賈立新，韓耀圖，陳毅，陳彬，徐濤

（1.中海石油（中國）有限公司天津分公司，天津 300452；2.海洋石油高效開發(fā)國家重點實驗室，天津 300452）

我國渤海灣具有豐富的海上稠油資源[1]，其中常規(guī)稠油開發(fā)已經(jīng)取得了初步成功，但低品位稠油難以通過常規(guī)冷采技術(shù)取得可觀的工業(yè)油流，因此必須實現(xiàn)熱采開發(fā)技術(shù)的應用[2]。然而，熱采井防砂有效期成為制約海上熱采井經(jīng)濟高效開發(fā)的關(guān)鍵因素。據(jù)統(tǒng)計[3]，渤海某油田熱采開發(fā)投產(chǎn)后，裸眼篩管井失效率達45.6%。目前，國內(nèi)外學者通過借助實驗方法[4-11]和數(shù)值模擬方法[12-19]，已經(jīng)針對海上稠油熱采井防砂篩管完整性開展了大量研究。研究發(fā)現(xiàn)，稠油熱采防砂篩管的主要的失效形式為沖蝕、腐蝕、熱應力損壞等。現(xiàn)場實際應用中，優(yōu)質(zhì)篩管會發(fā)生嚴重的變形、沖蝕，甚至斷裂。為助推海上稠油熱采井高效開發(fā)，文中在前人研究的基礎(chǔ)上，結(jié)合渤海油田熱采井實際生產(chǎn)及選材情況，分別針對優(yōu)質(zhì)篩管中心基管和外保護套開展注熱過程中防砂篩管完整性數(shù)值模擬研究，分析海上稠油熱采井防砂篩管失效機理。同時，探究篩管在腐蝕、沖蝕共同影響下的失效規(guī)律，以更系統(tǒng)高效地延長熱采井防砂有效期，延長油井壽命，提高稠油動用程度。

1 防砂篩管熱應力失效分析

1.1 篩管熱應力損壞機理分析

Orourke 等人研究發(fā)現(xiàn)[20]，水平熱采井發(fā)生的篩管失效是由于多輪次注熱造成篩管軸向伸長或收縮引起疲勞破壞形成的。熱采井防砂篩管在高溫注蒸汽過程中，熱應變受限所產(chǎn)生的熱應力會增大篩管內(nèi)的應力?？紤]鋼材為各向同性材料，其熱應變表達式為[21]：

式中：α為熱膨脹系數(shù)，℃–1；ΔT為相對無熱應變狀態(tài)時的溫度差，℃；δ為材料均勻延伸率，%；ε為熱應變，%。

由式(1)可以看出，熱應變膨脹方向均為主應力方向，對于防砂篩管，主應力方向即徑向、周向和軸向。徑向的熱應變體現(xiàn)為管徑尺寸的變化，周向熱應變體現(xiàn)為管壁切向的位移。徑向和周向上的熱應變可以與礫石層協(xié)調(diào)變形，因此不會儲存較大熱應力，而軸向熱應力則會由于位移受限而儲存較大熱應力?，F(xiàn)場通常采用熱應力補償器緩解熱采管柱軸向位移受限，以保護熱采井管柱的完整性[17,22-25]。在未安裝熱應力補償器或補償量不足的情況下，熱采井防砂篩管在注熱過程中，熱應變受到限制，軸向上就會儲存較大的熱應力，使基管及保護套進入屈服狀態(tài)，嚴重時甚至發(fā)生壓桿失穩(wěn)。中心基管失效位置一般起始于孔眼周圍應力集中處，進入屈服狀態(tài)后，基管孔眼周圍會首先發(fā)生塑性變形。外保護套失效位置一般在沖縫兩端，一旦發(fā)生失效，內(nèi)部防砂篩網(wǎng)就會失去外保護套的保護作用，致使擋砂介質(zhì)直接受到?jīng)_蝕、腐蝕及非均勻外擠力的破壞。因此考慮到防砂措施的長期有效性，應盡可能使防砂篩管遠離屈服狀態(tài)。

1.2 熱應力補償器加放設計

本研究借助有限元計算軟件ABAQUS 為平臺，分別針對復合篩管的基管和外保護套分別進行建模計算。由于六面體網(wǎng)格具有精度高的特性，同時考慮溫度-位移場的耦合計算，本研究采用C3D8T 單元進行計算。由于孔眼周圍會有應力集中作用，故在孔眼周圍網(wǎng)格進行局部加密，加密半徑為20 mm。具體幾何參數(shù)見表1。

表1 基管、外保護套的幾何參數(shù)Tab.1 Geometry parameters of central base pipe and outer protective cover

經(jīng)計算，在不使用熱應力補償器的條件下，孔眼周圍等效塑性應變(PEEQ)大于0(如圖1 所示)，說明此時基管會受熱應力發(fā)生屈服而破壞結(jié)構(gòu)甚至失效。因此，為保證基管完整性，應根據(jù)基管參數(shù)選取合適的熱應力補償器與下入間隔。不同的熱應力補償器與下入間隔組合的計算結(jié)果見表2。若每隔150 m 補償量低于200 mm，則在注熱過程中基管會進入屈服狀態(tài)。

圖1 未使用熱應力補償器條件下基管計算結(jié)果Fig.1 Results of central base pipe without thermal stress compensation

表2 不同的熱應力補償器與下入間隔條件下中心基管計算結(jié)果Tab.2 Calculation results of central base pipe with different compensator quantity and spaces

與中心基管類似，在沒有熱應力補償器的情況下，外保護套會進入屈服狀態(tài)，并發(fā)生嚴重的變形，甚至發(fā)生屈曲(如圖2 所示)，因此針對不同的熱應力補償器與下入間隔組合進行計算，結(jié)果見表3。根據(jù)計算結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，相比于中心基管，外保護套對熱應力補償器設計的要求更加苛刻，僅在每50 m 間隔補償量為400 mm 以上或在每100 m 間隔補償量為600 mm 以上才能保證外保護套不進入屈服狀態(tài)。

圖2 未使用熱應力補償器條件下的外保護套計算結(jié)果Fig.2 Results of outer protective cover without thermal stress compensation

表3 不同的熱應力補償器與下入間隔條件下外保護套計算結(jié)果Tab.3 Calculation results of outer protective cover with different compensator quantity and spaces

在現(xiàn)場熱應力補償器設計中，一般僅考慮中心基管的應力狀態(tài)，很少考慮外保護套。如圖3 所示，若按照中心基管力學完整性要求提出的補償量為50 m間隔補償量為200 mm，則外保護套沖縫附近就會進入屈服狀態(tài)。與此同時，若受到非均勻外擠力、注氣壓力波動或其他外力，外保護套就會發(fā)生嚴重的變形破壞。因此，若未考慮防砂篩管外保護套的受力狀態(tài)，而導致熱應力補償器設計不合理，則外保護套首先會進入屈服狀態(tài)，發(fā)生較大變形，甚至屈曲，導致外保護套的過流縫隙尺寸發(fā)生顯著變化。一方面，縫隙尺寸變化會造成流速不均勻，且容許較大顆粒進入，會加劇對內(nèi)部防砂篩網(wǎng)的沖蝕作用；另一方面，過流縫隙變窄的沖縫處會發(fā)生嚴重的堵塞，進一步加劇流速的非均勻性，導致局部流速過大，對內(nèi)部防砂篩網(wǎng)和中心基管造成更嚴重的破壞。

圖3 每隔50 m 安放200 mm 熱應力補償器條件下的外保護套計算結(jié)果Fig.3 Results of outer protective cover with thermal stress compensation of 200 mm every 50 m-space

2 防砂篩管沖蝕腐蝕條件下失效分析

篩管金屬表面在多相流介質(zhì)的腐蝕作用下形成保護膜，同時其在沖蝕作用下發(fā)生破壞，形成一個自催化的加速腐蝕的破壞過程。為弄清稠油多輪次注熱吞吐過程中腐蝕和沖蝕對防砂篩管影響程度，開展防砂篩管沖蝕和腐蝕迭加作用試驗研究，探究篩管在腐蝕、沖蝕共同影響下的失效規(guī)律。熱采過程中稠油容易次生腐蝕性氣體，如CO2、H2S 等[26-29]，使得井下腐蝕環(huán)境更惡劣。文中模擬腐蝕環(huán)境為注熱階段考慮次生腐蝕性氣體的腐蝕環(huán)境：CO2分壓為0.2 MPa，H2S分壓為0.0023 MPa[30]。沖蝕破壞是最常見而難預防的破壞形式，在含水、腐蝕性、多相流作用下引起的沖蝕穿孔更為復雜，回采過程攜砂流體對篩管的沖蝕最嚴重，文中沖蝕實驗實驗溫度按照回采井底溫度80 ℃設計。

2.1 回采階段篩管沖蝕試驗

試驗壓差為 1.0 MPa，模擬石英砂粒徑為100~200 μm，篩網(wǎng)精度為300 μm，單層篩網(wǎng)，填砂量為6 kg，沖蝕時間為5 h。沖蝕試驗后如圖4 所示，可清晰反映出篩網(wǎng)受沖蝕情況。在沖蝕環(huán)境下，篩網(wǎng)出現(xiàn)明顯局部破壞，沖蝕清理干凈樣片表面，沖蝕磨損破壞區(qū)域特別明顯。

采用SEM 掃描電鏡觀察篩網(wǎng)沖蝕后微觀形貌，如圖5 所示?？芍獩_蝕條件下，破壞區(qū)域主要集中在正對樣片位置，篩網(wǎng)局部損壞嚴重，部分金屬絲可見明顯的磨蝕痕跡，篩網(wǎng)存在砂粒堆積情況。

圖4 沖蝕后試樣形貌Fig.4 Morphology of sample after erosion

圖5 篩網(wǎng)沖蝕破壞點不同倍數(shù)下的SEM 微觀結(jié)構(gòu)Fig.5 SEM microstructure at different times of erosion failure point of screen

2.2 注熱階段沖蝕-腐蝕模擬試驗

試驗材料為熱采井常用的TP100H 鋼材，試樣為外徑30 mm、內(nèi)徑2 mm、厚度3 mm 的圓狀金屬塊。試驗裝置采用改進型的CWYF-1 高溫高壓釜和沖蝕試驗測試裝置。先在液相條件下沖蝕1 h，然后在最高腐蝕環(huán)境中腐蝕24 h，再沖蝕1 h。然后在最高腐蝕環(huán)境下腐蝕24 h，再沖蝕1 h，清洗試樣，測量前后孔徑變化。

試樣1：沖蝕流速保持為20 m/s，壓差穩(wěn)定為1 MPa，原油中連續(xù)沖蝕3 h，對比試樣前后孔徑變化。

試樣2：沖蝕試驗條件為流速20 m/s，壓差為1 MPa, 單次1 h，原油；腐蝕環(huán)境CO2分壓為0.2 MPa，H2S 分壓為0.0023 MPa，測試溫度80 ℃，模擬流速1.5 m/s 進行腐蝕測試，單次腐蝕24 h。

沖蝕-腐蝕試驗后照片如圖6 所示。采用SEM 掃描電鏡觀察試樣1 和試樣2，分析孔徑的微觀形貌變化，試樣1 見圖7。由圖7 可知，在純液相條件沖蝕下，流速為40 m/s，沖蝕3 h，未見孔徑減小，說明純液體對管材本體無沖蝕破壞作用。

試樣2 在沖蝕-腐蝕作用前后的SEM 形貌如圖8所示。由圖8 可知，腐蝕24 h 后，孔徑由腐蝕前的2.34 mm 減小至2.07~2.11 mm，產(chǎn)物膜增厚115~135 μm。然后沖蝕1 h，孔徑增大至2.14~2.15 mm，產(chǎn)物膜厚度減少約20 μm，說明流體對產(chǎn)物膜有一定破壞作用。綜合熱采過程中，高溫引起井下管柱發(fā)生微塑性變形，可能誘發(fā)基底產(chǎn)物膜破壞，進而被高速流體剝落，加速篩管損壞。

圖6 沖蝕-腐蝕試驗后照片F(xiàn)ig.6 Photos after erosion-corrosion test: a) sample 1; 2) sample 2

圖7 試樣1 沖蝕前后SEM 電鏡掃描圖Fig.7 SEM scanning picture of sample 1(a)before and(b)after erosion

圖8 試樣2 沖蝕-腐蝕后SEM 電鏡掃描圖Fig.8 SEM scanning picture of sample 2 before and after erosion: a) before testing; b) after 24 h corrosion; c) after 1 h erosion

3 結(jié)論

1）熱采井注入高溫蒸汽會導致防砂篩管發(fā)生塑性變形失效，需在防砂篩管上加放熱應力補償器避免篩管的熱應力損壞。

2）篩管外保護套對于熱應力補償器設計的要求更加苛刻，外保護套的變形會導致篩管破壞的加劇，因此建議在熱應力補償器設計時應充分考慮外保護套的變形情況。

3）高流速純流體沖刷對管材本體無破壞作用，高速流體會對腐蝕產(chǎn)物膜形成一定的沖刷破壞作用，剝落表面產(chǎn)物膜，腐蝕與沖蝕迭加作用是篩管損壞的主要因素。

4）熱采時高溫引起井下管柱發(fā)生微塑性變形，可能誘發(fā)基地產(chǎn)物膜破壞，進而被高速流體剝落，加速金屬材質(zhì)的損壞。