超高強度套管TP165V,開發及蠕變應力分析

張 旭，李 蘇，王恩越，朱鉅鵬，安盛岳

（1. 天津鋼管制造有限公司，天津 300301；
2. 中國石油天然氣股份有限公司新疆油田分公司物資管理部，新疆 克拉瑪依 834000）

中原油田地質條件特殊，大多數油井需穿過鹽膏層。而鹽膏層極易蠕動、融化、崩塌等對油套管作用高外擠力，從而導致普通套管被擠毀，造成油井報廢［1-7］。針對這一特殊地質條件，2001年天津鋼管集團股份有限公司（現天津鋼管制造有限公司）聯合中原油田設計開發并生產了Φ152.4 mm×16.9 mm TP130TT BC 超厚壁高抗擠毀石油套管，抗擠毀強度≥167 MPa，解決了長期困擾中原油田的鹽膏層段套損問題［8-13］，每口井生產使用壽命延長4年以上。雖然解決了套損套變問題，由于套管剛性強、外徑大，下入困難，于2009年聯合設計開發了Φ141.62 mm×11.5 mm TP155V LC 抗擠套管［14］，提升了套管沖擊功等技術指標，統一螺紋為長圓螺紋，方便不同鋼級套管間連接。產品優化設計后獲得了更大的套管環空間隙，順利完成套管下井作業。同時，通過使用TP155V 超深復雜井專用套管，使管串重量下降1/3，用戶的綜合采購成本大大降低，保證了油田生產的安全順利進行。該型號套管解決了TP130TT 套管下入困難問題，并在一定程度上控制了套變，為了進一步提高套管的抗擠毀性能，2013年設計開發并生產了Φ143.32 mm×12.35 mm TP165V LC 抗擠套管，保證了井眼的環空間隙，非標準規格厚壁設計提高了抗擠毀性能［15］，抗擠強度最小值由168 MPa 提高到182 MPa?，F介紹TP165V 套管的開發，并分析其蠕變應力。

TP165V 鋼采用Cr-Mo 合金鋼，輔以微合金細化晶粒元素，充分利用固溶強化、相變強化、細晶強韌化、析出強化作用，提高套管的綜合強韌性。套管材料的性能指標直接決定整管的使用性能，采用API 強度設計原則，進行強度標準化設計，并配以高沖擊韌性指標設計。TP165V 套管的強度設計指標見表1。

表1 Φ143.32 mm×12.35 mm TP165V LC抗擠套管強度設計指標

（1） 煉鋼。采用鐵水加優質廢鋼作為電爐原料，經過鋼包精煉爐（LF）精調合金成分，保證真空脫氣爐（VD）真空時間，采用保護澆鑄措施，獲得內外部冶金質量良好的鑄坯。工藝流程：制鐵→電爐冶煉→精煉→VD 真空處理→連鑄→管坯鋸切→檢驗。

（2） 軋管。根據鋼種特性，經熱模擬分析研究獲得最佳熱塑性軋制區間，經高溫加熱后，進行穿孔和軋制工序，定徑后獲得最終軋制幾何尺寸。工藝流程：管坯加熱→定心→穿孔→連軋→定徑→冷卻→鋸切→探傷→檢驗。

（3） 套管加工。依據連續轉變曲線測試結果，確定最佳熱處理工藝制度，采用浸入式旋轉內噴外淋冷卻方式，回火后獲得索氏體組織。工藝流程：檢驗→高溫爐→水冷→低溫爐→空冷爐→矯直→尺寸檢驗→超聲波檢驗→管端探傷→車絲→擰接→通徑→水壓→車絲→測長稱重→噴標→烘干→入庫。

3.1 套管強度控制情況

套管強度采用中高強度控制方法，最大限度的匹配高韌性指標，保證套管柱可以承受較大的抗軸向拉壓載荷。TP165V 套管力學性能指標如圖1 所示，其屈服強度實際水平不低于1140 MPa，主要分布在1150～1190 MPa；
抗拉強度實際水平不低于1210 MPa，主要分布在1220～1270 MPa；
橫向全尺寸沖擊功大于58 J，主要分布在62～74 J；
縱向全尺寸沖擊實際水平大于70 J，主要分布在80～105 J；
套管性能指標具備正態分布特征，性能穩定。

圖1 TP165V 套管力學性能指標

3.2 套管組織狀態

TP165V 套管組織為典型的回火索氏體組織，晶粒度為9.0 級，如圖2～3 所示，該組織狀態說明合金體系合理，熱處理工藝制度得當，保證了套管具有優異的使用性能。

圖2 TP165V 套管的金相組織

圖3 TP165V 套管的晶粒度

3.3 套管抗擠毀性能

以Φ143.32 mm×12.35 mm TP165V 套管為例，套管設計保證值為182 MPa，套管實際抗擠毀性能超過200 MPa，如圖4～5 所示，經過持續不間斷的加載，套管實際擠毀值達到201 MPa，超出保證值10%，破壞性擠毀試驗證明了套管具有高抗擠毀能力。

圖4 TP165V 套管擠毀試驗加載曲線

圖5 TP165V 套管樣管擠毀形貌

考慮鹽膏層具有蠕變特征，尤其是在固井過程中或結束后一段時間鹽膏層帶來的較強的外擠載荷，設計分段施加外壓試驗，以驗證套管在高外壓試驗環境中是否具有足夠的穩定性。TP165V 套管分段加載試驗曲線和試驗后樣管形貌如圖6～7 所示，分兩階段進行保載，保載時間分別為30 min，保載過程中載荷穩定，由于試驗最大載荷為190 MPa，未達到套管擠毀數值，樣管未發生擠毀，其幾何尺寸穩定不發生變化，可保證工具串在套管內的順利通過。

圖6 TP165V 套管分段加載試驗曲線

4.1 模型建立假設

采用有限元仿真手段，按照實際真實服役套管尺寸建立套管-水泥環-地層三維模型，如圖8 所示，模型中各個組成部分的幾何尺寸見表2，套管規格為Φ143.32 mm×12.35 mm，井眼為216 mm，根據圣維南原理，地層的長度、寬度、高度分別取5000 mm。

圖8 TP165V 套管三維有限元模型

表2 TP165V 套管三維有限元模型各部分幾何尺寸

4.2 地層本構方程

研究表明，鹽膏層蠕變分為3 個階段，即瞬態蠕變期（A）、穩態蠕變期（B）和加速蠕變期（C），如圖9 所示。對于鹽膏層這類塑形材料，蠕變主要表現為前兩個階段，且穩態蠕變期持續時間較長。因此固井后套管主要受穩態蠕變的影響。

圖9 鹽膏層蠕變3 階段示意

鹽膏層在地下空間是連續體，從鹽膏層本身的材料屬性上講可按各向同性考慮。因此，分析方法可采用二維平面應變模型，為了更好地展現空間效果，采用三維模型。

由于鹽膏層蠕變一般以晶格的位錯滑移為主，鹽膏層在位錯蠕變模式控制下的穩態蠕變速率與差應力的冪相關的方程［16］：

Δσ —— 差應力，Δσ=σ1-σ3；

A0exp（-Q/RT）—— 鹽膏層的黏性參數；

Q —— 激活能；

n —— 流變參數；

R —— 氣體常數；

T —— 溫度。

試驗研究表明［16］，在不同的差應力條件下，將差應力與穩態蠕變速率進行數據擬合［16］，二者呈現線性關系或冪函數關系（圖10），n 值越高，穩態應變速率越高，結合圖10 的擬合結果，n 值設定為2更合適。穩態條件下，蠕變速率與時間無關，該選型相關參數設定為0。A 值取1.00×10-19。

圖10 TP165V 套管差應力與穩態蠕變速率關系

5.1 均勻及非均勻地應力分析

套管固井后，套管-水泥環-地層形成一個完整的井筒，井眼在地應力的作用下呈現三軸應力狀態，最大水平地應力和最小水平地應力在水平方向構成兩向應力狀態，顯然兩向應力是不相等的，在均勻地應力的作用下，套管各向受力均勻，但是在非均勻地應力作用下，套管受到的等效應力將呈現增加的趨勢，當等效應力達到套管可承受的最大的應力狀態時，套管將會被破壞。地應力設置為最大水平地應力為56 MPa，最小水平地應力為一系列變量，即46 MPa、50 MPa、53 MPa、56 MPa、59 MPa、62 MPa、66 MPa［17］，如圖11 分析結果顯示，隨著兩向應力差的逐漸增加，套管承受的等效應力逐漸增加，呈現V 字形分布（圖12）。與此同時也發現，即使在非均勻地應力狀態，在較大地應力差的情況下，套管受到的最大地應力不超過套管的屈服強度，即表明套管服役是安全的。在此情況下，一定有使套管遭到破壞的因素存在。

圖11 TP165V 套管彈性受力分析

圖12 TP165V 套管彈性應力與應力差關系

5.2 兩向應力反轉的作用

5.1 節設定了最小水平主應力為一系列變量，考慮到兩向應力方向反轉對套管受力狀態的影響，系列值出現59 MPa、62 MPa、66 MPa 三個數值，即當最小水平主應力大于最大水平主應力時，兩向水平主應力方向對調。將前者假設為系列1，同理將后者假設為系列2。

如圖13 所示，0°方向對應最小水平主應力方向，90°方向對應最大水平主應力方向，系列1 中套管內表面最大等效應力隨著角度增加逐漸降低，最大等效應力在最小水平主應力方向。如圖14 所示，0°方向對應最大水平主應力方向，90°方向對應最小水平主應力方向，系列2 中套管內表面最大等效應力隨著角度增加逐漸增加，最大等效應力在最小水平主應力方向。系列1 和系列2 所呈現的等效應力與角度的變化趨勢正好相反，但最大等效應力所在方向都是最小水平主應力方向，值得注意的是對于套管來講，最大等效應力的受力方向是呈現90°方向對調的。

圖13 TP165V 套管系列1 應力狀態

圖14 TP165V 套管系列2 應力狀態

5.3 蠕變應力的影響

Φ143.32 mm×12.35 mm 套管按照API TR 5C3《套管、油管、鉆桿和管線管性能的計算和公式公告》對擠毀形式的劃分，140 鋼級以下屬于屈服擠毀，而140 鋼級以上屬于塑性擠毀，二者的差別在于后者的計算值可能超過套管承受的壓力值，進而引起套管屈服。套管固井后，在兩向應力作用下，可按照線彈性力學理論推導出套管受到的環向應力和徑向應力，進而按照第四強度理論計算等效應力，顯然在外壓作用下，等效應力是與壁厚相關的，5.1 節有限元計算的結果已經證明了這點。又由于套管串較長，可忽略軸向上應變，按照平面應變考慮，且材料本構模型考慮到了彈性和塑形段，因此可采用等效應力方法評判。

將蠕變鹽膏層的本構方程加入到地層模型當中，套管-水泥環-地層系統以及加載狀態如上節分析結果顯示，在均勻地應力條件下，套管受到的等效應力與5.1 節分析結果相同，但是在非均勻地應力作用下，套管受到的等效應力隨著非均勻地應力的增加呈現逐漸增加的趨勢。如圖15～16 所示，隨著兩向應力差的增加，套管受到的最大等效應力逐漸增加，呈現V 字形分布，當兩向應力差達到10 MPa 時，套管承受的等效應力達到1068 MPa，在此應力條件下，普通API 套管無法滿足使用要求，需要選取可承受更高應力水平的套管，140 鋼級套管可承受的最大等效應力為965 MPa，155 鋼級套管可承受的最大等效應力為1068 MPa，顯然155 鋼級套管可有限滿足使用要求，要想達到工況要求，并且有一定的安全余量，需要更高鋼級的套管，TP165V 套管的最小屈服強度為1137 MPa，即使在兩向地應力差較大的條件下，也能夠滿足該地層條件下的選材使用。

圖15 TP165V 套管蠕變應力受力分析

圖16 TP165V 套管蠕變應力與應力差關系

5.4 鹽膏層溶解的影響

在鉆井過程中，由于泥漿性能等方面的作用，造成井眼周圍的鹽膏層溶解（模型如圖17 所示），導致固井質量不好，如果溶解區域達到一定空間尺度后，對套管的抗外擠性能造成不利影響。在此工況條件下，建立套管-水泥環-地層模型，研究在兩向應力的作用下，鹽膏層溶解區域套管的受力狀態。

圖17 TP165V 套管-水泥環-地層單位模型（帶孔洞）

如圖18 所示，當出現局部鹽膏層溶解后，在孔洞與套管相交位置，套管受到的應力最大。當加入蠕變模型后，如圖19 所示，在兩向地應力的作用下，套管受到的應力呈現先增加后減小趨勢，即在初始階段套管受到的應力逐漸增加，由于鹽層蠕變的作用，在兩向應力作用下，將會產生位移，孔洞呈現逐漸減小的趨勢，那么套管受到的應力將逐漸降低，當孔洞閉合后，該區域套管受到的應力將與套管其他區域一致?？梢?，有限大小的鹽膏層溶解對套管影響較小。

圖18 TP165V 套管受到的蠕變應力分析

圖19 TP165V 套管受到的蠕變應力與時間的關系

（1） 設計開發一種新型超高強度套管Φ143.32 mm×12.35 mm TP165V LC，與Φ141.62 mm×11.50 mm TP155V 套管相比，通徑保持不變，抗擠毀性能提高8%；
橫向沖擊值不低于55 J，縱向沖擊不低于70 J，具有回火索氏體組織，套管抗擠毀性能保證值為182 MPa。

（2） Φ143.32 mm×12.35 mm TP165V LC 套管極限抗擠毀強度超過200 MPa，超出保證值10%；
以中原油田產層最大地應力約為50 MPa 為例，套管實際抗擠毀強度達到最大地層壓力4 倍；
套管經過182 MPa 和190 MPa 兩階段外壓保載30 min，套管幾何尺寸不發生變化。

（3） 在非均勻地應力作用下，套管內表面受到的彈性應力隨著地應力差異增加逐漸增加，呈現V 字型分布，但最大彈性應力不超過套管屈服強度，表明套管服役安全；
套管內表面受到的蠕變應力隨著地應力差異增加逐漸增加，呈現V 字形分布，地應力差異越大，蠕變應力與彈性應力差異越大，當兩向水平應力差達到10 MPa 時，蠕變應力與彈性應力相差551 MPa，前者是后者的1.96 倍。

（4） 當鹽膏層被溶解產生孔洞時，套管內表面受到的應力呈現先增加后減小趨勢，即在初始階段套管受到的應力逐漸增加，由于鹽膏層蠕變的作用，在兩向應力作用下，孔洞呈現逐漸減小的趨勢，套管受到的應力將逐漸降低，當孔洞閉合后，該區域套管受到的應力將與套管其他區域一致。