國外130ksi 鋼級連續管斷裂失效分析*

李小龍， 趙 簽， 鮮林云， 李鴻斌，劉玉棟， 王新宇

（1. 寶雞石油鋼管有限責任公司， 陜西 寶雞721008；2. 新疆石油管理局工程技術公司， 新疆 克拉瑪依834000）

0 前 言

連續管由于其成本低、 占地面積小、 使用方便、 安全系數高、 作業周期短、 可帶壓作業等一系列優點而被廣泛應用于油氣田修井、 鉆井、 完井、 測井、 傳輸射孔、 分段壓裂、 鉆磨橋塞等作業中[1-3]， 在油氣田勘探與開發中發揮著越來越重要的作用[4-5]。

近年來， 隨著我國能源戰略持續推進， 國內深井、 超深井的數量和最大深度記錄逐年攀升，深層油氣資源占比日益增大[6-7]； 同時， 大量高含H2S、 CO2、 高礦化度的油氣井開發日益普遍[8-11]，腐蝕工況日益苛刻， 連續管的服役環境越來越惡劣， 導致連續管失效事故多發[12-14]。 本研究以國外某廠家生產的130ksi 鋼級Φ44.5 mm×3.68 mm失效連續管為研究對象， 對其剩余力學性能、 金相組織、 疲勞斷口形貌及耐蝕性能進行檢測， 分析該連續管斷裂失效原因， 以期提高連續管使用壽命， 減少失效事故的發生， 為油氣田連續管作業提供指導。

1 組織及力學性能檢測

國外某廠家生產的130ksi 鋼級Φ44.5 mm×3.68 mm 連續管， 在新疆某含H2S 井中進行酸化壓裂作業時， 起下兩次后連續管在纏繞至卷筒上時發生了斷裂失效，

1.1 剩余壁厚檢測

在130ksi 鋼級連續管斷口附近截取樣管進行幾何尺寸測量， 測量位置如圖1 所示， A-C、B-D 為圖1 中選取的5 個截面上沿環向均勻間隔測量的兩個值， 檢測結果見表1。

圖1 樣管幾何尺寸檢測位置

?

由表1 可知， 檢測結果滿足API SPEC 5ST—2010 要求， 管材無外徑減小及壁厚減薄情況發生。

表1 樣管幾何尺寸檢測結果

1.2 整管拉伸性能

在130ksi 鋼級連續管斷口附近截取450 mm的試樣， 采用新三思CMT5101 電子萬能拉伸試驗機， 依據ASTM E8—2016 標準對所取連續管進行整管拉伸試驗， 拉伸結果見表2。

表2 失效管段拉伸試驗結果

由表2 可以看出， 與出廠連續管相比， 失效管段抗拉強度與延伸率均無明顯變化， 但是其屈服強度大幅下降， 甚至比設計值降低93 MPa。這主要是由于包辛格效應， 卷曲后的連續管和未卷曲的連續管相比， 屈服強度會下降5%～10%；再加上連續管在復雜的井下環境中服役， 受到拉、 壓、 扭轉、 彎曲疲勞以及腐蝕等共同作用而導致的。 屈服強度大幅下降后， 會導致管材承受載荷的能力下降， 降低管材的下入深度以及管材的抗擠毀壓力[15]， 而該盤連續管在作業過程中下井深度以及自重及連接的工具串載荷不變， 增加了管材失效的風險。

1.3 擴口、 壓扁試驗

將斷口附近連續管加工成Φ44.5 mm×100 mm樣管， 對焊縫位置分別進行0°、 90°壓扁試驗，試驗平板間距為37.8 mm （0.85D）。 經檢驗， 試樣均未出現開裂現象。

將斷口附近連續管加工成Φ44.5 mm×100 mm樣管， 利用錐度為60°的頂芯對樣管進行擴口試驗， 擴口率21%。 經檢驗， 試樣擴口端未出現開裂現象。 由檢測結果可知， 已服役的國外連續管依舊具有較好的塑性。

1.4 金相組織及硬度檢測

在130ksi 鋼級連續管斷口附近母材及焊縫處取9 mm×18 mm 標準試樣， 采用DMI5000M金相顯微鏡進行觀察， 金相組織如圖2 和圖3所示。 采用DurScan-70 硬度計檢測其硬度值，結果見表3 和表4。

圖2 連續管母材金相組織

圖3 連續管焊縫金相組織

表3 130ksi 鋼級連續管斷口附近焊縫試樣硬度檢測結果

表4 130ksi 鋼級連續管斷口附近母材試樣硬度檢測結果

由金相組織觀察及硬度檢測結果可知， 已服役國外連續管焊縫及母材組織均勻， 硬度也滿足設計要求。

1.5 疲勞性能檢測及分析

連續管疲勞性能是影響連續管服役的一個非常關鍵的指標， 為了確定已服役130ksi 鋼級連續管的疲勞壽命， 取樣進行疲勞試驗， 彎模半徑1 828.8 mm， 內壓34.47 MPa。 檢測結果見表5。

表5 已服役連續管疲勞性能檢測結果

由表5 可知， 該連續管疲勞性能整體較好， 但當焊縫處于壓縮面時， 疲勞性能不穩定， 波動較大。 取疲勞次數較低的PL-6 疲勞斷口進行SEM 和EDS 分析， 結果分別如圖4和圖5 所示。

由圖4 和圖5 可以看出， 起裂源位于連續管內壁， 隨著疲勞次數的增加， 裂紋由內向外擴展且擴展速率逐漸增大； 同時， 起裂區有大量的Al、 Si、 O 等元素組成的夾雜物， 相鄰夾雜物形成的微裂紋不斷擴展形成了更大的裂紋， 進一步加速了管材斷裂。

圖4 PL-6 疲勞斷口SEM 形貌

圖5 PL-6 疲勞斷口能譜分析結果

2 耐蝕試驗及分析

2.1 中性鹽霧試驗

依據GB/T 10125—2012 《人造氣氛腐蝕試驗 鹽霧試驗》， 在型號為CC450XP 的循壞腐蝕試驗箱中進行中性鹽霧試驗。 在130ksi 鋼級連續管斷口附近取樣， 試樣規格為150 mm×100 mm×1 mm， 經砂紙打磨后測量其表面積，先后用蒸餾水、 無水乙醇清洗去污， 干燥后稱重。 所用腐蝕介質為質量分數為5%的NaCl 溶液， 試驗時間12～60 h， 試驗溫度35 ℃， 試驗過程中分別在0.5 h、 1 h、 2 h、 4 h、 8 h、 12 h、24 h、 36 h、 48 h 和60 h 時 取 出 試 樣， 觀 察其表面形貌并拍照。 試驗完成后取出試樣， 采用去膜液清洗試樣表面腐蝕產物， 干燥至恒重后測量質量， 并計算平均腐蝕速率， 腐蝕速率計算公式為

式中： v——腐蝕速率， g/（m2·h）；

m1、 m2——分別為測試前、 后試樣質量， g；

A——試樣表面積， m2；

t——試驗時間， h。

鹽霧試驗腐蝕速率隨時間的變化規律如圖6所示， 不同時間段鹽霧試驗試樣腐蝕宏觀形貌如圖7 所示。

由圖6 和圖7 可以看出， 隨著試驗時間的增加， 試樣表面銹蝕越來越嚴重， 試樣的腐蝕速率呈現出先增大后減小的趨勢， 在試驗進行到24 h時， 腐蝕速率達到最大， 而后有所減小， 主要是由于腐蝕24 h 后， 試樣表面形成了一層致密的腐蝕產物膜， 該膜起到了覆蓋屏蔽作用， 阻止了腐蝕介質與金屬基體的接觸， 從而減緩了腐蝕速率。

圖6 鹽霧試驗腐蝕速率隨時間的變化規律

圖7 不同時間段鹽霧試驗腐蝕試樣宏觀形貌

2.2 HIC 試驗

依據NACE TM 0284—2011 《管道和壓力容器耐氫致破裂的性能評價》， 在飽和H2S+A溶液 （5%NaCl+0.5%CH3COOH） 中對130ksi 鋼級連續管斷口附近所取的試樣進行抗HIC 性能測試， 試樣規格為100 mm×20 mm×3 mm， 試驗時間96 h。 試驗完成取出試樣， 觀察其表面形貌并拍照， HIC 試驗后試樣宏觀形貌如圖8所示， 將試樣切割拋光后在100 倍顯微鏡下觀察其剖面， 未發現開裂現象。

圖8 HIC 試驗后試樣宏觀形貌

2.3 SSCC 試驗

依據NACE TM 0177—2016 《金屬在硫化氫環境中抗應力腐蝕開裂試驗》， 在飽和H2S+A 溶液（5%NaCl+0.5%CH3COOH） 中對130ksi 鋼級連續管斷口附近所取的試樣進行抗SSCC 性能測試，試樣規格110 mm×15 mm×3 mm， 試驗時間720 h。試驗完成后取出試樣觀察其表面形貌， 其宏觀形貌如圖9 所示。 圖9 中1#試樣加載力為名義屈服強度的85%， 2#試樣加載力為名義屈服強度的80%。 試驗完成后可以看到試樣表面形成了一層保護膜， 這是由于H2S 在水溶液中電離出的S2-與溶液中Fe2+結合形成FeS 沉積在金屬表面所致。 1#試驗的3 個平行試樣中的其中1 個在金相顯微鏡下放大10 倍后可觀察到特別微小的裂紋， 但試樣未發生斷裂； 2#試樣未出現裂紋或斷裂。

圖9 不同加載力SSCC 試驗后試樣宏觀形貌

3 結 論

（1） 國外130ksi 鋼級Φ44.5 mm×3.68 mm 連續管斷口附近外徑和壁厚均滿足API SPEC 5ST標準要求。

（2） 在含H2S 井中服役后的130ksi 鋼級連續管斷口附近屈服強度大幅下降， 甚至低于設計值。 屈服強度的降低會導致管材承受載荷的能力下降， 會降低管材的下入深度， 減小管材使用的安全系數， 是造成管材斷裂的一個重要原因。

（3） 國外130ksi 鋼級連續管斷口附近母材及焊縫硬度值均小于設計要求， 無硬度超標現象。

（4） 130ksi 鋼級連續管斷口附近焊縫處于壓縮面時疲勞次數為179～320 次， 波動較大。 通過對疲勞斷口進行SEM 分析， 發現起裂區有大量的夾雜物， 夾雜物的存在會造成應力集中而易形成微裂紋， 導致疲勞強度降低。

（5） HIC、 SSCC 試驗后， 部分試樣出現極微小的裂紋， 但是未發生斷裂， 試驗結果為合格； 鹽霧試驗結果表明， 該連續管在中性鹽霧試驗中腐蝕很嚴重， 試樣的腐蝕速率隨著時間的增加而先增大后減小， 減小原因主要是由于試驗后期試樣表面的腐蝕產物起到了覆蓋屏蔽作用， 阻止了腐蝕介質與金屬基體的接觸， 從而減緩了腐蝕速率。

（6） 該連續管在含H2S 井中服役后， 存在強度下降嚴重、 疲勞斷口起裂區有大量夾雜物、 腐蝕較嚴重等問題， 在新疆該區塊環境下使用有較大風險， 應謹慎選擇。