一種石油天然氣開(kāi)采用80鋼級(jí)膨脹管的性能研究*

李遠(yuǎn)征 ，韋 奉 ，畢宗岳 ，張 峰 ，何石磊

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

隨著我國(guó)石油工業(yè)的迅猛發(fā)展，國(guó)內(nèi)油田已經(jīng)進(jìn)入開(kāi)發(fā)中后期，井筒維護(hù)、剩余油的挖潛、套損井的修理已經(jīng)成為油田二次開(kāi)發(fā)的重點(diǎn)工作?？膳蛎浌芗夹g(shù)（Expendable Tube Technology）作為21世紀(jì)石油鉆采行業(yè)的核心技術(shù)之一，在鉆井、固井、修井、套管補(bǔ)貼等方面表現(xiàn)出很好的優(yōu)勢(shì)［1-5］。國(guó)內(nèi)從2001年開(kāi)始對(duì)實(shí)體膨脹管進(jìn)行跟蹤研究，主要包括可膨脹管材、膨脹工具及膨脹工藝等，其中可膨脹管材的開(kāi)發(fā)是首要解決的問(wèn)題［6］。

在研究可膨脹管材過(guò)程中，國(guó)內(nèi)外曾普遍使用常規(guī)套管材料（如L80、K55、P110鋼級(jí)等）、管線鋼和特種材料（如35CrMo鋼、低溫鋼等）作為可膨脹套管材料，但有試驗(yàn)表明，K55鋼級(jí)膨脹后并不能滿足大多數(shù)鉆井應(yīng)用所需的強(qiáng)度，P110鋼級(jí)膨脹后雖然有足夠的強(qiáng)度，卻因塑性區(qū)相對(duì)較小而限制其在破壞斷裂前獲得足夠的膨脹量。為此，美國(guó)Enventure公司與Lone Star Steel公司合作開(kāi)發(fā)了LSX-80型鋼材，利用其特殊的合金成分和ERW（Electric Resistance Welding，電阻焊接）工藝制成有縫電焊管來(lái)滿足膨脹施工和現(xiàn)場(chǎng)使用要求［7］。

目前國(guó)內(nèi)能夠生產(chǎn)膨脹管的廠家并不多，且在規(guī)格和性能方面與國(guó)外產(chǎn)品存在較大的差距，無(wú)法滿足國(guó)內(nèi)市場(chǎng)對(duì)膨脹管的需求。本文對(duì)寶雞石油鋼管有限責(zé)任公司（簡(jiǎn)稱寶雞鋼管）開(kāi)發(fā)的80鋼級(jí)膨脹管的性能進(jìn)行分析研究。

1 試驗(yàn)材料與制備

膨脹管的膨脹原理，從工藝角度上講，就是將膨脹管下到油氣井預(yù)定層位，膨脹芯軸依靠機(jī)械拉力或液體壓力在膨脹管內(nèi)從上到下或從下到上作軸向移動(dòng)，以強(qiáng)行擠壓的方式迫使膨脹管發(fā)生塑性變形［8］。其中，外徑擴(kuò)大率、壁厚減薄率和膨脹率（內(nèi)徑擴(kuò)大率）是膨脹試驗(yàn)完成后檢測(cè)的主要參數(shù)，其計(jì)算公式如下：

式中 ΦQ、ΦH——膨脹前、后的管體外徑，mm；tQ、tH——膨脹前、后的管體壁厚，mm。

1.1 成分設(shè)計(jì)

考慮到石油天然氣開(kāi)采用80鋼級(jí)膨脹管的性能要求以及成本，對(duì)80鋼級(jí)膨脹管試驗(yàn)鋼的化學(xué)成分進(jìn)行設(shè)計(jì)，具體見(jiàn)表1。C能夠提高材料的淬透性，保證鋼的強(qiáng)度；Si是一種脫氧劑，以固溶強(qiáng)化形式提高鋼的強(qiáng)度，但其含量過(guò)高會(huì)惡化鋼材的韌性及焊接性能；Mn可提高材料的淬透性和強(qiáng)度，削弱或消除S元素的影響；Nb、V、Ti主要是通過(guò)析出強(qiáng)化、固溶強(qiáng)化和相變強(qiáng)化來(lái)改善材料的性能；S、P是鋼中不可避免的雜質(zhì)元素，其含量的減少可明顯提高材料的韌性，故其含量越低越好。

表1 80鋼級(jí)膨脹管試驗(yàn)鋼的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)） %

1.2 管材制備

首先采用高爐煉鐵后經(jīng)轉(zhuǎn)爐冶煉、LF+RH精煉、連鑄、高尺寸精度軋制及控制冷卻工藝，制成厚度為7.3 mm的熱軋卷板；隨后通過(guò)“卷板縱剪→粗成型→精成型→HFW（High Frequency Welding，高頻電阻焊）”工藝制成規(guī)格為Φ193.7 mm×7.3 mm的毛坯管；再利用分步式中頻感應(yīng)加熱，在高溫下對(duì)HFW焊管實(shí)施熱張力減徑工藝，得到規(guī)格為Φ139.7 mm×7.72 mm的膨脹管管坯；接著進(jìn)行整管熱處理，最終保證管材具有較高的尺寸精度和優(yōu)良的力學(xué)性能。研究表明：將加熱溫度控制在α+γ兩相區(qū)時(shí)，管材具有較理想的組織性能。

1.3 膨脹試驗(yàn)

利用定徑區(qū)直徑為143.3 mm、錐角為15°的膨脹錐對(duì)80鋼級(jí)膨脹管管坯進(jìn)行膨脹試驗(yàn)，膨脹方式為純液壓式膨脹，膨脹壓力為28~32 MPa。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 顯微組織

寶雞鋼管利用“HFW+熱張力減徑+整管熱處理”的 SEW（Hot Stretch-reducing Electric Welding，熱張力減徑電阻焊）工藝生產(chǎn)的80鋼級(jí)膨脹管的顯微組織如圖1所示?？梢钥闯觯汗荏w與焊縫區(qū)域組織均含有鐵素體+回火索氏體，且焊縫與熱影響區(qū)的組織差異較小，這有利于管材的均勻變形。

2.2 尺寸精度

80鋼級(jí)SEW膨脹管膨脹前后的外徑和壁厚測(cè)量結(jié)果見(jiàn)表2。由表2可知：采用Φ143.3 mm膨脹錐進(jìn)行膨脹試驗(yàn)時(shí)，套管平均壁厚均有所減薄，減薄量為0.52~0.64 mm，減薄率為6.77%~8.23%，這是由于管材在膨脹過(guò)程中金屬發(fā)生一定的徑向流動(dòng)，管徑增大所需的金屬必須由管材壁厚的減薄來(lái)補(bǔ)充，最終導(dǎo)致管材壁厚減薄。SEW膨脹管經(jīng)膨脹率為16.50%的膨脹變形后，管材的外徑不圓度小于0.45%，壁厚不均度小于2%，這是因?yàn)椴捎昧艘?TMCP（Thermo Mechanical Control Process，熱機(jī)械控制工藝）軋制的卷板為原料，連續(xù)排輥成型制成管材，其尺寸精度較高，為后續(xù)液壓膨脹試驗(yàn)奠定了基礎(chǔ)。

2.3 力學(xué)性能

膨脹前后SEW膨脹管的力學(xué)性能檢測(cè)結(jié)果見(jiàn)表3。從表3可以看出：膨脹后SEW膨脹管的強(qiáng)度、伸長(zhǎng)率和沖擊功基本能夠滿足API Spec 5CT標(biāo)準(zhǔn)［9］對(duì)N80鋼級(jí)的要求，焊縫區(qū)的沖擊功較母材的沖擊功低28 J左右。管材經(jīng)膨脹率為16.5%的膨脹變形后，由于材料在冷變形過(guò)程中的形變強(qiáng)化作用影響，使得材料的顯微硬度、屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度均有不同程度的提升，而其伸長(zhǎng)率和沖擊功卻有所降低，其中焊縫沖擊功下降了7 J，伸長(zhǎng)率降低了9.5%，屈服強(qiáng)度提高了55 MPa，抗拉強(qiáng)度提高了60 MPa。

圖1 80鋼級(jí)膨脹管的顯微組織

表2 80鋼級(jí)膨脹管膨脹前后的外徑和壁厚測(cè)量結(jié)果

表3 膨脹前后SEW膨脹管的力學(xué)性能檢測(cè)結(jié)果

2.4 殘余應(yīng)力

殘余應(yīng)力的存在會(huì)降低材料的彈性極限，從而導(dǎo)致材料抗擠性能下降［10］。利用環(huán)樣法（沿軸截面方向?qū)⑴蛎浌芮懈畛?個(gè)有限寬度的長(zhǎng)條）測(cè)量膨脹管膨脹前后外表面的殘余應(yīng)力σ，其計(jì)算公式［11］如下，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表4。

式中E——彈性模量，取206.9 GPa；

tcave——實(shí)測(cè)平均壁厚，mm；

ν——泊松比，取0.28；

Dbc——切割前試樣平均外徑，mm；

Dac——切割后試樣平均外徑，mm。

表4 膨脹前后管材的殘余應(yīng)力計(jì)算結(jié)果

從表4可以看出：膨脹前管材的殘余應(yīng)力為拉應(yīng)力，這是因?yàn)镾EW膨脹管是采用FFX（Flexible Forming Excellent，柔性成型技術(shù)）成型、HFW焊接和熱張力減徑技術(shù)制成的焊接鋼管，而不是無(wú)縫鋼管（通常經(jīng)過(guò)淬火及回火后，套管的外表面為壓縮殘余應(yīng)力，內(nèi)表面為拉伸殘余應(yīng)力［12］）。同時(shí)還發(fā)現(xiàn)，膨脹前管材的殘余應(yīng)力為50 MPa左右，遠(yuǎn)低于材料的屈服強(qiáng)度，這是由于管材經(jīng)過(guò)熱張力減徑和熱處理后消除了部分殘余應(yīng)力，再通過(guò)自然時(shí)效處理進(jìn)一步降低了ERW直縫焊管的殘余應(yīng)力水平［13］。SEW膨脹管膨脹變形后所產(chǎn)生的壓縮殘余應(yīng)力會(huì)對(duì)原來(lái)的拉應(yīng)力有一定的抵消作用，最終使得管材外表面殘余應(yīng)力為壓應(yīng)力，并減小壓縮殘余應(yīng)力的數(shù)值，達(dá)到削弱環(huán)向殘余應(yīng)力的水平。

2.5 外壓與內(nèi)壓失效試驗(yàn)

根據(jù)API RP 5C5標(biāo)準(zhǔn)［14］規(guī)定的試驗(yàn)方法，對(duì)試驗(yàn)管進(jìn)行全尺寸外壓擠毀試驗(yàn)，擠毀介質(zhì)為水，外壓失效試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表5，外壓失效形貌如圖2所示。

表5 外壓失效試驗(yàn)結(jié)果

圖2 Φ159.4 mm×7.10 mm膨脹管外壓失效形貌

從表5可以看出：膨脹后Φ159.4 mm×7.10 mm管材的抗外壓擠毀強(qiáng)度超出API TR 5C3標(biāo)準(zhǔn)［15］要求值（25.2 MPa）18%，卻僅為膨脹前管材的45%。這是因?yàn)楣懿慕?jīng)徑向膨脹以后，其外徑增加了14%，壁厚大約減小了8%，顯著增加了管材的徑厚比，導(dǎo)致管材的抗擠毀性能降低。同時(shí)，膨脹后管材外壁處環(huán)向壓應(yīng)力的存在也會(huì)降低膨脹管的抗外壓擠毀能力［16］，多種因素共同作用最終降低了膨脹后管材的抗擠毀性能。

參照API RP 5C5標(biāo)準(zhǔn)，利用水壓爆破試驗(yàn)系統(tǒng)在室溫條件下進(jìn)行內(nèi)壓爆破試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表6，內(nèi)壓失效形貌如圖3所示。從表6可以看出：膨脹后管材的內(nèi)壓爆破壓力超過(guò) API Spec 5CT標(biāo)準(zhǔn)要求值（39.3 MPa）88%；膨脹前后管材的爆破壓力相差不大，這是由于膨脹變形后，管材的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度升高造成的。

表6 靜水壓及內(nèi)壓爆破試驗(yàn)結(jié)果

3 結(jié) 論

（1）采用“HFW+熱張力減徑+整管熱處理”SEW工藝開(kāi)發(fā)的80鋼級(jí)膨脹管的顯微組織為鐵素體+回火索氏體。

（2）采用Φ143.3 mm膨脹錐進(jìn)行膨脹試驗(yàn)時(shí)，Φ139.7 mm×7.72 mm規(guī)格80鋼級(jí)SEW石油膨脹管的實(shí)際膨脹率為16.27%~16.72%，壁厚減薄率為6.77%~8.23%。

圖3 Φ159.4 mm×7.10 mm膨脹管內(nèi)壓失效形貌

（3）經(jīng)膨脹率為16.50%的膨脹變形后，管材的殘余應(yīng)力由拉應(yīng)力過(guò)渡為壓應(yīng)力，管材的屈服強(qiáng)度為640~650 MPa，抗拉強(qiáng)度為725~735 MPa，伸長(zhǎng)率為18.5%~20.5%，焊縫橫向（1/2尺寸，0℃）沖擊功達(dá)到56~60 J，抗外壓擠毀強(qiáng)度超API RP 5C3標(biāo)準(zhǔn)要求值18%，靜水壓強(qiáng)度超API Spec 5CT標(biāo)準(zhǔn)要求值88%，研發(fā)的80鋼級(jí)膨脹管膨脹后仍具有良好的強(qiáng)度、塑性及韌性匹配。

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