SEW鄄110T高抗挤石油套管试验研究-钢铁钒钛

SEW⁃110T 高抗挤石油套管试验研究王　军,毕宗岳,张　峰,韦　奉,白　鹤,何石磊(国家石油天然气管材工程技术研究中心,宝鸡石油钢管有限责任公司,陕西宝鸡721008)摘　要:在充分了解油田实际工况的基础上,开发了SEW⁃110T 高抗挤套管,通过力学性能测试㊁拉伸至失效㊁静水压至失效及外压至失效等手段测试了SEW⁃110T 套管的性能㊂结果表明,SEW⁃110T 套管的母材及焊缝区组织在具有高强度的同时,具有较高的韧性和塑性,因此表现出良好的抗拉伸㊁抗内压㊁抗挤毁性能㊂关键词:高抗挤套管;SEW⁃110T;抗内压;抗挤毁;残余应力中图分类号:TF76,TG335.7 文献标志码:A 文章编号:1004-7638(2013)06-0085-06DOI :10.7513/j.issn.1004-7638.2013.06.017Experimental Study on High Collapse⁃Resistant Oil Casing SEW⁃110TWang Jun,Bi Zongyue,Zhang Feng,Wei Feng,Bai He,He Shilei(National Engineering Research Center for Petroleum and Natural Gas Tubular Products,Baoji Petroleum Steel PipeCo.,Ltd.,Baoji 721008,Shanxi,China)Abstract :High collapse⁃resistance oil casing SEW⁃110T was designed and developed on the basis of suf⁃ficient understanding of the casing’s operating conditions in oil field.The performances of SEW⁃110T were evaluated by tests of mechanical property,tensile strength,hydrostatic pressure and external pres⁃sure etc.The results show that the base metal and weld zone of SEW⁃110T have high strength as well as good toughness and ductility,and therefore SEW⁃110T shows good mechanical properties,tensile strength,and resistance to internal pressure and external pressure.Key words :high collapse resistance,SEW⁃110T,internal pressure resistance,collapse resistance,residual stress0　引言 随着西部油田和海上油田的开发,油㊁气井井深不断增加,套管承受的载荷越来越大,油气开采的成本也不断升高[1]㊂为减少因套管挤毁造成的油气井报废概率,各油田在深井㊁超深井或需要隔离岩盐层㊁软泥层等复杂地层的油㊁气井中,均考虑采用高抗挤套管㊂套管挤毁失效与地质因素和套管性能有关㊂高抗挤毁套管比同钢级同规格的API 套管临界抗毁强度高出30%以上,同等条件下选用薄壁高抗挤毁套管代替厚一级API 套管,可以减轻套管柱重,从而降低油气开采成本[2]㊂也可以认为,同钢级同规格高抗挤毁套管比API 套管可以下入更深的油气井,因此,高抗挤套管具有广阔的市场前景㊂目前国内能够生产高抗挤套管的厂家并不多,且在规格及性能方面还与国外产品存在较大的差距,无法满足国内市场对高抗挤套管的需求㊂笔者介绍了宝鸡钢管公司开发的SEW⁃110T 高抗挤石油套管及其性能检测结果㊂ 收稿日期:2013-04-26作者简介:王　军(1981 ),男,陕西韩城人,工程师,硕士,主要从事油套管开发工作㊂第34卷第6期2013年12月钢　铁　钒　钛IRON STEEL VANADIUM TITANIUMVol.34,No.6December 20131　试验材料与工艺设计 影响套管抗挤毁强度的主要因素有:管体的材料强度㊁尺寸精度(外径不圆度及壁厚不匀度)㊁外径与壁厚之比以及管体残余应力等[3-5]㊂Ø139. 7mm×9.17mm高抗挤套管的挤毁失效形式一般为塑性挤毁,因而管体材料的屈服强度㊁几何尺寸精度㊁残余应力等将显著影响套管的抗挤毁强度㊂1.1　钢种选择和热处理制度设计提高管体材料的屈服强度将显著提高套管的抗挤毁强度,而影响管体材料屈服强度的因素是钢种的成分和热处理工艺㊂C是提高淬透性元素,能有效保证钢的强度,但含量过高,将影响钢的冲击韧性和焊接性能,因此控制其含量为0.20%~0.30%;Si 可固溶于铁素体以提高钢的强度,含量过高将影响钢的延展性和冲击韧性,因此控制其含量为0.15% ~0.30%;Mn是提高淬透性元素,可溶于铁素体起强化作用,但含量过高时偏析严重,有损套管的抗挤性能和抗腐蚀性能,因此控制其含量为0.90%~ 1.30%㊂Cr是提高淬透性及强碳化物形成元素,回火时析出碳化物可以提高钢的强度,但含量过高时会增大钢的回火脆性,因此控制其含量为0.10%~ 0.50%;Mo是提高钢的淬透性及回火稳定性元素,钢中添加一定量的Mo,有利于保持钢的高强度和高韧性,且对抗腐蚀性能有利,但含量过高会降低钢的韧性,并增加成本,因此控制其含量为0.10%~ 0.40%;Nb主要通过元素固溶和Nb(CN)析出强化来细化晶粒和降低钢的过热敏感性及回火脆性,提高强度㊁改善焊接性能,过高会增加成本,因此控制其含量为0.10%~0.40%㊂此外,应尽量降低强脆化晶界元素S㊁P㊁Si及As㊁Sn㊁Pb㊁Sb㊁Bi等有害元素的含量,并降低[H]㊁[O]和[N]等易引发裂纹的气体含量,故S小于0.005%㊁P小于0.01%㊂设计化学成分详见表1,热处理工艺采用淬火+高温回火,以保证管材较高的强韧性匹配,具体见表2㊂表1　SEW⁃110T高抗挤石油套管成分Table1　Chemical compositions of high collapse⁃resistant oil casing SEW⁃110T%C Si Mn Cr Mo Nb P S 设计值(最大值)0.300.30 1.300.500.400.400.0100.005实际值0.280.271.300.450.380.350.0080.003表2　热处理工艺Table2　Process of heat treatment编号淬火温度/℃淬火保温时间/min回火温度/℃回火保温时间/min1#6102#93035620753#6301.2　钢管尺寸精度控制提高尺寸精度将显著提高套管抗挤毁强度㊂研究表明,外径不圆度对套管抗挤强度的影响较大,壁厚不均度对套管的抗挤毁性能影响相对较小,但超过某一临界值,也会显著降低套管的抗挤强度[6]㊂因此为了减小尺寸因素对套管抗挤性能的影响,对管体的尺寸精度控制范围进行了严格的规定,见表3㊂表3　几何尺寸设计要求Table3　Design requirements on geometric dimension规格/mm外径/mm壁厚/mm 外径不圆度/%壁厚不均度/%Ø139.7×9.17139.5~140.59.16~9.25<0.35<41.3　管体残余应力控制残余应力是影响套管抗挤毁强度的重要因素之一㊂残余应力越小,套管抗挤毁强度越高[6]㊂套管淬火前产生的残余应力可以通过淬火炉中的高温奥氏体化过程予以消除,淬火产生的组织残余应力也可以通过较高的回火温度和较长的保温时间来消除㊂因此,套管最终残余应力的大小主要取决于回火后矫直产生的残余应力㊂所以要降低残余应力,必须采用热矫直,严禁冷矫直㊂套管对主要设计技术指标的要求见表4[7]㊂2　试验结果与讨论2.1　化学成分及金相组织分析采用直读光谱仪进行化学成分分析,结果见表1㊂从表1可以看出,材料的实际成分符合成分设计要求㊂对1#~3#试样的母材和焊缝区的晶粒度及显微组织进行对比分析㊂结果表明,1#~3#试样母材和焊缝区的晶粒度均在9.5级以上,为均匀的回火索氏体组织,组织形貌如图1所示㊂按照ASTM E18[8]进行硬度试验,试验结果见图2㊂㊃68㊃ 钢铁钒钛 2013年第34卷　表4主要设计技术指标要求Table 4　Main designed technique specification屈服强度/MPa 抗拉强度/MPa延伸率/%0℃焊缝横向冲击功/J抗挤强度/MPaAPI TR 5C3[7]850~900>945>25>80>103>76.5图1　试样母材及焊缝区显微组织Fig.1　Metallographic microstructures of the base metals and weldzones图2　显微组织硬度测试Fig.2　Microhardness testing results 从图2可以看出,试样母材㊁热影响区及焊缝的硬度值波动不大,这表明经热张力减径及调质处理,三者的组织均匀一致㊂高频电阻焊(HFW )是热轧卷板经过成型机成型后,利用高频电流的集肤效应和邻近效应,使管坯边缘加热熔化,在挤压辊的作用下进行压力焊接完成管坯焊接㊂HFW 焊缝金属流线是焊缝区最显著的特征,是焊接挤压力大小㊁方向㊁线能量及焊接速度高低的综合体现㊂流线夹角过大说明焊接时,成型辊挤压力过大,挤出的熔融金属过多,容易产生冷焊;流线角过小,说明焊接时焊缝区的氧化物夹杂得不到有效挤出,从而成为焊缝开裂的裂纹源㊂流线夹角不对称,说明挤压辊的挤压力不平衡或者两板边未对正,容易形成焊缝金属单向流失及应力集中,焊缝出现缺陷的几率也会增加㊂笔者对1#~3#试样的焊缝流线进行金相分析(见图3),并测量了焊缝参数(见表5)㊂从焊缝参数测量值分析,SEW⁃110T 高抗挤套管焊缝参数符合标准[9]规定㊂2.2　尺寸精度及残余应力对SEW⁃110T 套管的外径和壁厚进行测量,每隔100mm 检测一个截面,共检测9个截面,取样位置如图4所示,检测结果见表6㊂从表6可以看出,SEW⁃110T㊃78㊃　第6期 王　军,等:SEW⁃110T 高抗挤石油套管试验研究 套管的壁厚不均度明显要优于无缝套管㊂这是由于SEW⁃110T 套管采用微合金化控轧钢板为原料及FFX冷弯成型,优于无缝套管穿孔时壁厚的精度控制㊂由于SEW 套管同无缝套管均采用热张力减径㊁定径及热矫直工艺,所以两者的外径不圆度均控制较好㊂残余应力的存在会降低材料的弹性极限,从而导致套管抗挤性能下降㊂在挤毁试样上切取400mm 长的样管,利用环样法(分别沿焊缝及母材切开样管)进行残余应力测试,并按公式(1)计算套管的残余应力,计算结果见表6㊂σ=Et(1/D 1-1/D 2)(1-ν2)(1)式中,D 1为切割前试样平均外径;D 2为切割后试样平均外径;E 为弹性模量,206.9×109N /m 2(30×106psi );t 为实测平均壁厚;ν为泊松比,0.28㊂从表6可以看出,SEW⁃110T 套管的残余应力较BG⁃110T 低,原因在于SEW⁃110T 通过添加Cr ㊁Mo 等提高回火稳定性元素,将回火温度提高到600℃以上,由此保证热矫直温度大于500℃㊂高的热矫直温度有利于减小套管矫直时的变形抗力,从而减小了套管最终的残余应力㊂图3　焊缝流线形貌Fig.3　Streamline image of the weld zones表5　HFW 焊缝参数Table 5　HFW Parameters of weld zones流线角/(°)α1α2α3α4熔合线宽度/mm f of nf i流线偏距d /mm 热影响区宽度/mm h oh nh i熔合线偏斜宽度S /mm 焊缝参数67.8272.0564.4467.30.120.100.140.10 2.68 1.77 2.680.01SY /T 598945~75(1.3~3)f n 0.02~0.14(1.3~3)f n ≤1.12(1.5~2.2)h n t /4~t /3(1.5~2.2)h n≤t /10 注:f n ㊁f o ㊁f i 为熔合线在几何中心线㊁管外㊁管内壁处测量的宽度;h n ㊁h o ㊁h i 为热影响区(腰鼓形)在上述相应位置上的宽度;S 为熔合线偏斜或弯曲宽度;α1㊁α2㊁α3㊁α4为在距内㊁外壁t /4(t 为壁厚)处金属流线切线与水平线的夹角;d 为远处t /2流线延伸到融合线内偏离t /2的距离㊂图4　测量位置示意Fig.4　Sketch map of measuring positions 2.3　力学性能在管体上分别取25.4mm×50.8mm (减载区的宽度×长度)条形纵向拉伸试样㊁夏比V 型缺口横向冲击试样㊂按照ASTM A370[10]进行拉伸试验,按照ASTM E23[11]进行冲击试验,试样结果见表7㊂从表7可以看出,SEW⁃110T 的力学性能符合API Spec5CT [12]的要求,屈服强度及抗拉强度与WSP110T 和BG⁃110T 较为接近,延伸率和冲击性能要好于WSP110T 和BG⁃110T ㊂2.4　上㊁卸扣在室温条件下对试样按设定上扣扭矩进行上/卸扣试验,上㊁卸扣试样随机进行配对,试验方法参照API RP 5C5[13]有关规定,进行3次上扣㊁2次卸扣试验,试验结果见表8,试样卸扣后形貌见图5㊂从表8可以看出,SEW⁃110T 具有较佳的上㊁卸扣性能㊂这是因为高的尺寸精度,合理的强韧性搭配,使得SEW⁃110T 具有优良的抗粘扣性能㊂2.5　拉伸至失效在复合加载系统上对1W ㊁2W ㊁3W 试样进行拉伸至失效试验,试验温度为室温(23℃),试验方法参照API RP 5C5[13]有关规定,试验结果见表9,1W ㊁2W ㊁3W 试样接头的连接强度均符合API TR 5C3[7]标准规定㊂㊃88㊃ 钢铁钒钛 2013年第34卷　表6　尺寸及残余应力测量结果Table 6　Results of dimension and residual stress measuring类型外径/mm 壁厚/mm 外径不圆度/%壁厚不均度/%残余应力/MPa SEW⁃110T 139.90~140.209.11~9.21≤0.22≤1.10≤122BG⁃110T140.36~140.689.62~10.31≤0.23≤6.98≤208.1表7　拉伸和冲击试验结果Table 7　Results of tensile test and impact test类型屈服强度/MPa 抗拉强度/MPa 延伸率/%0℃横向冲击功/J 母材焊缝SEW-110T 86595826.5115102WSP110T 85193318.177BG-110T8789762497表8　上/卸扣试验结果Table 8　Results of screwing⁃on and screwing⁃off tests编号上㊁卸扣次数上扣扭矩/(N㊃m)卸扣扭矩/(N㊃m)试验结果1964411461未粘扣1W 2963710769未粘扣396371964011247未粘扣2W 2963610551未粘扣377361962810626未粘扣3W2962610791未粘扣35793图5　试样第2次卸扣后螺纹形貌Fig.5　Morphology of screw thread after screwing⁃off for the second time表9　拉伸至失效试验结果Table 9　Results of the tensile test编号失效载荷/kN API TR 5C3要求/kN 失效位置1W 2728工厂端螺纹连接处滑脱失效2W 28102437工厂端螺纹连接处滑脱失效3W2748工厂端螺纹连接处滑脱失效2.6　内压及外压失效试验参照API RP 5C5进行内压爆破试验,试验设备为水压爆破试验系统㊂试验结果见表10,试验后形貌见图6㊂从表10可以看出,SEW⁃110T 的爆破压力超过API Spec 5CT 标准要求87%以上,超过API RP 5C3标准要求48%以上㊂表10　静水压及内压测试结果Table 10　Results of hydrostatic pressure and inner pressure testing编号压力试验压力/MPa 保载时间/s 失效位置1Z静水压69.0600未发生泄漏失效130.6现场端螺纹连接处泄漏失效2Z静水压69.0600未发生泄漏失效130.3工厂端螺纹连接处泄漏失效3Z静水压69.0600未发生泄漏失效129.3工厂端螺纹连接处泄漏失效API Spec 5CT 要求69.0≥5不得出现泄漏现象API RP 5C3要求≥87.1图6　试样内压失效形貌Fig.6　Morphology of failure of the samplein inner pressure test 参照API RP 5C5规定试验方法,在外压挤毁试验系统上对试样进行全尺寸外压挤毁试验,挤毁介质为水,挤毁形貌见图7㊂图7　试样挤毁后形貌Fig.7　Morphology of failure of the sample incollapse resistance test ㊃98㊃　第6期 王　军,等:SEW⁃110T 高抗挤石油套管试验研究 抗外压挤毁试验表明,SEW⁃110T的抗挤强度较API TR5C3高出41.5%(BG110T㊁WSP110T较API TR5C3分别高出39.9%㊁36.1%)㊂SEW⁃110T 与屈服强度相同的宝钢BG110T和西姆莱斯WSP110T相比,具有较高的抗挤毁性能优势㊂3　结论 1)材料拉伸性能和冲击韧性符合API Spec5CT 要求,并达到设计要求;上㊁卸扣试验过程中未发生粘扣现象;静水压试验结果符合API Spec5CT要求;抗内压至失效㊁外压至失效和拉伸至失效结果符合API TR5C3要求㊂2)外压至失效试验结果表明,SEW⁃110T的抗挤毁性能超过API TR5C3标准要求41%以上,且优于同钢级同规格无缝高抗挤套管㊂3)SEW⁃110T在具有高强度的同时具有很高的韧性,即强韧性搭配合理㊂4)SEW⁃110T具有很低的残余应力,有效保证SEW⁃110T优异的抗挤毁性能㊂参考文献[1]　Li Helin,Zhang Yaping,Han Lihong.Development situation of OCTG and production localization of hi⁃grade OCTG(PartⅠ)[J].Steel Pipe,2007,36(6):1-6.(李鹤林,张亚平,韩礼红.油井管发展动向及高性能油井管国产化(上)[J].钢管,2007,36(6):1-6.)[2]　Li Kexiang.Practical well completion engineering[M].Beijing:Petroleum Industry Press,2002.(李克向.实用完井工程[M].北京:石油工业出版社,2002.)[3]　Zhang Yi,Song Jianping,Chen Jianchu.Experimental research on BG110T anti⁃collapse casing(Part I)[J].Steel Pipe,2002,31(1):13-16.(张毅,宋箭平,陈建初.BG110T抗挤套管的试验研究(上).钢管,2002,31(1):13-16.)[4]　Zhang Yi,Song Jianping,Chen Jianchu.Experimental research on BG110T anti⁃collapse casing(PartП)[J].Steel Pipe,2002,31(2):13-16.(张毅,宋箭平,陈建初.BG110T抗挤套管的试验研究(下).钢管,2002,31(2):13-16.)[5]　Wang Jun,Wei Feng,Wang Tao,et al.Analysis on current development status of high collapse resistance casing[J].WeldedPipe and Tube,2003,36(1):24-33.(王军,韦奉,王涛,等.高抗挤套管开发现状分析[J].焊管,2003,36(1):24-33.)[6]　Han Jianzeng.Research on collapse resistance of casing[D].Chengdu:Southwest Petroleum University,2001.(韩建增.套管抗挤强度研究[D].成都:西南石油大学,2001.)[7]　API TR5C3.Technical report on equations and calculations for casing,tubing,and line pipe used as casing or tubing;and per⁃formance properties tables for casing and tubing[S].Washington,API Publications,2008.[8]　ASTM E18.Standard Test Methods for Rockwell Hardness of Metallic Materials[S].West Conshohocken,Pa:ASTM Interna⁃tional,2012.[9]　SY/T5989.High frequency electrical resistance welding steel pipes for casing use[S].Beijing:Petroleum Industry Press,2012.(SY/T5989.直缝电阻焊套管[S].北京:石油工业出版社,2012.)[10]　ASTM A370.Standard test methods and definitions for mechanical testing of steel products[S].West Conshohocken,Pa:ASTM International,2012.[11]　ASTM E23.Standard test methods for notched bar impact testing of metallic materials[S].West Conshohocken,Pa:ASTM In⁃ternational,2012.[12]　API Spec5C5.Specification for casing and tubing[S].Washington:API Publications,2011.[13]　API RP5C5.Recommended practice on procedures for testing casing and tubing connections[S].Washington:API Publica⁃tions,2003.编辑　余文华㊃09㊃ 钢铁钒钛 2013年第34卷　。