国外130ksi 钢级连续管断裂失效分析*

李小龙， 赵 签， 鲜林云， 李鸿斌，刘玉栋， 王新宇

（1. 宝鸡石油钢管有限责任公司， 陕西 宝鸡721008；2. 新疆石油管理局工程技术公司， 新疆 克拉玛依834000）

0 前 言

连续管由于其成本低、 占地面积小、 使用方便、 安全系数高、 作业周期短、 可带压作业等一系列优点而被广泛应用于油气田修井、 钻井、 完井、 测井、 传输射孔、 分段压裂、 钻磨桥塞等作业中[1-3]， 在油气田勘探与开发中发挥着越来越重要的作用[4-5]。

近年来， 随着我国能源战略持续推进， 国内深井、 超深井的数量和最大深度记录逐年攀升，深层油气资源占比日益增大[6-7]； 同时， 大量高含H2S、 CO2、 高矿化度的油气井开发日益普遍[8-11]，腐蚀工况日益苛刻， 连续管的服役环境越来越恶劣， 导致连续管失效事故多发[12-14]。 本研究以国外某厂家生产的130ksi 钢级Φ44.5 mm×3.68 mm失效连续管为研究对象， 对其剩余力学性能、 金相组织、 疲劳断口形貌及耐蚀性能进行检测， 分析该连续管断裂失效原因， 以期提高连续管使用寿命， 减少失效事故的发生， 为油气田连续管作业提供指导。

1 组织及力学性能检测

国外某厂家生产的130ksi 钢级Φ44.5 mm×3.68 mm 连续管， 在新疆某含H2S 井中进行酸化压裂作业时， 起下两次后连续管在缠绕至卷筒上时发生了断裂失效，

1.1 剩余壁厚检测

在130ksi 钢级连续管断口附近截取样管进行几何尺寸测量， 测量位置如图1 所示， A-C、B-D 为图1 中选取的5 个截面上沿环向均匀间隔测量的两个值， 检测结果见表1。

图1 样管几何尺寸检测位置

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由表1 可知， 检测结果满足API SPEC 5ST—2010 要求， 管材无外径减小及壁厚减薄情况发生。

表1 样管几何尺寸检测结果

1.2 整管拉伸性能

在130ksi 钢级连续管断口附近截取450 mm的试样， 采用新三思CMT5101 电子万能拉伸试验机， 依据ASTM E8—2016 标准对所取连续管进行整管拉伸试验， 拉伸结果见表2。

表2 失效管段拉伸试验结果

由表2 可以看出， 与出厂连续管相比， 失效管段抗拉强度与延伸率均无明显变化， 但是其屈服强度大幅下降， 甚至比设计值降低93 MPa。这主要是由于包辛格效应， 卷曲后的连续管和未卷曲的连续管相比， 屈服强度会下降5%～10%；再加上连续管在复杂的井下环境中服役， 受到拉、 压、 扭转、 弯曲疲劳以及腐蚀等共同作用而导致的。 屈服强度大幅下降后， 会导致管材承受载荷的能力下降， 降低管材的下入深度以及管材的抗挤毁压力[15]， 而该盘连续管在作业过程中下井深度以及自重及连接的工具串载荷不变， 增加了管材失效的风险。

1.3 扩口、 压扁试验

将断口附近连续管加工成Φ44.5 mm×100 mm样管， 对焊缝位置分别进行0°、 90°压扁试验，试验平板间距为37.8 mm （0.85D）。 经检验， 试样均未出现开裂现象。

将断口附近连续管加工成Φ44.5 mm×100 mm样管， 利用锥度为60°的顶芯对样管进行扩口试验， 扩口率21%。 经检验， 试样扩口端未出现开裂现象。 由检测结果可知， 已服役的国外连续管依旧具有较好的塑性。

1.4 金相组织及硬度检测

在130ksi 钢级连续管断口附近母材及焊缝处取9 mm×18 mm 标准试样， 采用DMI5000M金相显微镜进行观察， 金相组织如图2 和图3所示。 采用DurScan-70 硬度计检测其硬度值，结果见表3 和表4。

图2 连续管母材金相组织

图3 连续管焊缝金相组织

表3 130ksi 钢级连续管断口附近焊缝试样硬度检测结果

表4 130ksi 钢级连续管断口附近母材试样硬度检测结果

由金相组织观察及硬度检测结果可知， 已服役国外连续管焊缝及母材组织均匀， 硬度也满足设计要求。

1.5 疲劳性能检测及分析

连续管疲劳性能是影响连续管服役的一个非常关键的指标， 为了确定已服役130ksi 钢级连续管的疲劳寿命， 取样进行疲劳试验， 弯模半径1 828.8 mm， 内压34.47 MPa。 检测结果见表5。

表5 已服役连续管疲劳性能检测结果

由表5 可知， 该连续管疲劳性能整体较好， 但当焊缝处于压缩面时， 疲劳性能不稳定， 波动较大。 取疲劳次数较低的PL-6 疲劳断口进行SEM 和EDS 分析， 结果分别如图4和图5 所示。

由图4 和图5 可以看出， 起裂源位于连续管内壁， 随着疲劳次数的增加， 裂纹由内向外扩展且扩展速率逐渐增大； 同时， 起裂区有大量的Al、 Si、 O 等元素组成的夹杂物， 相邻夹杂物形成的微裂纹不断扩展形成了更大的裂纹， 进一步加速了管材断裂。

图4 PL-6 疲劳断口SEM 形貌

图5 PL-6 疲劳断口能谱分析结果

2 耐蚀试验及分析

2.1 中性盐雾试验

依据GB/T 10125—2012 《人造气氛腐蚀试验 盐雾试验》， 在型号为CC450XP 的循坏腐蚀试验箱中进行中性盐雾试验。 在130ksi 钢级连续管断口附近取样， 试样规格为150 mm×100 mm×1 mm， 经砂纸打磨后测量其表面积，先后用蒸馏水、 无水乙醇清洗去污， 干燥后称重。 所用腐蚀介质为质量分数为5%的NaCl 溶液， 试验时间12～60 h， 试验温度35 ℃， 试验过程中分别在0.5 h、 1 h、 2 h、 4 h、 8 h、 12 h、24 h、 36 h、 48 h 和60 h 时 取 出 试 样， 观 察其表面形貌并拍照。 试验完成后取出试样， 采用去膜液清洗试样表面腐蚀产物， 干燥至恒重后测量质量， 并计算平均腐蚀速率， 腐蚀速率计算公式为

式中： v——腐蚀速率， g/（m2·h）；

m1、 m2——分别为测试前、 后试样质量， g；

A——试样表面积， m2；

t——试验时间， h。

盐雾试验腐蚀速率随时间的变化规律如图6所示， 不同时间段盐雾试验试样腐蚀宏观形貌如图7 所示。

由图6 和图7 可以看出， 随着试验时间的增加， 试样表面锈蚀越来越严重， 试样的腐蚀速率呈现出先增大后减小的趋势， 在试验进行到24 h时， 腐蚀速率达到最大， 而后有所减小， 主要是由于腐蚀24 h 后， 试样表面形成了一层致密的腐蚀产物膜， 该膜起到了覆盖屏蔽作用， 阻止了腐蚀介质与金属基体的接触， 从而减缓了腐蚀速率。

图6 盐雾试验腐蚀速率随时间的变化规律

图7 不同时间段盐雾试验腐蚀试样宏观形貌

2.2 HIC 试验

依据NACE TM 0284—2011 《管道和压力容器耐氢致破裂的性能评价》， 在饱和H2S+A溶液 （5%NaCl+0.5%CH3COOH） 中对130ksi 钢级连续管断口附近所取的试样进行抗HIC 性能测试， 试样规格为100 mm×20 mm×3 mm， 试验时间96 h。 试验完成取出试样， 观察其表面形貌并拍照， HIC 试验后试样宏观形貌如图8所示， 将试样切割抛光后在100 倍显微镜下观察其剖面， 未发现开裂现象。

图8 HIC 试验后试样宏观形貌

2.3 SSCC 试验

依据NACE TM 0177—2016 《金属在硫化氢环境中抗应力腐蚀开裂试验》， 在饱和H2S+A 溶液（5%NaCl+0.5%CH3COOH） 中对130ksi 钢级连续管断口附近所取的试样进行抗SSCC 性能测试，试样规格110 mm×15 mm×3 mm， 试验时间720 h。试验完成后取出试样观察其表面形貌， 其宏观形貌如图9 所示。 图9 中1#试样加载力为名义屈服强度的85%， 2#试样加载力为名义屈服强度的80%。 试验完成后可以看到试样表面形成了一层保护膜， 这是由于H2S 在水溶液中电离出的S2-与溶液中Fe2+结合形成FeS 沉积在金属表面所致。 1#试验的3 个平行试样中的其中1 个在金相显微镜下放大10 倍后可观察到特别微小的裂纹， 但试样未发生断裂； 2#试样未出现裂纹或断裂。

图9 不同加载力SSCC 试验后试样宏观形貌

3 结 论

（1） 国外130ksi 钢级Φ44.5 mm×3.68 mm 连续管断口附近外径和壁厚均满足API SPEC 5ST标准要求。

（2） 在含H2S 井中服役后的130ksi 钢级连续管断口附近屈服强度大幅下降， 甚至低于设计值。 屈服强度的降低会导致管材承受载荷的能力下降， 会降低管材的下入深度， 减小管材使用的安全系数， 是造成管材断裂的一个重要原因。

（3） 国外130ksi 钢级连续管断口附近母材及焊缝硬度值均小于设计要求， 无硬度超标现象。

（4） 130ksi 钢级连续管断口附近焊缝处于压缩面时疲劳次数为179～320 次， 波动较大。 通过对疲劳断口进行SEM 分析， 发现起裂区有大量的夹杂物， 夹杂物的存在会造成应力集中而易形成微裂纹， 导致疲劳强度降低。

（5） HIC、 SSCC 试验后， 部分试样出现极微小的裂纹， 但是未发生断裂， 试验结果为合格； 盐雾试验结果表明， 该连续管在中性盐雾试验中腐蚀很严重， 试样的腐蚀速率随着时间的增加而先增大后减小， 减小原因主要是由于试验后期试样表面的腐蚀产物起到了覆盖屏蔽作用， 阻止了腐蚀介质与金属基体的接触， 从而减缓了腐蚀速率。

（6） 该连续管在含H2S 井中服役后， 存在强度下降严重、 疲劳断口起裂区有大量夹杂物、 腐蚀较严重等问题， 在新疆该区块环境下使用有较大风险， 应谨慎选择。