張行剛，石曉霞，劉 金

(包頭鋼鐵集團(tuán)有限責(zé)任公司技術(shù)中心 內(nèi)蒙古 包頭 014010)

0 引 言

稠油是一種高粘度、高密度的原油，稠油的開采需注入高溫蒸汽，而套管被固定在井筒中處于約束狀態(tài)，不能自由膨脹和收縮[1]。在注入高溫高壓蒸汽階段(套管工作環(huán)境溫度平均高達(dá)320 ℃，有的井高達(dá)375 ℃，注氣壓力為12 MPa，有的高達(dá)17 MPa)，套管由于受熱膨脹和受約束而承受很大的壓應(yīng)力，停注采油時(shí)，套管由于降溫收縮松弛而承受很大的拉應(yīng)力，套管承受高溫?zé)釕?yīng)力和反復(fù)的拉-壓應(yīng)力是造成套管損壞的主要原因；隨著注汽周期的增加，套管柱的殘余應(yīng)力越來越大，過高的應(yīng)力容易造成套管變形[2]。目前稠油熱采井管都要具有高溫強(qiáng)度高、工況溫度下強(qiáng)度下降小的特點(diǎn)，而線膨脹系數(shù)這一關(guān)鍵指標(biāo)沒有得到足夠重視，國(guó)內(nèi)外同行業(yè)都未報(bào)道線膨脹系數(shù)這一指標(biāo)，而石油行業(yè)已有學(xué)者呼吁，降低材料的線膨脹系數(shù)也是保證熱采井管安全性的一項(xiàng)重要指標(biāo)。以中碳Cr-Mo鋼以及稀土微合金生產(chǎn)的BT100H具有耐高溫以及低膨脹的特點(diǎn)，滿足稠油熱采井工況條件下的要求。

1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)材料為包鋼120 t轉(zhuǎn)爐+LF+VD+連鑄+連軋+熱處理生產(chǎn)的規(guī)格為177.8 mm×9.19 mm的套管，分別進(jìn)行了加稀土和不加稀土大生產(chǎn)性能對(duì)比試驗(yàn)，材料實(shí)際成分見表1(13號(hào)為不加稀土、14號(hào)為加稀土)。

2 試驗(yàn)內(nèi)容以及結(jié)果分析

2.1 稀土對(duì)材料拉伸性能的影響

從所試驗(yàn)177.8 mm×9.19 mm的13號(hào)和14號(hào)套管上分別取樣進(jìn)行拉伸性能試驗(yàn)，結(jié)果見表2。

表1 加稀土和不加稀土鋼實(shí)際化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)) %

表2 稀土對(duì)常溫拉伸性能的影響

從表2的結(jié)果可見，加稀土和不加稀土對(duì)強(qiáng)度指標(biāo)影響不大，延伸率略有提高，但不明顯，但無論是加稀土還是不加稀土的稠油熱采井套管，材料力學(xué)性能都能滿足設(shè)計(jì)要求。

2.2 稀土對(duì)材料組織的影響

從所試驗(yàn)177.8 mm×9.19 mm的13號(hào)和14號(hào)套管上分別取樣進(jìn)行金相試驗(yàn)，其金相組織如圖1所示。另外，對(duì)13號(hào)和14號(hào)套管的金相試樣進(jìn)行組織透射電鏡試驗(yàn)，其材料組織透射微觀形貌如圖2所示。

從圖1可看出，調(diào)質(zhì)后的金相組織為回火索氏體。圖2微觀形貌顯示，組織均為基體上分布著細(xì)小的碳化物顆粒，但加稀土后，因微量稀土可以促使碳化物由連續(xù)分布變?yōu)閿嗬m(xù)分布，析出的碳化物細(xì)小彌散分布在整個(gè)基體內(nèi)。對(duì)比結(jié)果表明稀土具有一定的細(xì)化組織的作用。

2.3 稀土對(duì)夾雜物的影響

對(duì)14號(hào)套管的金相試樣中的夾雜物進(jìn)行掃描電鏡試驗(yàn)，夾雜物形貌及成分如圖3所示。

圖1 加稀土和不加稀土套管材料金相組織

圖2 加稀土和不加稀土材料組織透射電鏡微觀形貌

圖3 14#稀土夾雜物掃描電鏡檢驗(yàn)結(jié)果

從圖3掃描電鏡夾雜物形貌分析可以看到，夾雜物為球狀，核心部分是以稀土鋁氧化物為主，周圍主要由Ca-S-RE 夾雜包裹著。夾雜物的形態(tài)控制是稀土在鋼中的主要作用之一，稀土可控制硫、氧夾雜物的形態(tài)，對(duì)于用鋁終脫氧并加入稀土的鋼，會(huì)形成高熔點(diǎn)的在晶內(nèi)任意分布的球形夾雜，取代沿晶界分布的硫化物，同時(shí)Al2O3可作為稀土硫化物的結(jié)晶核心，從而使群聚的Al2O3消失。

2.4 稀土對(duì)材料線膨脹系數(shù)的影響

從所試驗(yàn)177.8 mm×9.19 mm的13號(hào)和14號(hào)套管上分別取樣進(jìn)行線膨脹系數(shù)隨溫度變化情況試驗(yàn)，結(jié)果見表3。13號(hào)和14號(hào)材料的線膨脹系數(shù)對(duì)比結(jié)果如圖4所示。

表3 線膨脹系數(shù) ×10-6

圖4 不加稀土和加稀土鋼線膨脹系數(shù)

從表3和圖4可以看到，不加稀土的13#樣與加稀土的14#線膨脹系數(shù)隨溫度的變化趨勢(shì)類似，20～170 ℃時(shí)隨溫度的升高線膨脹系數(shù)增大，隨后測(cè)到370 ℃隨溫度的升高線膨脹系數(shù)降低亦即材料在170 ℃時(shí)膨脹最小。總之，相同的溫度下，加稀土的線膨脹系數(shù)要比不加稀土的線膨脹系數(shù)要低，說明稀土能降低稠油熱采井管的線膨脹系數(shù)，能夠增加稠油熱采井管注氣生產(chǎn)的安全性。

2.5 稀土對(duì)材料橫向低溫沖擊韌性的影響

從所試驗(yàn)177.8 mm×9.19 mm的13號(hào)和14號(hào)套管上分別取樣進(jìn)行橫向低溫沖擊試驗(yàn)，結(jié)果見表4。13號(hào)和14號(hào)材料的橫向低溫沖擊韌性對(duì)比結(jié)果如圖5所示。

表4 材料橫向低溫沖擊韌性 J

注：1)橫向沖擊韌性尺寸為5 mm×10 mm×55 mm；

2)劃?rùn)M線的數(shù)據(jù)為平均值，括號(hào)內(nèi)的數(shù)據(jù)為換算后全尺寸的沖擊韌性值。

圖5 加稀土和不加稀土鋼的低溫沖擊韌性

從表4和圖5的結(jié)果可以看出，隨著溫度的降低，加稀土和不加稀土試樣沖擊性能均呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，在相同的溫度下，加稀土的14號(hào)試樣沖擊性能明顯要好于不加稀土13號(hào)試樣。一般認(rèn)為稀土提高橫向沖擊的原因可以概括為對(duì)夾雜物的變化，即鋼中加入稀土后，稀土把鋼中常規(guī)夾雜物改變?yōu)橄⊥翃A雜，使夾雜物的形貌由長(zhǎng)形斷開變短，逐漸球化，一方面避免了鑄坯變性時(shí)對(duì)硫化物順變形方向伸長(zhǎng)所造成的材料的各項(xiàng)異性，另一方面變性的夾雜物減輕了夾雜物引起的應(yīng)力集中，減少了裂紋源，從而使材料的橫向沖擊韌性提高[3]，而橫線沖擊韌性是防止鋼管發(fā)生縱裂的一個(gè)重要指標(biāo)。

2.6 稀土對(duì)高溫拉伸性能的影響

從所試驗(yàn)177.8 mm×9.19 mm的13號(hào)和14號(hào)套管上分別取樣進(jìn)行高溫拉伸性能試驗(yàn)，結(jié)果見表5。

表5 高溫拉伸性能

注：設(shè)計(jì)要求：350 ℃下屈服強(qiáng)度：≥700 MPa；350 ℃下屈服強(qiáng)度與常溫強(qiáng)度相比，下降幅度≤20 %

從表5可以看出，350 ℃時(shí)，屈服強(qiáng)度下降幅度加稀土比不加稀土要低，材料的延伸率加稀土要好于不加稀土，但都滿足設(shè)計(jì)要求，總的來說區(qū)別不大，這可能是因?yàn)榧酉⊥梁?，使鋼中的硫化物夾雜及Al2O3轉(zhuǎn)變?yōu)榍驙罨蚪咏驙畹南⊥裂趸飱A雜，它們的膨脹系數(shù)和彈性模量與鋼基體接近，在高溫變形時(shí)，能延緩因夾雜物造成的應(yīng)力集中，而改善材料的高溫延伸率。

3 結(jié) 論

1)工業(yè)生產(chǎn)的BT100H稠油熱采井套管具有強(qiáng)度高、橫向沖擊韌性高、耐熱、低膨脹的綜合性能，適用于稠油熱采工況下的生產(chǎn)，加入稀土與不加稀土鋼相比，加入稀土后材料表現(xiàn)出更好的綜合耐熱性能，更適用于稠油熱采井管的生產(chǎn)。

2)通過稀土投入法加入BT100H鋼中，稀土起到了凈化鋼質(zhì)、改變夾雜物形態(tài)、減少夾雜物數(shù)量、改善低溫橫向沖擊韌性及高溫延伸率的作用。

3)稀土的加入能夠進(jìn)一步降低鋼的線膨脹系數(shù)，在稠油熱采工況溫度范圍內(nèi)，稀土鋼熱穩(wěn)定性更好，更加安全。

[1] 盧小慶，方 華，張冬梅，等.高強(qiáng)度熱采井專用套管TP100H的開發(fā)[J].鋼鐵，2001，36(10)：30-31．

[2] 曾亞勤，徐永高，金業(yè)權(quán).注水井改為注氣井的套管安全性研[J].石油機(jī)械，2004，32(8)：10-12.

[3] 杜 挺，王龍妹，吳夜明，等．稀土在鋼中應(yīng)用的熱力學(xué)基礎(chǔ)作用、問題和前景[C]//中國(guó)稀土學(xué)會(huì)稀土在鋼中應(yīng)用委員會(huì)，稀土在鋼中應(yīng)用技術(shù)研討會(huì)論文集．包頭包鋼冶金研究所，1999年1月.