采用Ansys Workbench有限元分析軟件模擬316L不銹鋼液控管線在200~350℃下的熱應力分布，結合高溫腐蝕模擬試驗，研究了稠油熱采服役環境下液控管線的應力腐蝕行為。結果表明：模擬得到液控管線在200~350℃溫度范圍內的最大熱應力出現在接近油管接箍側區域，其數值隨溫度的升高而增大。高溫腐蝕模擬后，應力加載狀態下液控管線的受拉伸區域出現多條徑向裂紋，而無應力加載狀態下局部位置存在點蝕坑。液控管線在稠油熱采環境中的失效機理是在熱應力和腐蝕介質共同作用下，點蝕坑處發生陽極溶解并發展為應力腐蝕裂紋。

1 試樣制備與試驗方法

試驗材料為某海上稠油熱采井用316L不銹鋼液控管線，管外徑為6.35mm，內徑為3.75mm，壁厚為1.3mm，其化學成分(質量分數%)為0.03C，0.75Si，2.00Mn，0.045P，0.03S，16.70Cr，10.02Ni，2.03Mo，0.10N，余Fe。為研究應力加載對液控管線在熱采服役環境中腐蝕損傷的影響，分別制備應力加載和無應力加載2種狀態的試樣，其中：應力加載狀態下的試樣是按照GB/T 15970.3—1995用兩步法制作的U 型彎曲試樣，其結構如圖1所示；無應力加載狀態下的試樣為長度10cm的直管試樣。

采用C276哈氏合金反應釜進行高溫腐蝕模擬試驗，根據某海上稠油熱采井油田采出水的水質分析報告配制腐蝕液，具體組成為9339.8mg·L-1Na+，741.5mg·L-1K+ ，866.5mg·L-1Mg2+，1085.3mg·L-1Ca2+ ，18441.0mg·L-1Cl-，2029.5mg·L-1SO42-，555.4mg·L-1HCO3- 。將2種液控管線試樣懸掛于試樣架上，試樣架通過螺栓固定在高壓釜蓋上，使液控管線試樣完全浸沒在腐蝕液中。試驗溫度為300℃，氧氣分壓為0.21MPa，試驗時間為72h。試驗結束后，利用配備有能譜儀(EDS)的掃描電鏡(SEM)對試樣進行微觀形貌觀察及腐蝕產物成分分析。采用體積分數10%硝酸溶液對試樣進行酸洗后，利用激光共聚焦顯微鏡對試樣表面的腐蝕特征進行觀察。

2 有限元模擬

2.1 有限元模型的建立

液控管線通過管線護罩上的限位槽限位在油管接箍上，如圖2所示。在高溫環境中液控管線受熱發生熱膨脹，由于油管接箍與液控管線的熱膨脹系數不同，且管線護罩對液控管線有限位作用，阻礙液控管線的熱膨脹釋放，因此在實際生產過程中液控管線會產生沿軸向的熱應力，同時也會產生一定的弧度。316L不銹鋼在室溫(25℃)以及200，260，300，350℃時的屈服強度分別為276，230，215，205，193MPa，泊松比約為0.3。316L不銹鋼與N80油管鋼(油管接箍材料)的彈性模量和熱膨脹系數見表1。油管接箍外壁與套管內壁間距為液控管線在環空中弧的最大變形范圍。熱采井用套管的內徑為205.7mm，外徑為219.1mm，通徑為202.5mm；油管的內徑為100.3mm，外徑為120.6mm；接箍外徑為141.5mm。由此可以確定，液控管線在環空中弧的最大變形范圍為32mm，即模型的最大變形弧的高度為32mm。

表1 316L不銹鋼與 N80油管鋼的熱膨脹系數和彈性模量

根據實際油管長度，定義這段帶有弧形的液控管線弦長為10000mm，外徑為6.35mm，內徑為3.75mm，兩端受液控管線護罩約束的部位保持直線，端部直管段長200mm，中部弧的高度為32mm。考慮到液控管線長徑比過大,為減小計算誤差和提高網格劃分精度，按照尺寸10∶1比例建立液控管線模型并利用AnsysWorkbench軟件對其熱應力進行有限元計算。對模型兩端直管段進行完全固定約束，使其自由度為0，對中部位置進行位移約束。由于液控管線的管徑較小、管壁較薄，為保證有限元計算結果的準確性及合理性，在網格劃分時，采用全局單元尺寸控制網格大小，網格單元為四面體單元，如圖3所示。

2.2 有限元模擬結果

目前，國內外許多學者利用 Ansys Workbench軟件對管道應力分布進行模擬計算，模擬結果與試驗結果吻合較好，有限元模擬的準確性得到驗證。在圖4中同一溫度下的上面模擬結果為液控管線背離油管接箍側的應力分布云圖，而下面模擬結果為靠近油管接箍側的應力分布云圖。由圖4可以看出，A1、A2、A3區域為拉應力區域，B1、B2、B3區域為壓應力區域，最大拉應力出現在靠近油管接箍側的A1和A3區域。拉應力是應力腐蝕開裂的必要條件之一。液控管線在200，260，300℃時所受的最大熱應力分別為89，127，150MPa，明顯低于其屈服強度，因此液控管線維持在較低的彈性變形狀態。在350℃時受到的最大熱應力為181MPa，約為屈服強度的93%，因此該溫度下液控管線整體維持在較高的彈性變形狀態。

3 試驗結果與討論

3.1 宏觀腐蝕形貌

由圖5可見：應力加載狀態下的U型試樣頂端受拉伸區域出現多條垂直于管軸線的平行分布的裂紋，且被一層稀疏的黑色腐蝕產物所覆蓋，而肩部出現少數周向裂紋及腐蝕產物；無應力加載的直管試樣整體顏色暗淡，這是由高溫氧化所致，同時局部位置發現點蝕坑及腐蝕產物，未發現明顯裂紋。這表明，應力對裂紋的萌生和擴展具有促進作用，拉應力可以促使裂紋快速萌生與擴展。直管試樣表面腐蝕產物分布不均勻，出現堆積現象。

3.2 微觀腐蝕形貌

由圖6可以發現：應力加載狀態下的U型試樣表面腐蝕產物分布均勻，主要成分為金屬氧化物，且氧化物間隙夾雜部分礦物鹽；無應力加載狀態下的直管試樣的成分與應力加載狀態下的差別不大，但氯離子含量明顯較高。這是因為應力加載導致液控管線表面鈍化膜出現大面積破損而發生腐蝕，而無應力加載狀態下的直管試樣僅在局部位置發生點蝕，氯離子在點蝕坑內富集。對比發現，應力加載狀態下的液控管線出現大面積的腐蝕，腐蝕程度更嚴重。

由圖7可以看出，在酸洗后應力加載狀態下試樣表面出現明顯的徑向裂紋，無應力加載狀態下試樣表面較平整，未發現裂紋。這表明，應力加載能夠促進液控管線表面裂紋的形成，并加快液控管線的腐蝕失效。

3.3 應力腐蝕機理

研究表明：模擬得到U型試樣頂端位置的拉應力在279~318MPa，大于300℃時316L不銹鋼的屈服強度；肩部位置的拉應力在140~279MPa，由有限元模擬得到的最大熱應力處于該應力范圍。在高溫高壓腐蝕模擬試驗后，U型試樣直管段的腐蝕程度較輕，而頂端和肩部出現多條垂直于管軸線的裂紋。研究表明，在溫度低于300℃時，隨著溫度的升高，316L不銹鋼的抗拉強度逐漸降低，但溫度升高到550℃后，抗拉強度基本保持穩定，這主要是由動態應變老化導致的。316L 不銹鋼在300℃下的抗拉強度約為500MPa，顯著高于該溫度下U型試樣頂端位置的最大拉應力，這說明316L不銹鋼液控管線在300℃高溫環境中的失效并不是因為高應力導致的純力學失效，而是應力與腐蝕性介質共同作用的結果。

應力腐蝕機理與腐蝕過程中的陽極反應和陰極反應有關，主要分為陽極溶解機理和氫致開裂機理兩大類。陽極溶解機理是指金屬局部產生微裂紋后，表面未破損區成為陰極區，裂紋側面和裂紋尖端組成陽極區，從而形成“大陰極、小陽極”的電化學腐蝕過程。該機理適用于自鈍化金屬；裂紋兩側受鈍化膜保護，造成裂紋尖端溶解速率加快，最終導致金屬發生斷裂。氫致開裂是指由于金屬在腐蝕過程中產生的氫原子在金屬內部缺陷處聚集，產生局部壓力，使液控管線發生脆化,從而在拉應力作用下發生斷裂。由于熱采井環空中不含酸性氣體，呈近中性，因此熱采井下液控管線的開裂機理為陽極溶解機理。不同應力加載狀態下316L不銹鋼液控管線在高溫環境中的腐蝕失效機理如圖8所示。在高溫高氯蒸汽環境中，無應力加載狀態下的液控管線表面鈍化膜在氯離子侵蝕下發生破損(高溫環境會加劇表面破損程度)，破損區露出的新鮮基體發生陽極溶解，逐漸發展成點蝕坑。在拉應力加載作用下，點蝕坑繼續發展，點蝕坑內的局部應力逐漸增大，當局部應力等于或大于臨界值時，應力腐蝕裂紋從點蝕坑內萌生。一方面，裂紋尖端在自催化作用下繼續溶解，腐蝕介質中的氯離子受電荷轉移作用在裂紋尖端處富集，形成局部酸化區，促進裂紋的擴展；另一方面，裂紋在拉應力作用下加速擴展，形成徑向裂紋。因此，316L不銹鋼液控管線在稠油熱采服役環境中的失效機理主要是在熱應力和腐蝕介質共同作用下，點蝕坑處發生陽極溶解并發展為應力腐蝕裂紋。

4 結 論

(1)模擬得到316L不銹鋼液控管線在200~350℃溫度下的最大熱應力出現在接近油管接箍側區域，其數值隨溫度的升高而增大，在350℃時的最大熱應力為181MPa，約為屈服強度的93%。

(2)在模擬熱采環境中，應力加載狀態下316L不銹鋼液控管線的受拉伸區域出現多條徑向裂紋，表面腐蝕產物分布均勻，腐蝕程度嚴重。無應力加載狀態下液控管線局部位置存在點蝕坑，表面腐蝕產物分布不均勻，腐蝕程度較輕。拉應力加載促進高溫環境液控管線表面裂紋的形成，并加快液控管線的腐蝕失效。

(3)316L不銹鋼液控管線在稠油熱采服役環境中的失效機理主要是在熱應力和腐蝕介質共同作用下，點蝕坑處發生陽極溶解并發展為應力腐蝕裂紋。