李東海， 雷永剛， 劉鳳林， 馬慶國， 王 輝

（中國石油長慶油田分公司第一采油廠， 陜西 延安716000）

近年來， 高頻電阻焊管 （high frequency resistance welded pipe， HFW） 在油田低溫、 高壓、腐蝕等惡劣環(huán)境下被普遍使用[1]， 但隨著油田的開發(fā)， 油田集輸管道所用的高頻電阻焊管及由高頻電阻焊管加工而成的管件失效事故時(shí)有發(fā)生，給油田安全生產(chǎn)和環(huán)境保護(hù)造成了很大的風(fēng)險(xiǎn)和隱患。 因此， 加強(qiáng)高頻電阻焊管失效原因分析，建立高頻電阻焊管腐蝕、 失效數(shù)據(jù)庫， 從而對管道失效情況進(jìn)行檢測和評估[2]， 顯得尤為緊迫和重要。 本研究以某油田站內(nèi)高頻電阻焊管彎頭焊縫發(fā)生開裂失效為例， 對彎頭失效原因進(jìn)行檢測和分析， 為解決同類問題提供參考[3]。

1 失效彎頭外觀及壁厚檢查

1.1 外觀檢查

失效彎頭材質(zhì)為20#鋼， 規(guī)格為Φ219 mm×8 mm， 運(yùn)行壓力為3.2 MPa， 輸送介質(zhì)為含水原油， pH 值為6～7。 將彎頭切割進(jìn)行外觀觀察， 發(fā)現(xiàn)彎頭整體腐蝕情況非常嚴(yán)重， 外表面防腐層脫落， 存在大量不規(guī)則腐蝕凹陷， 深度0.3～0.6 mm；內(nèi)表面被一層橘黃色腐蝕產(chǎn)物所覆蓋。 觀察彎頭開裂處， 裂縫位置為彎頭外弧側(cè)直焊縫熔合線部位， 裂縫邊沿較為平齊， 貫穿于整個(gè)彎頭， 寬度為1.0～1.5 mm， 止裂于彎頭兩端直管環(huán)焊縫，彎頭外觀形貌如圖1 所示。

圖1 失效彎頭外觀形貌

1.2 壁厚測量

以彎頭裂縫兩邊為起止點(diǎn)， 將彎頭沿周長方向取5 個(gè)點(diǎn) （編號為A、 B、 C、 D、 E）， 同時(shí)在每個(gè)點(diǎn)上沿彎頭弧長方向分別取7 個(gè)點(diǎn)， 進(jìn)行壁厚測量， 測量位置如圖2 所示， 測量結(jié)果見表1。

通過對彎頭壁厚測量， 發(fā)現(xiàn)彎頭壁厚最薄點(diǎn)在裂縫兩邊彎頭的中心位置， 最小厚度5.14 mm，最大厚度7.48 mm， 所有測量點(diǎn)厚度均值6.72 mm，平均厚度不滿足GB/T 12459—2017 《鋼制對焊管件 類型與參數(shù)》[4]要求的彎頭壁厚不小于公稱壁厚的87.5% （即7 mm）。

圖2 彎頭壁厚測量位置

表1 彎頭壁厚測量結(jié)果

2 理化檢驗(yàn)

2.1 化學(xué)成分分析

從彎頭焊縫破裂位置取樣， 用光譜儀和紅外碳硫分析儀對試樣化學(xué)成分進(jìn)行分析， 分析結(jié)果見表2。 由表2 可以看出， 彎頭焊縫破裂位置化學(xué)成分符合GB/T 711—2017 《優(yōu)質(zhì)碳素結(jié)構(gòu)鋼熱軋鋼板和鋼帶》[5]的要求。

表2 彎頭焊縫破裂位置化學(xué)成分

2.2 拉伸性能試驗(yàn)

依據(jù)GB/T 228.1—2010 《金屬材料拉伸試驗(yàn) 第1 部分： 室溫試驗(yàn)方法》， 對彎頭母材進(jìn)行拉伸試驗(yàn)。 拉伸試樣選取全壁厚板狀試樣，試樣沿彎頭縱向位置截取， 彎頭母材拉伸試驗(yàn)結(jié)果見表3。 由表3 可以看出， 彎頭外弧側(cè)抗拉強(qiáng)度為398 MPa， 低于標(biāo)準(zhǔn)要求； 屈服強(qiáng)度、伸長率滿足標(biāo)準(zhǔn)要求。

表3 彎頭母材拉伸試驗(yàn)結(jié)果

2.3 夏比沖擊試驗(yàn)

采用PIT752D-2 型 （300 J） 沖擊試驗(yàn)機(jī)，依據(jù)GB/T 229—2007 《金屬夏比缺口沖擊試驗(yàn)方法》 對彎頭母材進(jìn)行夏比沖擊性能試驗(yàn)。 試驗(yàn)溫度20 ℃， 試樣沿彎頭縱向截取， 試樣規(guī)格為5 mm×10 mm×55 mm （1/2 全尺寸試樣）， V 形缺口， 遞減系數(shù)取0.5 進(jìn)行折算， 結(jié)果見表4。 由表4 可以看出， 彎頭母材沖擊功為5～22 J， 平均值13 J； 斷面剪切率為8%～56%， 彎頭母材的沖擊性能極不均勻， 沖擊韌性較差。 需要說明的是， 由于GB/T 13401—2017 《鋼制對焊管件 技術(shù)規(guī)范》 中未對20#鋼的沖擊性能有具體要求，本次夏比沖擊功試驗(yàn)是參照和20#鋼性能相近的碳素鋼材料 （等級為CF415K） 的沖擊功測試標(biāo)準(zhǔn)數(shù)值作參照， 從側(cè)面反應(yīng)出彎頭沖擊韌性較差。 試驗(yàn)結(jié)果僅作參考。

表4 彎頭母材沖擊性能試驗(yàn)結(jié)果

2.4 硬度測試

圖3 彎頭焊縫熱影響區(qū)金相組織及A 類夾雜物形貌

依據(jù)GB/T 231.1—2009 《金屬材料 布氏硬度試驗(yàn) 第一部分： 試驗(yàn)方法》， 在彎頭焊縫破裂部位兩邊和彎頭內(nèi)弧側(cè)， 分別取樣進(jìn)行布氏硬度測試， 試驗(yàn)結(jié)果見表5。 從表5 可以看出， 彎頭內(nèi)弧側(cè)硬度符合標(biāo)準(zhǔn)要求， 而彎頭焊縫破裂部位兩邊硬度高于標(biāo)準(zhǔn)要求。 破裂部位的硬度高于彎頭內(nèi)弧側(cè)的硬度， 表明母材硬度分布不均勻， 彎頭焊縫和熱影響區(qū)硬度較高， 脆性較大。

表5 彎頭母材硬度測試結(jié)果

3 宏觀觀察及電鏡能譜分析

3.1 宏觀觀察

彎頭受輸送介質(zhì)和外部土壤 （油泥） 腐蝕影響較為嚴(yán)重， 內(nèi)外表面存在大量不規(guī)則的腐蝕凹陷。 在顯微鏡下觀察， 斷口是沿焊縫熔合線開裂， 邊沿?zé)o明顯塑性變形， 無剪切 “唇口”， 整個(gè)斷口表面較為平齊， 顏色灰暗， 未發(fā)現(xiàn)頸縮等韌性斷口特征。 在高倍顯微鏡下觀察， 斷口表面存在放射狀微裂紋和擴(kuò)展條紋跡象， 從斷口宏觀形貌特征可以判斷， 斷口屬于典型的脆性斷裂[6]。

3.2 電鏡能譜分析

在彎頭壁厚最薄的裂縫中間位置取樣， 使用TESCAN VEGAⅡ掃描電子顯微鏡及XFORD INCA350 能譜分析儀進(jìn)行觀察分析， 結(jié)果顯示， 斷口金相組織為鐵素體、 粒狀貝氏體和少量珠光體； 焊縫、 熱影響區(qū)晶粒度分別為10.5 級和9級； 在焊縫熔合線位置， 存在偏析和A 類 （硫化物類） 非金屬夾雜物聚集， 且遍布整個(gè)焊縫的熔合線中， 晶粒度評級為3.0 級， 如圖3 所示。與正常組織相比， 貝氏體的存在使得偏析處韌性降低； 貝氏體長大過程中， 伴隨著碳的擴(kuò)散， 它的快速形核和長大造成的組織應(yīng)力可導(dǎo)致裂紋的產(chǎn)生， 破壞基體的連續(xù)性和致密性， 導(dǎo)致焊縫組織塑性降低[7]。

斷口能譜分析位置如圖4 所示， 斷口表面覆蓋了一層絮狀腐蝕物， 主要成分為鐵的氧化物，焊縫熔合線附近非金屬夾雜物的成分主要為硫化錳， 分析結(jié)果見表6。

圖4 斷口形貌及能譜分析位置

表6 斷口能譜分析結(jié)果

高頻電阻焊焊縫和熱影響區(qū)在不均勻加熱和冷卻過程中產(chǎn)生熱應(yīng)力， 在焊接時(shí)焊縫區(qū)域由于受熱面發(fā)生膨脹而承受壓應(yīng)力， 冷卻時(shí)受熱面收縮承受拉應(yīng)力， 在應(yīng)力作用下， 引起非金屬夾雜的聚集， 成為裂紋誘發(fā)源[8]。 經(jīng)加熱焊接擠壓后，硫化錳夾雜在高溫變形時(shí)塑性較差， 破壞了焊縫的連續(xù)性， 在焊接應(yīng)力作用下形成微裂紋和高溫開裂。 焊縫冷卻后， 夾雜物在較低溫度時(shí)呈脆性， 與焊管母材基體結(jié)合較弱， 會(huì)降低母材的塑性和韌性， 容易形成脆斷， 對焊縫質(zhì)量影響較大[9]。

4 分析討論

（1） 壁厚方面。 與彎頭連接的直管公稱壁厚為8 mm， 彎頭的平均壁厚為6.71 mm， 只有設(shè)計(jì)厚度的83.87%， 低于GB/T 12459—2017 中“彎頭壁厚不小于公稱壁厚的87.5%” 的要求；彎頭壁厚最薄位置在外弧側(cè)中心焊縫開裂處，厚度只有5.14 mm， 最大減薄率為35.75%， 也遠(yuǎn)低于標(biāo)準(zhǔn)中 “彎頭外弧側(cè)最小壁厚不小于直管公稱壁厚T” 的要求。 因此， 彎頭整體厚度已不能滿足標(biāo)準(zhǔn)要求和使用要求， 存在嚴(yán)重的泄漏風(fēng)險(xiǎn)。

（2） 拉伸性能。 彎頭內(nèi)、 外弧拉伸性能存在差異， 彎頭內(nèi)弧側(cè)抗拉強(qiáng)度滿足標(biāo)準(zhǔn)要求， 外弧側(cè)抗拉強(qiáng)度為395 MPa， 小于標(biāo)準(zhǔn)要求的最小值410 MPa， 說明彎頭母材材質(zhì)分布不均勻。 另外，拉伸性能存在差異也和彎頭的厚度減薄有關(guān)。

（3） 沖擊性能。 沖擊性能是衡量高頻電阻焊鋼管焊縫性能的關(guān)鍵指標(biāo)之一， 沖擊功越高， 基體抗裂紋萌生和擴(kuò)展的能力越高。 夏比沖擊試驗(yàn)表明： 彎頭母材沖擊功為5～22 J， 與性能相近的碳素鋼材料 （CF415K） 的沖擊功測試標(biāo)準(zhǔn)數(shù)值相比， 彎頭沖擊韌性較差， 抗裂紋萌生和擴(kuò)展的能力必然較差。

（4） 彎頭硬度。 彎頭內(nèi)弧側(cè)硬度符合標(biāo)準(zhǔn)要求， 而在彎頭外弧側(cè)焊縫開裂部位兩邊， 硬度均高于標(biāo)準(zhǔn)要求， 硬度分布不均勻， 說明彎頭焊縫和母材基體組織性能存在差異性。 焊縫和熱影響區(qū)硬度較高， 塑性、 韌性下降， 脆性增大， 在腐蝕環(huán)境下， 極易產(chǎn)生應(yīng)力腐蝕裂紋。

（5） 宏觀金相觀察。 從彎頭斷口開裂形貌看， 斷面無宏觀塑性變形， 斷口是沿焊縫熔合線開裂， 呈結(jié)晶狀斷口， 表面較為平齊， 反光能力稍差， 顏色黯淡， 珠光體沿著鐵素體晶界分布，在晶界間存在夾雜物、 微裂紋和擴(kuò)展裂紋， 夾雜物形貌呈枝晶狀， 沿焊縫熔合線分布， 與焊縫基體界面分離。 裂紋首先在晶界上形成， 并沿晶界擴(kuò)展開裂， 具有明顯的脆性沿晶斷裂特征[10]。

（6） 電鏡分析。 在高頻電阻焊焊接時(shí)， 硫化物夾雜在高溫下沿著焊縫重新聚集長大， 并殘留在熱影響區(qū)， 因基體與夾雜物高溫塑性的差異使得硫化物夾雜和基體邊界產(chǎn)生應(yīng)力集中； 在焊縫擠壓變形中， 外加應(yīng)力導(dǎo)致微裂紋萌生； 水冷過程中， 在相變應(yīng)力作用下， 在晶界間產(chǎn)生空位位錯(cuò)和相變位錯(cuò)， 當(dāng)空位位錯(cuò)與相變位錯(cuò)發(fā)生移動(dòng)聚集在夾雜物處， 使硫化物夾雜與基體發(fā)生晶間脆斷， 形成微裂紋。 隨著溫度降低， 鋼管焊縫不斷收縮， 在焊縫上縱向拉應(yīng)力不斷增大， 使硫化物夾雜物與基體微裂紋不斷擴(kuò)展， 直至發(fā)生破裂[11-12]。

（7） 運(yùn)行環(huán)境的影響。 彎頭使用過程中， 在輸送介質(zhì)腐蝕和外壁防腐層受損的情況下， 彎頭內(nèi)外壁腐蝕嚴(yán)重， 壁厚減薄超標(biāo)， 在輸送壓力激發(fā)下， 焊縫部位的裂紋繼續(xù)擴(kuò)展， 最終導(dǎo)致焊縫開裂。

綜合以上分析： 彎頭所用的高頻電阻焊管，母材基體質(zhì)量不高， 材質(zhì)分布不均勻。 彎頭強(qiáng)度、 塑性、 韌性較差， 焊縫和熱影響區(qū)硬度較高， 脆性較大， 抗焊接應(yīng)力裂紋能力較差。 在焊縫熔合線位置存在偏析和硫化錳夾雜， 焊接加熱時(shí)， 鋼管母材與夾雜物存在塑性差異， 使得硫化物夾雜和母材基體邊界產(chǎn)生應(yīng)力集中； 在擠壓變形時(shí)， 外加應(yīng)力導(dǎo)致微裂紋萌生； 水冷過程中，在相變應(yīng)力作用下， 在晶界間產(chǎn)生空位位錯(cuò)和相變位錯(cuò)， 使硫化物夾雜與基體發(fā)生晶間脆斷， 形成微裂紋。 隨著溫度降低， 鋼管焊縫不斷收縮，焊縫上縱向拉應(yīng)力不斷增大， 微裂紋不斷擴(kuò)展。彎頭內(nèi)外壁腐蝕嚴(yán)重， 壁厚減薄超標(biāo)， 促進(jìn)了焊縫部位的裂紋不斷增長， 最終導(dǎo)致焊縫開裂， 發(fā)生泄漏。

5 結(jié) 論

（1） 高頻電阻焊管彎頭開裂的主要原因是直焊縫熔合線部位存在偏析和硫化錳夾雜， 從而造成基體產(chǎn)生晶間脆性斷裂。

（2） 彎頭母材基體質(zhì)量不高， 強(qiáng)度、 塑性、韌性較差， 焊縫和熱影響區(qū)硬度較高， 脆性較大， 是彎頭開裂的次要原因。

（3） 彎頭外壁防腐層脫落， 腐蝕造成壁厚減薄， 加快了裂紋開裂速度， 引發(fā)彎頭最終失效。