陳 浩,顧元國,江勝飛

(1. 西南石油大學 機電工程學院，成都 610500; 2. 四川工商職業(yè)技術學院，成都 611837;3. 西南油氣田公司蜀南氣礦，瀘州 646000)

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20G/316L雙金屬復合管失效的原因

陳 浩1,顧元國2,江勝飛3

(1. 西南石油大學 機電工程學院，成都 610500; 2. 四川工商職業(yè)技術學院，成都 611837;3. 西南油氣田公司蜀南氣礦，瀘州 646000)

為了探明在國內(nèi)某氣田使用的20G/316L雙金屬復合管出現(xiàn)失效的原因，通過對樣品的失效形貌進行分析，結合有限元軟件對焊接過程進行模擬，得知腐蝕嚴重的部位位于管道下部焊縫起弧點附近，主要腐蝕形式為點蝕，焊接應力對工件失效起到了促進和誘導的作用。研究表明，20G/316L雙金屬復合管的失效是焊接應力、腐蝕性介質(zhì)Cl-和腐蝕原電池共同作用的結果。

雙金屬復合管；焊縫；失效；腐蝕；模擬

國內(nèi)某大型凝析氣田的采氣管道和集輸管道都使用碳鋼材料，經(jīng)過5 a多的生產(chǎn)運行，集輸管線共出現(xiàn)腐蝕穿孔57次。分析發(fā)現(xiàn)氣田存在凝析水、二氧化碳、高壓、高溫及高含Cl-等腐蝕因素，天然氣中CO2含量約為0.6%(體積分數(shù))，Cl-平均質(zhì)量濃度為110～120 g/L。為了解決該凝析氣田采氣管道和集氣管道的嚴重腐蝕問題，經(jīng)過大量的分析對比，結合相關試驗以及油田的實際腐蝕現(xiàn)狀和產(chǎn)能規(guī)模，將該凝析氣田的采氣管道和集氣管道部分更換為內(nèi)襯為316L，基材為20G的雙金屬復合管。雙金屬復合管投用至今總體運行情況良好，在很大程度上遏制了該氣田集輸管道的失效問題，但也有部分管道出現(xiàn)失效，統(tǒng)計結果如表1所示。

表1　失效統(tǒng)計

從失效情況的統(tǒng)計結果可知，失效位置全部在焊縫部位，失效的復合管中使用時間最短的不到2 a，最長的為6 a，發(fā)生失效的雙金屬復合管都屬于提前失效。

焊接接頭是集輸管道中最為薄弱的環(huán)節(jié)，目前國內(nèi)外還沒有針對雙金屬復合管接頭焊縫失效分析的研究報道。

1　失效形貌

失效管件采用向上焊接技術加工而成，根據(jù)向上焊接技術原理[1]及試樣宏觀形貌，可以判斷出焊縫起弧點和收弧點的位置,如圖1所示。

圖1　焊縫起弧點和收弧點整體位置Fig. 1　Overall positions of arc starting point and ending point of the weld

根據(jù)圖2所示管道刺漏點整體形貌可得出以下幾點：管道外表面焊縫處有一個較為明顯的刺漏點；復合管內(nèi)表面除焊縫外均較為光滑，無明顯腐蝕痕跡。

由圖3可見，基管腐蝕較為嚴重，管壁已被侵蝕掉大部分；腐蝕嚴重的基管內(nèi)壁表現(xiàn)出潰瘍狀腐蝕深坑。焊縫內(nèi)表面出現(xiàn)失效，在腐蝕性介質(zhì)、焊接殘余應力及焊縫組織等因素[2-3]的綜合影響下，失效情況越來越嚴重，當焊縫表面被完全蝕穿以后，流體可以通過失效點與基管接觸，在腐蝕性流體的長期侵蝕下,基管發(fā)生腐蝕穿孔。

(a)　外表面

(b)　內(nèi)表面圖2　失效管件宏觀形貌Fig. 2　Macroscopic morphology of the outer wall (a) and inner wall (b) of the failure pipe

圖3　刺漏點附近內(nèi)壁形貌Fig. 3　The morphology of inner wall near the failure point

沿圖3刺漏點剖開，管壁截面的腐蝕形貌如圖4所示。觀察發(fā)現(xiàn)，刺漏點附近腐蝕較為嚴重，基管已被腐蝕掉大部分，這與腐蝕性介質(zhì)與基管的接觸面積有關。腐蝕坑內(nèi)存在大量的腐蝕產(chǎn)物，且腐蝕產(chǎn)物較為疏松。

圖4　刺漏點附近管壁截面的腐蝕形貌Fig. 4　The corrosion morphology of the cross-section of the pipe wall near the failure point

2　焊接過程模擬

雙金屬復合管的連接多采用焊接方式完成，但由于雙金屬復合管的內(nèi)襯與基管采用的材質(zhì)差異較大，不同材質(zhì)的熱膨脹系數(shù)等物理性能差異也較大，在受熱過程中材料的變形量就不同，這就導致了雙金屬復合管在焊縫位置會有較大的應力集中，為焊縫的腐蝕營造了條件。國內(nèi)外有關雙金屬復合管失效的研究也證明，其失效位置多集中于焊縫周圍。通過有限元技術對復合管對接焊接時的應力分布進行了數(shù)值仿真分析[4-5]。

由于模型的對稱性，可采用1/2模型進行計算。通過插值法和外推法來確定模擬所需的材料的物理性能，采用單元內(nèi)部生熱作為焊接熱源，模擬過程中使用單元生死技術來完成焊料的逐步填充。雙金屬復合管的焊接多采用多層多道焊，筆者將分3層焊接來完成模擬過程。

運用ANSYS的間接法(即先進行溫度場分析，然后將求得的節(jié)點溫度作為體載荷施加在應力分析中)進行計算焊接過程的應力場。通過ANSYS中的通用后處理器，分別沿模型外表面和內(nèi)表面垂直焊縫方向建立路徑，以觀察各節(jié)點在焊接完成后的殘余應力情況。路徑示意圖見圖5。

圖5　路徑示意圖Fig. 5　Path schematic

由圖6可知，管道焊縫內(nèi)表面沿3個方向的最大應力均為拉應力，最大徑向應力和最大環(huán)向應力都出現(xiàn)在焊縫中心點附近，最大軸向應力位于熱影響區(qū)，熱影響區(qū)的應力波動較大，最大殘余應力出現(xiàn)在環(huán)向，為293.7 MPa，未達到材料的屈服極限。

由圖7可知，沿路徑的等效應力為拉應力，最大值為279 MPa，出現(xiàn)在焊縫區(qū)，焊縫中心點應力值稍?。辉跓嵊绊憛^(qū)范圍內(nèi)，隨著距焊縫中心距離的增加，等效應力值迅速減小到14 MPa左右，波動較大；之后應力值在輕微增大之后又逐漸減小，并逐漸穩(wěn)定于一個很小的值。

計算結果顯示，雙金屬復合管焊接殘余應力均為拉應力，最大值出現(xiàn)在焊縫區(qū)。

3　失效原因分析

(1) 焊接應力和變形焊接殘余應力是焊接過程中不可避免的，其產(chǎn)生是由于焊接過程中加熱和冷卻的不均勻性造成的，焊接殘余應力的存在為焊縫發(fā)生應力腐蝕提供了條件[6]。應力模擬結果顯示，焊后殘余應力數(shù)值較大，盡管焊接殘余應力沒有達到焊縫金屬的屈服極限，但較大的殘余應力會降低材料的耐蝕性能，導致材料的腐蝕。

(2) 集輸介質(zhì)中含有腐蝕性介質(zhì)Cl-，且含量達到了110～120 g/L大量研究顯示，在不銹鋼的腐蝕形式中，點蝕是最常發(fā)生的一種，而材料的耐點蝕性能也一直是不銹鋼焊縫金屬耐腐蝕性能研究工作中的重點內(nèi)容，而Cl-是最典型的不銹鋼點蝕的誘發(fā)因素[7-8]。

(a)　徑向

(b)　環(huán)向

(c)　軸向圖6　沿路徑3個方向上的殘余應力分布Fig. 6　Residual stress distribution along the path in radial direction (a), circumferential direction (b) and axial direction (c)

圖7　沿路徑焊縫等效應力分布Fig. 7　Equivalent stress distribution of the weld along the path

Cl-是引起不銹鋼焊縫金屬點蝕和應力腐蝕的主要因素，在多種因素的作用下，Cl-將很快引發(fā)該部位的點腐蝕、應力腐蝕及縫隙腐蝕，當介質(zhì)與基管和焊縫接觸后還會引發(fā)電偶腐蝕。Cl-是點蝕、應力腐蝕和縫隙腐蝕中腐蝕電池及閉塞電池形成所需的必要條件。研究顯示，介質(zhì)中Cl-質(zhì)量濃度在100 μg/L時就可導致不銹鋼的點腐蝕。

失效現(xiàn)場采用油氣集輸工藝，液體的存在為Cl-在底部的聚集創(chuàng)造了條件。由分析可知，刺漏點均位焊縫的起弧點附近，由焊接工藝原理可知，此管道焊接接頭的起弧點位于管道的下部，Cl-在管道底部的聚集又為該部位的失效創(chuàng)造了條件。

(3) 異材焊縫的原電池腐蝕作用不同的金屬材料接觸在一起，又在腐蝕介質(zhì)中，一部分電極電位低的材料為陽極，會產(chǎn)生腐蝕溶解。

4　結論

由于焊接結構的特殊性，焊接殘余應力是不可避免的因素，在高含CO2和Cl-、高溫、高壓的腐蝕環(huán)境下，隨著管道運行時間的增加，焊縫基體在Cl-的作用下就會發(fā)生點腐蝕，隨著點腐蝕的深入，引發(fā)應力腐蝕，產(chǎn)生應力腐蝕裂紋，隨著腐蝕的加劇最終導致了焊縫的失效。焊接過程中的偶然因素(焊接缺陷)也會造成應力集中，促進焊縫的失效，同時為點腐蝕、應力腐蝕和縫隙腐蝕的發(fā)生創(chuàng)造了條件；而集輸介質(zhì)中含有液體、Cl-在管道底部起弧點附近聚集，加劇了焊縫的點腐蝕、應力腐蝕和縫隙腐蝕，內(nèi)層焊縫蝕穿以后，由于焊縫與碳鋼的電極電位不同，流體與基管和焊縫接觸后形成電偶腐蝕形態(tài)，加速了管道的失效，直至刺漏。

[1]李頌宏. 實用長輸管道焊接技術[M]. 北京:化學工業(yè)出版社,2009:85-107.

[2]陳匡民. 過程裝備腐蝕與防護[M]. 北京:化學工業(yè)出版社,2001:53-55.

[3]顧寶珊,紀曉春,劉建華. 奧氏體不銹鋼的應力腐蝕開裂[J]. 石油化工腐蝕與防護,2005,2(6):41-44.

[4]ANSYS Inc ANSYS advanced analysis procedures guide[Z]. Twelfth Edition. USA:SAS IP Inc,2001.

[5]李良碧,潘廣善,萬正權,等. 高強鋼錐柱結合殼焊接殘余應力的數(shù)值模擬和試驗研究[J]. 船舶力學,2010,14(10):1143-1150.

[6]田錫唐. 焊接結構[M]. 北京:機械工業(yè)出版社,1981:1-61.

[7]BERTOCCI U,KRUHER J. Studies of passive film breakdown by detection and analysis of electrochemical noise[J]. Science,1980,101:608.

[8]王榮光,魏云,張清廉. 奧氏體不銹鋼SUS316及SUS316L在含Cl-的飽和H2S水溶液中的應力腐蝕行為研究[J]. 中國腐蝕與防護學報,2000,20(1):47-53.

Failure Reasons for 20G/316L Double Metal Composite Pipe

CHEN Hao1, GU Yuan-guo2, JIANG Sheng-fei3

(1. School of Mechatronic Engineering, Southwest Petroleum University, Chengdu 610500, China；2. Sichuan Technology & Business College, Chengdu 611837, China；3. Shu′nan Gas Mine, Southwest Oil & Gas Field Company, Luzhou 646000, China)

In order to ascertain the failure reasons for the 20G/316L bimetallic composite pipe used in a domestic gas field, the failure morphology of the samples was analyzed and the welding process was simulated with ANSYS. It was found that the lower part of the pipe near the starting point of the weld was seriously corroded, and pitting was the main corrosion form, and the welding stress played a significant role in promoting and inducing the failure. The failure reasons of 20G/316L bimetallic composite pipe were welding stress, Cl-and galvanic corrosion.

double metal composite pipe; weld; failure; corrosion; simulation

2014-11-18

江勝飛(1987-),助理工程師,碩士,從事技術管理工作,13438829447,jiang.shengfei@163.com

失效分析

10.11973/fsyfh-201512019

TG174

A

1005-748X(2015)12-1194-04