welded joint[J]．Rare Metal Materials and Engineering, ２０１０,３９(３):３９３Ｇ３９６． 

[４] 罗昌森,罗宏,赵景浩,等．３１６L不锈钢焊接头回火组 织与性能[J]．材料热处理学报,２０１３,３４(９):１１６Ｇ１２１．

文章来源——材料与测试网