蘇建科， 張思琪， 李博鋒，2， 趙海濤， 王雷雷， 任 杰

（1. 寶雞石油鋼管有限責(zé)任公司， 陜西 寶雞721008；2. 國(guó)家石油天然氣管材工程技術(shù)研究中心， 陜西 寶雞721008）

0 前 言

連續(xù)油管 （coiled tubing， CT） 是一種強(qiáng)度高、 塑性好的HFW 焊接鋼管， 單根長(zhǎng)度可達(dá)幾千米， 在生產(chǎn)線連續(xù)生產(chǎn)并按一定長(zhǎng)度纏繞在卷筒上使用。 連續(xù)油管主要用于修井、 測(cè)井、 鉆井、 完井等作業(yè)， 由于連續(xù)油管作業(yè)具有占地面積小、 效率高、 拆裝方便、 保護(hù)油層等諸多普通油管不可比擬的優(yōu)點(diǎn)， 因此連續(xù)油管及其作業(yè)技術(shù)在國(guó)內(nèi)外得到了快速發(fā)展和應(yīng)用。 由于油田現(xiàn)場(chǎng)工況復(fù)雜， 連續(xù)油管作業(yè)時(shí)要承受拉伸、 壓縮、 扭轉(zhuǎn)、 反復(fù)彎曲以及疲勞等載荷作用， 管體極易出現(xiàn)永久變形、 彎折、 劃傷等損傷， 不僅影響作業(yè)安全， 而且會(huì)降低連續(xù)油管使用壽命[1-5]。針對(duì)連續(xù)油管的管體損傷， 油田現(xiàn)場(chǎng)通常將損傷部位管段切除， 再通過(guò)對(duì)接焊的方式進(jìn)行修復(fù)。連續(xù)油管對(duì)接焊可以起到延長(zhǎng)管材使用壽命、 降低作業(yè)成本的目的。

與普通管材對(duì)接焊接頭不同的是， 連續(xù)油管對(duì)接焊接頭服役工況更為苛刻， 需要承受低周彎曲疲勞載荷， 這對(duì)焊接接頭的綜合力學(xué)性能要求更高， 因此也對(duì)對(duì)接焊工藝提出了更高的要求。連續(xù)油管對(duì)接焊屬于小直徑、 薄壁管對(duì)接， 焊接時(shí)焊接區(qū)散熱條件差， 熱積累效應(yīng)明顯， 因此焊接熱輸入對(duì)熱影響區(qū)的組織及力學(xué)性能的影響更加明顯， 同時(shí)熱影響區(qū)力學(xué)性能也是決定焊接接頭抗疲勞性能的關(guān)鍵因素之一[6-10]。 對(duì)此， 本研究針對(duì)CT110 連續(xù)油管對(duì)接焊設(shè)計(jì)了兩種焊接工藝方案進(jìn)行焊接試驗(yàn)， 通過(guò)對(duì)比兩種工藝方案下焊接接頭組織及力學(xué)性能特點(diǎn)， 總結(jié)焊接工藝對(duì)接頭性能的影響規(guī)律， 以期為連續(xù)油管對(duì)接焊作業(yè)提供參考。

1 試驗(yàn)材料及方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)材料為國(guó)內(nèi)某管廠生產(chǎn)的CT110 鋼級(jí)Φ50.8 mm×4.8 mm 連續(xù)油管， 該連續(xù)油管為低碳微合金鋼高頻感應(yīng)焊接鋼管， 管材的化學(xué)成分見(jiàn)表1， 力學(xué)性能見(jiàn)表2。

表1 CT110 連續(xù)油管化學(xué)成分 %

表2 CT110 鋼級(jí)連續(xù)油管力學(xué)性能

1.2 試驗(yàn)工藝及方法

連續(xù)油管對(duì)接焊焊接方法為手工鎢極氬弧焊，使用YC-500WX 型TIG 焊接電源。 焊絲采用自主研制的連續(xù)油管焊接專用高強(qiáng)度低合金鋼焊絲，V 形坡口， 單邊坡口角度40°， 鈍邊1 mm。 焊前對(duì)管口內(nèi)、 外壁約20 mm 范圍內(nèi)進(jìn)行清理， 嚴(yán)格清除鐵銹、 油污等。 管口組對(duì)間隙為2.0～2.2 mm，焊接位置為全位置（5G） 焊。

采用如圖1 所示的兩種焊接工藝方案進(jìn)行試驗(yàn)。 方案一采用打底、 填充及蓋面三層焊接， 每層焊接一道焊縫； 方案二為了降低單道焊縫的焊接熱輸入， 在方案一的基礎(chǔ)上進(jìn)行了優(yōu)化， 打底和填充焊層各焊接一層， 每層一道， 蓋面層分兩道焊， 具體工藝參數(shù)見(jiàn)表3。 從表3 可以看出，蓋面焊接時(shí)工藝方案二采用兩道焊的形式， 相對(duì)于工藝方案一降低了單道焊縫熱輸入， 也改變了熱影響區(qū)焊接溫度場(chǎng)的分布， 更有利于縮短熱影響區(qū)的峰值溫度停留時(shí)間和冷卻時(shí)間。

圖1 焊接工藝設(shè)計(jì)示意圖

表3 CT110 連續(xù)油管對(duì)接焊工藝參數(shù)

焊后沿焊接接頭橫向取金相試樣， 經(jīng)磨制拋光后用4%的HNO3酒精溶液腐蝕， 利用Leica DMI5000M 金相顯微鏡觀察其組織形貌； 采用Durascan 70 硬度計(jì)對(duì)焊接接頭進(jìn)行硬度測(cè)試；沿焊縫橫向采用線切割制取板狀拉伸試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)， 試驗(yàn)設(shè)備為CMT5105 電子萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)， 試驗(yàn)方法依據(jù)ASTM A 370—2017 《鋼制品力學(xué)性能試驗(yàn)的標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法和定義》； 疲勞試驗(yàn)采用自主開(kāi)發(fā)的100 kN 連續(xù)油管彎曲疲勞試驗(yàn)機(jī)， 對(duì)兩種工藝所焊接頭進(jìn)行帶內(nèi)壓條件下的低周彎曲疲勞試驗(yàn)， 測(cè)試接頭的疲勞壽命。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 焊接接頭組織

兩種工藝下焊接接頭宏觀形貌如圖2 所示。其中， 圖2 （a） 中的1 號(hào)位置為方案一蓋面焊縫， 圖2 （b） 中的1 號(hào)位置為方案二蓋面焊第二道焊縫， 圖2 （b） 中的2 號(hào)位置為方案二蓋面焊第一道焊縫， 其組織形貌如圖3 所示。

圖2 兩種工藝下焊接接頭的宏觀形貌

圖3 不同工藝方案蓋面焊縫組織形貌

由圖3 可以看出， 方案一蓋面焊縫柱狀晶組織特征明顯， 在奧氏體晶界內(nèi)生成較細(xì)的條狀鐵素體， 并在鐵素體基體上和晶界分布著粒狀或島狀的富碳奧氏體， 組織以粒狀貝氏體為主； 方案二蓋面焊縫第二道焊縫微觀組織形貌與工藝方案一蓋面焊縫相同， 以粒狀貝氏體為主； 蓋面焊第一道焊縫組織也以粒狀貝氏體為主， 但奧氏體晶界內(nèi)部分鐵素體相對(duì)大一些， 并且鐵素體片層內(nèi)碳化物分布密度低。 說(shuō)明工藝方案二蓋面焊第一道焊縫受第二道焊縫焊接時(shí)的熱作用影響， 其部分鐵素體長(zhǎng)大， 碳化物分解和析出。 貝氏體形貌中鐵素體的尺寸增大， 其強(qiáng)度和硬度將會(huì)有一定的降低， 塑性和韌性提高。

圖2 （a） 工藝方案一的焊接接頭中2 號(hào)位置和圖2 （b） 工藝方案二中的3 號(hào)位置為焊縫中部， 其微觀組織形貌如圖4 所示。 從圖4 可以看出， 兩者組織形貌相近， 由于受到蓋面焊接時(shí)的熱作用， 其奧氏體晶界消失， 形成以鐵素體和粒狀貝氏體為主的組織， 并且部分鐵素體長(zhǎng)大呈片狀或塊狀結(jié)構(gòu)。

圖4 不同工藝下焊縫中部組織形貌

圖5 所示為兩種工藝下焊接接頭粗晶區(qū)顯微組織形貌。 由圖5 可以看出， 焊接接頭粗晶區(qū)組織粗大， 奧氏體晶界明顯， 在奧氏體晶界內(nèi)生成以粒狀貝氏體為主的組織。

圖5 不同工藝焊接熱影響區(qū)粗晶區(qū)組織形貌

2.2 硬度

圖6 焊接接頭硬度測(cè)試位置示意圖

表4 焊接接頭硬度測(cè)試結(jié)果(HV)

圖6 為焊接接頭硬度測(cè)試位置示意圖， 表4為硬度檢測(cè)結(jié)果。 從表4 可以看出， 兩種工藝方案下焊接接頭硬度相當(dāng)。 其中， 蓋面焊層硬度最高， 填充焊層相對(duì)于蓋面焊層硬度值有一定下降， 這是因?yàn)樯w面焊層對(duì)填充焊層具有二次加熱作用，打底焊層受到填充焊和蓋面焊的兩次熱作用， 硬度進(jìn)一步降低。 熱影響區(qū)硬度測(cè)試位置位于熔合線附近的過(guò)熱粗晶區(qū)， 其硬度相對(duì)母材高一些。

2.3 焊接接頭拉伸強(qiáng)度

拉伸試驗(yàn)沿焊縫橫向采用線切割制取板狀拉伸試樣， 并將焊縫余高修磨至與母材平齊， 板狀拉伸試樣幾何尺寸如圖7 所示， 拉伸試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表5， 拉伸曲線如圖8 所示。 從表5 可看出， 這兩種工藝下焊接接頭抗拉強(qiáng)度值相當(dāng)， 拉伸斷口均位于熱影響區(qū)， 熱影響區(qū)為整個(gè)接頭強(qiáng)度最薄弱區(qū)域。 從圖8 可看出， 采用工藝方案二所焊的接頭在拉伸中最大力出現(xiàn)時(shí)對(duì)應(yīng)的位移量大于工藝方案一， 說(shuō)明其在拉伸過(guò)程中產(chǎn)生的均勻延伸率更高， 焊接接頭均勻變形能力更強(qiáng)。 焊接接頭的均勻變形能力越強(qiáng)， 其塑性變形穩(wěn)定性越好， 變形過(guò)程中不容易產(chǎn)生因局部變形過(guò)大而導(dǎo)致的過(guò)早斷裂， 這一性能對(duì)提高焊接接頭抗低周疲勞性能有利[11-13]。 采用工藝方案二焊接時(shí)， 蓋面焊層分為兩道焊接， 不僅改變了熱影響區(qū)焊接溫度場(chǎng)的分布， 而且有效降低了單道焊縫焊接時(shí)的熱輸入， 使熱影響區(qū)高溫停留時(shí)間以及冷卻時(shí)間縮短， 從而使熱影響區(qū)因?yàn)槭艿胶附訜嶙饔枚a(chǎn)生的回復(fù)與再結(jié)晶程度降低， 改善了熱影響區(qū)力學(xué)性能[14-15]。

圖7 板狀拉伸試樣幾何尺寸

表5 焊接接頭拉伸試驗(yàn)結(jié)果

圖8 焊接接頭拉伸試驗(yàn)力-位移曲線

2.4 焊接接頭疲勞性能

采用專用連續(xù)油管彎曲疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行焊接接頭疲勞試驗(yàn)。 試驗(yàn)機(jī)可模擬連續(xù)油管作業(yè)時(shí)在承受內(nèi)壓情況下， 卷筒和注入頭處產(chǎn)生的低周彎曲疲勞過(guò)程， 測(cè)試焊接接頭疲勞循環(huán)壽命。 試驗(yàn)條件為： 彎曲半徑1 828.6 mm， 內(nèi)壓34.47 MPa。兩種工藝方案所焊接頭疲勞試驗(yàn)后的斷口典型形貌如圖9 所示。 圖9 中斷口均位于熱影響區(qū)， 并且在斷口處產(chǎn)生了明顯的不均勻塑性變形， 說(shuō)明在疲勞循環(huán)過(guò)程中該區(qū)域產(chǎn)生了較大的應(yīng)變集中， 由此也說(shuō)明熱影響區(qū)是對(duì)接接頭力學(xué)性能最薄弱的區(qū)域。 因此， 改善熱影響區(qū)力學(xué)性能是提高連續(xù)油管對(duì)接焊接頭疲勞性能的關(guān)鍵。

圖9 疲勞試樣斷口宏觀形貌

如圖10 所示兩種工藝下焊接接頭疲勞循環(huán)壽命。 由圖10 可以看出， 采用工藝方案二所制得的焊接接頭疲勞壽命平均值比工藝方案一所制接頭平均值高約36 次， 增加幅度約為92%。這可能是因?yàn)楣に嚪桨付袑⑸w面焊層改為兩道焊的方式， 使得焊接溫度場(chǎng)分布發(fā)生改變，并且降低了單道焊縫熱輸入， 使熱影響區(qū)所經(jīng)歷的峰值溫度停留時(shí)間和冷卻時(shí)間縮短， 進(jìn)而降低熱影響區(qū)的回復(fù)與再結(jié)晶程度， 使焊接接頭均勻變形能力增強(qiáng)。

圖10 兩種工藝下焊接接頭疲勞循環(huán)壽命對(duì)比

3 結(jié) 論

（1） 兩種焊接工藝下焊接接頭組織形貌相似， 焊縫區(qū)以鐵素體和粒狀貝氏體為主， 其中蓋面焊縫組織較為粗大， 柱狀晶特征明顯。 打底及填充焊縫組織由于受到后續(xù)焊道的二次熱作用，鐵素體發(fā)生長(zhǎng)大， 碳化物析出和分解， 原奧氏體晶界消失。 熱影響區(qū)粗晶區(qū)組織為在粗大的奧氏體晶內(nèi)生成的粒狀貝氏體組織。

（2） 兩種工藝下焊接接頭的硬度及拉伸強(qiáng)度值相當(dāng)， 拉伸斷口均位于熱影響區(qū)， 但工藝方案二所焊的接頭均勻變形能力強(qiáng)， 接頭疲勞壽命高。

（3） 采用工藝方案二將蓋面焊層改為兩道焊， 焊接溫度場(chǎng)分布發(fā)生改變， 同時(shí)熱輸入降低， 使得熱影響區(qū)所產(chǎn)生的回復(fù)與再結(jié)晶程度降低， 從而改善了熱影響區(qū)力學(xué)性能， 使焊接接頭均勻變形能力增強(qiáng)， 可能是焊接接頭疲勞壽命提高的原因。

（4） 本研究的試驗(yàn)只是初步對(duì)比了不同焊接熱輸入下的接頭性能， 由于焊接熱循環(huán)過(guò)程本身就比較復(fù)雜， 且影響因素較多， 因此后期還需要開(kāi)展大量的試驗(yàn)研究工作， 以深入分析連續(xù)油管焊接接頭疲勞壽命的影響因素和規(guī)律。