賈寶貴，王 偉，郇國慶，張建兵，王雙來，呂祥鴻

超深井用140鋼級套管模擬井射孔試驗(yàn)研究

賈寶貴1，王 偉2，郇國慶1，張建兵3，王雙來2，呂祥鴻3

（1．塔里木油田公司，新疆庫爾勒841000；2．西安摩爾石油工程實(shí)驗(yàn)室，西安710065；3．西安石油大學(xué)，西安710065）

隨機(jī)抽取國產(chǎn)超深井用140鋼級?139．7 mm×12．09 mm和?177．8 mm×12．65 mm的套管各3支進(jìn)行模擬井射孔試驗(yàn)，對射孔前后套管材料的力學(xué)性能、微觀組織及幾何尺寸進(jìn)行了對比檢測，并以實(shí)測參數(shù)建模，運(yùn)用有限元方法分析了射孔后套管的擠毀強(qiáng)度。試驗(yàn)及檢驗(yàn)結(jié)果表明：6支套管在射孔后均未見宏觀裂紋，材料的力學(xué)性能及套管尺寸參數(shù)滿足相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求；?139．7 mm ×12．09 mm套管在175℃的井底高溫下抗擠強(qiáng)度下降14．4%，?177．8 mm×12．65 mm套管在175℃的井底高溫下抗擠強(qiáng)度下降11．7%。測試的140鋼級套管射孔后的各項(xiàng)性能滿足油田使用要求。

深井；套管；射孔；試驗(yàn)

隨著石油天然氣勘探開發(fā)向著深部地層發(fā)展，鉆井井況和工況條件越來越復(fù)雜，對套管的強(qiáng)度要求越來越高，140鋼級甚至更高鋼級油層套管的使用越來越普遍［1-3］。這些高鋼級套管在射孔完井作業(yè)過程中發(fā)生損壞的現(xiàn)象時有發(fā)生，例如塔里木油田克深區(qū)塊2012年有3口井在射孔后發(fā)生140鋼級油層套管不同程度的變形損壞。

根據(jù)斷裂力學(xué)理論，高鋼級套管必須匹配較高的斷裂韌性才不會導(dǎo)致射孔開裂。因此，高鋼級套管因斷裂韌性不足而發(fā)生射孔開裂有可能是導(dǎo)致射孔過程中發(fā)生套管損壞的一個重要原因［4-5］，目前尚未見到國內(nèi)外對140鋼級套管射孔性能的研究文獻(xiàn)。模擬井射孔是以套管實(shí)物在井筒中進(jìn)行的一種打靶試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果可以直觀地判斷套管的射孔性能［6］。本文通過140鋼級套管的模擬井射孔試驗(yàn)及對射孔前后套管材料性能的變化分析，初步確認(rèn)這種高鋼級套管的射孔性能。

1　試驗(yàn)套管

射孔試驗(yàn)用套管為國產(chǎn)140鋼級套管，規(guī)格分別為?139．7 mm×12．09 mm和?177．8 mm× 12．65 mm，2種規(guī)格套管各隨機(jī)抽取3支。

2　模擬井射孔試驗(yàn)

試驗(yàn)依據(jù)S Y／T 6491—2011《油層套管模擬井射孔試驗(yàn)與評價》［7］標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行，該標(biāo)準(zhǔn)給出了在規(guī)定的溫度、壓力條件下采用標(biāo)準(zhǔn)射孔器射孔的方法，通過對射孔后套管變形及破壞程度的綜合分析來評價套管是否適合油田射孔作業(yè)。

2．1 套管試驗(yàn)靶

被檢套管試驗(yàn)靶結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1　套管靶結(jié)構(gòu)示意

2．2 養(yǎng)護(hù)套及水泥環(huán)

用2．5 mm鋼板卷制后焊成長7 m的水泥環(huán)養(yǎng)護(hù)套，養(yǎng)護(hù)套內(nèi)壁與試驗(yàn)套管外壁間距為30 mm。用A級油井水泥配制成密度為1．90 g／cm3的水泥漿。水泥環(huán)養(yǎng)護(hù)溫度55℃，養(yǎng)護(hù)時間48 h。

2．3 射孔器材

使用聚能射孔彈，配用導(dǎo)爆索和耐溫耐壓引爆雷管，射孔器材參數(shù)如表1。其中：S Q89-60射孔槍用于?139．7 mm套管射孔；S Q127-60射孔槍用于?177．8 mm套管射孔。使用的炸藥均是黑索金（R D X）炸藥。

表1　射孔器材參數(shù)

2．4 模擬井

模擬試驗(yàn)井井筒內(nèi)徑為335 mm，試驗(yàn)套管在約250 m井深處射孔，井內(nèi)介質(zhì)為清水。射孔時井內(nèi)溫度55℃，井底壓力18 M Pa。

2．5 試驗(yàn)程序

模擬井試驗(yàn)原理如圖2所示。

將試驗(yàn)套管放在水泥養(yǎng)護(hù)套中，用水泥漿灌滿試驗(yàn)套管與養(yǎng)護(hù)套之間的環(huán)形空間，把套管試驗(yàn)靶下入井里，在55℃下養(yǎng)護(hù)48 h后取出。

把套管試驗(yàn)靶下入承壓套管內(nèi)，并以“大小頭”連接，用鉆機(jī)輸送至井下。將射孔器下入井深250 m處，當(dāng)井筒內(nèi)溫度升至55℃、壓力達(dá)到18 M Pa時引爆射孔器。

射孔完畢，停泵泄壓后取出套管，檢測試驗(yàn)套管各項(xiàng)參數(shù)、孔眼開裂與否等形貌及理化性能。

圖2　模擬試驗(yàn)井原理

3　試驗(yàn)結(jié)果

3．1 裂紋情況

3．1．1 宏觀裂紋

射孔后套管形貌如圖3所示。

圖3　套管射孔后形貌

套管是否開裂是模擬井射孔試驗(yàn)評價套管材料性能的重要標(biāo)準(zhǔn)之一。觀察從井中取出的射孔套管可知，射孔的6支套管共108個孔眼，套管管體及孔眼外表沒有發(fā)現(xiàn)宏觀裂紋。

3．1．2 微觀裂紋

每種規(guī)格套管各任選1個射孔孔眼，沿孔眼中心橫向剖開，觀察孔眼周圍微裂紋情況，切開后形貌如圖4所示。

圖4　孔眼切開后形貌

由圖4可以看出，沿孔眼中心線切開后孔眼邊緣有少量裂紋。將切開后的試樣表面清洗干凈，磨光后用顯微鏡觀察微裂紋分布情況。

將試樣在顯微鏡下放大50倍（圖4中圈出部位），觀察裂紋分布情況，由多個圖片組成的裂紋全景如圖5所示。

圖5　孔眼周圍裂紋分布情況

孔眼周圍微裂紋與孔的邊緣成一定角度向套管內(nèi)壁方向（沿套管橫向的孔眼中心面上從孔眼內(nèi)毛刺至外毛刺的方向）發(fā)展，沒有貫穿管壁的裂紋。?139．7 mm套管距離內(nèi)壁約3 mm處開始有微裂紋，最大裂紋起裂處距離內(nèi)壁約9 mm，長度約3 336 μm；?177．8 mm套管距離內(nèi)壁約4 mm處開始有微裂紋，最大裂紋起裂處距離內(nèi)壁約8 mm，長度約3 250μm。

根據(jù)斷裂力學(xué)理論，裂紋尖端處的應(yīng)力強(qiáng)度因子為

式中：σ為裂紋尖端所受應(yīng)力，M Pa；a＝1／2裂紋尺寸，mm。

按照最苛刻條件，取最大裂紋尺寸3 336μm，套管抗拉強(qiáng)度為1 083 M Pa，計算得裂紋尖端應(yīng)力因子。文獻(xiàn)［8］研究表明：K55鋼級的KIC＝140．4 M Pa· m1／2，P110鋼級的KIC＝192．3 M Pa·m1／2，Q125鋼級的KIC＝197．5 M Pa·m1／2，鋼級越高套管材質(zhì)的斷裂韌性越大。所以140鋼級套管的KIC應(yīng)大于197．5 M Pa·m1／2，試驗(yàn)套管滿足KI＜KIC，裂紋不會失穩(wěn)擴(kuò)展。

3．2 幾何尺寸

3．2．1 孔眼直徑

射孔套管全部孔眼直徑如表2。

表2　射孔套管孔眼直徑　mm

表2（續(xù)）　mm

?139．7 mm套管孔眼直徑平均值為9．30 mm，最大值為11．00 mm，最小值為7．94 mm；?177．8 mm套管孔眼直徑平均值為9．25 mm，最大值為11．85 mm，最小值為7．05 mm。文獻(xiàn)［9］研究表明：當(dāng)孔徑小于16 mm時，對套管抗擠強(qiáng)度減小的影響不明顯。

3．2．2 內(nèi)毛刺高度

對射孔后的6支套管分別測量了連續(xù)分布的5個孔眼的內(nèi)毛刺高度，測量值如表3。

表3　套管射孔孔眼內(nèi)毛刺高度mm

由表3可知：?177．8 mm套管所有射孔孔眼的內(nèi)毛刺高度均符合標(biāo)準(zhǔn)要求。?139．7 mm套管2＃試樣有2個孔眼的內(nèi)毛刺高度略大于標(biāo)準(zhǔn)要求。

3．2．3 套管外徑及壁厚

射孔前在將要射孔的套管6個不同截面處測套管外徑，截面間距約為150 mm，并做好標(biāo)記，射孔套管取出后，在相同位置檢測外徑。

射孔前在將要射孔的套管選3個不同截面測套管壁厚，截面間距約為300 mm，每個截面圓周平均分布檢測8個點(diǎn)的壁厚并做好標(biāo)記，射孔套管取出后，在相同位置檢測壁厚。

經(jīng)檢測，射孔后各試樣的外徑均有所脹大。其中3支?139．7 mm套管外徑平均脹大值分別為0．6、0．6、0．8 mm，3支?177．8 mm套管外徑平均脹大值分別為1．2、1．5、0．7 mm。所有試樣的外徑脹大值均符合標(biāo)準(zhǔn)要求（標(biāo)準(zhǔn)要求射孔后套管外徑脹大值不超過5 mm）。

射孔后的套管壁厚檢測數(shù)據(jù)表明：由于金屬塑性變形的體積不變原理，射孔后套管的壁厚均有所減小，但減小幅度不大；對于2種規(guī)格的試樣，降低幅度最大套管的壁厚減小都是約0．8%，且減小后的壁厚值均符合相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求。

3．3 套管材料力學(xué)性能

3．3．1 拉伸性能

射孔后在套管2個孔眼中間位置取拉伸試樣和沖擊試樣，射孔前后套管材料拉伸性能測試結(jié)果如表4。

表4　套管材料拉伸試驗(yàn)結(jié)果

?139．7 mm套管射孔后屈服強(qiáng)度下降0．88%，抗拉強(qiáng)度沒有變化；?177．8 mm套管射孔后屈服強(qiáng)度下降2．9%，抗拉強(qiáng)度下降1．3%；均符合相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求，即屈服強(qiáng)度965～1 138 M Pa，抗拉強(qiáng)度≥1 034 M Pa，斷后伸長率≥16%。

3．3．2 沖擊性能

0℃沖擊試驗(yàn)結(jié)果如表5所示。

表5　沖擊功平均值　J

備注：縱向試樣尺寸10 mm×10 mm×55 mm，橫向試樣尺寸5 mm×10 mm×55 mm，表中橫向沖擊功數(shù)值是根據(jù)A PI標(biāo)準(zhǔn)將小尺寸試樣換算成全尺寸試樣沖擊功后的結(jié)果。

?139．7 mm套管射孔后縱向沖擊功平均下降4．9%，橫向沖擊功平均下降9%；?177．8 mm套管射孔后縱向沖擊功平均下降2．5%，橫向沖擊功平均下降6%。

3．3．3 硬度

過射孔孔眼中心線橫向剖開取樣，測套管橫截面全壁厚洛氏硬度。檢測結(jié)果表明：射孔后套管材料硬度略有變化，但均滿足140鋼級套管材料的要求。?177．8 mm的套管材料硬度略大于?139．7 mm套管材料，經(jīng)分析是由于?177．8 mm套管的壁厚大于?139．7 mm套管，在軋鋼和熱處理過程中，使其組織分布不均勻程度也更大，對鋼材的硬度產(chǎn)生影響。

3．3．4 金相組織

每種規(guī)格套管任選1個射孔孔眼，加工成為20 mm×20 mm（包含射孔孔眼）的試樣，沿孔中心線剖開，觀察孔眼周圍金相組織變化，金相組織分析及夾雜物評級結(jié)果如表6所示。

表6　金相分析試驗(yàn)結(jié)果

射孔試驗(yàn)采用聚能射流射孔方法，射孔彈在電引爆射孔瞬間，產(chǎn)生很高的溫度和壓力，并以極高的速度穿透套管和水泥環(huán)，有可能引起材料組織變化。由表6試驗(yàn)結(jié)果可以看出，這種瞬時高溫沖擊作用沒有改變套管材料的組織和晶粒度。

4　套管射孔后擠毀強(qiáng)度變化分析

根據(jù)射孔后的實(shí)測套管尺寸及材料性能參數(shù)，對2種規(guī)格套管的抗擠強(qiáng)度進(jìn)行了有限元計算分析。

計算結(jié)果發(fā)現(xiàn)：?139．7 mm射孔套管比未射孔套管在常溫下抗擠強(qiáng)度值降低4．6%，在175℃的井底溫度下下降14．4%；?177．8 mm射孔套管比未射孔套管在常溫下抗擠強(qiáng)度值降低0．8%，在175℃的井底溫度下下降11．7%。

5　結(jié)論

1） 模擬井射孔試驗(yàn)結(jié)果表明：試驗(yàn)的6支140鋼級套管在射孔后均未見宏觀裂紋，孔眼周圍微觀裂紋尺寸較小，經(jīng)分析不會失穩(wěn)擴(kuò)展，可見該種140鋼級套管材料的韌性滿足標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)條件下射孔不開裂的要求。

2） 試驗(yàn)的6支套管射孔后相關(guān)力學(xué)性能及幾何尺寸參數(shù)的檢驗(yàn)結(jié)果滿足相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求。

3） 規(guī)格為?139．7 mm×12．09 mm的140鋼級套管，射孔后在常溫下抗擠強(qiáng)度降低4．6%，在175℃的井底溫度下抗擠強(qiáng)度下降14．4%；規(guī)格為?177．8 mm×12．65 mm的套管，射孔后在常溫下抗擠強(qiáng)度降低0．8%，在175℃井底溫度下抗擠強(qiáng)度下降11．7%；

4） 試驗(yàn)用的140鋼級套管射孔后性能滿足相關(guān)要求，可以作為射孔用油層套管；但對于特殊射孔工藝，還需模擬實(shí)際工況進(jìn)行專門研究。

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Experimental Study on Perforating Test in M odel W ell of 140 Grade Steel Casing for Ultra-deep W ell

JIA Baogui1，WANGWei2，HU ANG uoqing1，ZHANG Jianbing3，WAN G Shuanglai2，LYU Xianghong3
（1.Tarim Oilfeild Com pany，K orla841000，China；2.Xi’an M aurer Petroleu m Engineering Laboratory，Xi’an710065，China；3.Xi’an Shiyou Uniuersity，Xi’an710065，China）

Six casings are rando mly chosen fro m tw o different 140ksi casings，the specifications are ?139．7 mm×12．09 mm and ?177．8 mm×12．65 mm，then perforating in m odel well．M echanical properties，microstructure and geo metry of the casing material are co m pared before and after perforation．The finite element m odelis established according to the actual para meters after perforating to analyze the casing collapsing strength．T he results show that there is no macroscopic crack on the surface of allthe six casings；mechanicaltest results of the material and casing size para meters also meets the relevant standards．T he collapse strength decreased by approximately 14．4% at 175℃for casing w hich specifications is ?139．7 mm×12．09 mm．T he collapse strength decreased by approximately 11．7%at 175℃for casing w hich specifications is ?177．8 mm×12．65 mm．So the perforating performances of this 140 ksi casing meet the requirements of oilfield．

deep wells；casing；perforation；testing

T E925．307

A

10．3969／j．issn．1001-3842．2015．01．010

1001-3482（2015）01-0038-06

2014-07-15

國家自然科學(xué)基金（51074126）；陜西省教育廳資助項(xiàng)目（11JK0792）

賈寶貴（1981-），男，吉林輝南人，工程師，主要從事完井技術(shù)研究，E-mail：jiabaogui-tlm＠petrochina．co m．cn。