某采氣井口“Z”管異徑接頭環(huán)焊縫的泄漏原因

劉 磊,劉書炳,段明霞,楊 萍

(1. 中國石油長慶油田長北作業(yè)分公司,西安 710016; 2. 長慶油田分公司第二采氣廠,榆林 719000)

天然氣輸氣管道對接環(huán)焊縫處是管道的薄弱環(huán)節(jié)[1],較易發(fā)生泄漏失效。2020年,某采氣樹生產(chǎn)翼閥后“Z”型管異徑接頭小端環(huán)焊縫再次發(fā)生泄漏,導(dǎo)致關(guān)井停產(chǎn);泄漏管道尺寸101.6～152.4 mm,材料為16Mn鋼,操作壓力5.2～8.0 MPa,設(shè)計壓力25.0 MPa,操作溫度40～50 ℃,輸送介質(zhì)為濕天然氣,單井日產(chǎn)量為20×104～80×104m3;泄漏失效位置附近有兩類金屬損失,一是焊縫上坑狀局部金屬損失,最嚴(yán)重位置出現(xiàn)針孔型穿孔,二是法蘭面呈現(xiàn)均勻腐蝕,見圖1和圖2。筆者對泄漏失效管件進行理化檢驗,結(jié)合流態(tài)模擬試驗等進行綜合分析,以期找出失效原因,提出建議措施,避免同類事故再次發(fā)生。

圖1 焊縫腐蝕形貌Fig. 1 Corrosion morphology of weld

圖2 法蘭面腐蝕形貌Fig. 2 Corrosion morphology of flange surface

1 理化檢驗

1.1 宏觀分析

1.1.1 法蘭面存在裝配間隙

建立法蘭3D模型,見圖3,法蘭之間的密封通過鋼圈,裝配好的兩個法蘭端面存在6.08 mm間隙,放大結(jié)構(gòu)見圖4。腐蝕介質(zhì)很容易進入該縫隙導(dǎo)致法蘭端面發(fā)生腐蝕,并且流體在法蘭面間隙處的流態(tài)也會發(fā)生變化。對間隙處流體流速進行模擬,見圖5,可以看出,越接近輸送通道內(nèi)表面,流體流速越大,流體對法蘭面的沖刷作用越大,法蘭面金屬損失越嚴(yán)重,這主要是沖蝕作用引起的;間隙底部的流體流速趨于零,沖蝕在此處并不明顯,腐蝕起主導(dǎo)作用,因而間隙底部法蘭面的腐蝕速率明顯低于距流體輸送通道較近的法蘭面。

圖3 裝配后法蘭的縱剖面Fig. 3 Longitudinal section of flange

圖5 間隙處的流體流速的變化Fig. 5 The change of fluid velocity at the gap

1.1.2 存在錯邊以及內(nèi)焊縫余高

法蘭與異徑接頭間存在明顯錯邊,即異徑接頭內(nèi)徑大于法蘭內(nèi)徑,異徑接頭與管體內(nèi)焊縫腐蝕嚴(yán)重,但局部區(qū)域仍有焊縫余高殘留,錯邊最嚴(yán)重部位的錯邊量近9 mm,如圖6所示。錯邊會使流體發(fā)生湍流和回流,若流體中含有固態(tài)顆粒,將在錯邊區(qū)域產(chǎn)生沖蝕,使該處金屬損失加劇,且腐蝕介質(zhì)也會積聚在凹槽內(nèi),導(dǎo)致該處的金屬進一步腐蝕,形成環(huán)向腐蝕溝槽,所以壓力管道焊接對對口錯邊有嚴(yán)格要求。如圖1所示,異徑接頭小端與法蘭連接處有明顯的沖蝕痕跡與腐蝕坑。

圖6 管件焊接錯邊與焊縫腐蝕Fig. 6 Pipe welding misalignment and weld corrosion

1.2 化學(xué)成分

對管件不同位置取樣,進行化學(xué)成分分析[2]。由表1可見:法蘭材料為16MnD,異徑接頭材料為16Mn,管道材料為16Mn;焊接使用的焊材為J507RH 焊條;且異徑接頭的材質(zhì)和法蘭材料均符合標(biāo)準(zhǔn)要求。

表1 失效管件和焊縫金屬的化學(xué)成分檢測結(jié)果Tab. 1 Chemical composition test results of failed pipe fittings and weld metal %

1.3 形貌觀察

從法蘭、異徑接頭及管體切取常規(guī)金相試樣,檢測顯微組織、晶粒度和非金屬夾雜。由表2可見:異徑接頭和管體組織為“鐵素體F+珠光體P”,是16Mn鋼典型的熱軋或正火組織;法蘭的壁厚較厚,組織中出現(xiàn)了“魏氏鐵素體(WF)”,且法蘭的晶粒尺寸較異徑接頭和管體的粗大;法蘭、異徑接頭和管體的顯微組織正常。

表2 常規(guī)試樣的檢測結(jié)果Tab. 2 Test results of Routine samples

從法蘭-異徑接頭(小端)焊縫和異徑接頭(大端)-管體焊縫處切取縱向金相試樣,檢測焊縫組織,由表3可見:兩道環(huán)焊縫腐蝕坑周圍未見異常組織[3]。宏觀形貌觀察結(jié)果表明,無論焊縫是否留有余高,法蘭、異徑接頭小端、異徑接頭大端和管體的整個厚度方向上都有明顯的焊接熱影響區(qū)[4],如圖7～9所示,說明管件在焊接時不存在未熔合和未焊透的情況,焊縫內(nèi)表面的凹槽不是未熔合和未焊透缺陷造成的。

表3 焊縫缺陷試樣檢測結(jié)果Tab. 3 Test results of weld defect sample

圖7 法蘭-異徑接頭(小端)焊縫宏觀組織Fig. 7 Macro structure of welding seam of flange-reducing joint (small end)

圖8 異徑接頭(大端)-管體焊縫宏觀組織(無焊縫余高)Fig. 8 Macro structure of reducing joint (big end)-pipe body weld (without weld reinforcement)

圖9 異徑接頭(大端)-管體焊縫宏觀組織(有焊縫余高)Fig. 9 Macro structure of reducing joint (big end)-pipe body weld (with weld reinforcement)

1.4 腐蝕行為

1.4.1 電化學(xué)試驗

法蘭、異徑接頭和管體的材料均為16Mn鋼,兩道焊縫的填充金屬為J507RH焊條,母材和焊縫之間的化學(xué)成分存在明顯差異,有電偶腐蝕風(fēng)險,通過腐蝕電化學(xué)測試和腐蝕模擬試驗分析了兩者的腐蝕特性?？紤]到法蘭面是一個相對獨立的腐蝕體系,以沖蝕為主,所以不進行腐蝕電化學(xué)測試和腐蝕模擬試驗。

在母材上取尺寸為φ15 mm×3 mm的電化學(xué)試樣,常溫常壓下測量其開路電位和極化曲線。結(jié)果表明:異徑接頭、異徑接頭-管體焊縫和管體的開路電位分別為-0.717 V、-0.686 V和-0.687 V;焊縫金屬與管體的開路電位差別不大,電位差僅為30 mV,焊縫發(fā)生電化學(xué)腐蝕的傾向不大,異徑接頭的開路電位最小,說明在模擬腐蝕液中,異徑接頭發(fā)生電化學(xué)腐蝕的可能性最大。由圖10 可見:焊縫的腐蝕電流密度最大,管體次之,異徑接頭最小,即焊縫的腐蝕速率最大。

圖10 異徑接頭、焊縫和管體試樣的極化曲線Fig. 10 Polarization curves of pipe body, weld and reducing joint samples

1.4.2 浸泡試驗

為研究“Z”管的現(xiàn)場腐蝕情況,使用高溫高壓釜還原現(xiàn)場工況。根據(jù)現(xiàn)場水質(zhì)分析結(jié)果在實驗室配制腐蝕溶液,為了加速試驗過程將CO2分壓設(shè)定為1 MPa,壓力8 MPa,溫度50 ℃,流速1 m/s,試驗時長168 h。腐蝕掛片尺寸50 mm×10 mm×3 mm,沿管件縱向截取,焊縫置于腐蝕掛片的中間,如圖6所示,取2組(每組3件)腐蝕掛片試樣,一組置于氣相中,另一組置于液相中。

由圖11可見:氣相中的掛片發(fā)生輕微表面腐蝕;液相中的掛片整體發(fā)生了比較嚴(yán)重的腐蝕,表面生成了黑色的腐蝕產(chǎn)物,呈均勻腐蝕形貌,焊縫區(qū)域的腐蝕產(chǎn)物膜非常薄,質(zhì)地疏松易碎,未經(jīng)后期處理就已出現(xiàn)開裂、脫落的情況。SEM結(jié)果表明:焊縫處的腐蝕產(chǎn)物膜多孔疏松,而母材的腐蝕產(chǎn)物膜則相對致密、均勻。如圖12和13所示,母材表面致密的氧化膜能夠隔離腐蝕介質(zhì)和膜下金屬,阻止腐蝕介質(zhì)對膜下金屬的進一步腐蝕,對腐蝕有抑制和更好的保護作用;而焊縫位置的腐蝕產(chǎn)物由于質(zhì)地多孔疏松,致密性差,更易受到流體的沖刷而剝離,露出新的金屬基體,導(dǎo)致基體與腐蝕介質(zhì)接觸而再次發(fā)生腐蝕,加速了該位置的腐蝕失效。

圖11 腐蝕掛片腐蝕形貌Fig. 11 Corrosion morphology of corrosion coupon

1.4.3 腐蝕產(chǎn)物成分

在管體內(nèi)壁的腐蝕孔附近取樣觀察腐蝕產(chǎn)物形貌[5],試樣表面有一層黑色較薄的腐蝕產(chǎn)物膜,與基體結(jié)合緊密難以剝離。采用X射線衍射分析內(nèi)壁腐蝕產(chǎn)物(圖略),結(jié)果表明腐蝕產(chǎn)物的主要物相是Fe,還有一定量的Fe3C和少量的FeO。Fe和Fe3C是16Mn鋼主要的組成相,說明管體內(nèi)壁上殘留的腐蝕產(chǎn)物膜很薄,X射線已經(jīng)穿透產(chǎn)物膜打到基體金屬上。FeO是Fe的氧化物,可能是管件在拆除之后,內(nèi)壁上的Fe元素在空氣中發(fā)生氧化而形成的,因為腐蝕產(chǎn)物膜很薄,在衍射圖譜上FeO峰的表現(xiàn)也較弱,這也從側(cè)面證明沖蝕在管件腐蝕中起到主導(dǎo)作用,腐蝕產(chǎn)物膜被流體不斷沖刷剝離,導(dǎo)致新的基體金屬不斷露出而發(fā)生腐蝕。

圖12 焊縫金屬腐蝕產(chǎn)物膜形貌Fig. 12 Morphology of corrosion product film on weld metal

圖13 母材腐蝕產(chǎn)物膜形貌Fig. 13 Morphology of corrosion product film on base metal

2 焊縫局部腐蝕原因

2.1 錯邊、焊縫余高對流體流態(tài)的影響

除了金屬本身的電化學(xué)行為外,管件焊縫的幾何結(jié)構(gòu)也會導(dǎo)致流體流態(tài)發(fā)生變化,從而影響焊縫金屬的腐蝕過程,模擬了錯邊和內(nèi)焊縫余高對流體流態(tài)的影響。雖然管線內(nèi)流體屬于多相流體[6],過程復(fù)雜,但該井天然氣含液量較少,管內(nèi)流體可認(rèn)為是氣體攜帶微量砂粒的兩相流體;其中85%的沙粒粒徑小于20 μm,故最終將管內(nèi)流體簡化為單相流體進行模擬。

流體通道內(nèi)徑在異徑接頭處發(fā)生變化,當(dāng)管件內(nèi)壁平滑時,在異徑接頭小徑出口端將產(chǎn)生湍流,如圖14所示,圖中深色區(qū)域湍動能最大,湍流最為劇烈,但是緊挨管壁處的湍動能則明顯降低,異徑接頭小徑出口端有流體回流現(xiàn)象,如圖15所示。

圖14 管件內(nèi)壁平滑時的湍動能Fig. 14 Turbulent kinetic energy of smooth inner wall tube

圖15 管件內(nèi)壁光滑的流速分布Fig. 15 Velocity distribution of fluid with smooth inner wall

錯邊和內(nèi)焊縫余高處會產(chǎn)生明顯湍流,斷面變化的地方還會產(chǎn)生回流,這是由于錯邊和內(nèi)焊縫余高等缺陷導(dǎo)致管體內(nèi)壁不光滑連續(xù)。

氣體介質(zhì)內(nèi)裹挾的固體顆粒在湍流的作用下對錯邊和內(nèi)焊縫余高處產(chǎn)生剪切作用,焊縫表面的腐蝕產(chǎn)物膜被不斷的剝離,新的基體暴露于腐蝕介質(zhì)中,加之焊縫金屬的耐蝕性較差,因此焊縫腐蝕減薄加劇。通過模擬分析可以看出,余高處的湍動能隨著內(nèi)焊縫的余高變高而增大,對焊縫余高的沖蝕越大。由圖16可見:凹槽深度到達(dá)一定值時,凹槽底部流度會明顯降低,焊縫金屬會被凹槽內(nèi)聚集的腐蝕介質(zhì)繼續(xù)腐蝕,腐蝕作用取代沖蝕成為控制因素,在持續(xù)腐蝕作用下,局部區(qū)域發(fā)生腐蝕穿孔,導(dǎo)致管件泄漏。

圖16 不同條件下湍動能與內(nèi)焊縫余高變化關(guān)系Fig. 16 Turbulent kinetic energy under different internal weld reinforcement under different conditions

2.2 流體流速對錯邊、內(nèi)焊縫余高處沖蝕的影響

該井場內(nèi)單井的日產(chǎn)量20～80×104m3,生產(chǎn)壓力5.2～8.0 MPa,輸送介質(zhì)溫度40～50 ℃,結(jié)合管道尺寸,法蘭出口處流體流速為5～30 m/s,采用湍流模型,隨著天然氣流速的增大,錯邊和內(nèi)焊縫余高處的湍動能增大,當(dāng)流量超過56×104m3,即流速大于15 m/s,流體對錯邊和焊縫余高的沖蝕作用明顯增大,見圖17。

圖17 流速、錯邊與焊縫的湍動能變化關(guān)系Fig. 17 Relationship between kinetic energy of weld and turbulence velocity

3 結(jié)論與建議

3.1 結(jié)論

(1) 法蘭、異徑接頭、管體材質(zhì)化學(xué)成分與組織正常,焊條選擇與母材相匹配,未發(fā)生未焊透和未熔合缺陷;但焊縫金屬相對于母材的耐蝕性要差,相同的腐蝕條件下,焊縫金屬的腐蝕電流密度更大,腐蝕速率更高,且焊縫金屬的腐蝕產(chǎn)物膜多孔疏松,在流體剪切作用下更易剝離從而失去對基體金屬的保護。

(2) 法蘭裝配后會在兩法蘭端面間產(chǎn)生裝配間隙,使得天然氣中的腐蝕介質(zhì)進入該間隙導(dǎo)致法蘭面發(fā)生腐蝕;間隙的存在還導(dǎo)致流體流態(tài)發(fā)生變化,含固體顆粒的湍流流體對法蘭面產(chǎn)生剪切,在流體沖蝕的作用下,離流體輸送通道較近的法蘭面金屬損失嚴(yán)重;間隙底部的流體流速逐漸減小,沖蝕作用逐漸下降,腐蝕成為主要破壞形式。

(3) 管件內(nèi)壁表面物相主要為鐵Fe,同時含有一定量Fe3C和少量FeO,其中Fe和Fe3C為16Mn鋼主要的組成相,表明管件內(nèi)壁上殘留的腐蝕產(chǎn)物膜很薄,從側(cè)面證明了沖蝕作用在管件失效中起到主導(dǎo)作用,腐蝕產(chǎn)物膜在流體沖蝕的作用下不斷被剝離,新的基體與腐蝕介質(zhì)接觸而發(fā)生腐蝕。

(4) 法蘭與異徑接頭對焊錯邊量較大,異徑接頭與管體內(nèi)焊縫余高明顯,錯邊與內(nèi)焊縫余高引起管體內(nèi)部流體流態(tài)變化,在錯邊和內(nèi)焊縫余高處產(chǎn)生湍流和回流,在流體沖刷和腐蝕的作用下加劇焊縫金屬的損失,從而在焊縫內(nèi)形成凹槽,造成焊縫壁變薄,最終發(fā)生穿孔泄漏。

3.2 建議

(1) 為了提高法蘭端面的耐沖蝕性,可在法蘭面堆焊耐蝕合金以提高法蘭端面的耐蝕性和耐磨性。

(2) 嚴(yán)格控制管件焊接質(zhì)量,杜絕錯邊量過大出現(xiàn)局部應(yīng)力集中的情況,避免錯邊處出現(xiàn)裂紋,發(fā)生斷裂;嚴(yán)控焊縫內(nèi)壁余高的高度,確保流體通道盡量平滑連續(xù),降低流體對內(nèi)焊縫的沖蝕。

(3) 適當(dāng)控制產(chǎn)量,降低流體流速將有助于減輕流體對管件的沖蝕作用。