齊國權，崔小虎,祁小兵,毛學強,燕自峰,方 艷，賀煥婷，張玉香

(1. 中國石油集團石油管工程技術研究院，石油管材及裝備材料服役行為與結構安全國家重點實驗室 陜西 西安 710077；2. 中國石油塔里木油田分公司 新疆 庫爾勒 841000；3. 中國石油青海油田鉆采工藝研究院 甘肅 敦煌 736202)

0 引 言

隨著油田開發(fā)的深入，集輸系統(tǒng)用金屬管道的腐蝕問題日益突出。由于腐蝕造成一系列不利影響，例如油管停輸或降低輸量、油氣資源損耗浪費、生態(tài)環(huán)境嚴重污染、維修與治污成本上升和H2S泄漏產生人員危害等。柔性復合管因其優(yōu)異耐腐蝕性已成為解決地面集輸管網腐蝕問題的重要方案之一，目前成為用量增長最快的非金屬管，在“今后若干年要大力提升勘探開發(fā)力度”及效益建產的要求下，柔性復合管應用前景十分廣闊[1-4]。

1 現場情況

2019年初，某油田集輸管道用柔性復合管在距離井口約150 m處發(fā)生泄漏事故。泄漏點位于管體6點鐘位置，管體從地面隆起呈直角，如圖1所示。截至失效發(fā)生時，該條管線服役時間不足1個月。該柔性復合管規(guī)格為DN80，生產標準執(zhí)行SY/T 6662.2—2012《石油天然氣工業(yè)用非金屬復合管 第2部分：柔性復合高壓輸送管》，其中增強層為芳綸纖維，內襯層為RFY-II型交聯(lián)聚乙烯。該管線埋地敷設，輸送介質為油氣水，設計溫度為100 ℃，運行溫度最高達到90 ℃，設計壓力為4 MPa，運行壓力最高達到2.9 MPa。

圖1 送檢的失效管樣照片

2 測試方法

對失效樣品開展了宏觀分析和尺寸測量并對各功能層進行逐層解剖，觀察夾層間是否存在滲液、內襯層是否存在溶脹、變形。采用傅里葉變換紅外光譜儀(FT-IR)對失效管樣的內襯層及增強層進行測試。為進一步分析服役后管線性能衰減狀態(tài)，分別進行維卡軟化溫度檢測、硬度檢測、交聯(lián)度檢測、縱向回縮率檢測以及密度檢測等等理化性能測試[5-6]。

3 結果及分析

3.1 樣品宏觀分析

圖1為送檢的失效管樣穿孔處的宏觀形貌。由圖1可知，該失效管樣為典型的三層結構柔性復合管，即外保護層、增強層和內襯層，失效導致該柔性復合管三層結構均發(fā)生了斷裂，斷口張開長度約270 mm，向外張開型斷口表明斷口處發(fā)生了明顯的塑形變形。

圖2為失效管樣外保護層的宏觀形貌照片，其沿纖維纏繞方向斷裂，斷口處發(fā)生了顯著的塑性變形且已完全分開，斷口邊緣壁厚減薄明顯。

圖3為增強層的宏觀形貌照片，其由兩層纖維交叉纏繞而成，斷口處的纖維呈黑褐色(圖3(a))，遠離斷口處的纖維呈黃色(圖3(b))，而且圖3(c)和圖3(d)兩處所示均可以明顯發(fā)現最外層纖維局部與外護套相互粘連，同時內外兩層纖維纏繞間隙均較大且不均勻(最大間隙約5 mm)。

圖2 外護套宏觀形貌

圖3 增強層宏觀形貌

圖4為內襯層的宏觀形貌照片，其沿纖維纏繞方向斷裂(圖4(a))，并發(fā)生了嚴重的塑性變形而呈約90°，斷口邊緣的壁厚減薄明顯，內壁較光滑且呈黃色，而外壁清晰可見較深的纖維纏繞勒痕且偏白色(圖4(b))。

圖4 內襯層宏觀形貌

3.2 壁厚測量

對圖4所示的內襯層斷口進行壁厚測量，結果見表1。由表1可知，斷口上下邊緣的壁厚在g點(2.72 mm)和j點(2.56 mm)最小，且壁厚值沿此部位向兩端均呈逐漸增大趨勢。以斷口方位為6點鐘，對圖4所示管樣兩端的壁厚進行等間距測量的結果見表2。由表2可知，管樣壁厚均勻，為7.48～7.76 mm。由于目前現行柔性復合管標準未對壁厚作出明確要求，因此無法判斷該壁厚是否滿足要求。分析內襯層減薄變化規(guī)律，其原因是由于管子爆裂失效導致。

表1 斷口處壁厚測量結果 mm

表2 端部壁厚測量結果 mm

3.3 紅外分析

FT-RI分析結果如圖5所示。從圖5(a)可見，被測內襯層的紅外圖譜與聚乙烯(PE)標準圖譜相似度97.01%，這表明該失效管樣的內襯層為PE；從圖5(b)可見，被測增強層的紅外圖譜與芳綸標準圖譜相似度64.65%(曲線起伏趨勢對比值)，但芳綸特征峰(1 640、1 540、1 260、720、650 cm-1)均與該試樣非常接近，表明該失效管樣的增強層為芳綸纖維。

3.4 維卡軟化溫度檢測

維卡測試結果見表3。從表3可知，該失效管樣內襯層PE的維卡軟化溫度為66.42 ℃，遠低于設計溫度(100 ℃)和運行最高溫度(90 ℃)。

圖5 紅外分析結果

表3 內襯層維卡軟化溫度檢測結果

3.5 硬度檢測

硬度測試及其平均值見表3。從表3可知，該失效管樣內襯層外壁的硬度大于內壁。這主要是由于輸送介質過程中，介質滲透導致了內襯層內壁出現溶脹現象更為明顯，從而導致其硬度要低于外壁。

3.6 交聯(lián)度檢測

從失效管樣內襯層取樣，依據GB/T 18474—2001《交聯(lián)聚乙烯管材與管件交聯(lián)度的試驗方法》，采用二甲苯萃取試劑，取兩個平行試樣，結果見表3。從表3可知，該失效管樣內襯層的交聯(lián)度滿足SY/T 6662.2—2012中引用的ISO 14531-1:2002規(guī)定的要求。

3.7 縱向回縮率檢測

從失效管樣內襯層取樣，依據GB/T 6671—2001《熱塑性塑料管材縱向回縮率的測定》標準，采用BINDER-M240恒溫箱，取三個平行試樣，在120±2 ℃下進行60 min，結果見表3。從表3可知，該失效管樣內襯層的縱向回縮率滿足SY/T 6662.2—2012的要求。

3.8 密度檢測

從失效管樣內襯層取樣，依據GB/T 1033.1—2008《塑料 非泡沫塑料密度的測定 第1部分：浸漬法、液體比重瓶法和滴定法》標準，采用液體比重瓶法測定內襯層的密度，試驗設備為ET-120SL電子密度計，取三個平行試樣，以平均值作為檢測結果，見表3。從表3可知，該失效管樣內襯層PE的密度滿足SY/T 6662.2—2012對PE的要求。

3.9 綜合分析

由上述試驗分析結果可知，該失效柔性復合管內襯層為PE、增強層為芳綸纖維。其中內襯層的交聯(lián)度、縱向回縮率和密度檢測結果符合SY/T 6662.2—2012的要求，但其維卡軟化溫度為66.42 ℃，低于管線的實際使用溫度(90 ℃)和設計溫度(100 ℃)，內外壁的邵氏硬度分別為52.4和58.8，出現了不均勻分布。此外，增強層纖維纏繞不夠緊密且纖維束間隔不均勻。因此，分析查找該管線斷裂失效的原因主要從以下方面入手：

首先，分析該失效管樣內襯層材料的維卡軟化溫度。維卡軟化溫度是評價材料耐熱性能，反映制品在受熱條件下物理力學性能的指標之一。維卡軟化溫度越高，表明材料受熱時的尺寸穩(wěn)定性越好，熱變形越小，即耐熱變形能力越好，剛性越大，模量越高。參考標準SY/T 6662.7—2016《石油天然氣工業(yè)用非金屬復合管第7部分:熱塑性塑料內襯玻璃鋼復合管》中5.9節(jié)的規(guī)定：復合管內襯層的維卡軟化溫度應高于管材最高使用溫度15 ℃以上，而該管線的最高運行溫度已達到90 ℃，遠大于內襯層的維卡軟化溫度，將導致內襯層發(fā)生軟化而使其力學性能產生明顯下降[7]。另外，通過分析內襯層外表面多條勒痕產生原因也可驗證這一結果。當管道正常運行時，在承受輸送介質壓力條件下，內襯層受到外張力，當輸送介質溫度在要求范圍之內，內襯層不會發(fā)生軟化變形，即不會出現勒痕。但是當內襯層長時間處于超溫運行時，內襯材料發(fā)生軟化現象，將會出現由于增強纖維繩擠壓而導致的勒痕。

其次，分析該失效管樣增強層的結構。根據宏觀檢查結果可知，該管樣纖維纏繞存在明顯間隙且不均勻，纖維束最大間隙約5 mm，而增強層纖維是管線內壓的主要承受者，一旦纏繞不緊密或不均勻，在纏繞間隙區(qū)域的內襯層將承受更大的載荷，另外內襯層的強度偏低，導致該柔性管整體承壓性能產生明顯下降[8-9]。內襯層斷口處的宏觀形貌顯示其發(fā)生了較大的塑性變形，在不斷變形過程中增強層纖維對其外壁的束縛作用而產生明顯的勒痕(圖4(b))，并進一步引起增強層發(fā)生斷裂。

由以上分析可知，該柔性復合管內襯層材料的維卡軟化溫度遠低于實際使用溫度和設計溫度，另外增強層纖維纏繞間隙較大且不均勻，由此導致該柔性復合管承載能力不足而發(fā)生了斷裂失效。

4 結論及建議

開裂失效的柔性復合管內襯層的維卡軟化溫度低于所輸送介質的溫度，所以，其失效原因為內襯層耐溫性能較差(維卡軟化溫度低)及增強層排布不均勻。

建議根據實際服役工況條件進行選材設計，使所用產品的耐溫、承壓等性能及結構設計滿足服役要求，并加強產品質量控制，完善駐廠監(jiān)造、出廠檢驗、到貨驗收、施工驗收及服役評價等環(huán)節(jié)，形成產品質量閉環(huán)控制。