J55套管的膨脹性能研究

摘 要

摘要：膨脹管技術(shù)是21世紀(jì)石油鉆采行業(yè)的核心技術(shù)之一，掌握膨脹管在徑向膨脹過程中發(fā)生永久塑性變形的力學(xué)性能變化是膨脹管選材的核心。為此，采用膨脹錐自上而下對(duì)J55套管(巧11
摘要：膨脹管技術(shù)是21世紀(jì)石油鉆采行業(yè)的核心技術(shù)之一，掌握膨脹管在徑向膨脹過程中發(fā)生永久塑性變形的力學(xué)性能變化是膨脹管選材的核心。為此，采用膨脹錐自上而下對(duì)J55套管(巧114.3 mm)進(jìn)行了膨脹X-藝試驗(yàn)，測(cè)定并比較了9.3%的徑向膨脹后與膨脹前的力學(xué)性能。研究結(jié)果揭示了J55套管的膨脹性能：套管的長(zhǎng)度減小約4.4%，壁厚減小約6%，不均勻變形程度增加；由于加工硬化，套管的洛氏硬度和抗拉強(qiáng)度增加，而斷后伸長(zhǎng)率和斷面收縮率出現(xiàn)不同程度下降，但均滿足API SPEC 5CT標(biāo)準(zhǔn)。斷口SEM形貌進(jìn)一步表明膨脹前后均屬于韌性斷裂，膨脹后斷口上的韌窩小而淺，且分布不均勻，斷面較膨脹前的更為平整。該試驗(yàn)成果為膨脹管的材質(zhì)研究加工質(zhì)量控制與工程應(yīng)用提供了數(shù)據(jù)支持。
關(guān)鍵詞：實(shí)體膨脹管 J55套管 膨脹錐 膨脹性能 試驗(yàn)研究 套管長(zhǎng)度 套管壁厚
    
    傳統(tǒng)油氣井鉆井過程中，下入到井眼中的套管層次會(huì)隨著井深而增加，所以在深井或超深井的鉆井過程中可能出現(xiàn)因井眼直徑的不斷縮小而導(dǎo)致最終無法鉆達(dá)目的層的情況【1】。面對(duì)這種狀況，膨脹管技術(shù)針應(yīng)運(yùn)而生，其原理是利用膨脹套管的金屬冷塑性變形特性，對(duì)膨脹套管進(jìn)行徑向膨脹來擴(kuò)大井眼尺寸，這種技術(shù)類似金屬塑性冷加工中的管材拉撥原理【2】。膨脹管在膨脹錐的擠壓作用下進(jìn)入塑性區(qū)域，發(fā)生塑性永久變形，從而使膨脹套管內(nèi)、外徑擴(kuò)大。膨脹管技術(shù)廣泛應(yīng)用于鉆井、完井、采油、修井作業(yè)中【3-4】，解決了不少工程難題，被譽(yù)為是21世紀(jì)石油鉆采行業(yè)的核心技術(shù)之一。
   實(shí)體膨脹管的力學(xué)性能和材料本身及膨脹工藝等有密切聯(lián)系，研究套管膨脹過程中力學(xué)和變形規(guī)律對(duì)于指導(dǎo)實(shí)體膨脹管的施工設(shè)計(jì)和套管選材有重要意義。本試驗(yàn)對(duì)API J55套管進(jìn)行徑向膨脹，分析膨脹前后J55套管在長(zhǎng)度、壁厚、硬度、拉伸力學(xué)性能等方面的變化及原因，并研究了J55套管在膨脹后的不均勻變形。通過以上工作，旨在揭示API J55套管的膨脹特性，為其膨脹工藝的制定與工程應(yīng)用提供數(shù)據(jù)支持與理論指導(dǎo)。
1試驗(yàn)材料和方法
1.1試驗(yàn)材料
    試驗(yàn)中使用APl標(biāo)準(zhǔn)的J55套管(Φ=ll4.30mm，壁厚6.88 mm)，其化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)為：0.35C，0.31Si，1.39Mn，0.017Ni，0.092M0，0.19Cr，0.004S，0.014P，對(duì)兩段套管的實(shí)測(cè)原始參數(shù)如表1所示。

 
1.2膨脹試驗(yàn)方法

    本試驗(yàn)選用模具鋼Crl2MoV作為膨脹錐的材料，自主設(shè)計(jì)并加工膨脹錐用于J55套管的膨脹。試驗(yàn)采用自上而下的膨脹方式，通過YQ41單臂液壓機(jī)完成J55套管的膨脹，如圖l所示，液壓機(jī)的底座固定，壓頭向下施加與膨脹套管軸向一致的載荷，膨脹錐在導(dǎo)向區(qū)段的引導(dǎo)下緩慢進(jìn)入套管，套管在巨大的接觸應(yīng)力下開始膨脹。在膨脹試驗(yàn)前，對(duì)2號(hào)套管進(jìn)行潤(rùn)滑處理，1號(hào)套管則沒有，只清除管壁內(nèi)的雜質(zhì)。
2試驗(yàn)結(jié)果與分析
    套管在膨脹后，徑向增大幅度可以叫做膨脹的變形程度，也叫做膨脹率。本試驗(yàn)中，l號(hào)、2號(hào)J55套管的膨脹率分別為9.9,8%、9.37%。
2.1長(zhǎng)度和壁厚的變化及原因
    Rune Gusevik【1】指出膨脹以后的管體長(zhǎng)度會(huì)收縮3%～4%，壁厚將減少3%～6%，由于內(nèi)徑的增大，材料在長(zhǎng)度和厚度方面的消耗用于增加管體的體積。試驗(yàn)中的兩段J55套管的實(shí)測(cè)平均長(zhǎng)度值分別為191.45 mm、191.89 mm，長(zhǎng)度縮短的比例為4.33%和4.51%。

圖2 定點(diǎn)測(cè)量壁厚原理圖

 
    采用定點(diǎn)測(cè)量的方法(如圖2所示)，即在j55套管端面選擇6個(gè)點(diǎn)，分別測(cè)量并記錄膨脹前的壁厚值，待膨脹后依然只測(cè)量打標(biāo)記的6個(gè)點(diǎn)的壁厚值。
    J55套管的壁厚值及其變化如圖3所示，其壁厚值減小幅度在6%左右。測(cè)量結(jié)果表明J55套管的原始壁厚并不完全相同，而是在一定的范圍內(nèi)波動(dòng)，這就是原始的壁厚不均勻性現(xiàn)象，也叫做壁厚不均度。J55套管的壁厚減小量跟原始壁厚有必然聯(lián)系，膨脹后依然存在厚邊和薄邊，且原來的厚邊的壁厚減小量小，原來薄邊的壁厚減小量相對(duì)來說要大一些，如1號(hào)套管的薄邊為6.68 mm，膨脹后的壁厚為6.22 mm，減小的幅度為6.89%；厚邊為6.90 mm，膨脹后的壁厚為6.88 mm，減小幅度只有5.22%。因?yàn)樵诔惺芡冉佑|應(yīng)力的情況下，厚邊的變形抗力要大于薄邊，所以薄邊的壁厚減小幅度大于厚邊?？梢酝茢啵襞蛎浡蔬^大，J55套管的薄邊會(huì)首先發(fā)生破裂。套管膨脹后產(chǎn)生壁厚不勻的原因有兩個(gè)方面：①套管具有原始的壁厚不均度，導(dǎo)致膨脹后套管的薄邊厚邊在此基礎(chǔ)上延承了壁厚不均勻性，且不均勻程度變得更大；②膨脹工藝對(duì)壁厚不均度的影響。膨脹過程中，膨脹力的方向不可能與套管的中心軸線始終保持在同一直線上，膨脹力的微小偏移也會(huì)造成壁厚不均度的增加。

圖3 J55套管膨脹前后的壁厚及其變化規(guī)律圖
    膨脹后套管的壁厚不均度會(huì)影響管材的使用性能，所以對(duì)膨脹前后管材的壁厚不均度都應(yīng)該嚴(yán)格控制。APl規(guī)定套管的壁厚不均度標(biāo)準(zhǔn)在12.5%以下，而管材冷加工的經(jīng)驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)為8%【5】，應(yīng)該以冷加工經(jīng)驗(yàn)作為膨脹管壁厚不均度的標(biāo)準(zhǔn)。
2.2不均勻變形分析
    管材在膨脹過程中由于各種影響往往會(huì)出現(xiàn)不均勻變形，工程上一般采用截面形狀變化指數(shù)Q來評(píng)價(jià)管材不均勻變形程度的大小，用下式表示：

    式中Q表示膨脹前后截面形狀變化程度的大小，反映管材外徑和壁厚的變化比例 （圖標(biāo)1-1）表示管材膨脹前、后的平均外徑，mm；t0、t1表示管材膨脹前、后的平均壁厚，分別表示膨脹前、后管截面形狀的特征指數(shù)。在膨脹過程中，外徑增大，壁厚減小，所以說明外徑的變化比例要小于壁厚的變化比例，即不均勻變形程度越小。據(jù)計(jì)算，1號(hào)、2號(hào)套管膨脹后的Q值分別為0.88、0.89，即l號(hào)套管的不均勻變形程度稍大于2號(hào)套管，也可以說明適當(dāng)?shù)臐?rùn)滑是有助于套管在膨脹過程中的均勻變形。
2.3洛氏硬度值的變化及原因
    J55套管膨脹前后的洛氏硬度(HRC)值如表2所示，膨脹后套管的硬度增加是由于其在塑性變形的時(shí)候發(fā)生加工硬化，即在變形過程中產(chǎn)生晶格畸變，晶粒被拉長(zhǎng)、細(xì)化，出現(xiàn)亞結(jié)構(gòu)或產(chǎn)生不均勻變形等，使管材的強(qiáng)度、硬度增加，而塑性指標(biāo)下降【6】。膨脹后J55套管的硬度值波動(dòng)范圍較大，最大差值為9.3 HRC，這是由于膨脹導(dǎo)致J55套管變形不均勻和產(chǎn)生了殘余應(yīng)力，使其硬度也出現(xiàn)了不均勻性。

2.4拉伸力學(xué)性能及斷口形貌研究
2.4.1 拉伸力學(xué)性能研究

    按照國(guó)標(biāo)GB/T 228 2002，從膨脹前后的J55套管中各自截取3個(gè)拉伸試樣。根據(jù)金屬材料室溫拉伸標(biāo)準(zhǔn)GB/T 228--2002，試樣的原始標(biāo)距根據(jù)L0= 計(jì)算，其中S。為平行長(zhǎng)度的原始橫截面積，標(biāo)距均定為25 mm。斷后伸長(zhǎng)率A=(Lu一L。)／L。，其中Lu為斷后的標(biāo)距；斷面收縮率Z=(S0～Su)／so其中Su為斷裂后試樣的最小截面積。各試樣的斷后伸長(zhǎng)率、斷面收縮率及抗拉強(qiáng)度值如表3所示。膨脹使材料發(fā)生加工硬化，但降低了材料的韌性，所以J55套管膨脹后的抗拉強(qiáng)度增加，而斷后伸長(zhǎng)率和斷面收縮率有不同程度的下降。膨脹后J55套管的平均抗拉強(qiáng)度達(dá)到615 MPa，遠(yuǎn)高于API SPEC 5CT標(biāo)準(zhǔn)中的517 MPa；斷后伸長(zhǎng)率在21%左右，但仍高于API SPEC 5CT標(biāo)準(zhǔn)中的最大值20%。
2.4.2拉伸斷口形貌研究
    由于套管經(jīng)過膨脹這種冷變形處理后，力學(xué)性能會(huì)發(fā)生較大變化，研究拉伸斷口形貌對(duì)其失效分析有重要意義。由圖4所示，J55套管膨脹前后的斷裂機(jī)理都屬于韌性斷裂，室溫下的宏觀斷口已沒有金屬光澤，呈暗灰色，沒有出現(xiàn)顆粒狀形貌。J55套管的拉伸斷El狀態(tài)呈韌窩狀，且韌窩分布均勻呈等軸狀，個(gè)別韌窩中可以發(fā)現(xiàn)第二相顆粒的存在。由于微裂紋形成時(shí)伴有明顯的塑性變形，所以會(huì)形成較大的韌窩。韌窩的形成機(jī)理為空洞聚集，第二相顆粒脫落形成的微孔或者基體本身存在微小空隙在拉伸滑移作用下逐漸長(zhǎng)大并與鄰近微孔合并形成韌窩，其大小和形狀特征與應(yīng)力狀態(tài)、材料特性等有密切聯(lián)系。如圖4-c.d所示。由于膨脹過程使套管受到擠壓作用，加之拉伸過程中殘余應(yīng)力的釋放，膨脹后JS5套管鋼斷Ll上的韌窩小而淺，且分布不均勻，斷面較膨脹前更平整，而且已經(jīng)出現(xiàn)臺(tái)階雛形，其韌性已經(jīng)大大降低。
 

圖4 J55套管的拉伸斷口形貌SEM圖
3結(jié)論與建議
    1)徑向膨脹使J55套管發(fā)生加工硬化，J55套管經(jīng)過9.3%的徑向膨脹后，洛氏硬度和抗拉強(qiáng)度分別增加7%和6.3%，而斷后伸長(zhǎng)率和斷面收縮率分別下降5.5%、3.6%，材料的韌性也有降低，但仍滿足API SPEC 5CT標(biāo)準(zhǔn)。
    2)J55套管膨脹前后均屬于韌性斷裂，膨脹后J55套管斷口上的韌窩小而淺，且分布不均勻，斷面較膨脹前更平整。
    3)膨脹后J55套管的不均勻變形程度增加，建議對(duì)膨脹套管的壁厚不均度的確定采用管材冷加工的經(jīng)驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)，強(qiáng)化加工膨脹套管質(zhì)量控制，以保證套管膨脹后的使用性能。另外，還應(yīng)選用加工精度高的膨脹錐配合適宜的膨脹工藝確保膨脹過程的順利進(jìn)行。
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本文作者：王霞1 張仁勇2 李春福1 張波3
作者單位：1.西南石油大學(xué) 2.中國(guó)石油集團(tuán)工程設(shè)計(jì)有限責(zé)任公司西南分公司 3.中國(guó)石油長(zhǎng)慶油田建設(shè)工程處