D 1422mm的X80管线钢管冷弯试验结果与性能分析

文章阐述了D1422mm的X80冷弯管外观尺寸和力学性能试验结果。研究表明,外观尺寸试验中椭圆度最大位置靠近弯管中心,椭圆度为2.61%。外弧侧壁厚减薄率最大和内弧侧壁厚减薄率最小位置位于测点中心位置,波浪度最大位置靠近弯管段中心,其波浪度为0.27%。拉伸性能试验中弯管段内弧侧纵向屈服强度不满足要求,纵向弯曲段外弧侧屈强比不满足要求,这是因为在弯曲过程中产生了包申格效应,其对纵向的影响比较大,使得内弧侧屈服强度和抗拉强度都降低,而对外弧侧则相反,但是对横向拉伸性能的影响较小。直管段中性区和外弧侧屈服强度有个别不满足要求,是因为存在一定的离散性。文章提出以下建议:在冷弯过程中可以在内部设置一个直径略大于弯管内径的芯轴,相当于添加一个反向应力,这样在冷弯后可以减少中间位置变形量;曲率半径一般要求在30D即可。     

X80级感应加热弯管性能及静水压爆破试验分析

采用力学性能试验分析了X80级φ1219 mm×22 mm感应加热弯管直管段、过渡区及弯曲段的强度及韧性变化规律,并结合其微观金相组织进行比对。结果显示,经过950~1000℃感应淬火、580~630℃回火后,X80感应加热弯管强度均超出标准要求,内弧侧管体强度最低而冲击韧性最高;中性区及右过渡区管体强度水平较高;外弧侧管体冲击韧性最低;同时,对感应加热弯管进行了静水压爆破试验,并测量了不同部位的应变值。随着水压不断增加,试验结果表明:弯管各点的横向微应变值大于纵向微应变值;弯曲段外弧侧附近的横向应变值高于弯管其他各点的应变值。当加压至24.5 MPa时,弯管在弯曲段外弧侧附近爆破失效。     

Cu污染造成的感应加热弯管裂纹分析

针对某制管厂生产的热煨弯管外弧侧出现裂纹的现象,通过化学成分分析、微观组织分析、金相分析、扫描电镜与能谱分析,发现裂纹中有低熔点金属Cu存在,根据检测结果,结合感应加热弯管的煨制过程。进一步深入研究感应加热弯管外弧裂纹的产生原因。得出结论：低熔点金属Cu污染易发生铜脆。是造成该感应加热弯管开裂和扩展的主要原因。结合相关标准和实际生产情况,提出了预防感应加热弯管外弧裂纹产生的两点建议。     

某海底输送管线腐蚀失效分析

通过宏观形貌观察、理化性能检验、扫描电镜及能谱分析等分析方法,对某海底输送管线穿孔原因进行失效分析。结果表明:弯管内壁腐蚀产物成分主要为FeCO_3和Fe_3O_4,弯管外壁腐蚀产物成分主要为FeCO_3和FeOOH;含腐蚀性气体的水介质、压强较大的点主要分布在弯管外侧,弯管外弧侧的腐蚀环境较内弧侧更恶劣,腐蚀趋势较内弧侧更大,易发生腐蚀穿孔;弯管内壁外弧侧穿孔前为CO_2腐蚀,穿孔方向由内壁向外壁,穿孔后,弯管内、外壁同时遭受CO_2和氧腐蚀。     

热煨弯管3PE防腐技术

热煨弯管的防腐一直是埋地管道防腐的薄弱环节,直接影响管道的使用寿命.防腐性能优异的3PE防腐层在直管防腐中广泛采用,而热煨弯管3PE防腐在国内外还是空白.文章就热煨弯管3PE防腐进行了研究,热煨弯管3PE防腐层由环氧粉末底层、共聚物胶中间层和聚乙烯表层组成.共聚物胶和聚乙烯在工厂内加工成一定宽度和厚度的复合PE带,在防腐作业线上采用行星式缠绕机按照冷带热缠工艺进行防腐作业;环氧粉末采用高压静电喷涂.文中还对除锈和防腐的两套圆环型自动控制作业线进行了阐述.     

热煨弯管3PE/3PP防腐技术研发并成功应用

正中国石油管道局工程有限公司研发的热煨弯管3PE/3PP防腐技术填补了国内空白,并在孟加拉、秘鲁等海外项目中成功应用。当前,在国内长输管道建设中,热煨弯管防腐施工通常采用双层环氧粉末涂层、无溶剂液态环氧涂层,这种传统防腐层存在机械强度不足、绝缘强度不足、涂层破损严重、维修量大,与直管段3PE/     

X70钢热煨弯管用母管采购验收技术问题探讨

X70钢热煨弯管用母管的性能指标是采购该母管的重要验收依据。从热煨弯管母管化学成分、制管工艺、焊接工艺及母管机械性能及尺寸等方面,探讨X70钢热煨弯管用母管采购验收时应考虑的技术问题。在热煨弯管用母管采购过程中要求:化学成分(含钒、钼、铬等合金元素)及碳当量控制合适;母管机械性能高于弯管要求的5%以上;母管管体的壁厚偏差处于上偏差;母管管体外径精度不超过3mm;焊接材料采用Mn-Ni-Mo-Ti-B合金系焊丝。     

关于修改热弯弯管的母管壁厚设计公式的讨论

GB50251—2003输气管道工程设计规范中的弯管母管壁厚计算公式所得壁厚增厚量比国外弯管厂实际外弧拉薄量要小,比常用的美国PFI推荐的拉薄度更要小得多,几乎没有强度储备,其安全性较低。为此,文章建议修改GB50251—2003中的计算公式,使其与国际通用的美国ASMEB31.8规范设计方法和PFI推荐的拉薄度数据接轨。同时,要进行实测国产热弯弯管的拉薄度数据,以增强在国际市场中的竞争。     

L245NS抗硫弯管力学性能及HIC和SSC试验分析

对采用感应加热技术生产的L245NS级Φ406.4 mm×10.31 mm抗硫弯管进行了力学性能、氢致开裂(HIC)及硫化物应力腐蚀开裂(SSC)试验评价,并结合了弯管的微观组织特征分析。结果显示,经890~930℃感应淬火+580~630℃回火空冷后,L245NS弯管强韧性能、HIC试验结果符合标准要求;其中,弯管内、外弧侧管体强度和冲击韧性相对母管均有不同程度的提高;HIC裂纹多形成在贝氏体组织及带状组织周围;在NACE TM 0177—2005试验环境下,L245NS弯管表现出良好的抗SSC性能。     

负压气力输送系统弯管内流场数值模拟与设计优化

在负压气力输送系统长期使用中,会因为弯管磨损而产生漏料。采用有限元分析软件ANSYS ICEM,对弯曲半径R与管道内径D的比值分别为2、 3、 4、 5的弯管内气固两相流动情况进行数值模拟,揭示不同R/D下,气固两相的体积分数、速度、受压区域壁面切应力及颗粒拟温度等流场分布信息,分析弯管形状参数对磨损的影响。数值模拟结果表明,R/D=4的弯管设计结构合理,弯管内固相体积分数、粉体速度最大值、受压区域切应力最大值均最小,粉体的脉动强度最低,有利于减缓弯管磨损。依据数值模拟分析结果,结合生产实际提出了减缓弯管磨损、延长弯管使用寿命的设计优化方法。     

国内外1.5D弯头壁厚设计标准对比

对1.5D管线钢弯头承受内压时的受力情况进行了分析,计算得出弯头承受内压时周向应力的分布是：内侧最大,外侧最小,内外侧分界处（即中性层）与直管相同。对比了GB 50251—2003,SY/T 0518—2002和国外标准ASME B31.3—2004对弯头壁厚的设计要求,并通过压力试验进行了验证,认为ASME B31.3—2004标准对弯头壁厚的设计理论更为合理,即在同等壁厚条件下,弯头内弧受力大于外弧及中性层。使用ASME B31.3—2004标准设计弯头,既能满足内外弧受力要求,又在一定程度上节约了原料成本。     

回火温度对X60热煨弯管外弧侧性能及组织的影响

采用力学性能检测及金相分析技术,研究了不同回火温度对实际生产的X60感应加热弯管外弧侧母材横向力学性能及微观组织的影响规律.试验结果表明:在X60感应加热弯管的生产中,采用500～550℃回火处理时,弯管的力学性能最佳,但与弯制前的直缝埋弧焊管相比,弯管的抗形变能力变差;采用650℃回火处理时,弯管外孤侧母材的屈强比大...     

不同回火温度对X70管线钢管焊缝组织性能的影响

为了研究热煨弯管制作过程中回火温度对X70直缝埋弧焊管焊缝组织性能的影响规律,开展了热处理试验,并对试样进行了力学性能检测及金相分析,研究了不同回火温度对X70焊管焊缝热影响区韧性的影响。研究结果采表明,采用500~550℃回火处理时,弯管焊接接头冲击韧性和强度匹配最佳;采用570~600℃回火处理时,焊缝和热影响区冲击韧性迅速恶化,已不适宜用作油气输送管线用管。     

X80钢级Φ1 219 mm 弯管局部加热热模拟工艺性能研究

为了研究X80钢级Φ1 219 mm×22 mm热煨弯管局部加热工艺的可行性,对X80母管管材进行了分析,采用不同加热工艺参数进行了母管直管段、过渡区和加热区热模拟试验,对比优选出了适合局部加热的工艺参数,确定了“加热温度为1 000 ℃,回火温度为520 ℃”的局部加热工艺参数,可满足CDP-S-OGP-PL-016—2014-3《油气管道工程用感应加热弯管技术规格书》的相应要求。     

加热温度对X80钢级热煨弯管组织性能的影响

采用热模拟试验方法、力学性能测试技术及显微分析技术研究了加热温度对X80钢级热煨弯管组织性能的影响规律。结果表明,随着加热温度的升高,X80热煨弯管强度升高,塑韧性降低。加热温度为950℃时,组织形态以粒状贝氏体及贝氏体铁素体为主,辅之少量的软相组织,其优良强韧性的获得归因于细小的有效晶粒尺寸及多相分布的混杂组织单元;加热温度高于1 050℃时,横贯奥氏体晶界的粗大贝氏体铁素体板条结构的存在可导致韧性的严重恶化;处于两相区加热温度为850℃时,多边形铁素体的存在不利于强度水平的提高。     

X70级φ1016mm热煨弯管角度及曲率半径控制

介绍了X70级φ1016 mm热煨弯管的角度测量方法及曲率半径控制工艺。对成品热煨弯管几何尺寸检测表明,其角度误差全部控制在±0.5°之内,符合标准要求。     

工艺参数对X100热煨弯管组织和性能的影响

采用热模拟试验、力学性能测试技术及显微分析方法研究了加热温度和冷却方式对X100热煨弯管组织和性能的影响规律。结果表明:在880℃的加热温度和10%NaCl溶液冷却工艺参数下,试验钢的显微组织为针状铁素体+少量板条马氏体,因而可使试验钢获得较好的强韧性配合。随着加热温度的升高,试验钢的强韧性呈下降趋势。10%NaCl溶液冷却工艺下有较好的强韧性,空冷方式下的强韧性达不到相应钢级的技术要求,这主要是由于显微组织中多边形铁素体及珠光体的出现所致。     

渤海海域辽西构造带S型走滑转换带特征及控藏作用定量表征

S型走滑转换带是走滑环境下广泛发育的一类构造。以往的研究认识多集中在对走滑转换带类型划分的探讨上，缺乏对其控藏作用的精细研究。本次研究利用渤海海域辽东湾地区连片三维地震资料，结合油气田实例，运用统计学方法分析了辽西构造带S型走滑转换带的控藏作用。辽西带新生代构造变形总体表现为NE向伸展构造系统和NNE向右旋走滑构造系统的叠加构造变形，S型走滑转换带可分为增压段和释压段两大类。按照走滑转换带演化阶段的不同，将增压段进一步细分为压扭低凸起段、平缓增压段和强烈增压段等3个亚类。将释压段同样细分为纺锤形浅凹、平缓释压段和菱形释压段等3个亚类。将走滑断裂末端发育的转换带归纳为增压型或释压型马尾扇。应用S型走滑转换带“油气富集指数”的分析方法，论证了S型走滑转换带弯曲度与走滑调节断层活动性具有正相关性，并成功应用于辽西凹陷南次洼旅大5-2北油田成藏分析工作中，为勘探决策提供了定量化依据。     

近井塑性带应力状态与地层损害关系

油、气井测试及生产过程中，井筒周围储集层应力应变状态发生变化，这是造成地层损害的不可忽略的因素。地层被钻开后，井筒周围存在塑性应变带和弹性应变区，前者渗透率大大低于后者，地层被严重损害，被损害地层的范围与塑性带的宽度密切相关。塑性带宽度（半径）除与储集层的岩石力学性质和流体物性有关之外，还随测试或生产流速的增加而增大。对任何类型的砂岩储集层，存在一个不使其发生坍塌破坏和出砂的临界流速，该临界值的大小取决于储集层的胶结强度和地层流体的粘度等因素。当测试或生产流速接近临界值时，塑性带宽度急剧增大，导致地层损害范围急剧加大。因此，将测试或生产流速控制在低于临界流速的范围内，在钻井过程中尽量控制井喷、井涌，是避免储集层发生灾难性损害的关键。储集层胶结强度对临界流速影响很大，对可能因酸化而大幅度降低胶结强度的储集层，不宜酸化；可进行酸化的，酸化后应考虑胶结强度降低对临界流速的影响，将测试流速控制在合理范围内。图４参７（郭海莉摘