超高强度套管TP165V 开发及蠕变应力分析

张 旭，李 苏，王恩越，朱钜鹏，安盛岳

（1. 天津钢管制造有限公司，天津 300301；2. 中国石油天然气股份有限公司新疆油田分公司物资管理部，新疆 克拉玛依 834000）

中原油田地质条件特殊，大多数油井需穿过盐膏层。而盐膏层极易蠕动、融化、崩塌等对油套管作用高外挤力，从而导致普通套管被挤毁，造成油井报废［1-7］。针对这一特殊地质条件，2001年天津钢管集团股份有限公司（现天津钢管制造有限公司）联合中原油田设计开发并生产了Φ152.4 mm×16.9 mm TP130TT BC 超厚壁高抗挤毁石油套管，抗挤毁强度≥167 MPa，解决了长期困扰中原油田的盐膏层段套损问题［8-13］，每口井生产使用寿命延长4年以上。虽然解决了套损套变问题，由于套管刚性强、外径大，下入困难，于2009年联合设计开发了Φ141.62 mm×11.5 mm TP155V LC 抗挤套管［14］，提升了套管冲击功等技术指标，统一螺纹为长圆螺纹，方便不同钢级套管间连接。产品优化设计后获得了更大的套管环空间隙，顺利完成套管下井作业。同时，通过使用TP155V 超深复杂井专用套管，使管串重量下降1/3，用户的综合采购成本大大降低，保证了油田生产的安全顺利进行。该型号套管解决了TP130TT 套管下入困难问题，并在一定程度上控制了套变，为了进一步提高套管的抗挤毁性能，2013年设计开发并生产了Φ143.32 mm×12.35 mm TP165V LC 抗挤套管，保证了井眼的环空间隙，非标准规格厚壁设计提高了抗挤毁性能［15］，抗挤强度最小值由168 MPa 提高到182 MPa。现介绍TP165V 套管的开发，并分析其蠕变应力。

1 TP165V 套管的性能指标设计

TP165V 钢采用Cr-Mo 合金钢，辅以微合金细化晶粒元素，充分利用固溶强化、相变强化、细晶强韧化、析出强化作用，提高套管的综合强韧性。套管材料的性能指标直接决定整管的使用性能，采用API 强度设计原则，进行强度标准化设计，并配以高冲击韧性指标设计。TP165V 套管的强度设计指标见表1。

表1 Φ143.32 mm×12.35 mm TP165V LC抗挤套管强度设计指标

2 TP165V 套管的制造工艺流程

（1） 炼钢。采用铁水加优质废钢作为电炉原料，经过钢包精炼炉（LF）精调合金成分，保证真空脱气炉（VD）真空时间，采用保护浇铸措施，获得内外部冶金质量良好的铸坯。工艺流程：制铁→电炉冶炼→精炼→VD 真空处理→连铸→管坯锯切→检验。

（2） 轧管。根据钢种特性，经热模拟分析研究获得最佳热塑性轧制区间，经高温加热后，进行穿孔和轧制工序，定径后获得最终轧制几何尺寸。工艺流程：管坯加热→定心→穿孔→连轧→定径→冷却→锯切→探伤→检验。

（3） 套管加工。依据连续转变曲线测试结果，确定最佳热处理工艺制度，采用浸入式旋转内喷外淋冷却方式，回火后获得索氏体组织。工艺流程：检验→高温炉→水冷→低温炉→空冷炉→矫直→尺寸检验→超声波检验→管端探伤→车丝→拧接→通径→水压→车丝→测长称重→喷标→烘干→入库。

3 TP165V 套管实际生产质量水平

3.1 套管强度控制情况

套管强度采用中高强度控制方法，最大限度的匹配高韧性指标，保证套管柱可以承受较大的抗轴向拉压载荷。TP165V 套管力学性能指标如图1 所示，其屈服强度实际水平不低于1140 MPa，主要分布在1150～1190 MPa；抗拉强度实际水平不低于1210 MPa，主要分布在1220～1270 MPa；横向全尺寸冲击功大于58 J，主要分布在62～74 J；纵向全尺寸冲击实际水平大于70 J，主要分布在80～105 J；套管性能指标具备正态分布特征，性能稳定。

图1 TP165V 套管力学性能指标

3.2 套管组织状态

TP165V 套管组织为典型的回火索氏体组织，晶粒度为9.0 级，如图2～3 所示，该组织状态说明合金体系合理，热处理工艺制度得当，保证了套管具有优异的使用性能。

图2 TP165V 套管的金相组织

图3 TP165V 套管的晶粒度

3.3 套管抗挤毁性能

以Φ143.32 mm×12.35 mm TP165V 套管为例，套管设计保证值为182 MPa，套管实际抗挤毁性能超过200 MPa，如图4～5 所示，经过持续不间断的加载，套管实际挤毁值达到201 MPa，超出保证值10%，破坏性挤毁试验证明了套管具有高抗挤毁能力。

图4 TP165V 套管挤毁试验加载曲线

图5 TP165V 套管样管挤毁形貌

考虑盐膏层具有蠕变特征，尤其是在固井过程中或结束后一段时间盐膏层带来的较强的外挤载荷，设计分段施加外压试验，以验证套管在高外压试验环境中是否具有足够的稳定性。TP165V 套管分段加载试验曲线和试验后样管形貌如图6～7 所示，分两阶段进行保载，保载时间分别为30 min，保载过程中载荷稳定，由于试验最大载荷为190 MPa，未达到套管挤毁数值，样管未发生挤毁，其几何尺寸稳定不发生变化，可保证工具串在套管内的顺利通过。

图6 TP165V 套管分段加载试验曲线

4 TP165V 套管受力三维有限元模型

4.1 模型建立假设

采用有限元仿真手段，按照实际真实服役套管尺寸建立套管-水泥环-地层三维模型，如图8 所示，模型中各个组成部分的几何尺寸见表2，套管规格为Φ143.32 mm×12.35 mm，井眼为216 mm，根据圣维南原理，地层的长度、宽度、高度分别取5000 mm。

图8 TP165V 套管三维有限元模型

表2 TP165V 套管三维有限元模型各部分几何尺寸

4.2 地层本构方程

研究表明，盐膏层蠕变分为3 个阶段，即瞬态蠕变期（A）、稳态蠕变期（B）和加速蠕变期（C），如图9 所示。对于盐膏层这类塑形材料，蠕变主要表现为前两个阶段，且稳态蠕变期持续时间较长。因此固井后套管主要受稳态蠕变的影响。

图9 盐膏层蠕变3 阶段示意

盐膏层在地下空间是连续体，从盐膏层本身的材料属性上讲可按各向同性考虑。因此，分析方法可采用二维平面应变模型，为了更好地展现空间效果，采用三维模型。

由于盐膏层蠕变一般以晶格的位错滑移为主，盐膏层在位错蠕变模式控制下的稳态蠕变速率与差应力的幂相关的方程［16］：

Δσ —— 差应力，Δσ=σ1-σ3；

A0exp（-Q/RT）—— 盐膏层的黏性参数；

Q —— 激活能；

n —— 流变参数；

R —— 气体常数；

T —— 温度。

试验研究表明［16］，在不同的差应力条件下，将差应力与稳态蠕变速率进行数据拟合［16］，二者呈现线性关系或幂函数关系（图10），n 值越高，稳态应变速率越高，结合图10 的拟合结果，n 值设定为2更合适。稳态条件下，蠕变速率与时间无关，该选型相关参数设定为0。A 值取1.00×10-19。

图10 TP165V 套管差应力与稳态蠕变速率关系

5 计算结果分析

5.1 均匀及非均匀地应力分析

套管固井后，套管-水泥环-地层形成一个完整的井筒，井眼在地应力的作用下呈现三轴应力状态，最大水平地应力和最小水平地应力在水平方向构成两向应力状态，显然两向应力是不相等的，在均匀地应力的作用下，套管各向受力均匀，但是在非均匀地应力作用下，套管受到的等效应力将呈现增加的趋势，当等效应力达到套管可承受的最大的应力状态时，套管将会被破坏。地应力设置为最大水平地应力为56 MPa，最小水平地应力为一系列变量，即46 MPa、50 MPa、53 MPa、56 MPa、59 MPa、62 MPa、66 MPa［17］，如图11 分析结果显示，随着两向应力差的逐渐增加，套管承受的等效应力逐渐增加，呈现V 字形分布（图12）。与此同时也发现，即使在非均匀地应力状态，在较大地应力差的情况下，套管受到的最大地应力不超过套管的屈服强度，即表明套管服役是安全的。在此情况下，一定有使套管遭到破坏的因素存在。

图11 TP165V 套管弹性受力分析

图12 TP165V 套管弹性应力与应力差关系

5.2 两向应力反转的作用

5.1 节设定了最小水平主应力为一系列变量，考虑到两向应力方向反转对套管受力状态的影响，系列值出现59 MPa、62 MPa、66 MPa 三个数值，即当最小水平主应力大于最大水平主应力时，两向水平主应力方向对调。将前者假设为系列1，同理将后者假设为系列2。

如图13 所示，0°方向对应最小水平主应力方向，90°方向对应最大水平主应力方向，系列1 中套管内表面最大等效应力随着角度增加逐渐降低，最大等效应力在最小水平主应力方向。如图14 所示，0°方向对应最大水平主应力方向，90°方向对应最小水平主应力方向，系列2 中套管内表面最大等效应力随着角度增加逐渐增加，最大等效应力在最小水平主应力方向。系列1 和系列2 所呈现的等效应力与角度的变化趋势正好相反，但最大等效应力所在方向都是最小水平主应力方向，值得注意的是对于套管来讲，最大等效应力的受力方向是呈现90°方向对调的。

图13 TP165V 套管系列1 应力状态

图14 TP165V 套管系列2 应力状态

5.3 蠕变应力的影响

Φ143.32 mm×12.35 mm 套管按照API TR 5C3《套管、油管、钻杆和管线管性能的计算和公式公告》对挤毁形式的划分，140 钢级以下属于屈服挤毁，而140 钢级以上属于塑性挤毁，二者的差别在于后者的计算值可能超过套管承受的压力值，进而引起套管屈服。套管固井后，在两向应力作用下，可按照线弹性力学理论推导出套管受到的环向应力和径向应力，进而按照第四强度理论计算等效应力，显然在外压作用下，等效应力是与壁厚相关的，5.1 节有限元计算的结果已经证明了这点。又由于套管串较长，可忽略轴向上应变，按照平面应变考虑，且材料本构模型考虑到了弹性和塑形段，因此可采用等效应力方法评判。

将蠕变盐膏层的本构方程加入到地层模型当中，套管-水泥环-地层系统以及加载状态如上节分析结果显示，在均匀地应力条件下，套管受到的等效应力与5.1 节分析结果相同，但是在非均匀地应力作用下，套管受到的等效应力随着非均匀地应力的增加呈现逐渐增加的趋势。如图15～16 所示，随着两向应力差的增加，套管受到的最大等效应力逐渐增加，呈现V 字形分布，当两向应力差达到10 MPa 时，套管承受的等效应力达到1068 MPa，在此应力条件下，普通API 套管无法满足使用要求，需要选取可承受更高应力水平的套管，140 钢级套管可承受的最大等效应力为965 MPa，155 钢级套管可承受的最大等效应力为1068 MPa，显然155 钢级套管可有限满足使用要求，要想达到工况要求，并且有一定的安全余量，需要更高钢级的套管，TP165V 套管的最小屈服强度为1137 MPa，即使在两向地应力差较大的条件下，也能够满足该地层条件下的选材使用。

图15 TP165V 套管蠕变应力受力分析

图16 TP165V 套管蠕变应力与应力差关系

5.4 盐膏层溶解的影响

在钻井过程中，由于泥浆性能等方面的作用，造成井眼周围的盐膏层溶解（模型如图17 所示），导致固井质量不好，如果溶解区域达到一定空间尺度后，对套管的抗外挤性能造成不利影响。在此工况条件下，建立套管-水泥环-地层模型，研究在两向应力的作用下，盐膏层溶解区域套管的受力状态。

图17 TP165V 套管-水泥环-地层单位模型（带孔洞）

如图18 所示，当出现局部盐膏层溶解后，在孔洞与套管相交位置，套管受到的应力最大。当加入蠕变模型后，如图19 所示，在两向地应力的作用下，套管受到的应力呈现先增加后减小趋势，即在初始阶段套管受到的应力逐渐增加，由于盐层蠕变的作用，在两向应力作用下，将会产生位移，孔洞呈现逐渐减小的趋势，那么套管受到的应力将逐渐降低，当孔洞闭合后，该区域套管受到的应力将与套管其他区域一致。可见，有限大小的盐膏层溶解对套管影响较小。

图18 TP165V 套管受到的蠕变应力分析

图19 TP165V 套管受到的蠕变应力与时间的关系

6 结语

（1） 设计开发一种新型超高强度套管Φ143.32 mm×12.35 mm TP165V LC，与Φ141.62 mm×11.50 mm TP155V 套管相比，通径保持不变，抗挤毁性能提高8%；横向冲击值不低于55 J，纵向冲击不低于70 J，具有回火索氏体组织，套管抗挤毁性能保证值为182 MPa。

（2） Φ143.32 mm×12.35 mm TP165V LC 套管极限抗挤毁强度超过200 MPa，超出保证值10%；以中原油田产层最大地应力约为50 MPa 为例，套管实际抗挤毁强度达到最大地层压力4 倍；套管经过182 MPa 和190 MPa 两阶段外压保载30 min，套管几何尺寸不发生变化。

（3） 在非均匀地应力作用下，套管内表面受到的弹性应力随着地应力差异增加逐渐增加，呈现V 字型分布，但最大弹性应力不超过套管屈服强度，表明套管服役安全；套管内表面受到的蠕变应力随着地应力差异增加逐渐增加，呈现V 字形分布，地应力差异越大，蠕变应力与弹性应力差异越大，当两向水平应力差达到10 MPa 时，蠕变应力与弹性应力相差551 MPa，前者是后者的1.96 倍。

（4） 当盐膏层被溶解产生孔洞时，套管内表面受到的应力呈现先增加后减小趋势，即在初始阶段套管受到的应力逐渐增加，由于盐膏层蠕变的作用，在两向应力作用下，孔洞呈现逐渐减小的趋势，套管受到的应力将逐渐降低，当孔洞闭合后，该区域套管受到的应力将与套管其他区域一致。