一种石油天然气开采用80钢级膨胀管的性能研究*

李远征 ，韦 奉 ，毕宗岳 ，张 峰 ，何石磊

（1.国家石油天然气管材工程技术研究中心，陕西 宝鸡 721008；2.宝鸡石油钢管有限责任公司，陕西 宝鸡 721008）

随着我国石油工业的迅猛发展，国内油田已经进入开发中后期，井筒维护、剩余油的挖潜、套损井的修理已经成为油田二次开发的重点工作。可膨胀管技术（Expendable Tube Technology）作为21世纪石油钻采行业的核心技术之一，在钻井、固井、修井、套管补贴等方面表现出很好的优势［1-5］。国内从2001年开始对实体膨胀管进行跟踪研究，主要包括可膨胀管材、膨胀工具及膨胀工艺等，其中可膨胀管材的开发是首要解决的问题［6］。

在研究可膨胀管材过程中，国内外曾普遍使用常规套管材料（如L80、K55、P110钢级等）、管线钢和特种材料（如35CrMo钢、低温钢等）作为可膨胀套管材料，但有试验表明，K55钢级膨胀后并不能满足大多数钻井应用所需的强度，P110钢级膨胀后虽然有足够的强度，却因塑性区相对较小而限制其在破坏断裂前获得足够的膨胀量。为此，美国Enventure公司与Lone Star Steel公司合作开发了LSX-80型钢材，利用其特殊的合金成分和ERW（Electric Resistance Welding，电阻焊接）工艺制成有缝电焊管来满足膨胀施工和现场使用要求［7］。

目前国内能够生产膨胀管的厂家并不多，且在规格和性能方面与国外产品存在较大的差距，无法满足国内市场对膨胀管的需求。本文对宝鸡石油钢管有限责任公司（简称宝鸡钢管）开发的80钢级膨胀管的性能进行分析研究。

1 试验材料与制备

膨胀管的膨胀原理，从工艺角度上讲，就是将膨胀管下到油气井预定层位，膨胀芯轴依靠机械拉力或液体压力在膨胀管内从上到下或从下到上作轴向移动，以强行挤压的方式迫使膨胀管发生塑性变形［8］。其中，外径扩大率、壁厚减薄率和膨胀率（内径扩大率）是膨胀试验完成后检测的主要参数，其计算公式如下：

式中 ΦQ、ΦH——膨胀前、后的管体外径，mm；tQ、tH——膨胀前、后的管体壁厚，mm。

1.1 成分设计

考虑到石油天然气开采用80钢级膨胀管的性能要求以及成本，对80钢级膨胀管试验钢的化学成分进行设计，具体见表1。C能够提高材料的淬透性，保证钢的强度；Si是一种脱氧剂，以固溶强化形式提高钢的强度，但其含量过高会恶化钢材的韧性及焊接性能；Mn可提高材料的淬透性和强度，削弱或消除S元素的影响；Nb、V、Ti主要是通过析出强化、固溶强化和相变强化来改善材料的性能；S、P是钢中不可避免的杂质元素，其含量的减少可明显提高材料的韧性，故其含量越低越好。

表1 80钢级膨胀管试验钢的化学成分（质量分数） %

1.2 管材制备

首先采用高炉炼铁后经转炉冶炼、LF+RH精炼、连铸、高尺寸精度轧制及控制冷却工艺，制成厚度为7.3 mm的热轧卷板；随后通过“卷板纵剪→粗成型→精成型→HFW（High Frequency Welding，高频电阻焊）”工艺制成规格为Φ193.7 mm×7.3 mm的毛坯管；再利用分步式中频感应加热，在高温下对HFW焊管实施热张力减径工艺，得到规格为Φ139.7 mm×7.72 mm的膨胀管管坯；接着进行整管热处理，最终保证管材具有较高的尺寸精度和优良的力学性能。研究表明：将加热温度控制在α+γ两相区时，管材具有较理想的组织性能。

1.3 膨胀试验

利用定径区直径为143.3 mm、锥角为15°的膨胀锥对80钢级膨胀管管坯进行膨胀试验，膨胀方式为纯液压式膨胀，膨胀压力为28~32 MPa。

2 试验结果与分析

2.1 显微组织

宝鸡钢管利用“HFW+热张力减径+整管热处理”的 SEW（Hot Stretch-reducing Electric Welding，热张力减径电阻焊）工艺生产的80钢级膨胀管的显微组织如图1所示。可以看出：管体与焊缝区域组织均含有铁素体+回火索氏体，且焊缝与热影响区的组织差异较小，这有利于管材的均匀变形。

2.2 尺寸精度

80钢级SEW膨胀管膨胀前后的外径和壁厚测量结果见表2。由表2可知：采用Φ143.3 mm膨胀锥进行膨胀试验时，套管平均壁厚均有所减薄，减薄量为0.52~0.64 mm，减薄率为6.77%~8.23%，这是由于管材在膨胀过程中金属发生一定的径向流动，管径增大所需的金属必须由管材壁厚的减薄来补充，最终导致管材壁厚减薄。SEW膨胀管经膨胀率为16.50%的膨胀变形后，管材的外径不圆度小于0.45%，壁厚不均度小于2%，这是因为采用了以 TMCP（Thermo Mechanical Control Process，热机械控制工艺）轧制的卷板为原料，连续排辊成型制成管材，其尺寸精度较高，为后续液压膨胀试验奠定了基础。

2.3 力学性能

膨胀前后SEW膨胀管的力学性能检测结果见表3。从表3可以看出：膨胀后SEW膨胀管的强度、伸长率和冲击功基本能够满足API Spec 5CT标准［9］对N80钢级的要求，焊缝区的冲击功较母材的冲击功低28 J左右。管材经膨胀率为16.5%的膨胀变形后，由于材料在冷变形过程中的形变强化作用影响，使得材料的显微硬度、屈服强度和抗拉强度均有不同程度的提升，而其伸长率和冲击功却有所降低，其中焊缝冲击功下降了7 J，伸长率降低了9.5%，屈服强度提高了55 MPa，抗拉强度提高了60 MPa。

图1 80钢级膨胀管的显微组织

表2 80钢级膨胀管膨胀前后的外径和壁厚测量结果

表3 膨胀前后SEW膨胀管的力学性能检测结果

2.4 残余应力

残余应力的存在会降低材料的弹性极限，从而导致材料抗挤性能下降［10］。利用环样法（沿轴截面方向将膨胀管切割出1个有限宽度的长条）测量膨胀管膨胀前后外表面的残余应力σ，其计算公式［11］如下，计算结果见表4。

式中E——弹性模量，取206.9 GPa；

tcave——实测平均壁厚，mm；

ν——泊松比，取0.28；

Dbc——切割前试样平均外径，mm；

Dac——切割后试样平均外径，mm。

表4 膨胀前后管材的残余应力计算结果

从表4可以看出：膨胀前管材的残余应力为拉应力，这是因为SEW膨胀管是采用FFX（Flexible Forming Excellent，柔性成型技术）成型、HFW焊接和热张力减径技术制成的焊接钢管，而不是无缝钢管（通常经过淬火及回火后，套管的外表面为压缩残余应力，内表面为拉伸残余应力［12］）。同时还发现，膨胀前管材的残余应力为50 MPa左右，远低于材料的屈服强度，这是由于管材经过热张力减径和热处理后消除了部分残余应力，再通过自然时效处理进一步降低了ERW直缝焊管的残余应力水平［13］。SEW膨胀管膨胀变形后所产生的压缩残余应力会对原来的拉应力有一定的抵消作用，最终使得管材外表面残余应力为压应力，并减小压缩残余应力的数值，达到削弱环向残余应力的水平。

2.5 外压与内压失效试验

根据API RP 5C5标准［14］规定的试验方法，对试验管进行全尺寸外压挤毁试验，挤毁介质为水，外压失效试验结果见表5，外压失效形貌如图2所示。

表5 外压失效试验结果

图2 Φ159.4 mm×7.10 mm膨胀管外压失效形貌

从表5可以看出：膨胀后Φ159.4 mm×7.10 mm管材的抗外压挤毁强度超出API TR 5C3标准［15］要求值（25.2 MPa）18%，却仅为膨胀前管材的45%。这是因为管材经径向膨胀以后，其外径增加了14%，壁厚大约减小了8%，显著增加了管材的径厚比，导致管材的抗挤毁性能降低。同时，膨胀后管材外壁处环向压应力的存在也会降低膨胀管的抗外压挤毁能力［16］，多种因素共同作用最终降低了膨胀后管材的抗挤毁性能。

参照API RP 5C5标准，利用水压爆破试验系统在室温条件下进行内压爆破试验，试验结果见表6，内压失效形貌如图3所示。从表6可以看出：膨胀后管材的内压爆破压力超过 API Spec 5CT标准要求值（39.3 MPa）88%；膨胀前后管材的爆破压力相差不大，这是由于膨胀变形后，管材的屈服强度和抗拉强度升高造成的。

表6 静水压及内压爆破试验结果

3 结 论

（1）采用“HFW+热张力减径+整管热处理”SEW工艺开发的80钢级膨胀管的显微组织为铁素体+回火索氏体。

（2）采用Φ143.3 mm膨胀锥进行膨胀试验时，Φ139.7 mm×7.72 mm规格80钢级SEW石油膨胀管的实际膨胀率为16.27%~16.72%，壁厚减薄率为6.77%~8.23%。

图3 Φ159.4 mm×7.10 mm膨胀管内压失效形貌

（3）经膨胀率为16.50%的膨胀变形后，管材的残余应力由拉应力过渡为压应力，管材的屈服强度为640~650 MPa，抗拉强度为725~735 MPa，伸长率为18.5%~20.5%，焊缝横向（1/2尺寸，0℃）冲击功达到56~60 J，抗外压挤毁强度超API RP 5C3标准要求值18%，静水压强度超API Spec 5CT标准要求值88%，研发的80钢级膨胀管膨胀后仍具有良好的强度、塑性及韧性匹配。

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