豐振軍, 聶向暉, 許 彥, 劉迎來, 李 亮, 王高峰

(1.中國石油集團 石油管工程技術研究院， 西安 710065; 2.北京隆盛泰科石油管科技有限公司， 北京 100101)

鋼管廣泛應用在石油和天然氣工業(yè)中，管材的質量直接決定了其服役生產安全。

某油井先進行了試壓作業(yè)，將管線壓力升至95 MPa，然后穩(wěn)壓5 min，在試壓合格后進行注酸作業(yè)時，發(fā)現(xiàn)與壓裂車和彎頭相連接的高壓直管發(fā)生泄漏，泄漏直管的現(xiàn)場照片如圖1所示。

圖1 泄漏直管的現(xiàn)場照片F(xiàn)ig.1 Site photo of leakage straight pipe

高壓直管和與其相連接的彎頭材料均為SAE 4715合金鋼，屬于非耐酸型材料，直管內介質的最大排量為2.8 m3·min-1，直管內徑為69.85 mm，壓裂酸液(鹽酸、氫氟酸)的工作壓力為80～95 MPa。為查明該高壓直管泄漏的原因，筆者對其進行了理化檢驗與分析。

1 理化檢驗

1.1 宏觀觀察

取泄漏的高壓直管管段，觀察其宏觀形貌，如圖2所示，可知泄漏部位靠近壓裂車與彎頭接頭的一端，其上有一條沿管體軸向分布的裂紋，裂紋長度約120 mm，寬度約60 mm。此外，泄漏處管體向外鼓起，外徑明顯較直管正常部位的大，如圖3所示。垂直高壓直管軸向將管體切成三段，如圖2所示，分別編號為1號、2號和3號試樣，然后沿平行于直管的軸向剖開管體，清洗其內、外表面并進行觀察，可見外表面無明顯腐蝕痕跡及機械損傷；內表面呈黃褐色，存在點蝕坑和均勻腐蝕現(xiàn)象，如圖4所示。此外，發(fā)現(xiàn)1號試樣內壁的腐蝕坑底有氧化物及龜裂形貌，如圖5所示。

圖2 泄漏直管宏觀形貌Fig.2 Macro morphology of leakage straight pipe

圖3 直管泄漏部位宏觀形貌Fig.3 Macro morphology of leakage part of the straight pipe

圖4 直管泄漏部位的內表面形貌Fig.4 Internal surface morphology of leakage part of the straight pipe

圖5 1號試樣內表面形貌Fig.5 Internal surface morphology of sample 1

1.2 壁厚測量

采用27-MG型超聲波測厚儀對1號試樣進行壁厚測量，以靠近端部為起點取10個點，沿軸向向內每間隔10 mm取點測量，測量結果如表1所示。出廠時測量的壁厚均大于12 mm，但是從檢測結果可知該直管的實測壁厚明顯小于出廠時的。

表1 高壓直管壁厚測量結果Tab.1 Measurement results of wall thickness of high pressure straight pipe mm

1.3 化學成分分析

對1號試樣取樣，采用ARL 4460型直讀光譜儀進行化學成分分析，結果如表2所示,可知其化學成分符合技術要求。

1.4 拉伸試驗

在高壓直管1號、2號和3號試樣處分別沿軸向取板狀試樣，試樣寬度為19.1 mm，長度為50 mm。采用UTM 5305型試驗機，按照ASTM A370-2017《鋼制品力學性能試驗的標準試驗方法及定義》進行拉伸試驗，試驗結果如表3所示,可知其力學性能符合技術要求。

表2 泄漏直管的化學成分分析結果(質量分數(shù))Tab.2 Chemical composition analysis results of leakage straight pipe (mass fraction) %

表3 高壓直管的拉伸試驗結果Tab.3 Tensile test results of high pressure straight pipe

1.5 夏比沖擊試驗

在2號試樣上取3個夏比沖擊試樣，試樣尺寸為7.5 mm×10 mm×55 mm，均開V形缺口，按照ASTM A370-2017的技術要求，在23 ℃下采用PIT302D型試驗機進行夏比沖擊試驗，3次夏比沖擊試驗的吸收能量分別為130，135，129 J，平均值為131 J,符合技術要求。

1.6 硬度測試

依據(jù)ASTM E92-2017《金屬材料維氏硬度和努氏硬度的標準試驗方法》的技術要求在1號試樣上取樣，并進行98 N載荷的維氏硬度試驗，試驗機型號為KB 30BVZ-FA，試驗溫度為20 ℃，硬度測試點如圖6所示，結果見表4,可知硬度符合技術要求。

圖6 1號試樣維氏硬度試驗壓痕位置示意圖Fig.6 Diagram of the indentation position of the Vickers hardness test of sample 1

表4 1號試樣維氏硬度測試結果Tab.4 Vickers hardness test results of sample 1 HV10

1.7 金相檢驗

在1號試樣上按照圖4所示取4個金相試樣，分別編號為1A，1B，1C，1D試樣，按照GB/T 13298-2015《金屬顯微組織檢驗方法》的技術要求，使用MEF3A型光學顯微鏡對上述4個試樣進行金相檢驗。

由圖7可見,1A試樣內壁腐蝕坑最大深度約0.7 mm，且部分腐蝕坑底可見灰色腐蝕產物；腐蝕坑底有一條橫向裂紋及一條縱向裂紋，裂紋內均存在灰色非金屬物質，周圍組織未見明顯的塑性變形；心部及外表面組織為回火索氏體，未見裂紋及折疊缺陷，晶粒度為8.5級。

圖7 1A試樣內壁腐蝕坑底微觀形貌Fig.7 Micro morphology of corrosion pit bottom on the inner wall of sample 1A: a) surface fold; b) surface crack

1B試樣內壁表面均被腐蝕，腐蝕坑最大深度為0.89 mm，腐蝕坑底可見灰色腐蝕產物和一條沿壁厚方向擴展的裂紋，裂紋尖端不太類銳，推測缺陷形成于軋制管坯階段，并在軋制過程進一步破壞了該區(qū)域組織的連續(xù)性。腐蝕坑周圍組織為回火索氏體+上貝氏體，明顯可見塑性變形；心部及另一側表面組織為回火索氏體，晶粒度為8.5級，如圖8所示。

圖8 1B試樣內壁微觀形貌Fig.8 Micro morphology on the inner wall of sample 1B: a) near surface fold and crack of corrosion pit bottom; b) corrosion pit and metal plastic deformation

1C試樣內壁表面均被腐蝕，有2處腐蝕坑底存在裂紋，裂紋與表面呈45°夾角，裂紋筆直，周圍組織可見明顯流線變形。第1處腐蝕坑深1.21 mm，裂紋深1.2 mm；第2處腐蝕坑深1.45 mm，裂紋深1.33 mm。裂紋附近組織為回火索氏體+上貝氏體，心部及另一側表面組織為回火索氏體，晶粒度為8.5級，如圖9所示。

圖9 1C試樣內壁微觀形貌Fig.9 Micro morphology on the inner wall of sample 1C: a) near surface fold and inclusion; b) crack of corrosion pit bottom

1D試樣內壁表面均被腐蝕，腐蝕坑最大深度為0.73 mm，腐蝕坑底可見灰色腐蝕產物。腐蝕坑周圍組織為回火索氏體+上貝氏體，未見明顯塑性變形；心部及另一側表面組織為回火索氏體，晶粒度為8.5級，如圖10所示。

圖10 1D試樣內壁微觀形貌Fig.10 Micro morphology on the inner wall of samole 1D: a) corrosion pit 1; b) corrosion pit 2

由以上金相檢驗結果可知，直管內壁有多個起始于直管表面的裂紋，這些裂紋主要分為兩大類。一類是縫隙內有灰色氧化物的裂紋，裂紋與外表面成一定夾角，逐漸沿壁厚方向向外壁擴展，最大深度為1.33 mm(名義壁厚的11%)，根據(jù)以上特征判斷該類裂紋為管體表面折疊裂紋；另一類是直管表面較小的點蝕坑底部裂紋。

1.8 掃描電鏡及X射線能譜分析

將1號試樣的斷口清洗干凈，置于掃描電鏡下觀察，發(fā)現(xiàn)裂紋起源于直管內表面，與直管內表面成一定角度向外表面擴展，如圖11所示。此外，試樣內壁存在大量的腐蝕坑，腐蝕坑呈龜裂形貌,最大深度約1.45 mm，且部分腐蝕坑底可見灰色腐蝕產物，如圖12所示。對裂紋間隙內的鑲嵌物和管材基體分別進行X 射線能譜分析，如圖13和14所示，可知裂紋內部物質主要由鐵、碳和氧元素組成，與管材基體的成分相同，由此也可以判定起源于內壁的裂紋為管壁內表面折疊缺陷。

圖11 1號試樣內壁裂紋的SEM形貌Fig.11 SEM morphology of crack on the inner wall of sample 1: a) low multiple; b) high multiple

圖12 1號試樣內壁腐蝕坑的SEM形貌Fig.12 SEM morphology of corrosion pit on the inner wall of sample 1: a) low multiple; b) high multiple

圖13 1號試樣裂紋處X射線能譜分析位置及結果Fig.13 a) Analysis position and b) results of crack of sample 1 by X-ray energy spectrum

圖14 1號試樣基體X射線能譜分析位置及結果Fig.14 a) Analysis position and b) results of the matrix of sample 1 by X-ray energy spectrum

2 分析與討論

理化檢驗結果表明，高壓直管的化學成分、拉伸性能、沖擊性能和硬度均未見異常，壁厚明顯減小。

泄漏的高壓直管外表面未見明顯腐蝕痕跡，內表面呈均勻腐蝕和局部腐蝕形貌，無明顯壓痕和塑性變形。表明腐蝕在內壁發(fā)生，腐蝕產物主要為鐵的氧化物，且存在折疊缺陷。

折疊是金屬在鍛軋過程中變形流動的金屬與氧化的金屬匯合重疊在一起而形成的，通常是由于材料表面在前一道工序的生產中產生突出的尖角、耳子或凹陷(皮下氣孔、擦傷、刮傷等)等缺陷，在隨后的軋、鍛工序中被壓入金屬基體[1-5]所形成的。鍛軋時產生的尖角、耳子一般較薄，其冷卻速度較基體的快，易被氧化形成一層氧化皮，從而無法與基體金屬相互焊合而產生折疊。在鍛件截面突變處及枝杈結構處，金屬的多向流動導致鍛件易于形成折疊，由此推斷該高壓直管坯料在鍛造過程中，沒有有效清理坯料表面的氧化皮，或者坯料表面存在缺陷(疤痕、不平整、粗大的刮傷、表面缺陷等)，在后續(xù)鍛造中，坯料表面的缺陷會嵌入金屬基體內，進而形成折疊缺陷。折疊缺陷破壞了基體組織的連續(xù)性，雖然在加工成型初期折疊缺陷不明顯，但后續(xù)在殘余應力和組裝約束應力的共同作用下，折疊缺陷會產生裂紋并進一步擴展[6-10]。

該折疊缺陷不僅降低了高壓直管的有效承載壁厚，同時缺陷尖端又會造成此處的應力集中，接近11%名義壁厚的裂紋深度造成高壓直管的承載能力大幅降低。另外，該高壓直管進行過多次酸洗作業(yè)，導致其壁厚因腐蝕而減薄，使高壓直管的承載能力進一步降低，管壁折疊裂紋在應力作用下快速擴展,最終導致高壓直管開裂并發(fā)生泄漏。

3 結論及建議

(1) 高壓直管內表面存在折疊缺陷是其泄漏的主要原因；多次酸洗作業(yè)使得高壓直管的壁厚因腐蝕而明顯減薄，承壓能力降低，是造成該高壓直管泄漏的次要原因，兩者共同作用導致高壓直管最終泄漏。

(2) 建議合理控制鋼的冶煉、開坯清理和管坯加熱工藝，以減少鋼管的折疊類缺陷。