江　勇，吳永莉，焦麗峰

（中油管道物資裝備總公司，河北廊坊065000）

石油套管抗擠毀解決方案及發(fā)展

江勇，吳永莉，焦麗峰

（中油管道物資裝備總公司，河北廊坊065000）

介紹了套管抗擠毀強(qiáng)度預(yù)報(bào)方法的演變過程和最新進(jìn)展，對(duì)比了各理論的先進(jìn)性和局限性；按照K-T理論分析了影響套管抗擠毀強(qiáng)度的主要因素，其中制造質(zhì)量因素主要包括橢圓度和殘余應(yīng)力；介紹了國(guó)內(nèi)外油氣井套管抗擠毀的各種方案和產(chǎn)品；對(duì)比了各系列產(chǎn)品和方案的優(yōu)缺點(diǎn)及控制重點(diǎn)。提出了深井異常高壓地層采用特厚壁套管，抗擠毀套管采用調(diào)質(zhì)熱處理工藝，以及提高抗擠毀設(shè)計(jì)安全系數(shù)等一系列建議。

石油套管；抗擠毀；徑壁比；橢圓度；殘余應(yīng)力；K-T模型

擠毀破壞是套管常見的破壞形式，套管的抗擠毀性能一直是人們關(guān)注的焦點(diǎn)，石油專用管（OCTG）的抗擠毀強(qiáng)度預(yù)報(bào)和應(yīng)用也一直是研究的熱點(diǎn)。

20世紀(jì)30年代，美國(guó)石油學(xué)會(huì)（API）采用試驗(yàn)、修正并擬合的方式，研究了計(jì)算套管強(qiáng)度的各種經(jīng)驗(yàn)公式，包括套管管體的抗擠毀強(qiáng)度；20世紀(jì)60年代以通報(bào)API Bull 5C3［1］的形式給出公式，以API Bull 5C2［2］的形式給出具體的計(jì)算值（包括圓整結(jié)果）。在很長(zhǎng)時(shí)期內(nèi)，上述經(jīng)驗(yàn)公式成為石油行業(yè)管柱設(shè)計(jì)，尤其是套管柱設(shè)計(jì)的經(jīng)典參考。進(jìn)入21世紀(jì)，科研人員開始研究套管質(zhì)量和復(fù)雜工況條件下的載荷分布對(duì)抗擠毀性能的影響。

1　 API經(jīng)驗(yàn)公式預(yù)報(bào)

對(duì)于管體的擠毀破壞形式，可根據(jù)套管徑壁比D/S大小將其分為失穩(wěn)破壞和強(qiáng)度破壞兩大類；API Bull 5C3標(biāo)準(zhǔn)按徑壁比將其分為4種破壞形式：屈服擠毀強(qiáng)度PYP、塑性擠毀強(qiáng)度PP、過渡性擠毀強(qiáng)度PT和彈性擠毀強(qiáng)度PE，并給出了相應(yīng)的計(jì)算方法：

式中Yp——名義屈服強(qiáng)度，MPa；

A、B、C、F、G——擬合系數(shù)。

4種API抗擠毀預(yù)報(bào)曲線如圖1所示。

圖1　4種API抗擠毀預(yù)報(bào)曲線

由圖1可知：

（1）抗擠毀值Pc僅與Yp、D/S相關(guān)。

（2）在4個(gè)擠毀形式的彈性區(qū)域中（圖1所示右側(cè)），抗擠毀值對(duì)D/S和Yp均不敏感，但在屈服擠毀和塑性擠毀區(qū)域中非常明顯，尤其是屈服擠毀。

（3）隨著鋼級(jí)的升高，屈服擠毀臨界徑壁比D/S的降低幅度比其他3種擠毀形式的D/S臨界值降低的幅度更?。▓D1所示虛線）。

（4）當(dāng)D/S≥25時(shí)，都進(jìn)入了彈性擠毀區(qū)域，但算法已含71.25%的修正系數(shù)（修正系數(shù)=置信度95%×可靠度75%）。API Spec 5CT標(biāo)準(zhǔn)中，OCTG的大部分規(guī)格處在塑性擠毀和過渡性擠毀區(qū)間內(nèi)。

API經(jīng)驗(yàn)公式預(yù)報(bào)抗擠毀值的最大缺陷是未考慮套管的制造精度和質(zhì)量（如不圓度Ova、壁厚不均度Ecc、殘余應(yīng)力σr）。而在實(shí)際生產(chǎn)中，由于制造公差，不可避免地存在上述缺陷。因此，人們一直在尋找能涵蓋這些因素的最佳抗擠毀預(yù)報(bào)公式。

2　國(guó)內(nèi)外管材抗擠毀研究進(jìn)展

實(shí)踐證明，API Bull 5C3標(biāo)準(zhǔn)中的抗擠毀強(qiáng)度計(jì)算公式在一定程度上會(huì)浪費(fèi)鋼材，即API的擠毀預(yù)報(bào)值偏低。國(guó)內(nèi)外學(xué)者在Timoshenko理論［3］和理想圓管薄壁筒Lame公式的基礎(chǔ)上，輔以擠毀試驗(yàn)，經(jīng)過大量的推導(dǎo)和修正發(fā)現(xiàn)，管材的制造缺陷和質(zhì)量直接影響擠毀強(qiáng)度指標(biāo)。1983年，Tamano等人采用系數(shù)來表征套管的制造質(zhì)量，將屈服擠毀和彈性擠毀進(jìn)行統(tǒng)一，建立了抗擠毀值的二元方程，即Tamano擠毀預(yù)報(bào)公式［4］。1994年，Tamano擠毀預(yù)報(bào)公式才被API按照參考的形式吸收，最后多名學(xué)者修正了其系數(shù)。

2002年，在英國(guó)BP石油公司、美國(guó)Chevoron石油公司和日本住友鋼管公司等的資助下，美國(guó)西南研究院SwRI研究了套管的抗擠毀問題，包括套管的制造質(zhì)量和加工硬化等。SwRI的報(bào)告肯定了Tamano等人的貢獻(xiàn)，但修正了其公式。2004年，Klever等人對(duì)比分析了API Bull 5C3、Tamano理論和Timoshenko理論，修正了Tamano擠毀預(yù)報(bào)公式，建立了K-T模型［5］。Klever等人通過參考各類文獻(xiàn)和查閱大量數(shù)據(jù)，在該模型中采用了修正ke（彈性擠毀系數(shù)）和ky（屈服擠毀系數(shù)），修正了原API Bull 5C3標(biāo)準(zhǔn)中的屈服擠毀和彈性擠毀計(jì)算公式，具體如下：

式中P——擠毀值，MPa；

Pe——彈性擠毀極限，MPa；

Py——屈服擠毀極限，MPa；

H——無量綱質(zhì)量函數(shù)；

E——彈性模量，取206 GPa；

ν——泊松比，取0.3；

hn——塑性影響因子。

Tamano理論和Klever修正以及K-T預(yù)報(bào)公式統(tǒng)一了兩大類破壞形式：即屈服破壞到彈性失穩(wěn)破壞。但K-T模型未考慮材料的硬化指數(shù)。2006年，K-T模型被ISO/TR 10400—2007《石油和天然氣工業(yè)套管、油管、鉆桿和作為套管或油管使用的管線管的性能公式及計(jì)算》［6］納入擠毀值算法參考中。該標(biāo)準(zhǔn)總結(jié)了各理論的優(yōu)缺點(diǎn)和相應(yīng)的模型置信度水平（一般要求≥90%）、可靠度水平（一般要求≥99.5%，意味著接受0.5%的擠毀失效概率）、協(xié)方差（COV）以及標(biāo)準(zhǔn)差等統(tǒng)計(jì)學(xué)指標(biāo)，指出K-T模型與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的一致性最高（協(xié)方差COV最低），K-T模型中的ke=1.089，ky=0.891 1。

與Timoshenko理論一樣，K-T模型也認(rèn)為橢圓度和壁厚不均度等制造缺陷因素對(duì)套管極限外壓的影響在D/S處于過渡性擠毀區(qū)間內(nèi)最為明顯，而這一區(qū)間聚集了大量的中等外徑常見規(guī)格，如Φ177.8~273.1 mm（Φ7~10 3/4 in）。在井下套管柱結(jié)構(gòu)中，這些規(guī)格通常是承受較大外擠載荷的規(guī)格。

圖2所示為110鋼級(jí)套管在Ova=0.5%，Ecc= 15%，σr=150 MPa（約為名義屈服強(qiáng)度Yp的20%）的質(zhì)量水平下，API Bull 5C3和K-T模型與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比情況（圖2中虛線為質(zhì)量函數(shù)H=0的情況，即為理想圓管）。從圖2可以看出，K-T模型與實(shí)際試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合程度較高，但在屈服擠毀（D/S越來越?。┓矫媛燥@不足。其他鋼級(jí)的分布特征與圖2相似，在此不一一列出。另外，不同的制造廠家制造質(zhì)量水平不同，預(yù)報(bào)曲線也略有差異。

圖2　110鋼級(jí)K-T模型與API Bull 5C3對(duì)比

文獻(xiàn)［7］認(rèn)為：API Bull 5C3標(biāo)準(zhǔn)中的抗擠毀預(yù)報(bào)公式缺少理論依據(jù)和嚴(yán)密的數(shù)學(xué)推導(dǎo)，關(guān)于決定何種擠毀形式的分類（厚壁、中厚壁、薄壁）的D/S有待進(jìn)一步探討；除質(zhì)量水平因素外，材質(zhì)的硬化指數(shù)也將影響抗擠毀值，當(dāng)D/S∧25時(shí)材質(zhì)硬化指數(shù)較高的鋼材（一般通過調(diào)質(zhì)熱處理）可以提高極限外壓。這表征的不僅是制造精度和質(zhì)量水平因素，而是延伸到制造工藝過程因素，其意義是：即使是采用中低碳鋼設(shè)計(jì)的低鋼級(jí)抗擠毀套管也應(yīng)采取調(diào)質(zhì)熱處理工藝，例如80鋼級(jí)。有學(xué)者提出了一種采用貝氏體鋼設(shè)計(jì)的套管，該貝氏體鋼套管不經(jīng)過調(diào)質(zhì)熱處理，其管體材質(zhì)的硬化指數(shù)對(duì)抗擠毀值的影響尚未有研究報(bào)道。

3　影響抗擠毀性能的因素分析

大多數(shù)OCTG制造廠家已采納了最新的K-T模型，也較好地預(yù)報(bào)了套管的抗擠毀性能指標(biāo)。由K-T模型可知，在修正項(xiàng)中，鋼管的尺寸質(zhì)量因素里橢圓度對(duì)抗擠毀性能的影響最為關(guān)鍵。需要指出的是：在ISO/TR 10400—2007標(biāo)準(zhǔn)中，極限擠毀外壓預(yù)報(bào)和套管柱擠毀設(shè)計(jì)所采用的K-T模型不盡相同，具體表現(xiàn)在系數(shù)取值不同。

3.1橢圓度

按照K-T理論，在Ecc=14%，σr=150 MPa的質(zhì)量水平下，分析橢圓度對(duì)套管極限外壓的影響，具體如圖3所示。其中，Pco為0.1%~0.7%橢圓度下的實(shí)際極限擠毀外壓，Pc為理想圓管狀態(tài)下的極限擠毀外壓。根據(jù)彈性力學(xué)理論，與理想圓管相比，橢圓度降低了截面剛性EI（I是截面的慣性矩），必然會(huì)降低極限擠毀外壓。文獻(xiàn)［7］指出：對(duì)于D/S≤12的厚壁管，橢圓度對(duì)極限外壓的影響很小，與圖3所示的規(guī)律一致。

圖3　橢圓度對(duì)套管極限外壓的影響

由圖3可知，當(dāng)D/S為15~23時(shí)，橢圓度對(duì)抗擠毀強(qiáng)度預(yù)報(bào)值的影響非常明顯，與橢圓度質(zhì)量較高（Ova∧0.5%）相比降低10%以上；D/S在17~21時(shí)更明顯，甚至下降20%。上述影響也是由K-T模型本身決定的。通過計(jì)算可知，當(dāng)Pe=Py時(shí)，D/S正好在18.5～19.0，說明K-T模型本身就存在著一個(gè)奇異點(diǎn)，也解釋了圖2所示中的虛線存在一個(gè)臨界奇異點(diǎn)的現(xiàn)象。從理論上講，在絕對(duì)理想圓管的條件下，當(dāng)D/S為18.5~19.0時(shí)，K-T模型與API理論存在最大差距；因此，將兩種擠毀失效形式用一個(gè)質(zhì)量函數(shù)來統(tǒng)一存在一定的缺陷。

在常見的套管規(guī)格中，D/S處在對(duì)極限外壓影響較為顯著的15~23之間占大多數(shù)；因此套管的橢圓度是質(zhì)量保證的重要因素。

3.2殘余應(yīng)力

在生產(chǎn)制造流程中，殘余應(yīng)力主要來源于管材熱處理之后的矯直環(huán)節(jié)，矯直溫度過低既會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力，還會(huì)因包申格（Bauschenger）效應(yīng)對(duì)管體造成加工硬化；文獻(xiàn)［5］對(duì)此作了詳細(xì)論述，且與文獻(xiàn)［7］的結(jié)論相近。其主要結(jié)論是：在D/S≥25的情況下，殘余應(yīng)力對(duì)抗擠毀強(qiáng)度的影響不明顯。需要補(bǔ)充的是，在D/S處在屈服擠毀區(qū)間（D/S∧13，具體大小與鋼級(jí)有關(guān)）時(shí)，殘余應(yīng)力的影響也非常小。但大多數(shù)標(biāo)準(zhǔn)規(guī)格套管的D/S都不處在上述這兩個(gè)區(qū)間內(nèi)，也就是說殘余應(yīng)力的控制水平將顯著影響大部分規(guī)格的OCTG產(chǎn)品的抗擠毀值。

根據(jù)K-T計(jì)算公式對(duì)比了不同的殘余應(yīng)力對(duì)套管抗擠毀值的影響，具體如圖4所示，殘余應(yīng)力對(duì)極限外壓的影響趨勢(shì)與圖3所示橢圓度對(duì)套管極限外壓的影響類似。圖4中的Pcr為殘余應(yīng)力狀態(tài)下的擠毀值，殘余應(yīng)力符號(hào)與K-T模型公式中的意義相同。需要指出的是：K-T理論中殘余應(yīng)力產(chǎn)生于管體內(nèi)壁處，與一般意義上通過開口法測(cè)得的Crampton殘余應(yīng)力并不相同，后者是平均宏觀殘余應(yīng)力。

由圖4可知：當(dāng)D/S在15~23時(shí)，殘余應(yīng)力對(duì)套管抗擠毀值的影響較為明顯，橢圓度對(duì)抗擠毀強(qiáng)度預(yù)報(bào)的影響也非常顯著，以橢圓度質(zhì)量較高（Ova∧0.5%）時(shí)，抗擠毀值降低10%以上，在這個(gè)區(qū)間以外影響就不明顯；D/S在17~21尤為明顯，最高可下降20%。

關(guān)于殘余應(yīng)力、加工硬化、拉伸曲線形狀是否圓滑過渡等因素的研究均可統(tǒng)一，ISO/TR 10400—2007指出，經(jīng)過調(diào)質(zhì)處理的抗擠毀套管管材大多數(shù)在拉伸曲線上都有明顯屈服階段，hn對(duì)抗擠毀強(qiáng)度的影響可忽略。對(duì)于制造企業(yè)來說，應(yīng)盡量提高回火溫度來提高矯直溫度，從而降低殘余應(yīng)力。有文獻(xiàn)指出，工藝控制上的殘余應(yīng)力應(yīng)在名義屈服強(qiáng)度的15%以內(nèi)。另外，API指出除彈性擠毀以外的擠毀失效破壞形式最開始都發(fā)生在套管內(nèi)壁，為薄弱環(huán)節(jié)，因此要求抗擠毀套管都必須經(jīng)過調(diào)質(zhì)熱處理來實(shí)現(xiàn)強(qiáng)度，還應(yīng)采用外淋+內(nèi)噴形式的生產(chǎn)設(shè)備和工藝使套管內(nèi)外表面同步發(fā)生相變，提高淬透深度和組織均勻性，從而提高其硬化指數(shù)。

圖4　殘余應(yīng)力對(duì)套管極限外壓的影響

4　套管抗擠毀解決方案

4.1 HC和T、TT系列高抗擠毀套管

在一些勘探井中，或者在一些鹽蓋層、碎屑巖和地層壓力（破裂壓力）較高的情況下都需要選用高抗擠毀套管。

目前國(guó)內(nèi)各大鋼管供應(yīng)商均有高抗擠毀系列產(chǎn)品，國(guó)外最高達(dá)到140鋼級(jí)。法國(guó)V&M公司和阿根廷Tenaris公司以“HC”命名，日本企業(yè)和我國(guó)企業(yè)則多以“T”和“TT”命名。法國(guó)V&M公司的套管產(chǎn)品規(guī)格較多，并提供20多個(gè)API標(biāo)準(zhǔn)以外的規(guī)格。考慮到經(jīng)濟(jì)性，阿根廷Tenaris公司還提供ICY鋼級(jí)套管，其抗擠毀強(qiáng)度與T系列套管水平相當(dāng)。

不同高抗擠毀套管的抗擠毀強(qiáng)度保證值如圖5所示。由圖5可以看出：①各廠家的抗擠毀保證值差距不大，基本上超出API Bull 5C3標(biāo)準(zhǔn)中預(yù)報(bào)值15%~40%，這與D/S分布有關(guān)，尤以塑性擠毀區(qū)間內(nèi)超出較多；②國(guó)內(nèi)企業(yè)產(chǎn)品抗擠毀水平相仿，起碼在此鋼級(jí)不低于國(guó)外企業(yè)產(chǎn)品，尤以過渡性擠毀區(qū)間最為明顯；③Sumittomo和日本NKK公司的數(shù)據(jù)基本重合，而法國(guó)V&M公司的產(chǎn)品在D/S≥25彈性擠毀區(qū)間數(shù)據(jù)偏保守。與圖1相比，對(duì)于110及以上鋼級(jí)套管，提高管體強(qiáng)度級(jí)別對(duì)抗擠毀值的提升不明顯。

圖5　不同高抗擠毀套管的抗擠毀強(qiáng)度保證值

從公開的數(shù)據(jù)來看，在鋼級(jí)方面，國(guó)外企業(yè)開發(fā)的高抗擠毀系列鋼級(jí)都偏保守，最高到140鋼級(jí)，且大部分應(yīng)用于深井。國(guó)內(nèi)則有關(guān)于150和160鋼級(jí)產(chǎn)品研制開發(fā)的報(bào)道［8］。

4.2 HCS（S）系列抗硫抗擠毀套管

抗H2S腐蝕套管的研發(fā)重點(diǎn)在于材質(zhì)的耐腐蝕性，但在有些工況下對(duì)其抗擠毀性能也有相應(yīng)要求。抗腐蝕管材普遍對(duì)其洛氏硬度有上限要求，而且洛氏硬度與管材的抗拉強(qiáng)度的相關(guān)性較高，而管材成分和熱處理工藝可以提高抗拉強(qiáng)度。因此，這一類管材的平均屈服強(qiáng)度低于相應(yīng)鋼級(jí)抗擠毀套管的，意味著抗擠毀保證值低。也就是說，對(duì)于特定規(guī)格的抗H2S腐蝕套管，要求其在具有較好耐腐蝕性的同時(shí)具有較高抗擠毀性能是相互矛盾的，這些規(guī)格指的是其D/S處在彈性擠毀區(qū)域以外的規(guī)格。

據(jù)國(guó)外部分廠家的產(chǎn)品資料顯示，HC或者TT系列套管的抗擠毀性能比HCS、HCSS和TSS等系列套管的高出10%左右。圖6所示為不同抗H2S腐蝕套管（NKK-95HC、NKK-95HCSS和VM-110HC、VM-110HCSS）對(duì)抗擠毀性能的要求。從圖6可以看出，兩家企業(yè)（日本NKK公司與法國(guó)V&M公司）鋼級(jí)產(chǎn)品之間的抗擠毀保證值不同，在屈服強(qiáng)度控制上也有差異。

圖6　抗H2S腐蝕套管對(duì)抗擠毀性能的要求

4.3深井系列套管

油氣開發(fā)逐漸向深埋深發(fā)展，國(guó)內(nèi)外各大廠商紛紛推出了深井套管［9］，這也是OCTG應(yīng)用的一個(gè)熱點(diǎn)。在API Spec 5CT早期的版本中列出的V150鋼級(jí)也是深井套管的應(yīng)用，20多年前日本企業(yè)已能批量供應(yīng)深井套管。另外，法國(guó)V&M公司有VM系列深井套管，阿根廷Tenaris公司有DW系列深井套管。國(guó)外供應(yīng)商將深井套管與高抗擠毀套管嚴(yán)格區(qū)分開，當(dāng)然他們的125鋼級(jí)以上的高抗擠毀套管也大部分應(yīng)用于深井。

深井中，在地壓梯度的作用下，油氣產(chǎn)層部位附近圍壓非常大，引起地層破裂壓力非常大（壓力系數(shù)可能超過2，甚至有些異常高壓地層處在管柱中間）。此時(shí)，深井套管既要考慮提高管柱本身拉伸強(qiáng)度，還要考慮抗外擠能力（抗外擠強(qiáng)度也是一項(xiàng)突出的指標(biāo)）。以22 kPa/m的地壓梯度為例，正常情況下，6 000 m深井地層破裂壓力高達(dá)132 MPa，泥漿密度系數(shù)達(dá)2.24。按API Bull 5C3計(jì)算，若以Φ177.8 mm套管作為生產(chǎn)套管固井，其常見的Q125鋼級(jí)Φ177.8 mm×12.65 mm規(guī)格套管的抗擠毀保證值約為100 MPa，壁厚13.72 mm規(guī)格套管的抗擠毀保證值也只能保證在115.5 MPa，遠(yuǎn)達(dá)不到安全要求。如果將強(qiáng)度提高到150高抗擠毀鋼級(jí)，抗擠毀強(qiáng)度能達(dá)到137.9 MPa。因此，提高管體抗擠毀強(qiáng)度有兩個(gè)途徑：一是增加屈服強(qiáng)度；另一個(gè)是增加壁厚，但會(huì)犧牲內(nèi)徑或者通徑，給工程施工帶來不利影響。

深井套管在應(yīng)用時(shí)，必須考慮井溫對(duì)套管性能的影響。正常情況下，若按3℃/100 m的地溫梯度來考慮，井深6 000 m的井底溫度預(yù)計(jì)能超過200℃，該溫度下管體材料不會(huì)發(fā)生相變，但其他理化性能有變化。材料強(qiáng)度、彈性模量及泊松比與溫度的關(guān)系如圖7所示。由高溫拉伸試驗(yàn)可知，高溫下管體強(qiáng)度有一定程度下降，圖7（a）所示為實(shí)驗(yàn)室測(cè)得的采用Cr-Mo低合金鋼設(shè)計(jì)的110和150鋼級(jí)材料的高溫拉伸性能，可以看出110鋼級(jí)材料在約200℃時(shí)強(qiáng)度下降更明顯，這是由合金含量不同引起的；與室溫拉伸強(qiáng)度相比，兩者分別降了約10%和5%。

由K-T理論可知，影響抗擠毀值的另兩個(gè)因素是彈性模量E和泊松比ν，通常認(rèn)為這兩個(gè)參量不變；但實(shí)際上溫度還會(huì)使彈性模量有一定程度地下降，而對(duì)泊松比的影響很小。在API Bull 5C3的彈性擠毀公式和最新的K-T模型中，溫度對(duì)彈性模量的影響比較大。圖7（b）所示為實(shí)驗(yàn)室測(cè)得的由普通Cr-Mo低合金設(shè)計(jì)的110鋼級(jí)材料的彈性模量和泊松比隨溫度升高反而下降的規(guī)律。與室溫相比，至250℃時(shí)，彈性模量和泊松比分別下降了6.1%和6.7%，經(jīng)擬合可知，彈性模量呈線性下降，200℃時(shí)彈性模量下降到約203 GPa。

圖7　材料強(qiáng)度、彈性模量及泊松比與溫度的關(guān)系

K-T模型在非室溫下的適用性有待深入研究。從普遍情況來看，目前國(guó)內(nèi)外鋼管制造企業(yè)尚不能進(jìn)行高溫下的擠毀試驗(yàn)和評(píng)價(jià)。綜合考慮溫度的影響，在深井的應(yīng)用中，筆者認(rèn)為K-T公式中修正系數(shù)均應(yīng)分別下降約6%和5%，使ke=1.024和ky= 0.846 5。

4.4厚壁系列套管

厚壁系列套管可解決特高壓地層條件下的抗擠毀問題（印證了4.3節(jié)中的結(jié)論），厚壁套管一般要求D/S∧12。2002—2003年，天津鋼管集團(tuán)股份有限公司為中原油田解決了鹽巖層高壓擠毀問題［10］，為遼河油田解決了射孔段擠毀問題［11］，分別設(shè)計(jì)了TP130TT鋼級(jí)Φ152.4 mm×16.9 mm規(guī)格和TP120TH鋼級(jí)Φ193.68 mm×17.14 mm規(guī)格套管，且套管投入使用后效果良好。經(jīng)中國(guó)石油集團(tuán)石油管工程技術(shù)研究院檢測(cè)，TP130TT鋼級(jí)套管的擠毀外壓為167 MPa，達(dá)到設(shè)備極限仍未壓潰；TP120TH鋼級(jí)套管的擠毀外壓為142.9 MPa［11］。

實(shí)際上，API Spec 5CT標(biāo)準(zhǔn)本身涵蓋十多個(gè)D/S≤10的厚壁規(guī)格套管，但應(yīng)用較少，S∧16 mm的套管也很少有應(yīng)用。由經(jīng)驗(yàn)可知，對(duì)于Q125及以上鋼級(jí)，在厚壁套管規(guī)格區(qū)域，提高管體壁厚一個(gè)等級(jí)獲得的抗擠毀值比提高鋼級(jí)一個(gè)等級(jí)獲得的抗擠毀值效果更為顯著（即管材的截面剛度EI對(duì)抗擠毀值影響較大），但不能兼顧經(jīng)濟(jì)性。

法國(guó)V&M公司有專門的厚壁套管系列，并配以特殊螺紋，具有更優(yōu)良的管體拉伸強(qiáng)度和接頭密封性能。該系列產(chǎn)品的徑壁比D/S在10附近，最小為5.3，壁厚最大達(dá)到31.75 mm。在該產(chǎn)品110鋼級(jí)中，最大抗擠毀性能為163.4 MPa（23 700 psi）；在最高鋼級(jí)140中，最大抗擠毀性能為207.95 MPa（30 160 psi），且均是按API Bull 5C3預(yù)報(bào)結(jié)果的70%計(jì)算的。由此可見，國(guó)內(nèi)超高抗擠毀套管仍有較大發(fā)展空間。

對(duì)于制造企業(yè)來說，厚壁套管有幾個(gè)突出的問題：①管體徑壁比D/S較小，制造難度較大；②壁厚較大，熱處理淬透性是個(gè)問題，不適合小企業(yè)生產(chǎn)；③在螺紋類型設(shè)計(jì)上，由于管體壁厚較大，要保證接頭的連接強(qiáng)度（或者連接效率），除直連型螺紋外，其余接箍的外徑和壁厚都較大，給生產(chǎn)制造增大了難度，固井效果也較差；④抗擠毀檢測(cè)難度較大，除非標(biāo)準(zhǔn)規(guī)格影響試驗(yàn)工具備品備件外，擠毀壓力過大超出了試驗(yàn)設(shè)備的測(cè)量范圍。

就使用單位而言，由于套管尺寸非標(biāo)準(zhǔn)，需要謹(jǐn)慎處理通徑以及下層套管結(jié)構(gòu)程序。施工時(shí)，應(yīng)更換相應(yīng)的工具；如果不是使用全管柱，容易導(dǎo)致井場(chǎng)管理混亂。由于D/S較小，管柱剛度大，導(dǎo)致下入狗腿度嚴(yán)重處難度較大。由于單個(gè)質(zhì)量較大，還需要考慮起下管柱時(shí)井架的承載問題。

4.5雙（多）層套管

雙（多）層套管是指在大套管內(nèi)下入小套管，在兩套管的環(huán)形空間內(nèi)注入填充介質(zhì)，填充介質(zhì)有水泥［12］、原油等液體，形成組合結(jié)構(gòu)，類似于特厚壁管柱，由組合結(jié)構(gòu)整體承擔(dān)擠毀載荷。

將雙（多）層套管應(yīng)用于鹽膏層段，其抗擠毀能力大大提高。國(guó)外最早采用雙（多）層套管來解決地層高壓?jiǎn)栴}，國(guó)內(nèi)曾在華北、中原等油田有所應(yīng)用，但該方法需要改變井身結(jié)構(gòu)，大尺寸井眼段較長(zhǎng)，增加了鉆井費(fèi)用，現(xiàn)在已經(jīng)很少使用。在厚壁套管供應(yīng)困難的情況下可以采用雙（多）層套管來提高管柱抗擠毀強(qiáng)度，但提高有限。

4.6大通徑抗擠毀套管

大通徑抗擠毀套管又名“替換”或者“特殊”通徑套管，與API Spec 5CT標(biāo)準(zhǔn)中對(duì)應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)通徑套管相比，外徑無變化，通徑變大，能提供較大的套管內(nèi)空間。制造企業(yè)生產(chǎn)大通徑抗擠毀套管時(shí)，壁厚控制難度大，常用的方法是降低目標(biāo)壁厚，可以通過熱處理來提高管體的強(qiáng)度，進(jìn)而保證抗擠毀保值滿足要求。

對(duì)于API Spec 5CT標(biāo)準(zhǔn)中的特殊通徑套管，減小壁厚是有限的，若用百分比x（x=ΔS/S，其中ΔS為壁厚變化絕對(duì)值）衡量壁厚減小情況，則徑壁比變化為D/［（1-x）S］≈［（1+x）］D/S，即減小壁厚S的百分?jǐn)?shù)在10%以內(nèi)時(shí)約等于D/S上升的百分?jǐn)?shù)。因此，x的選取與徑壁比D/S有關(guān)，若D/S∧20，應(yīng)取x∧5%；其他應(yīng)取x∧3%。在API Spec 5CT標(biāo)準(zhǔn)中特殊通徑套管的徑壁比D/S大部分都在20以上，即壁厚減小量不宜超過5%。

5　抗擠毀安全系數(shù)

在油氣井套管柱程序設(shè)計(jì)過程中，優(yōu)先考慮的是套管的抗擠毀安全系數(shù)。SY/T 5322—2000《套管柱強(qiáng)度設(shè)計(jì)推薦方法》［13］標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定，套管全掏空的情況下，推薦抗擠毀安全系數(shù)為1.000～1.125。筆者認(rèn)為這一標(biāo)準(zhǔn)中抗擠毀安全系數(shù)選擇較低，主要從兩個(gè)方面考慮：①溫度的影響，②非均勻載荷的影響。國(guó)內(nèi)外學(xué)者經(jīng)過大量的試驗(yàn)研究表明，在非均勻載荷下套管的抗擠毀值下降20%～30%［14-16］，尤其在水平井、定向井、叢式井中更為明顯，文獻(xiàn)［17］所描述的存在內(nèi)管壁處偏磨、外管壁存在非均勻載荷的情況。由于地層壓力的方向性和各向異性，實(shí)際工程中主要受非均勻載荷的影響。

K-T理論給出了擠毀設(shè)計(jì)模式下的推薦系數(shù)，與實(shí)際擠毀值的預(yù)報(bào)模式不一樣。在預(yù)報(bào)模式下，材質(zhì)的實(shí)際屈服強(qiáng)度大于名義屈服強(qiáng)度；在實(shí)際情況下，殘余應(yīng)力占屈服強(qiáng)度的比例變小，在設(shè)計(jì)模式下都不考慮這些因素，因?yàn)橹圃鞆S家都不報(bào)告實(shí)際控制水平，且各廠家的取值也不同。如，ke在80及以上鋼級(jí)時(shí)取0.825，ky在80及以上鋼級(jí)分別取0.855、0.830、0.840和0.870。當(dāng)然制造企業(yè)供應(yīng)的產(chǎn)品的實(shí)際屈服強(qiáng)度大于名義屈服強(qiáng)度有利于提高管體的抗擠毀能力，但從安全角度來考慮，通過提高安全系數(shù)來提高管體的抗擠毀能力更具安全性。

實(shí)際應(yīng)用過程中，普通井況下管柱強(qiáng)度校核時(shí)抗擠毀安全系數(shù)通常能達(dá)到4，異常高壓地層工況下的抗擠毀安全系數(shù)則要求更高。

根據(jù)非均勻載荷下套管抗擠毀下降20%~30%的結(jié)論，在異常高壓地層工況下應(yīng)該提高設(shè)計(jì)的抗擠毀安全系數(shù)，雖然這會(huì)增加用戶使用成本，但為了避免油田工作過程中出現(xiàn)擠毀事故，有必要提高安全系數(shù)。

需要注意的是，抗擠毀值是套管的固有屬性，是在一個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下測(cè)得的，一般還要求長(zhǎng)徑比，并不能表述為文獻(xiàn)［16-17］所述在特定的工況條件下“下降”，即非均勻載荷下擠毀更嚴(yán)重。

6　結(jié)語

（1）K-T模型較好地預(yù)報(bào)了當(dāng)前套管的抗擠毀性能，但其公式系數(shù)依據(jù)各企業(yè)自身水平而定。由該模型可以看出，當(dāng)D/S處在塑性擠毀和過渡性擠毀區(qū)間時(shí)，橢圓度的影響非常明顯，橢圓度成為影響抗擠毀值的主要尺寸質(zhì)量的工藝控制性因素；當(dāng)D/S處于彈性擠毀區(qū)間或者屈服擠毀區(qū)間時(shí)，殘余應(yīng)力的影響不明顯，一般應(yīng)盡量控制在名義屈服強(qiáng)度Yp的15%以內(nèi)。

（2）深井中既要考慮高溫影響套管強(qiáng)度，還需要考慮高溫對(duì)管體材料的彈性模量和泊松比的影響，這些因素最終影響服役條件下管體的抗擠毀能力。采用特厚壁套管來解決深井異常高壓地層的擠毀問題是最有效的辦法。

（3）抗擠毀套管應(yīng)采用調(diào)質(zhì)熱處理工藝，在滿足屈服強(qiáng)度的要求下，采取盡可能高的回火溫度，從而提高矯直溫度，降低殘余應(yīng)力。推薦采用外淋+內(nèi)噴式同步相變的熱處理工藝來提高管體的淬透深度和組織均勻性。

（4）由于地層壓力的方向性和各異性，套管的受力環(huán)境很惡劣，套管的擠毀破壞更趨嚴(yán)重，建議提高抗擠毀安全系數(shù)，但套管的抗擠毀強(qiáng)度是其固有的工程屬性，并不能隨地層應(yīng)力分布特征而發(fā)生變化。

［1］API Bulletin 5C3—1983 Formulas and calculations for casing，tubing，drill pipe and line pipe properties［S］. 1983.

［2］API Bulletin 5C2—1987 Bulletin on performance proper-% ties of casing，tubing，and drill pipe［S］.1987.

［3］Timoshenko S.Theory of elastic stability［M］.Columbus：McGraw-Hill，1936：222-224.

［4］Tamano T，Mimaki T，Yanaimoto S.A new empirical formula for collapse resistance of commercial casing［J］. Journal of Energy Resources Technology，1983，43（5）：489-495.

［5］Klever F J，Tamano T.A new OCTG strength equation for collapse under combined loads［J］.SPE Drilling& Completion，2006，21（3）：164-179.

［6］ISO/TR 10400—2007 Petroleum and natural gas indu-% stries-equations and calculations for the properties of casing，tubing，drill pipe and line pipe used as casing or tubing［S］.2007.

［7］仇偉德，趙懷文.影響套管擠壓強(qiáng)度的主要因素［J］.石油學(xué)報(bào)，1996，17（2）：113-119.

［8］王富強(qiáng)，楊保銀，王華，等.TP150TT高強(qiáng)度高韌性抗擠毀套管研制開發(fā)［J］.天津冶金，2011（1）：21-24，52-53.

［9］李鶴林，田偉.面向“十二五”的油井管［J］.鋼管，2012，41（1）：1-6.

［10］張兆盈，張建設(shè)，田紹臣，等.TP130TT高抗擠毀套管研究與應(yīng)用［J］.石油鉆探技術(shù)，2002，30（3）：38-39.

［11］宗衛(wèi)兵，張傳友，沈淑君，等.非API標(biāo)準(zhǔn)規(guī)格TP120TH稠油熱采井專用套管的開發(fā)［J］.天津冶金，2005（1）：15-19，53.

［12］肖國(guó)益，王英，郭建強(qiáng).復(fù)合鹽膏層雙層組合套管設(shè)計(jì)［J］.鉆采工藝，2011，6（1）：55-59.

［13］SY/T 5322—2000套管柱強(qiáng)度設(shè)計(jì)推薦方法［S］.2000.

［14］謝國(guó)民.套管缺陷及高抗擠毀套管抗擠強(qiáng)度研究［J］.江漢石油科技，2005，15（3）：28-32.

［15］韓建增，張先普.非均勻載荷作用下套管抗擠強(qiáng)度初探［J］.鉆采工藝，2001，24（3）：48-50.

［16］于桂杰，于永南，宋俊立.集中載荷作用下套管抗擠能力分析［J］.石油機(jī)械，2006，34（12）：28-31.

［17］Lin Yuanhua，Qi Xing，Deng Kuanhai，et al.Empirical formula given for collapse of worn casing under non-% uniform loading［J］.Oil and Gas Journal，2013，111（2）：60-65.

Solution for Oil Casing Collapse Resistance and Relevant Development

JIANG Yong，WU Yongli，JIAO Lifeng
（China Petroleum Pipeline Material and Equipment Corporation Co.，Langfang 065000，China）

Briefed here in the essay is the latest research updates and progressive development on the prediction formulas of collapse resistance of the oil casing.Advantages and limitations of each of the relevant theories are respec-% tively analyzed.According to the new Klever-Tamano（K-T model）equation，main factors affecting the collapse resis-% tance are analyzed，including manufacture quality factors like the pipe’s ovality and the residual stress.Elaborated here are also different solutions for oil/gas well-purposed anti-collapse casings and products as made at home and abroad.Various series of related products and solutions are compared in terms of advantages and disadvantages，and the control tips.Furthermore relevant suggestions are put forward，including using extra-heavy wall casing for deep well in abnormal hi-pressure stratum，having the anti-collapse casing subjected to quench-temper treatment，and enhancing design safety factor of collapse resistance of the casing.

oil casing；collapse resistance；D/S ratio；ovality；residual stress；K-T model

TG113.25；TE931+.2搖搖

B搖

1001-2311（2016）02-0059-08

江勇（1980-），男，碩士，工程師，主要從事油井管的采購(gòu)工作。

2015-08-21；修定日期：2015-12-22）