曾德智 ，李祚龍，李發(fā)根，吳 澤，閆 靜

1.油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點(diǎn)實(shí)驗室·西南石油大學(xué)，四川 成都 610500；2.中國石油石油管工程技術(shù)研究院，陜西 西安 710077；3.西安向陽航天材料股份有限公司，陜西 西安 710065；4.中國石油西南油氣田公司天然氣研究院，四川 成都610213

引言

隨著天然氣需求的不斷增加，許多高酸性氣田逐漸被開發(fā)。然而，在酸性氣田的開發(fā)過程中，曾經(jīng)多次發(fā)生過油套管腐蝕穿孔，地面管線局部腐蝕減薄等復(fù)雜情況[1-6]。為了能夠抑制高酸性氣田管材的腐蝕，酸性氣田開發(fā)的過程中常采用雙金屬復(fù)合管[7-10]。高酸性氣田采用的雙金屬復(fù)合管覆層一般為鎳基合金[11-13]，其焊接難度較大。因為耐蝕層和母體金屬的化學(xué)組成和機(jī)械性能不同，在焊縫和交界處產(chǎn)生組織的不均性，可能形成裂縫。焊接殘余應(yīng)力的不良分布也會造成裂縫。另外，雙金屬復(fù)合管在焊接時由于兩種不同金屬相互摻合，在焊縫內(nèi)形成低塑性微淬火組織，會造成管柱的耐蝕性能下降。

為了確保雙金屬復(fù)合管在高酸性氣田的安全應(yīng)用，亟需評估其焊接接頭的耐蝕性能[14-15]。目前，國內(nèi)外學(xué)者針對雙金屬復(fù)合管焊縫處的腐蝕行為開展了大量的研究[16-20]。張俠洲等分析了某油田現(xiàn)場服役的內(nèi)襯316L 雙金屬復(fù)合管環(huán)焊焊縫失效的原因，認(rèn)為對接環(huán)焊縫打底焊道的熱影響區(qū)晶粒粗大和對接環(huán)焊縫打底焊道熔合線附近區(qū)域主要耐腐蝕合金元素被稀釋是雙金屬機(jī)械復(fù)合管對接環(huán)焊縫發(fā)生刺漏的主要原因[21-22]。目前，普遍采用雙金屬復(fù)合管焊縫試樣進(jìn)行腐蝕評價，但復(fù)合管成型后，由于內(nèi)外層之間存在殘余應(yīng)力，焊縫試樣很難反映內(nèi)層的力學(xué)狀態(tài)和整管段的耐蝕性能。此外，ISO 15156 標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定含H2S 酸性環(huán)境中管材需進(jìn)行應(yīng)力腐蝕實(shí)驗，試樣加載應(yīng)力應(yīng)達(dá)到材料屈服強(qiáng)度的90%，而整管段應(yīng)力腐蝕實(shí)驗方法還鮮有研究，針對苛刻應(yīng)力狀態(tài)下雙金屬復(fù)合管焊接接頭的整管段應(yīng)力腐蝕實(shí)驗有待進(jìn)一步探索。

針對上述問題，本文通過雙金屬復(fù)合管整管段的有限元力學(xué)建模分析和加載應(yīng)力應(yīng)變測試實(shí)驗，確定合理的應(yīng)力集中槽形式和實(shí)驗壓力，采用自主研制的雙金屬復(fù)合管整管段的腐蝕評價裝置，開展了X52/825 冶金復(fù)合管焊接接頭在苛刻應(yīng)力狀態(tài)和腐蝕工況下的耐蝕性能評價，明確了復(fù)合管焊接接頭的耐蝕性能，為高酸性氣田X52/825 冶金復(fù)合管的工程應(yīng)用提供了重要指導(dǎo)，同時為復(fù)合管焊接工藝的評定和焊接接頭的腐蝕評價提供了新的方法。

1 實(shí)驗方法

為了模擬雙金屬復(fù)合管焊縫的苛刻應(yīng)力狀態(tài)，本文擬對焊縫處切槽，使該部位產(chǎn)生應(yīng)力集中。然而，應(yīng)力槽的切槽深度和寬度及其形狀需要綜合考慮試件的受力狀態(tài)與機(jī)械加工工藝。首先，建立有限元力學(xué)模型分析開槽類型對焊縫受力的影響，以確定切槽形式；其次，設(shè)計總壓（9～10 MPa）下焊縫剛達(dá)到屈服狀態(tài)為準(zhǔn)，確定開槽深度；再次，試件加工后的實(shí)際尺寸進(jìn)行應(yīng)力分析，確定實(shí)驗總壓；最后，在模擬環(huán)境中對開應(yīng)力集中槽的整管段進(jìn)行應(yīng)力腐蝕評價。

1.1 實(shí)驗材料

焊接接頭和坡口的形式如圖1 所示。在雙金屬復(fù)合管的焊接過程中，應(yīng)嚴(yán)格控制焊接電流、焊接電壓和焊接速度，采用低熱輸入焊接，避免合金含量的稀釋。實(shí)驗管材選用X52/825 冶金復(fù)合管，其尺寸規(guī)格為φ 114.3×（6.0+2.0）mm，焊材采用625合金，管材和焊材的化學(xué)成分如1 表所示。焊接參數(shù)如表2 所示。

表2 焊接工藝參數(shù)Tab.2 Welding process parameters

圖1 雙金屬復(fù)合管接頭和坡口形式Fig.1 Bimetal composite pipe joint and groove type

表1 X52/825 冶金復(fù)合管的化學(xué)成分Tab.1 Chemical composition of X52/825 metallurgical composite pipe

1.2 焊縫應(yīng)力槽設(shè)計

為了便于分析，在此不考慮整管試件中管件的初始幾何缺陷（橢圓度、壁厚不均度等）、焊接殘余應(yīng)力和焊接偏心，認(rèn)為雙金屬復(fù)合管為理想的圓筒。因此，整管段試件幾何特征以及加載壓力的分布都具有軸對稱性，可將該問題簡化為軸對稱平面應(yīng)力問題處理。依據(jù)整管試件的實(shí)際尺寸建立了參數(shù)化有限元力學(xué)模型，如圖2 所示（切槽深度5.8 mm，寬度2.5 mm）。為提高焊縫區(qū)的應(yīng)力分析精度，采用1/4 軸對稱模型進(jìn)行理論分析。

圖2 有限元幾何模型與網(wǎng)絡(luò)模型Fig.2 Finite element geometric model and network model

由于復(fù)合管試件幾何結(jié)構(gòu)和施加內(nèi)壓具有軸對稱性，屬于軸對稱平面應(yīng)力問題。因此，在1/4 模型的幾何邊界施加軸對稱約束，在內(nèi)壁施加均勻分布的壓力載荷。

為了設(shè)計合理的應(yīng)力集中槽，采用上述有限元模型分析了在10 MPa 內(nèi)壓作用下，半圓弧結(jié)構(gòu)和微小圓弧結(jié)構(gòu)焊縫區(qū)應(yīng)力與復(fù)合管內(nèi)壁應(yīng)力的分布情況。半圓弧結(jié)構(gòu)類似機(jī)械加工的U 型槽；而微小圓弧結(jié)構(gòu)類似機(jī)械加工的矩型槽。因為在實(shí)際情況下不可能加工出理想的矩型槽，在加工過程中由于刀具的鈍化或與工件的摩擦作用，將在槽的底部形成一段微小過渡圓弧。

半圓弧U 型槽的幾何模型如圖3a 所示，應(yīng)力集中槽BC段為一半圓?。Ｐ椭袌A弧半徑1.25 mm）。微小圓弧矩形槽的幾何模型如圖3b 所示，應(yīng)力集中槽BC段為直線段，CD段為一微小圓?。Ｐ椭袌A弧半徑0.2 mm）。

圖3 應(yīng)力集中槽結(jié)構(gòu)與路徑示意圖Fig.3 Structure and path of stress concentration groove

為比較兩種結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布的區(qū)別，根據(jù)整管段設(shè)備使用壓力等級設(shè)定加載壓力為10 MPa，對復(fù)合管焊縫應(yīng)力進(jìn)行有限元分析。在模型中選取了兩條路徑進(jìn)行分析，路徑OA段為復(fù)合管試件的內(nèi)壁，O點(diǎn)為復(fù)合管對焊焊縫底部；OBCD段為半圓弧過渡槽底結(jié)構(gòu)定義的路徑，OB段為焊縫截面，BCD段為應(yīng)力集中槽表面；OBCDE段為微小圓弧過渡槽底結(jié)構(gòu)定義的路徑，OB段為焊縫截面，BCDE段為應(yīng)力集中槽表面。

半圓弧結(jié)構(gòu)和微小圓弧結(jié)構(gòu)力學(xué)模型復(fù)合管內(nèi)壁OA段的應(yīng)力分析結(jié)果如圖4 所示。距離O點(diǎn)越近，應(yīng)力值越大，說明應(yīng)力集中槽起到了明顯的應(yīng)力集中作用；在遠(yuǎn)離O點(diǎn)處，兩種結(jié)構(gòu)的應(yīng)力集中槽在內(nèi)壓作用下內(nèi)壁的等效應(yīng)力基本相等，這與實(shí)際情況是吻合的。而在O點(diǎn)附近，在相同內(nèi)壓作用下，微小圓弧過渡結(jié)構(gòu)的應(yīng)力值比半圓過渡結(jié)構(gòu)應(yīng)力值大。

圖4 兩種應(yīng)力集中槽結(jié)構(gòu)在OA路徑上的應(yīng)力分布對比Fig.4 Comparison of stress distribution of two stress concentration groove structures in OA path

半圓弧結(jié)構(gòu)和微小圓弧力學(xué)模型復(fù)合管焊縫截面和應(yīng)力集中槽表面OD-OE路徑上的應(yīng)力分析結(jié)果如圖5 所示。

圖5 兩種應(yīng)力集中槽在OD-OE路徑上的等效應(yīng)力對比Fig.5 Comparison of equivalent stress of two stress concentration grooves on OD–OE path

在相同內(nèi)壓作用下，兩種結(jié)構(gòu)的應(yīng)力集中槽在內(nèi)壓作用下焊縫區(qū)應(yīng)力分布差異較大。微小圓弧倒角結(jié)構(gòu)在較高應(yīng)力區(qū)分布較寬（圖3b 中BC段），且微小圓弧倒角結(jié)構(gòu)應(yīng)力峰值高于半圓弧倒角結(jié)構(gòu)，平均應(yīng)力水平高于半圓弧倒角結(jié)構(gòu)?？梢?，在一定內(nèi)壓作用下，具有微小圓弧倒角結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中槽的整管試件的應(yīng)力分布更符合苛刻應(yīng)力狀態(tài)下的實(shí)驗要求。

因此，本文采用了微小圓弧倒角結(jié)構(gòu)的應(yīng)力集中槽，故在復(fù)合管對接焊縫中心加工矩形應(yīng)力集中槽。根據(jù)最大等效應(yīng)力值，設(shè)計的開槽深度為5.8 mm。

由于復(fù)合管的對焊及復(fù)合管與端部堵頭的對焊不能完全同軸，應(yīng)力集中槽在圓周方向上的加工深度有一定偏差。為此，本文首先找出應(yīng)力集中槽的最深點(diǎn)，然后在圓周方向間隔120°C區(qū)域測量槽深。X52/825 冶金復(fù)合管在圓周方向上的測點(diǎn)位置和試件應(yīng)力集中槽的基本尺寸如圖6 和表3 所示。

表3 X52/825 冶金復(fù)合管應(yīng)力集中槽尺寸Tab.3 Dimensions of stress concentration groove for X52/825 metallurgical composite pipe

圖6 測點(diǎn)周向分布及應(yīng)力集中槽的形貌Fig.6 Circumferential distribution of measuring points and morphology of stress concentration groove

1.3 加載應(yīng)力應(yīng)變測試實(shí)驗

為驗證有限元力學(xué)模型的合理性和準(zhǔn)確程度，采用YE2533 靜態(tài)應(yīng)變儀在加載和卸載作用下對X52/825 冶金復(fù)合管試件進(jìn)行了測試。分別在整管試件測深位置布置了3 點(diǎn)進(jìn)行測試，在每點(diǎn)的周向和軸向分別粘貼應(yīng)變片。

采用本文所建立的參數(shù)化有限元模型，對帶應(yīng)力集中槽的X52/825 冶金復(fù)合管試件在加載和卸載過程中產(chǎn)生的應(yīng)力應(yīng)變進(jìn)行了分析。整管試件的增壓過程與整管腐蝕實(shí)驗的試壓過程基本相同，采用的介質(zhì)為氮?dú)?，在增壓和卸壓過程中進(jìn)行實(shí)時應(yīng)變測試。

1.4 實(shí)驗裝置及過程

圖7 為自主設(shè)計的X52/825 冶金復(fù)合管兩端焊接的封堵方案和采用焊接封堵的整管段實(shí)驗裝置。

圖7 焊接封堵的整管段實(shí)驗裝置Fig.7 Physical drawing of whole pipe section experimental device for welding sealing

主要實(shí)驗步驟為：

（1）整管段試件焊接后首先應(yīng)對三條焊縫進(jìn)行100%射線探傷[23-24]，確保無焊接缺陷。然后進(jìn)行水壓試驗，確保整個試件具有足夠的強(qiáng)度。將高壓硬管與整管試件進(jìn)行連接，連接壓力表、進(jìn)出氣閥門等氣密封系統(tǒng)進(jìn)，檢查高壓氣密性。

（2）拆除壓力表、進(jìn)出氣閥門，將帶硬管連接的復(fù)合管試件插入保護(hù)釜既定位置。然后將復(fù)合管試件放入釜體既定位置，再將保護(hù)釜釜體立放并固定。此時旋入2～3 支螺栓使保護(hù)釜釜體和法蘭蓋連為一體。最后將準(zhǔn)備好的羅家寨模擬溶液通過進(jìn)氣硬管裝入試件，溶液占試件的2/3。

（3）將整管釜體旋轉(zhuǎn)至水平位置固定，分別從左端和右端套入桶式加熱帶，并將溫度傳感器旋入既定位置。然后將進(jìn)出氣控制閥門、三通及壓力表等外部組件進(jìn)行連接，再將保護(hù)釜法蘭蓋螺栓全部旋入并擰緊。最后將高壓干氣硬管與增壓機(jī)出口閥門和實(shí)驗裝置入氣閥門相連。

（4）采用N2對實(shí)驗裝置密封系統(tǒng)進(jìn)行試壓，試壓壓力13 MPa。試壓成功后卸載，將溫控系統(tǒng)電源開啟，并設(shè)定為70°C。

（5）待整個系統(tǒng)溫度恒定后，將實(shí)驗標(biāo)定氣瓶連接增壓機(jī)入口管線，并啟動增壓機(jī)增壓至9 MPa，其中，氣中H2S 含量17%，CO2含量11%。將增壓機(jī)剩余氣體排放完成后，卸下干氣硬管。然后將保護(hù)外罩蓋上，再將整個實(shí)驗裝置推到安放有H2S 泄漏監(jiān)測儀的位置。

（6）實(shí)驗期間對溫度、壓力和H2S 泄監(jiān)測儀讀數(shù)值進(jìn)行監(jiān)測，觀察有無異常情況。實(shí)驗完成后將加熱系統(tǒng)關(guān)閉，將設(shè)備推至排氣區(qū)，開啟排氣閥將壓力卸載為常壓。再用常壓N2驅(qū)趕容器中剩余的H2S 氣體。

（7）拆除外部所有組件，將復(fù)合管試件取出。然后將試件內(nèi)的溶液排出，再對其進(jìn)行100%射線探傷。

2 結(jié)果與討論

2.1 加載應(yīng)力應(yīng)變測試結(jié)果

圖8 為X52/825 冶金復(fù)合管周向和軸向應(yīng)變加載與卸載曲線。

由圖8a 可知，冶金復(fù)合管周向應(yīng)變有限元模擬值與實(shí)測值比較接近，說明本文所建的有限元模型是合理的；冶金復(fù)合管在0→10 MPa 加載過程中，周向應(yīng)變呈線性增加；在整個加卸載過程中，加載曲線和卸載曲線基本重合，這說明測試點(diǎn)處于彈性變形范圍內(nèi)。

由圖8b 可知，冶金復(fù)合管軸向應(yīng)變有限元模擬值與實(shí)測值偏差較大，這可能是有限元模型過于簡化引起的。由于冶金復(fù)合管在0→10 MPa 加載過程中，軸向應(yīng)變呈線性增加；冶金復(fù)合管在10→0 MPa卸載過程中，軸向應(yīng)變呈線性降低，最后接近0；在整個加卸載過程中，加載曲線和卸載曲線基本重合，這同樣說明測試點(diǎn)處于彈性變形范圍內(nèi)。

圖8 冶金復(fù)合管周向和軸向應(yīng)變加載與卸載曲線Fig.8 Loading and unloading curves of circumferential and axial strain of metallurgical composite pipe

2.2 加載內(nèi)壓后應(yīng)力分布結(jié)果

在10 MPa 內(nèi)壓作用下X52/825 復(fù)合管試件的應(yīng)力分布云圖如圖9 所示。

圖9 在內(nèi)壓10 MPa 作用下X52/825 整管試件的Mises 等效應(yīng)力云圖Fig.9 Mises equivalent stress nephogram of X52/825 whole tube specimen under internal pressure of 10 MPa

焊縫區(qū)最大等效應(yīng)力為268 MPa，接近625 焊縫的實(shí)測屈服強(qiáng)度273 MPa，焊縫區(qū)最大等效應(yīng)力達(dá)到焊縫實(shí)測屈服強(qiáng)度的98.4%，滿足ISO 15156的規(guī)定。因此，確定X52/825 復(fù)合管整管試件腐蝕評價的總壓為10 MPa。

2.3 苛刻應(yīng)力條件下的實(shí)驗結(jié)果

經(jīng)過720 h 腐蝕后，X52/825 冶金復(fù)合管整管段中排出的溶液非常清澈，可以推斷出冶金復(fù)合管內(nèi)無劇烈的電化學(xué)腐蝕。在整個實(shí)驗過程中，冶金復(fù)合管整管段未出現(xiàn)泄漏，取出的試件通過肉眼觀察，無損傷痕跡。將試件進(jìn)行100%射線探傷，照片結(jié)果良好，如圖10 所示，說明復(fù)合管焊接接頭在苛刻應(yīng)力狀態(tài)下的腐蝕后未產(chǎn)生應(yīng)力腐蝕裂紋。

圖10 苛刻應(yīng)力狀態(tài)腐蝕720 h 后的復(fù)合管整管試件Fig.10 Whole tube specimen of metallurgic composite pipes with grooves after 720 h corrosion test

從復(fù)合管焊接接頭截取小試樣，在相同的實(shí)驗工況下開展了四點(diǎn)彎應(yīng)力腐蝕實(shí)驗，腐蝕實(shí)驗后試樣宏觀形貌如圖11 所示。

圖11 焊縫試樣四點(diǎn)彎應(yīng)力腐蝕實(shí)驗后形貌Fig.11 Morphology of weld specimens after four point bending stress corrosion test

所有焊縫試樣都呈現(xiàn)出金屬光澤，表面清洗后無點(diǎn)蝕或裂紋跡象。對試樣進(jìn)行掃描電鏡以及能譜分析，結(jié)果如圖12 及表4 所示，復(fù)合管封焊處存在異常擴(kuò)散區(qū)域，其Ni、Cr 含量較低，但擴(kuò)散區(qū)沒有滲透到825 合金層的內(nèi)部，環(huán)焊縫根焊區(qū)具有良好耐蝕性能。實(shí)驗結(jié)果進(jìn)一步驗證了X52/825 復(fù)合管整管段焊接接頭應(yīng)力腐蝕性能評價方法的合理性及評價結(jié)果的可靠性。

圖12 X52/825 冶金復(fù)合管能譜測點(diǎn)位置與分析結(jié)果Fig.12 Position and analysis results of X52/825 energy spectrum measuring points for metallurgical composite pipe

表4 擴(kuò)散區(qū)能譜分析值Tab.4 Energy spectrum analysis of anomalous points in diffusion region

3 結(jié)論

（1）X52/825 冶金復(fù)合管在應(yīng)力加載與卸載（0→10→0 MPa）過程中，周向應(yīng)變和軸向應(yīng)變的實(shí)測值與有限元模擬結(jié)果接近，說明建立的焊接接頭應(yīng)力分析有限元模型具有良好可靠性和準(zhǔn)確性。

（2）自主設(shè)計出采用焊接封堵的雙金屬復(fù)合管整管段腐蝕實(shí)驗裝置和實(shí)驗方法，實(shí)現(xiàn)了雙金屬復(fù)合管焊接接頭在高酸性環(huán)境中苛刻應(yīng)力狀態(tài)下的耐蝕性能評價，為焊接接頭的工藝優(yōu)化和復(fù)合管的推廣應(yīng)用提供了技術(shù)借鑒。

（3）X52/825 冶金復(fù)合管焊接接頭在模擬腐蝕環(huán)境（總壓10 MPa，H2S 含量17%，CO2含量11%）、苛刻應(yīng)力狀態(tài)下，經(jīng)720 h 腐蝕實(shí)驗后，均未出現(xiàn)破裂或刺漏，100%射線探傷檢驗結(jié)果顯示，X52/825冶金復(fù)合管焊接接頭無開裂性裂紋，具有良好的耐蝕性。