减少内衬轴向残余应力的双金属复合管水压复合成形方法

摘要

本发明公开了一种减少内衬轴向残余应力的双金属复合管水压复合成形方法，包括：一、计算双金属复合管水压复合成形的第一阶段理论成形压力P

说明书

技术领域

本发明属于复合材料加工技术领域，具体涉及一种减少内衬轴向残余应力的双金属复合管水压复合成形方法。

背景技术

随着油气资源开采、输送经验的不断丰富，双金属复合管以其耐蚀性能和力学性能达到设计要求的同时，成本远低于纯不锈钢管的优点，得到越来越多的应用，特别是近几年海底石油管线和高酸性气田的开发，使双金属复合管成为一种主流用管。

目前国内外生产双金属复合管的方式较多，包括液压法、热挤压法、爆炸焊接法、复合板焊接法、粉末冶金法、离心铸造法、喷射成形法、堆焊法等。国内众多复合管制造企业的复合方式主要以爆燃复合技术、气体爆炸复合技术、液压复合技术、离心铸造技术和旋压技术为主，其中又以液压复合技术生产制造企业居多。目前国内和国际常用的液压复合方法，均会使内衬管在变形阶段形成较大的环向残余应力和轴向残余应力，这其中环向残余应力是复合管基衬紧密贴合的保障，但轴向残余应力会对基衬间的剪切强度产生削弱作用，特别是在环向残余应力减少到无法束缚轴向残余应力时，轴向残余应力会对基衬间的焊接部分(封焊或堆焊)造成应力集中效果，使基衬焊接部分更容易遭到破坏。

发明内容

本发明所要解决的技术问题在于针对上述现有技术的不足，提供一种减少内衬轴向残余应力的双金属复合管水压复合成形方法。该方法将水压过程分阶段设定压力，第一阶段压力为衬管开始发生塑性变形的压力，在 该阶段进行保压，能够确保衬管发生充分变形，该阶段结束后衬管在轴向收缩量接近理论计算值，消除了其在轴向的大部分残余应力。

为解决上述技术问题，本发明采用的技术方案是：一种减少内衬轴向残余应力的双金属复合管水压复合成形方法，其特征在于，包括以下步骤：

步骤一、按照以下公式计算双金属复合管水压复合成形的第一阶段理论成形压力P_i和第二阶段理论成形压力P′_i；

$P_i={\sigma }_i^{\prime }ln\frac{d_o+2\delta }{d_i+2\delta }---\left(1\right);$

${\sigma }_i^{\prime }={\sigma }_{si}+E_i^{\prime }\frac{2\delta }{d_o}---\left(2\right);$

$P_i^{\prime }=\frac{K^2-1}{2K^2}{\sigma }_{so}+{\mathrm{lnk\sigma }}_i^{\prime }---\left(3\right);$

其中d_o为衬管的外径，单位为mm；d_i为衬管的内径，单位为mm；δ为基管和衬管的单边间隙，单位为mm；σ_si为衬管的屈服强度，单位为MPa；E′_i为衬管的强化模量，单位为MPa；K为基管的外径与内径之比，无量纲；k为衬管的外径与内径之比，无量纲；σ_so为基管的屈服强度，单位为MPa；σ′_i为衬管的流动应力，单位为MPa；

步骤二、将装配好的基管和衬管两端用密封圈密封，然后向衬管内充水排气；所述衬管的长度大于基管的长度；

步骤三、步骤二中所述排气完成后向衬管内部打压，待压力上升至第一阶段压力设定值后保压2min～10min，所述第一阶段压力设定值为第一阶段理论成形压力P_i的0.8～2.0倍；

步骤四、待步骤三中保压完成后继续升压至第二阶段压力设定值后保压10s～240s，所述第二阶段压力设定值为第二阶段理论成形压力P′_i的0.8～1.0倍；

步骤五、待步骤四中保压完成后卸压排水，下料，得到双金属复合管。

上述的减少内衬轴向残余应力的双金属复合管水压复合成形方法，其特征在于，步骤一中所述基管和衬管的单边间隙δ不大于2mm。

上述的减少内衬轴向残余应力的双金属复合管水压复合成形方法，其特征在于，步骤二中所述衬管两端穿出基管的长度L不小于80mm。

上述的减少内衬轴向残余应力的双金属复合管水压复合成形方法，其特征在于，步骤三中所述第一阶段压力设定值为第一阶段理论成形压力P_i的0.9～1.2倍。

上述的减少内衬轴向残余应力的双金属复合管水压复合成形方法，其特征在于，步骤四中所述第二阶段压力设定值为第二阶段理论成形压力P′_i的0.9倍。

本发明与现有技术相比具有以下优点：

1、本发明将水压过程分阶段设定压力，第一阶段压力为衬管开始发生塑性变形的压力，在该阶段进行保压，能够确保衬管发生充分变形，该阶段结束后衬管在轴向收缩量接近理论计算值，消除了其在轴向的大部分残余应力。

2、采用本发明的方法进行水压复合成形，衬管水压复合前后，壁厚不会随外径的扩张而大幅减薄，减少了衬管原材料厚度的控制难度。

3、本发明的方法减少了机械式双金属复合管中衬管轴向残余应力可能导致的管端基衬焊接部分失效的风险。

下面结合附图和实施例，对本发明的技术方案作进一步的详细说明。

附图说明

图1为本发明基管和衬管的装配示意图。

附图标记说明：

1—基管；2—衬管；3—密封圈。

具体实施方式

实施例1

本实施例成形Φ219mm×(10mm+2.8mm)的双金属复合管，管长11.1m， 其中基管为Φ219mm×10mm的L360QS碳钢管，基管管长11.1m，衬管为Φ195mm×2.8mm的825合金钢管，衬管管长11.42m。

检测屈服强度：首先在待检测管材(基管或衬管)管端截取长度为200mm的短管，然后沿短管轴向截取四组拉伸试样，所述四组拉伸试样沿短管的横截面圆周均匀分布，最后按照GBT-228《金属材料室温拉伸试验方法》标准进行拉伸试样的屈服强度测试，计算四组拉伸试样的屈服强度的平均值，相应的得到基管的屈服强度和衬管的屈服强度，结果见表1。

表1屈服强度检测结果

衬管的强化模量的确定：

首先将衬管的四组拉伸试样的应力应变试验数据导出，然后通过公式计算不同变形量下的强化模量，再对这些强化模量求平均值，得到一组拉伸试样的平均强化模量，将其他三组拉伸试样按照上述方法求出平均强化模量，再对四组平均强化模量求平均值，得到衬管的强化模量E′_i为1960MPa；其中，σ_实测为通过金属拉伸试验测试的实测屈服强度；σ_屈服强度为应变达到0.5％时所对应的屈服强度；ε_实测为通过金属拉伸试验测试的实测应变值。

本实施例的具体成形方法包括以下步骤：

步骤一、按照以下公式计算双金属复合管水压复合成形的第一阶段理论成形压力P_i和第二阶段理论成形压力P′_i；

$P_i={\sigma }_i^{\prime }\ln \frac{d_o+2\delta }{d_i+2\delta }---\left(1\right);$

${\sigma }_i^{\prime }={\sigma }_{si}+E_i^{\prime }\frac{2\delta }{d_o}---\left(2\right);$

$P_i^{\prime }=\frac{K^2-1}{2K^2}{\sigma }_{so}+{\mathrm{lnk\sigma }}_i^{\prime }---\left(3\right);$

其中d_o为衬管的外径，195mm；d_i为衬管的内径，189.4mm；δ为基管和衬管的单边间隙，2mm；σ_si为衬管的屈服强度，361MPa；E′_i为衬管的强化模量，1960MPa；K为基管的外径与内径之比，1.1；k为衬管的外径与内径之比，1.03；σ_so为基管的屈服强度，380.75MPa；

σ′_i为衬管的流动应力，经计算得到σ′_i为401.2MPa；

经计算得到P_i＝11.45MPa，P′_i＝39.06MPa；

步骤二、如图1所示，将装配好的基管1和衬管2两端用密封圈3密封，然后向衬管2内充水排气，衬管2两端伸出基管1的长度L均为160mm；

步骤三、步骤二中所述排气完成后向衬管2内部打压，待压力上升至12.6MPa后保压2min；该阶段，压力上升至10MPa时，衬管2两端伸出基管1的长度L缩短至128mm，压力继续上升至12.6MPa时，衬管2两端伸出基管1的长度L缩短至52mm，保压2min后衬管2两端伸出基管1的长度L缩短至50mm，总缩短量为110mm，衬管在该阶段直径由Φ195mm扩大为Φ199mm；

步骤四、待步骤三中保压完成后继续升压至35.2MPa后保压30s；在该阶段，基管和衬管同时发生弹塑性变形；

步骤五、待步骤四中保压完成后卸压排水，下料，得到双金属复合管。

实施例2

本实施例成形Φ219mm×(6mm+2mm)的双金属复合管，管长5.3m，其中基管为Φ219mm×6mm的L245NS碳钢管，基管管长5.3m，衬管为Φ203mm×2mm的316L不锈钢管，衬管管长5.5m。

采用实施例1中所述方法检测衬管的屈服强度σ_si＝301MPa；衬管的强化模量E′_i＝1650MPa；基管的屈服强度σ_so＝330MPa。

本实施例的具体成形方法包括以下步骤：

步骤一、按照以下公式计算双金属复合管水压复合成形的第一阶段理论成形压力P_i和第二阶段理论成形压力P′_i；

$P_i={\sigma }_i^{\prime }ln\frac{d_o+2\delta }{d_i+2\delta }---\left(1\right);$

${\sigma }_i^{\prime }={\sigma }_{si}+E_i^{\prime }\frac{2\delta }{d_o}---\left(2\right);$

$P_i^{\prime }=\frac{K^2-1}{2K^2}{\sigma }_{so}+{\mathrm{lnk\sigma }}_i^{\prime }---\left(3\right);$

其中d_o为衬管的外径，203mm；d_i为衬管的内径，199mm；δ为基管和衬管的单边间隙，2mm；σ_si为衬管的平均屈服强度，单位为MPa；E′_i为衬管的变形模量，单位为MPa；K为基管的外径与内径之比，1.06；k为衬管的外径与内径之比，1.02；σ_so为基管的屈服强度，单位为MPa；σ′_si为衬管的流动应力，单位为MPa；

σ′_i为衬管的流动应力，经计算得到σ′_i为333.5MPa；

经计算得到P_i＝6.5MPa，P′_i＝18.2MPa；

步骤二、如图1所示，将装配好的基管1和衬管2两端用密封圈3密封，然后向衬管2内充水排气，衬管2两端伸出基管1的长度L均为100mm；

步骤三、步骤二中所述排气完成后向衬管2内部打压，待压力上升至7MPa后保压10min，保压后衬管2两端伸出基管1的长度L缩短至28mm，缩短量为72mm，衬管在该阶段直径由Φ203mm扩大为Φ207mm；

步骤四、待步骤三中保压完成后继续升压至18.2MPa后保压10s；在该阶段，基管和衬管同时发生弹塑性变形；

步骤五、待步骤四中保压完成后卸压排水，下料，得到双金属复合管。

实施例3

本实施例成形Φ219mm×(10mm+2mm)的双金属复合管，管长11.5m，其中基管为Φ219mm×10mm的415L不锈钢管，基管管长11.5m，衬管为Φ197mm×2mm的409L不锈钢管，衬管管长11.9m。

采用实施例1中所述方法检测衬管的屈服强度σ_si＝289MPa；衬管的强化模量E′_i＝1450MPa；基管的屈服强度σ_so＝425MPa。

本实施例的具体成形方法包括以下步骤：

步骤一、按照以下公式计算双金属复合管水压复合成形的第一阶段理论成形压力P_i和第二阶段理论成形压力P′_i；

$P_i={\sigma }_i^{\prime }ln\frac{d_o+2\delta }{d_i+2\delta }---\left(1\right);$

${\sigma }_i^{\prime }={\sigma }_{si}+E_i^{\prime }\frac{2\delta }{d_o}---\left(2\right);$

$P_i^{\prime }=\frac{K^2-1}{2K^2}{\sigma }_{so}+{\mathrm{lnk\sigma }}_i^{\prime }---\left(3\right);$

其中d_o为衬管的外径，197mm；d_i为衬管的内径，193mm；δ为基管和衬管的单边间隙，单位为1mm；σ_si为衬管的屈服强度，289MPa；E′_i为衬管的强化模量，1450MPa；K为基管的外径与内径之比，1.1；k为衬管的外径与内径之比，1.02；σ_so为基管的屈服强度，425MPa；

σ′_i为衬管的流动应力，经计算得到σ′_i为303.7MPa；

经计算得到P_i＝6.2MPa，P′_i＝42.6MPa；

步骤二、如图1所示，将装配好的基管1和衬管2两端用密封圈3密封，然后向衬管2内充水排气，衬管2两端伸出基管1的长度L均为90mm；

步骤三、步骤二中所述排气完成后向衬管2内部打压，待压力上升至5.58MPa后保压5min，保压后衬管2两端伸出基管1的长度L缩短至29mm，缩短量为61mm，衬管在该阶段直径由Φ197mm扩大为Φ199mm；

步骤四、待步骤三中保压完成后继续升压至34.1MPa后保压240s；在该阶段，基管和衬管同时发生弹塑性变形；

步骤五、待步骤四中保压完成后卸压排水，下料，得到双金属复合管。

实施例4

本实施例成形Φ219mm×(10mm+2mm)的双金属复合管，管长11.16m，其中基管为Φ219mm×10mm的415L不锈钢管，基管管长11.16m，衬管为Φ197mm×2mm的316L不锈钢管，衬管管长11.36m。

采用实施例1中所述方法检测衬管的屈服强度σ_si＝308MPa；衬管的强化模量E′_i＝1700MPa；基管的屈服强度σ_so＝430MPa。

本实施例的具体成形方法包括以下步骤：

步骤一、按照以下公式计算双金属复合管水压复合成形的第一阶段理论成形压力P_i和第二阶段理论成形压力P′_i；

$P_i={\sigma }_i^{\prime }ln\frac{d_o+2\delta }{d_i+2\delta }---\left(1\right);$

${\sigma }_i^{\prime }={\sigma }_{si}+E_i^{\prime }\frac{2\delta }{d_o}---\left(2\right);$

$P_i^{\prime }=\frac{K^2-1}{2K^2}{\sigma }_{so}+{\mathrm{lnk\sigma }}_i^{\prime }---\left(3\right);$

其中d_o为衬管的外径，197mm；d_i为衬管的内径，193mm；δ为基管和衬管的单边间隙，1mm；σ_si为衬管的平均屈服强度，308MPa；E′_i为衬管的强化模量，1700MPa；K为基管的外径与内径之比，1.1；k为衬管的外径与内径之比，1.02；σ_so为基管的屈服强度，430MPa；

σ′_i为衬管的流动应力，经计算得到σ′_i为325.3MPa；

经计算得到P_i＝6.6MPa，P′_i＝43.1MPa；

步骤二、如图1所示，将装配好的基管1和衬管2两端用密封圈3密封，然后向衬管2内充水排气，衬管2两端伸出基管1的长度L均为80mm；

步骤三、步骤二中所述排气完成后向衬管2内部打压，待压力上升至13.2MPa后保压2min，保压后衬管2两端伸出基管1的长度L缩短至25mm，缩短量为55mm，衬管在该阶段直径由Φ197mm扩大为Φ199mm；

步骤四、待步骤三中保压完成后继续升压至38.8MPa后保压60s；在该阶段，基管和衬管同时发生弹塑性变形；

步骤五、待步骤四中保压完成后卸压排水，下料，得到双金属复合管。

实施例5

本实施例成形Φ168.3mm×(8mm+2mm)的双金属复合管，管长8.5m，其中基管为Φ168.3mm×8mm的L360QS碳钢管，基管管长8.5m，衬管为Φ150mm×2mm的316L不锈钢管，衬管管长8.7m。

采用实施例1中所述方法检测衬管的屈服强度σ_si＝315MPa；衬管的强化模量E′_i＝1720MPa；基管的屈服强度σ_so＝428MPa。

本实施例的具体成形方法包括以下步骤：

步骤一、按照以下公式计算双金属复合管水压复合成形的第一阶段理论成形压力P_i和第二阶段理论成形压力P′_i；

$P_i={\sigma }_i^{\prime }ln\frac{d_o+2\delta }{d_i+2\delta }---\left(1\right);$

${\sigma }_i^{\prime }={\sigma }_{si}+E_i^{\prime }\frac{2\delta }{d_o}---\left(2\right);$

$P_i^{\prime }=\frac{K^2-1}{2K^2}{\sigma }_{so}+{\mathrm{lnk\sigma }}_i^{\prime }---\left(3\right);$

其中d_o为衬管的外径，150mm；d_i为衬管的内径，146mm；δ为基管和衬管的单边间隙，1.15mm；σ_si为衬管的平均屈服强度，315MPa；E′_i为衬管的强化模量，1720MPa；K为基管的外径与内径之比，1.105；k为衬管的外径与内径之比，1.027；σ_so为基管的屈服强度，428MPa；

σ′_i为衬管的流动应力，经计算得到σ′_i为341.4MPa；

经计算得到P_i＝9.09MPa，P′_i＝43.2MPa；

步骤二、如图1所示，将装配好的基管1和衬管2两端用密封圈3密封，然后向衬管2内充水排气，衬管2两端伸出基管1的长度L均为88mm；

步骤三、步骤二中所述排气完成后向衬管2内部打压，待压力上升至10.9MPa后保压5min，保压后衬管2两端伸出基管1的长度L缩短至30mm，缩短量为58mm，衬管在该阶段直径由Φ150mm扩大为Φ152.3mm；

步骤四、待步骤三中保压完成后继续升压至38.9MPa后保压200s；在该阶段，基管和衬管同时发生弹塑性变形；

步骤五、待步骤四中保压完成后卸压排水，下料，得到双金属复合管。

对本发明实施例1至实施例5成形的双金属复合管的衬管残余应力进行检测，具体方法为：在成形的双金属复合管的管端截取长度为110mm的短管，在车床上对截取的短管两端进行平端面处理，然后在衬管内表面与衬管直焊缝成±90度和180度的三个位置上分别贴上环向应变片和纵向应变片，再对环向应变片和纵向应变片进行防水处理，最后沿衬管直焊缝的位置把短管的基管切开，测试切开前后衬管内壁应变的变化，然后通 过下式分别计算衬管的环向残余应力和轴向残余应力。

其中：E_衬为衬管的弹性模量，一般取1.93e⁵MPa；v为衬管的泊松比，取0.28；ε_环向和ε_轴向分别为根据API5LD标准上环向结合力测试方法实测的衬管切开前后的环向应变值和轴向应变值。

计算结果见表2。

表2本发明成形的双金属复合管的内衬残余应力

采用常规方法水压复合成形实施例1至实施例5的尺寸的双金属复合管，按照上述方法对成形的双金属复合管的衬管残余应力进行检测，结果见表3。

表3常规方法水压复合成形的双金属复合管的内衬残余应力

对比表2和表3的数据可以看出，相同规格的双金属复合管，采用常 规方法成形的环向残余应力比本发明低，轴向残余应力的数值比本发明高，而一般要求双金属复合管环向残余不低于20MPa，因此采用本发明方法复合的双金属复合管的环向残余应力均满足要求，且轴向残余应力数值明显低于常规方法成形的双金属复合管。

以上所述，仅是本发明的较佳实施例，并非对本发明作任何限制，凡是根据本发明技术实质对以上实施例所作的任何简单修改、变更以及等效结构变化，均仍属于本发明技术方案的保护范围内。