摘 要:克深２Ｇ２Ｇ１２高壓氣井S１３Cr１１０鋼制油管開裂并發(fā)生泄漏.通過宏觀檢查、磁粉探傷和金 相檢驗等對油管開裂和泄漏的原因進行了分析.結(jié)果表明:開裂和泄漏的位置處于油管力學(xué)性能薄 弱管段.油管開裂屬于應(yīng)力腐蝕開裂,裂紋產(chǎn)生原因與 A環(huán)空腐蝕環(huán)境、油管材料特性及油管受力條 件有關(guān),導(dǎo)致油管產(chǎn)生開裂和泄漏的載荷主要與內(nèi)壓和熱脹冷縮交變產(chǎn)生的彎曲載荷等有關(guān). 

關(guān)鍵詞:油管;磁粉探傷;應(yīng)力腐蝕開裂;內(nèi)壓;彎曲載荷 

中圖分類號:TG９４６;TG１１５．２ 文獻標(biāo)志碼:B 文章編號:１００１Ｇ４０１２(２０１９)１１Ｇ０７８６Ｇ０５

高壓氣 井 通 常 包 括 井 口 裝 置、完 井 管 柱 和 井 底結(jié)構(gòu)三部分,其中完井管柱由油管、套管和按一 定功能組合而成的井下工具組成.完井管柱一旦 失效會存在很大的事故風(fēng)險,通常必須立即維修, 其維修費用高達數(shù)千萬元.完井管柱失效事故往 往包含多種失效類型,只有進行全面分析,才能查 明完井管柱失效的真正原因并采取有效的預(yù)防措 施.克 深 ２Ｇ２Ｇ１２ 高 壓 氣 井 發(fā) 生 了 一 起 因 S１３Cr１１０鋼制油管開裂和泄漏引發(fā)的完井管柱中 油管擠毀和 脫 扣 的 事 故,為 查 明 該 油 管 開 裂 和 泄 漏的原因,筆者對其進行了檢驗和分析.

１ 理化檢驗 

１．１ 宏觀檢查 

該 井 封 隔 器 以 上 使 用 了 規(guī) 格 分 別 為 ?１１４．３０mm×１２．７０mm,?１１４．３０mm×９．６５ mm, ?１１４．３０mm×８．５６mm,?８８．９０mm×６．４５mm４種油管,分別用 A,B,C,D 表示.對上述不同規(guī)格油 管進行宏觀檢查發(fā)現(xiàn)各油管管體和接箍均存在不同 程度的腐蝕,具體情況見表１.其中,９號油管(D 油 管)發(fā)生泄漏,其外螺紋接頭泄漏且發(fā)黑,管體中部 存在縱向裂紋,如圖１和圖２所示;２號油管(D 油 管)外螺紋接頭大端發(fā)黑,如圖３所示,推測是由于 天然氣滲入所導(dǎo)致;８號油管(C 油管)接箍存在縱 向裂紋,如圖４所示.

１．２ 磁粉探傷 

對油管抽樣進行磁粉探傷檢查,結(jié)果如表２所示.可見 A,B油管沒有裂紋;C油管部分接箍有縱 向裂紋和橫向裂紋,部分油管管體有縱向裂紋;D 油 管接箍全部有縱向裂紋,部分油管接箍有橫向裂紋, 管體全部有縱向裂紋,部分管體有橫向裂紋及傾斜 裂紋.圖５是２號油管(D 油管)的裂紋形貌,可見 油管接箍 有 橫 向 和 縱 向 裂 紋,管 體 有 傾 斜 和 縱 向 裂紋. 

１．３ 金相檢驗 

在９號油管裂紋處取金相試樣,采用３７４２８４型 萊卡顯微鏡進行金相檢驗,可見磁粉探傷時發(fā)現(xiàn)的 油管外壁縱向裂紋、橫向裂紋和傾斜裂紋均為應(yīng)力 腐蝕裂紋,如圖６所示.油管管體和接箍縱向裂紋 是應(yīng)力腐蝕裂紋進一步擴展的結(jié)果.

２ 分析與討論 

２．１ 不同井深、不同規(guī)格油管的參數(shù)情況 

上述 A,B,C,D 規(guī)格的油管所處井深分別為 １０．６８~１ ０２７．９５ m,１ ０２７．９５~１６２５．４７m, １６２５．４７~６１７０．９０m,６１７０．９０~６４４１．２０m.油 管管體外徑、接箍外徑、壁厚、管體橫截面積、接頭橫 截面積等參數(shù)情況如圖７所示.可見上述油管中在完井管柱最下部的 D 油管的各參數(shù)值均最小.結(jié) 合表２可知,隨著井深的增加和油管上述參數(shù)尺寸 的減小,開裂程度逐漸嚴(yán)重,開裂最嚴(yán)重的井段油管 的受力條件和腐蝕環(huán)境最苛刻[１Ｇ２].

２．２ 油管泄漏及接箍端面發(fā)黑原因分析 

克深２Ｇ２Ｇ１２高壓氣井所用的油管是特殊螺紋接頭油管,該種接頭雖然設(shè)計有金屬對金屬的密封 結(jié)構(gòu),但抗壓縮效率只有管體的８０％.在抽檢的８ 根 D油管中就有１根油管(９號油管)外螺紋接頭泄 漏且發(fā)黑,外螺紋接頭發(fā)黑的原因是天然氣中的碳 原子沉積在螺紋表面[３Ｇ８].另外還有１根油管(２號 油管)外螺紋接頭大端(接箍端面)有天然氣滲入的 發(fā)黑痕跡[９],這說明 D 油管的密封性最弱,該規(guī)格 油管不適用于該井的工況條件.

２．３ 完井管柱受力分析 

完井管柱在井下所受的載荷有自身重力、溫度 變化引起熱脹冷縮導(dǎo)致的拉伸和壓縮載荷以及內(nèi)、 外壓載荷和振動載荷等[１０Ｇ１９].在放噴求產(chǎn)期間,完 井管柱受熱伸長,由于其在井口被采油樹固定約束, 在井底被封隔器固定約束,完井管柱受熱伸長后只 能在套管里彎曲,且越到井下部管柱彎曲程度越嚴(yán) 重.在壓裂期間油管受冷縮短,隨著油管溫度下降, 完井管柱逐漸縮短變直,并承受拉伸載荷. 

油管抗彎強度(K)和油管截面慣性矩(I)存在 如下關(guān)系

式中:E 為油管材料彈性模量,該彈性模量為常數(shù). 

由式(１)可見,油管抗彎強度與油管截面慣性矩 成正比,而油管截面慣性矩隨著油管截面積的增大 而增大,因此油管抗彎強度與其截面積成正比,截面 積越小,油管抗彎強度越小,油管越容易彎曲.開裂 最嚴(yán)重的 D油管位于完井管柱最下部,這進一步說 明在交變溫度載荷和腐蝕介質(zhì)的共同作用下,油管 應(yīng)力腐蝕裂紋首先從管柱薄弱環(huán)節(jié)產(chǎn)生,油管失效 最嚴(yán)重的位置,其受力條件和腐蝕環(huán)境最苛刻. 

在熱脹冷縮交變載荷作用下,油管抗彎強度最 小的部位更易承受反復(fù)彎曲疲勞載荷.如果存在腐 蝕介質(zhì),在抗彎強度最小處油管最容易產(chǎn)生橫向應(yīng) 力腐蝕裂紋.該井 C,D 油管以縱向應(yīng)力腐蝕開裂 為主,但油管接箍及靠近接箍位置的管體也有橫向 應(yīng)力腐蝕裂紋,部分 D油管的接箍端存在天然氣滲 入現(xiàn)象,推測這與上述油管段承受反復(fù)彎曲載荷有 關(guān).依據(jù)油管接箍上的橫向裂紋方向特征判斷,熱 脹冷縮交變載荷在該井油管失效過程中存在,但并 不是主導(dǎo)載荷.

在放噴求產(chǎn)期間和壓裂注液期間,由于天然氣 流量變化和注液泵壓波動,完井管柱會受到內(nèi)壓和 振動載荷,這會導(dǎo)致油管承受交變內(nèi)壓疲勞載荷. 在交變內(nèi)壓疲勞載荷和腐蝕介質(zhì)的共同作用下,根據(jù) ANSI/APITECHNICAL REPORT ５C３－２００８ (２０１５) Technical Report on Equations and CalculationsorCasing,Tubing,andLinePipeUsed asCasingor Tubing;and Performance Properties TablesforCasingandTubing,油管應(yīng)力腐蝕開裂形 式應(yīng)當(dāng)為縱向裂紋.該井油管失效原因主要為縱向 應(yīng)力腐蝕裂紋,這說明油管在使用過程中承受的交變 內(nèi)壓載荷是應(yīng)力腐蝕開裂的主要應(yīng)力來源.

對該 井 封 隔 器 以 上 使 用 的 ４ 種 油 管 按 照 ANSI/API TECHNICAL REPORT ５C３－２００８ (２０１５)進行力學(xué)性能計算,計算結(jié)果如表３所示,可 見 D油管的管體屈服強度、接頭連接強度、抗擠強 度、抗壓強度均最小,其承載能力最低.D油管的縱 向開裂最嚴(yán)重,這進一步說明在交變載荷和腐蝕介 質(zhì)共同作用下,油管應(yīng)力腐蝕裂紋首先在管柱薄弱 環(huán)節(jié)產(chǎn)生.D 油管管體存在傾斜裂紋,而只有當(dāng)油 管承受扭轉(zhuǎn)載荷時才會產(chǎn)生傾斜裂紋,說明 D 油管 在井下承受了扭轉(zhuǎn)載荷[２０].

２．４ D油管段壓力計算 

２．４．１ 壓力計算條件

(１)A 環(huán)空(油管與套管之間的空間)充滿密度 為１．４０g??cm－３的 OSＧ２００有機鹽. 

(２)油管內(nèi)為密度０．３１g??cm－３的天然氣. 

(３)D油管所處井深為６１７０．９０~６４４１．２０m. 

２．４．２ 壓力計算 

(１)A 環(huán)空充滿１．４０g??cm－３有機鹽,D 油管段 管外液 柱 壓 力 為 (６１７０．９０~６４４１．２０)×１．４０× ０．００９８＝８４．７~８８．４MPa. 

(２)油管內(nèi)為密度０．３１g??cm－３的天然氣,D 油 管段 管 內(nèi) 氣 柱 壓 力 為 (６１７０．９０~６４４１．２０)× ０．３１×０．００９８＝１８．７~１９．６MPa. 

(３)井口油壓與 A 環(huán)空壓力相同時,D 油管段 上端壓差＝管外液柱壓力－管內(nèi)氣柱壓力＝８４．７－ １８．７＝６６．０MPa,A 環(huán)空壓力大于油管壓力;D 油管段下端 壓 差 ＝ 管 外 液 柱 壓 力 － 管 內(nèi) 氣 柱 壓 力 ＝ ８８．４－１９．６＝６８．８MPa,A 環(huán)空壓力大于油管壓力. 

(４)井口油壓與 A 環(huán)空壓力差大于６６．０ MPa 時,D油管段上端位置 A 環(huán)空壓力小于油壓;井口 油壓與 A 環(huán)空壓力差大于６８．８ MPa時,D 油管段 下端位置 A 環(huán)空壓力小于油壓. 

(５)井口油壓與 A 環(huán)空壓力差小于６６．０ MPa 時,D油管段上端位置 A 環(huán)空壓力大于油壓;井口 油壓與 A 環(huán)空壓力差小于６８．８ MPa時,D 油管段 下端位置 A 環(huán)空壓力大于油壓. 

計算結(jié)果表明,在油管快速泄漏之前,存在油管 內(nèi)壓高于外壓的情況,雖然內(nèi)外壓差沒有超過油管 抗壓強度(９６．３ MPa),油 管 不 會 發(fā) 生 內(nèi) 壓 過 載 失 效,但是在腐蝕環(huán)境和交變載荷條件下,油管具備產(chǎn) 生應(yīng)力腐蝕縱向裂紋的條件. 

２．５ 溫度對油管應(yīng)力腐蝕裂紋的影響 

產(chǎn) 生 裂 紋 的 C,D 油 管 處 在 １ ６２５．４７~ ６４４１．２０m井段,該井段溫度為３３~１５４ ℃.油管 產(chǎn)生了應(yīng)力腐蝕開裂,這說明 S１３Cr１１０鋼在３３~ １５４ ℃溫 度 范 圍 內(nèi) 對 應(yīng) 力 腐 蝕 敏 感.其 中,處 于 ６１７０．９０~６４４１．２０m 井段的 D 油管裂紋最多,該 井段溫度為１４７~１５４ ℃,說明隨著溫度升高,油管 的應(yīng)力腐蝕裂紋增多.

２．６ 完井管柱設(shè)計 

由于完井管柱自重的原因,越靠近井口位置油 管所受拉力越大.為滿足抗拉安全系數(shù),油管設(shè)計 時越靠近井口所選油管截面積越大.結(jié)合表 ２ 可 知,該井位于１０．６８~１０２７．９５ m 井段的 A 油管和 位于１０２７．９５~１６２５．４７m 井段的B油管均未產(chǎn)生 裂紋,位于１６２５．４７~６１７０．９０m 井段的 C 油管產(chǎn) 生了裂紋,位于６１７０．９０~６４４１．２０m 井段的 D 油 管裂紋最多,這說明目前油管設(shè)計不符合油管的實 際應(yīng)用情況,應(yīng)當(dāng)從預(yù)防失效的角度對油管設(shè)計進 行進一步研究. 

３ 結(jié)論及建議 

(１)位 于 １６２５．４７~６１７０．９ m 井 段 規(guī) 格 為 ?１１４．３０mm×８．５６mm的 油 管 和 位 于 ６１７０．９０~ ６４４１．２０m井段規(guī)格為?８８．９０mm×６．４５mm 的油管 產(chǎn)生應(yīng)力腐蝕開裂,后者應(yīng)力腐蝕開裂更嚴(yán)重.產(chǎn)生 開裂和發(fā)生泄漏的位置處于油管力學(xué)性能薄弱管段. 

(２)油管具備產(chǎn)生應(yīng)力腐蝕裂紋的條件,油管 裂紋屬于應(yīng)力腐蝕裂紋,裂紋產(chǎn)生的原因與 A 環(huán)空腐蝕環(huán)境、油管材料特性及油管受力條件有關(guān).導(dǎo) 致油管縱向裂紋的載荷主要是交變的內(nèi)外壓差載 荷,導(dǎo)致油管橫向裂紋的載荷主要是熱脹冷縮交變 載荷引起的交變彎曲載荷. 

(３)油管接頭密封性能不滿足該井工況條件,建 議采用與S１３Cr１１０鋼制油管相匹配的環(huán)空保護液.

參考文獻: 

[１] 楊向同,呂拴錄,付安慶,等．某天然氣井改良型１３Cr 特殊螺紋接頭油管腐蝕原因分析[J]．石油礦場機械, ２０１６,４５(１０):７８Ｇ８１． 

[２] 楊向同,呂拴錄,宋文文,等．某井超級１３Cr油管接箍 開裂原因分析[J]．石油管材與儀器,２０１６(１):４０Ｇ４５． 

[３] 呂拴錄,駱發(fā)前,陳飛,等．牙哈７XＧ１井套管壓力升高 原因分析[J]．鉆采工藝,２００８,３１(１):１２９Ｇ１３２． 

[４] 張福祥,呂拴錄,王振彪,等．某高壓氣井套壓升高及 特殊螺紋接頭不銹鋼油管腐蝕原因分析[J]．中國特 種設(shè)備安全,２０１０,２６(５):６５Ｇ６８． 

[５] 呂拴錄,王震,康延軍,等．某氣井完井管柱泄漏原因 分析[J]．油氣井測試,２０１０,１９(４):５８Ｇ６０． 

[６] 呂拴錄,滕學(xué)清,楊成新,等．(玉１６Ｇ１７井)某井套管柱 泄漏原因 分 析 [J]．理 化 檢 驗 (物 理 分 冊),２０１３,４９ (５):３３４Ｇ３３８． 

[７] 周杰,呂拴錄,歷建愛,等．某井 A 環(huán)空壓力下降原因 分析[J]．理化檢驗(物理分冊),２０１４,５０(７):５３２Ｇ５３４． 

[８] 呂拴錄,李元斌,王振彪,等．高壓氣井不銹鋼油管特 殊螺紋接頭工廠端泄漏和腐蝕原因分析[J]．理化檢 驗(物理分冊),２０１４,５０(９):６９９Ｇ７０２． 

[９] 楊向同,呂拴錄,謝俊峰,等．某高壓氣井特殊螺紋接 頭油 管 泄 漏 原 因 分 析 [J]．理 化 檢 驗 (物 理 分 冊), ２０１８,５４(７):５１９Ｇ５２２． 

[１０] 呂拴錄,趙國仙,王新虎,等．特殊螺紋接頭油管腐蝕 原因分析[J]．腐蝕與防護,２００５,２６(４):１７９Ｇ１８１． 

[１１] 呂拴錄,駱發(fā)前,相建民,等．API油管腐蝕失效原因 分析[J]．腐蝕科學(xué)與防護技術(shù),２００８,２０(５):３８８Ｇ３９０． 

[１２] 呂拴錄,相建民,常澤亮,等．牙哈３０１井油管腐蝕原 因分析[J]．腐蝕與防護,２００８,２９(１１):７０６Ｇ７０９． 

[１３] LV S L,XIANG J M,CHANG Z L．Analysisof premiumconnectiondownholetubingcorrosion[J]． MaterialsPerformance,２００８,４７(５):６６Ｇ６９． 

[１４] YUANPB,GUOS W,LVSL．Failureanalysisof highＧalloy oil welltubing coupling[J]．Materials Performance,２０１０,４９(８):６８Ｇ７１． 

[１５] 張福祥,呂拴錄,王振彪,等．某高壓氣井套壓升高及 特殊螺紋接頭不銹鋼油管腐蝕原因分析[J]．中國特 種設(shè)備安全,２０１０,２６(５):６５Ｇ６８．

[１６] 呂拴錄,李元斌,王振彪,等．某高壓氣井１３Cr油管柱 泄漏和腐蝕原因分析[J]．腐蝕與防護,２０１０,３１(１１): ９０２Ｇ９０４． 

[１７] LVSL,TENG X Q,KANG YJ,etal．Analysison causesofawellcasingcouplingcrack[J]．Materials Performance,２０１２,５１(４):５８Ｇ６２． 

[１８] 謝俊峰,宋文文,常澤亮,等．某天然氣井１３Cr油管腐 蝕原因分析[J]．腐蝕與防護,２０１４,３５(７):７５４Ｇ７５７． 

[１９] 呂拴錄,宋文文,楊向同,等．某井 S１３Cr特殊螺紋接 頭油管柱腐蝕原因[J]．腐蝕與防護,２０１５,３６(１):７６Ｇ ８０． 

[２０] 呂拴錄,楊向同,馮春,等．跨隔完井管柱封隔器中心 管斷裂原因分析[J]．石油礦場機械,２０１４,４３(４):５２Ｇ ５７．

<文章來源>材料與測試網(wǎng) > 期刊論文 > 理化檢驗－物理分冊 > 55卷 > 11期 (pp:786-790)>