,, , , ,(. 中國石油集團石油管工程技術(shù)研究院，西 70077； . 塔里木油田，庫爾勒 84000)

雙金屬復(fù)合管兼?zhèn)淠臀g性和經(jīng)濟性，具有良好的應(yīng)用前景[1]。西部氣田都不同程度的含有CO2、Cl-、H2S等腐蝕介質(zhì)，該區(qū)域大規(guī)模使用雙金屬復(fù)合管作為集輸管線，減少了耐蝕合金管材的用量，顯著降低了油氣開采、集輸成本，并且提高了管線運營的安全穩(wěn)定性[2-3]。然而，也有大量文獻報道了由于雙金屬復(fù)合管焊接缺陷導(dǎo)致的失效問題[4-7]，這給油氣田安全生產(chǎn)提出了新的挑戰(zhàn)。

2016年3月，西部某氣井雙金屬復(fù)合管采氣支線發(fā)生爆管事件。為查找該管爆裂原因，本工作依據(jù)SYT 6623-2012《內(nèi)覆或襯里耐腐蝕合金復(fù)合鋼管規(guī)范》和GB/T 9711-2011《石油天然氣工業(yè)管線輸送系統(tǒng)用鋼管》標準，對失效管樣進行了理化性能檢測和分析，并結(jié)合現(xiàn)場工況條件、管線的制造和服役情況以及現(xiàn)場提供的焊接工藝評定報告，對爆裂的原因進行了綜合分析，并提出相應(yīng)的建議。

1 理化檢驗及結(jié)果

爆管支線對應(yīng)井為油氣高產(chǎn)井，二級節(jié)流后壓力為12.1 MPa，溫度為30 ℃。爆裂點位于該根管體中游略向下游位置。管線材料為L245(基管)+316L(襯管)，規(guī)格φ168.3 mm×(11+2) mm，于2010年11月2日投產(chǎn)。輸送介質(zhì)為天然氣和原油。天然氣的平均相對分子質(zhì)量為18.17，組成如表1所示(2013年4月24日分析)。該井不含硫化氫，CO2的摩爾分數(shù)為0.33%，根據(jù)井口的生產(chǎn)壓力(49.1 MPa)計算的CO2分壓為0.162 MPa，推測該失效管段存在嚴重的CO2腐蝕。該油氣高產(chǎn)井的地層水組成為：286 mg/L Cl-，69.7 mg/L HCO3-，地層水pH為5.3，20 ℃時與4 ℃水的相對密度為0.998 3。

表1 天然氣組分(摩爾分數(shù))Tab. 1 Composition of natural gas (mole) %

2 雙金屬復(fù)合管試驗分析

2.1 宏觀形貌分析

失效管可分為上游焊接接頭、中間爆管段和下游焊接接頭三部分，分別標記為1#、2#和3#管段，如圖1所示。對失效管的宏觀腐蝕形貌進行觀察。

圖1 失效雙金屬復(fù)合管爆管外觀Fig. 1 Bimetal composite pipe explosion appearance

由圖2(a)可見：中間爆管段的爆裂口向上，爆口縱向長70 cm、橫向36 cm，基管內(nèi)壁腐蝕嚴重，呈現(xiàn)大量溝槽狀腐蝕坑，說明流體進入基管后存在流體的腐蝕和沖刷現(xiàn)象。

由圖2(b)可見：上游焊接接頭處內(nèi)襯層12點鐘方向向下塌陷。這是由于在兩種金屬材料的復(fù)合過程中，需完全清除基管與襯層之間水與空氣等雜質(zhì),但目前的技術(shù)還達不到該要求，而成品管在出廠前一般又做了端部封焊處理，這樣水與空氣等雜質(zhì)將會一直殘留在基襯之間。在對雙金屬復(fù)合管做外防腐蝕過程中，管體承受近200 ℃高溫，會發(fā)生膨脹，而殘留的水與空氣受熱后會產(chǎn)生蒸氣壓力作用在管體上，在雙重應(yīng)力的作用下，襯管由于管壁薄、強度低、膨脹系數(shù)大，會首先發(fā)生變形，但它又受制于端部封焊束縛而不能自由伸展，因此便會形成鼓包、塌陷等現(xiàn)象，而應(yīng)力集中的焊縫處是這些現(xiàn)象出現(xiàn)的主要區(qū)域。由圖2(b)還可見：底部7點鐘方向基管腐蝕減薄明顯，有肉眼可見刺漏點，現(xiàn)場切割開后發(fā)現(xiàn)基管與襯管內(nèi)部有殘液，并通過刺漏點向襯管內(nèi)壁滲流。

2.2 壁厚測量

依據(jù)GB/T 11344-2008《接觸式超聲脈沖回波法測厚方法》標準，采用Olympus 27MG型超聲測厚儀，測量送檢管段的壁厚。由圖3可見：失效管上游焊接接頭的測量截面為A，中間爆管段的測量截面為B～K，下游焊接接頭的測量截面為L和M；每個截面由12點鐘方向順時針8等分。將壁厚測量結(jié)果制成散點圖，如圖4所示。結(jié)果表明：最薄壁厚為2.44 mm，且在12點鐘方向形成腐蝕通路。

2.3 滲透檢測

將上游焊接接頭和中間爆管段剖開，對環(huán)焊縫內(nèi)表面進行滲透檢測，向上游焊接接頭基材和襯管中間腐蝕孔內(nèi)噴入滲透劑，滲透劑瞬間從接頭焊縫刺漏點部位涌流而出，如圖5所示。

(a) 中間爆管段 (b) 上游焊接接頭 (c) 下游焊接接頭圖2 失效管各部分的宏觀形貌Fig. 2 Macrographs of different parts of failure pipe:(a) middle broken pipe; (b) upper welded joint; (c) lower welded joint

圖3 失效管管壁厚度測量位置Fig. 3 Measurement locations for pipe wall thickness of failure pipe

圖4 失效管段壁厚分布Fig. 4 Thickness distribution of pipe wall of the failure pipe

圖5 焊縫內(nèi)表面滲透檢測照片F(xiàn)ig. 5 Photo of internal surface of weld in penetrant testing

2.4 化學(xué)成分分析

依據(jù)ASTM A751-2014《鋼制品化學(xué)分析的標準測試方法、操作和術(shù)語》標準，采用ARL 4460

直讀光譜儀對送檢的基管和襯管進行化學(xué)成分分析，檢測結(jié)果見表2。化學(xué)成分分析結(jié)果表明：基管的化學(xué)成分符合GB/T 9711-2011 標準對L245管線鋼的要求；襯管的化學(xué)成分也基本符合SYT 6623-2012對316L不銹鋼的要求，但Mo含量偏低。

2.5 金相分析

采用線切割方法在焊縫刺漏位置取樣，依據(jù)GB/T 13298-1991《金屬顯微組織檢驗方法》，GB/T 10561-2005《鋼中非金屬夾雜物含量的測定 標準評級圖顯微檢驗方法》，GB/T 6394-2002《金屬平均晶粒度測定方法》等標準分別對其組織、晶粒度和非金屬夾雜物進行分析，結(jié)果如圖6～8所示。

由圖6可見：焊縫試樣的外焊縫組織為IAF+B粒+PF+WF+P；填充層組織為B粒+PF；過渡層組織：M；內(nèi)焊縫組織為A+α固溶相。

內(nèi)焊趾處有腐蝕凹槽，根焊與過渡焊交界位置有氣孔夾雜，如圖7所示。焊趾附近形成馬氏體組織，穿孔具體位置在上游接頭焊縫6點鐘焊趾部位，如圖8所示。

例3 用1L1.0mol·L-1NaOH溶液吸收0.8 molCO2,所得溶液中CO2-3和HCO-3的物質(zhì)的量之比約為( )。

2.6 力學(xué)性能分析

從失效管基管取橫向沖擊試樣，對其進行沖擊性能試驗，結(jié)果見表3。試驗結(jié)果表明：失效雙金屬復(fù)合管基管的沖擊性能滿足GB/T 9711-2011標準對L245管線鋼的要求(括號內(nèi)換算為全尺寸沖擊功)。

依據(jù)GB/T 4340.1-2009《金屬維氏硬度試驗第1部分：試驗方法》標準，利用Tukon 2100B顯微硬度計對焊縫試樣進行顯微硬度檢測，載荷4.9 N，測試點位置如圖9所示，結(jié)果見表4。檢測結(jié)果表明：在焊縫試樣的C2和C3點處硬度約400 HV，而其他位置處硬度為150～200 HV。

表2 基管和襯管的化學(xué)成分及相應(yīng)標準(質(zhì)量分數(shù))Tab. 2 Chemical composition of base pipe and internal pipe and their relative standards (mass) %

(a) 外焊縫 (b) 填充層 (c) 過渡層 (d) 內(nèi)焊縫圖6 焊縫的顯微組織Fig. 6 Microstructure of the weld: (a) outer weld; (b) packing layer; (c) transition layer; (d) inside weld

圖7 焊縫的宏觀形貌Fig. 7 Macrograph of the weld

圖8 焊趾部位的微觀形貌Fig. 8 Micro-morphology of the weld toe

表3 0 ℃下夏比沖擊試驗結(jié)果Tab. 3 Results of Charpy impact tests at 0 ℃

2.7 斷口分析

從焊縫刺漏點附近取焊縫斷口試樣，如圖10(a)所示，對其進行掃描電鏡分析，結(jié)果見圖10(b)～(d)所示。結(jié)果表明：焊趾部位有斜向上發(fā)展的腐蝕坑，封焊處有斜向下延伸的裂紋。取焊趾腐蝕凹坑和遠離凹坑兩側(cè)三個點，分別對應(yīng)圖10(c)中的B、A和C，進行能譜分析,檢測結(jié)果見表5。能譜分析結(jié)果表明：焊趾腐蝕坑附近Cr、Ni耐蝕元素比遠離腐蝕坑兩側(cè)的含量要低。

圖9 焊縫顯微硬度的測試點Fig. 9 Test points for micro-hardness of the weld

表4 焊縫顯微硬度的測試結(jié)果Tab. 4 Test result of micro-hardness of the weld

3 失效原因分析

壁厚檢測發(fā)現(xiàn)基管腐蝕減薄嚴重，最薄處僅為2.38 mm。滲透檢測表明,焊縫內(nèi)表面存在一處刺漏點。送檢的基管化學(xué)成分和力學(xué)性能均滿足GB/T 9711-2011標準對L245管線鋼的要求，而襯管的化學(xué)成分也基本滿足SYT 6623-2012標準對316L不銹鋼的要求，只是Mo含量偏低。

雙金屬復(fù)合管爆管原因為腐蝕性介質(zhì)由焊縫刺漏點進入基管與襯管之間，將基管腐蝕減薄，直至爆裂，現(xiàn)就刺漏點的形成機理進行如下探討：

首先，對焊縫斷口進行微觀分析，在焊趾處發(fā)現(xiàn)圓弧狀腐蝕坑，對其進行能譜分析，發(fā)現(xiàn)焊趾腐蝕坑附近Cr、Ni耐蝕元素比遠離腐蝕坑兩側(cè)的含量要低。由于輸送介質(zhì)中含有一定量的Cl-，在含有較低量的Cr、Ni耐蝕元素和較高的應(yīng)力集中的焊趾處，Cl-引發(fā)該部位的點蝕、應(yīng)力腐蝕和縫隙腐蝕，形成腐蝕凹槽。

(a) 焊縫斷口取樣 (b) 焊趾 (c) 腐蝕坑 (d) 裂紋 圖10 焊縫斷口取樣及其微觀形貌Fig. 10 Sampling and micro-morphology of the weld fracture:(a) sampling; (b) weld toe; (c) corrosion pit; (d) crack

表5 焊趾的能譜檢測結(jié)果(質(zhì)量分數(shù))Tab. 5 Energy spectrum inspection results of the weld toe (mass) %

其次，根據(jù)現(xiàn)場提供的焊接評定報告結(jié)合焊縫金相分析，推斷出過渡焊時焊接線能量過大，將封焊和根焊處焊透，導(dǎo)致封焊和根焊組織融化，形成馬氏體組織。焊縫顯微硬度試驗結(jié)果表明，過渡焊處顯微硬度高達400 HV左右，其他部位為150～200 HV，過渡焊部位硬度明顯偏高。焊縫斷口微觀形貌觀察表明，襯管和基管焊縫結(jié)合處有向焊縫內(nèi)部斜向下發(fā)展的微裂紋，而此處組織為高硬度馬氏體組織，一旦形成裂紋，馬氏體組織不具備相應(yīng)的止裂性。

最后，金相組織分析發(fā)現(xiàn)，焊縫含有氣孔夾雜，氣孔處容易形成應(yīng)力集中，當上述腐蝕坑延伸到達焊縫氣孔處并連通后，將加大腐蝕的范圍和進程。

在以上三個因素共同作用下形成刺漏點，腐蝕性介質(zhì)通過刺漏點與基管直接接觸，基管耐蝕性較差，在含CO2和Cl-的介質(zhì)作用下，基管壁厚持續(xù)減薄至不能承受壓力時發(fā)生爆裂。

為進一步評價基管的耐壓能力，依據(jù)GB 150-2011《壓力容器設(shè)計標準》，參考內(nèi)壓圓筒壓力容器的設(shè)計要求，計算外管在內(nèi)壓情況下的環(huán)向應(yīng)力，見式(1)，并與式(2)所示其許用應(yīng)力作對比。

(1)

(2)

式中：σt為管道的環(huán)向應(yīng)力，MPa；pc為管道的內(nèi)壓，MPa；D0為管道的外徑，mm；δe為管道的有效厚度，mm；Rm為管道的抗拉強度，MPa；ReL為管道的屈服強度，MPa。

取GB 9711-2011標準中對L245管道抗拉強度和屈服強度的要求，通過計算可得其最低許用應(yīng)力為153.7 MPa。由此可知，在溫度30 ℃，內(nèi)壓12.1 MPa的工況下，推算出管體的最低有效厚度為6.37 mm，而基管最薄處壁厚僅2.38 mm，當內(nèi)管穿透后液體的壓力將完全由外管承擔，由此進一步驗證了減薄導(dǎo)致基管爆裂原因的推斷。

4 結(jié)論

(1) 該管樣基管化學(xué)成分和力學(xué)性能均符合相關(guān)標準，金相組織未見異常；襯管中Mo含量偏低，金相組織未見異常。

(2) 由于焊接缺陷的存在，導(dǎo)致介質(zhì)進入基管與襯管間隙，與基管直接接觸，基管耐蝕性較差，在含CO2和Cl-的腐蝕性介質(zhì)作用下，基管壁厚持續(xù)減薄至不能承受壓力時發(fā)生爆裂。

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