黃鵬儒，王 雷，馮雪楠，侯樹成，周 勇，畢宗岳，田小江，李博鋒

（1.西安石油大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，西安710065；2.寶雞石油鋼管有限責(zé)任公司鋼管研究院，陜西 寶雞721008）

連續(xù)油管（coiled tubing，CT）又稱蛇形管、撓性管和盤管等，是由C-Si-Mn-Cr-Mo-Nb 合金鋼板熱軋后，通過HFW 制管和熱處理技術(shù)研制而成，是一種高強(qiáng)度低碳微合金鋼，其組織以粒狀貝氏體為主，它是一種同時(shí)兼?zhèn)涓咚苄浴?高強(qiáng)度和抗腐蝕性的油管[1]。由于其優(yōu)異的性能已經(jīng)被廣泛使用，它是油田鉆井、 完井、 洗井、 試油、 采油、 修井、 測(cè)井、 排液、 沖砂和集輸?shù)软?xiàng)目中至關(guān)重要的作業(yè)裝備[2-5]。但是，連續(xù)油管的工作環(huán)境十分惡劣，不僅要承受高溫高壓、 流體介質(zhì)和腐蝕介質(zhì)的沖蝕，同時(shí)還要承受反復(fù)的復(fù)合載荷作用，因此對(duì)連續(xù)油管的性能要求極高。

由于連續(xù)油管管徑小，作業(yè)現(xiàn)場(chǎng)對(duì)焊接頭在受焊接熱循環(huán)作用時(shí)，焊縫、 熱影響區(qū) （heat affected zone，HAZ）與母材之間存在較大的組織差異，尤其是焊接接頭HAZ 中總是出現(xiàn)不同程度的軟化問題，導(dǎo)致其疲勞性能急劇下降，使用壽命降低[6-7]，嚴(yán)重影響到油田生產(chǎn)的安全性。所以，分析焊接熱循環(huán)對(duì)焊縫HAZ 組織性能的影響規(guī)律，提出可行的工藝改進(jìn)措施，提高連續(xù)油管的服役壽命，對(duì)連續(xù)油管生產(chǎn)及應(yīng)用具有重大意義。

由于焊接HAZ 太窄，無(wú)法精確切割所需的HAZ 樣品進(jìn)行研究，因此，本研究采用熱模擬技術(shù)來模擬研究連續(xù)油管的焊接熱循環(huán)過程，以此來放大焊接過程中所形成的HAZ，通過對(duì)比熱模擬前后試樣組織的變化，從而找到不同的焊接熱循環(huán)參數(shù)對(duì)連續(xù)油管焊接HAZ 的影響規(guī)律。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

1.1 試樣制備

采用線切割從板材和成品管材上分別切取試樣若干，將部分制成金相試樣，其他制成60 mm×10 mm×2.5 mm 的熱模擬試樣。試驗(yàn)用連續(xù)管化學(xué)成分見表1。

表1 試驗(yàn)用連續(xù)管的化學(xué)成分 %

1.2 試驗(yàn)方法

采用GLEEBLE 3500 熱模擬試驗(yàn)機(jī)開展熱模擬試驗(yàn)，并用熱電偶對(duì)試樣溫度進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)控。先對(duì)試樣進(jìn)行不同峰值溫度、 相同冷卻時(shí)間60 s的焊接熱循環(huán)模擬，再在各峰值溫度下進(jìn)行不同冷卻速度的熱模擬試驗(yàn)，試樣冷卻到200 ℃時(shí)結(jié)束試驗(yàn)。熱模擬試驗(yàn)參數(shù)見表2。

表2 熱模擬試驗(yàn)參數(shù)

對(duì)板材、 管材和熱模擬后的試樣在HXD-1000TMC 顯微硬度測(cè)試儀上進(jìn)行硬度測(cè)試，加載載荷0.3 kg，保荷時(shí)間15 s。

采用XRD-7000S 型X 射線衍射儀對(duì)比物相變化，Cu 靶Kα 射線，加速電壓40 kV，電流30 mA，石墨單色器，特征波長(zhǎng)λ=0.154 06 nm，掃描速度為4 °/min，掃描步長(zhǎng)為0.02°，衍射角2θ 為20°～90°。

采用S-3700N 掃描電子顯微鏡進(jìn)行電子背散射衍射 （electron backscattered diffraction，EBSD），對(duì)板材、 管材和熱模擬試樣的晶粒大小、晶界比例以及位錯(cuò)密度等進(jìn)行分析計(jì)算，掃描步長(zhǎng)為0.3 μm。EBSD 數(shù)據(jù)分析使用牛津儀器Channel 5 處理軟件。本試驗(yàn)中位錯(cuò)密度是根據(jù)Pantleon W 等[8-10]所建立的模型通過EBSD 計(jì)算得到的。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 顯微硬度分析

測(cè)得原始板材平均硬度為200 HV，成品管材平均硬度為235 HV。經(jīng)不同峰值溫度熱模擬后，不同峰值溫度下硬度值分布如圖1 所示。由圖1 可知，隨著峰值溫度的升高，試樣硬度值呈先下降后上升的趨勢(shì)，且當(dāng)峰值溫度為800 ℃左右時(shí)，硬度達(dá)到最低值，故可確定該溫度所對(duì)應(yīng)區(qū)域是實(shí)際焊接熱循環(huán)過程中的軟化區(qū)。

圖1 不同峰值溫度下的硬度分布

不同冷卻時(shí)間下熱模擬試樣的硬度檢測(cè)結(jié)果如圖2 所示。由圖2 可以看出，在700 ℃時(shí)，管體母材硬度幾乎不受冷卻速度的影響，而峰值溫度為800 ℃時(shí)，冷卻時(shí)間越長(zhǎng)，軟化越明顯，這也說明800 ℃為軟化區(qū)的形成溫度，當(dāng)峰值溫度為950 ℃和1 300 ℃時(shí)，試樣分別處于正火區(qū)和過熱區(qū)，隨著冷卻時(shí)間的變長(zhǎng)，硬度均逐漸回升。

2.2 相和組織分析

對(duì)板材、 管材及950 ℃以下熱模擬試樣進(jìn)行X射線衍射分析，結(jié)果如圖3 所示。相比于板材、 管材，熱模擬試樣均未發(fā)生相變。連續(xù)油管管體組織的主要相為體心立方結(jié)構(gòu)的鐵素體，無(wú)碳化物和面心立方的衍射峰，說明組織中即使存在珠光體和殘余奧氏體，其含量＜5%。不同熱模擬條件下晶粒取向成像圖如圖4 所示，平均晶粒尺寸見表3。不同熱模擬條件下的位錯(cuò)密度見表4，晶界如圖5 所示。

圖2 不同冷卻時(shí)間下的硬度分布

圖3 板材、 管材和熱模擬試樣的XRD 圖

圖4 不同熱模擬條件下的晶粒取向成像圖

表3 不同熱模擬條件下的平均晶粒尺寸

表4 不同熱模擬條件下的位錯(cuò)密度

圖5 不同熱模擬條件下的晶界圖

從圖4 （a）和圖4 （b）板材、 管材的晶粒取向成像圖和表3 中的平均晶粒尺寸可以看出，板材經(jīng)過成型、 焊接制成連續(xù)油管后，晶粒尺寸并未發(fā)生明顯變化，晶粒度均在12～13 級(jí)，與板材相比基本處于同一數(shù)量級(jí)。但是，原始板材更傾向于等軸晶粒組織，而管材的晶粒出現(xiàn)了明顯的變形，說明板材在制管過程中由于材料的彎曲，導(dǎo)致晶粒產(chǎn)生了變形，而且晶粒的均勻性變差。

從圖5 （a）和圖5 （b）板材、 管材的晶界圖和表4 可以看出，小角度晶界明顯增多（本文中取向差超過15°的晶界被認(rèn)為是大角度晶界，取向差在2°～15°時(shí)的被認(rèn)為是小角度晶界），小角度晶界由變形前的16%劇增至變形后的44%，表明這是在塑性變形過程中，隨機(jī)分布的位錯(cuò)首先形成位錯(cuò)胞結(jié)構(gòu)，進(jìn)而轉(zhuǎn)化為具有小角度晶界的亞晶粒，所以致使位錯(cuò)密度增加了一倍，產(chǎn)生了形變強(qiáng)化和晶界強(qiáng)化。

從圖4 （c）～圖4 （f）、 表3 和表4 可以看出，試樣經(jīng)峰值溫度為700 ℃焊接熱循環(huán)后，晶粒尺寸稍有增加，但小角度晶界下降較明顯，組織發(fā)生了較明顯的回復(fù)過程，但再結(jié)晶的程度不高； 峰值溫度為800 ℃時(shí)，與700 ℃熱模擬試樣的晶粒尺寸相差不大，大角度晶界增加，由位錯(cuò)胞構(gòu)成的小角度晶界在熱循環(huán)作用下部分消失，位錯(cuò)密度下降，所以亞晶界的強(qiáng)化作用也隨之削弱； 當(dāng)溫度上升至950 ℃時(shí)，由于熱力學(xué)作用，導(dǎo)致晶粒尺寸明顯長(zhǎng)大，小角度晶界大量消失，同時(shí)位錯(cuò)密度降至最低； 再升溫到1 300 ℃時(shí)，平均晶粒尺寸增至16.8 μm，結(jié)合圖5 （f）可知，此時(shí)產(chǎn)生許多板條或針狀小角度晶界，引起小角度晶界比例升高，所以硬度也逐漸回升。

在800 ℃的峰值溫度下，將冷卻時(shí)間延長(zhǎng)至90 s 和120 s 時(shí)，晶粒取向結(jié)果如圖4 （g）和圖4 （h）所示，晶界情況如圖5 （d）和圖5 （e）所示，晶粒尺寸和位錯(cuò)密度變化見表4 和表5。可以看出，熱循環(huán)效應(yīng)時(shí)間越長(zhǎng)，晶粒尺寸逐漸增加，小角度晶界數(shù)量和占比也逐漸下降，位錯(cuò)密度大幅下降，亞晶界強(qiáng)化作用削弱更明顯，所以硬度也越來越低。

在實(shí)際焊接作業(yè)中，可采用低線能量加銅塊水冷裝置焊接，加快冷卻速度。這樣減弱了焊接熱循環(huán)對(duì)母材的影響，同時(shí)也減少了熱影響區(qū)寬度，從而改善連續(xù)油管的焊接質(zhì)量，提高服役壽命。

不同峰值溫度下的熱模擬試樣金相顯微組織如圖6 所示。由圖6 可以看出，焊接熱循環(huán)峰值溫度為600 ℃時(shí)，連續(xù)油管的顯微組織與原始管材的顯微組織沒有明顯的變化，隨著峰值溫度的升高，連續(xù)油管的顯微組織晶粒開始變大； 當(dāng)峰值溫度為950 ℃時(shí)，連續(xù)油管的顯微組織形態(tài)有明顯變化，已經(jīng)沒有粒狀貝氏體的特征，說明顯微組織在高溫時(shí)已發(fā)生了相變，粒狀貝氏體轉(zhuǎn)變成了奧氏體，冷卻后奧氏體轉(zhuǎn)變成鐵素體與珠光體； 當(dāng)峰值溫度達(dá)到1 300 ℃時(shí)，顯微組織明顯粗化，并有魏氏組織特征（見圖6 （f））。

圖6 不同峰值溫度下熱模擬試樣的金相顯微組織

不同熱模擬條件下試樣的應(yīng)變分布如圖7 所示。圖7 （a）和圖7 （b）表示了材料在原始板材及制管后兩種狀態(tài)下的應(yīng)變分布，其中藍(lán)色、綠色、 黃色與紅色區(qū)域依次表示應(yīng)變量由低到高。從圖中可以看出，經(jīng)過彎曲變形，應(yīng)變總體水平增大，更多晶粒內(nèi)亞晶的失配度增加，應(yīng)變區(qū)域向高應(yīng)變區(qū)域拓寬。對(duì)比圖7 （a）、 圖7 （b）與圖4 （a）、 圖4 （b）中的晶粒尺寸可以發(fā)現(xiàn)，應(yīng)變量較大處晶粒尺寸較小。

從圖7 可以看出，經(jīng)過變形后的管材的晶粒尺寸分布不太均勻； 經(jīng)過峰值溫度為800 ℃、60 s冷卻的熱模擬后 （見圖7 （c）），應(yīng)變分布變得較為均勻，高應(yīng)變區(qū)域變化不大，由此可見制管過程中造成的應(yīng)變?cè)跓釄?chǎng)作用下逐步消失； 當(dāng)冷卻時(shí)間變?yōu)?20 s 后（見圖7 （d）），應(yīng)變分布較為均勻，高應(yīng)變區(qū)域消失殆盡。

不同熱模擬條件下試樣的再結(jié)晶圖如圖8所示。圖8 （a）和圖8 （b）表示了板材與管材的變形晶粒與再結(jié)晶晶粒圖，其中藍(lán)色晶粒為再結(jié)晶晶粒，黃色晶粒為不完全再結(jié)晶晶粒，紅色晶粒為變形晶粒。由圖8 可以看出，板材以再結(jié)晶晶粒為主，經(jīng)過制管變型后，絕大部分晶粒變?yōu)樽冃尉Я＃?經(jīng)過峰值溫度為800 ℃、60 s 冷卻的熱模擬后 （見圖8 （c）），油管變形晶粒相對(duì)管材減少，不完全再結(jié)晶晶粒比例相比管材增加十分明顯，這些現(xiàn)象與加工硬化材料在回火過程中產(chǎn)生的回復(fù)與再結(jié)晶特征完全吻合，再結(jié)晶程度的增加表明在800 ℃熱作用下，部分BF 發(fā)生了再結(jié)晶； 當(dāng)峰值溫度再增加到1 300 ℃時(shí)，仍然以不完全再結(jié)晶晶粒為主。

圖7 不同熱模擬條件下試樣的應(yīng)變分布

圖8 不同熱模擬條件下試樣的再結(jié)晶圖

3 結(jié) 論

（1）隨著峰值溫度的增加，晶粒尺寸增加的速度由慢變快，亞晶界和位錯(cuò)密度在相變前減少逐漸顯著，制管過程中造成的應(yīng)變也在熱場(chǎng)作用下逐步減弱，驅(qū)動(dòng)部分BF 發(fā)生再結(jié)晶。800 ℃時(shí)熱循環(huán)過程中的回復(fù)與再結(jié)晶，引起晶界強(qiáng)化和應(yīng)變強(qiáng)化減弱，導(dǎo)致此時(shí)硬度下降最為嚴(yán)重。

（2）隨冷卻時(shí)間增加，當(dāng)峰值溫度未達(dá)到再結(jié)晶溫度時(shí)，母材幾乎不受影響； 在800 ℃時(shí)，熱效應(yīng)時(shí)間越長(zhǎng)，再結(jié)晶現(xiàn)象發(fā)生更為充分，亞晶界和應(yīng)變消失更明顯，軟化更嚴(yán)重；而在950 ℃和1 300 ℃時(shí)，組織的相變粗化隨冷卻時(shí)間延長(zhǎng)更為明顯，硬度也逐漸回升。

（3）焊接作業(yè)時(shí)可采用低能量加銅塊水冷的方法來減弱焊接熱循環(huán)對(duì)焊接接頭的影響。