宝钢抗挤毁套管产品的技术特征

D0L:10.13374.issn1001-053x.2012.s1.002 第34卷增刊1 北京科技大学学报 Vol.34 Suppl.1 2012年6月 Journal of University of Science and Technology Beijing Jun.2012 宝钢抗挤毁套管产品的技术特征 田青超 宝钢研究院钢管技术中心，上海201900 ☒通信作者，E-mail:tctian@163.com 摘要基于套管挤毁的传统理论，从合金设计、织构设计、强韧化机制和管柱设计等方面介绍了宝钢超高抗挤、抗挤抗硫和 抗挤耐热等抗挤系列套管的技术特点.以晶粒细化、析出相强化和织构优化等角度研究了套管的抗挤毁机制，提出了抗挤抗 硫套管在硫化氢腐蚀介质中的三个阶段的腐蚀行为以及抗挤耐热套管的抗挤强度的预测模型。 关键词油井套管：材料强度；韧性：织构；硫化氢：应力腐蚀开裂 分类号TE931·.2 Technical characteristics of Baosteel anti-collapse casing series products TIAN Qing-chao Pipe Technical Center,Baosteel Research Institute,Shanghai,201900,China Corresponding author,E-mail:tetian@163.com ABSTRACT Based on the traditional collapse mechanism,technical characteristics of Baosteel anti-collapse casing series were intro- duced,highlighting on alloying design,texture distribution,high strength-toughness mechanisms and casing string design.The collapse resistance mechanisms were researched from the points of grain refining,precipitation strengthening,and texture optimizing.Three- stage corrosion behavior of the casing series in H,S saturated aqueous brine solutions was proposed.A prediction model of collapse strength was finally constructed for the casing series. KEY WORDS oil well casing:strength of materials:toughness;textures;hydrogen sulfide;stress corrosion cracking 为了满足开采过程中存在的岩盐层等高地层压 素，从材料学和结构力学的角度全方位延缓压溃失 力、硫化氢应力腐蚀以及高温井况的油气井等问题， 稳过程的发生，从而有效地提高套管的抗挤强度 高抗挤系列套管的研究与开发已有近百年的历史. 目前己经创造性地开发出具有自主知识产权的超高 人们已从力学角度，系统研究了套管压溃失效机理、 抗挤系列BG(80-160)TT、抗挤抗疏系列BG(80- 影响因素、标准规范和高抗挤套管的生产制度 110)TS、抗挤耐热系列BG(80-125)TH和超高抗挤 等-习.目前，人们普遍认为，套管的抗挤毁性能主 HFW焊管系列BG(80-125)ETT等多钢级，4-1/2" 要取决于材质的屈服强度、残余应力、套管径厚比值 至10-3/8"等全API标准规格的高抗挤毁系列套管 和尺寸精度（套管不圆度、壁厚偏差）等结构力学方 产品新品种，并已在塔里木、中原、四川和辽河等油 面的因素.这些都是前人积累的宝贵财富，也是目 田推广使用，其中超高抗挤系列、抗挤抗硫系列套管 前国内外大多数钢管厂家生产高抗挤毁系列套管的 均己获得上海市高新成果认定.本文主要介绍了宝 主要理论依据和基本准则. 钢生产的无缝抗挤毁钢管产品的技术特征以及设计 为了满足油田对套管抗挤毁性能日益增长的需 理念 求，宝钢从上世纪90年代就开始研究抗挤毁套管. 1合金设计技术 宝钢抗挤系列套管从合金成分设计出发，综合控制 材料的化学成分与微观组织、回火温度与残余应力 合金化技术是宝钢抗挤毁系列套管设计和生产 以及钢管的壁厚均匀性与外径不圆度等各方面因 的基柱.以抗挤抗硫套管为例，一般认为，钢管的抗 收稿日期：2011-06-27

第 34 卷 增刊 1 2012 年 6 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 34 Suppl． 1 Jun． 2012 宝钢抗挤毁套管产品的技术特征 田青超 宝钢研究院钢管技术中心，上海 201900 通信作者，E-mail: tctian@ 163． com 摘 要 基于套管挤毁的传统理论，从合金设计、织构设计、强韧化机制和管柱设计等方面介绍了宝钢超高抗挤、抗挤抗硫和 抗挤耐热等抗挤系列套管的技术特点． 以晶粒细化、析出相强化和织构优化等角度研究了套管的抗挤毁机制，提出了抗挤抗 硫套管在硫化氢腐蚀介质中的三个阶段的腐蚀行为以及抗挤耐热套管的抗挤强度的预测模型． 关键词 油井套管; 材料强度; 韧性; 织构; 硫化氢; 应力腐蚀开裂 分类号 TE931 + . 2 Technical characteristics of Baosteel anti-collapse casing series products TIAN Qing-chao Pipe Technical Center，Baosteel Research Institute，Shanghai，201900，China Corresponding author，E-mail: tctian@ 163． com ABSTRACT Based on the traditional collapse mechanism，technical characteristics of Baosteel anti-collapse casing series were intro￾duced，highlighting on alloying design，texture distribution，high strength-toughness mechanisms and casing string design． The collapse resistance mechanisms were researched from the points of grain refining，precipitation strengthening，and texture optimizing． Three￾stage corrosion behavior of the casing series in H2 S saturated aqueous brine solutions was proposed． A prediction model of collapse strength was finally constructed for the casing series． KEY WORDS oil well casing; strength of materials; toughness; textures; hydrogen sulfide; stress corrosion cracking 收稿日期: 2011--06--27 为了满足开采过程中存在的岩盐层等高地层压 力、硫化氢应力腐蚀以及高温井况的油气井等问题， 高抗挤系列套管的研究与开发已有近百年的历史． 人们已从力学角度，系统研究了套管压溃失效机理、 影响 因 素、标准规范和高抗挤套管的生产制度 等［1--2］． 目前，人们普遍认为，套管的抗挤毁性能主 要取决于材质的屈服强度、残余应力、套管径厚比值 和尺寸精度( 套管不圆度、壁厚偏差) 等结构力学方 面的因素． 这些都是前人积累的宝贵财富，也是目 前国内外大多数钢管厂家生产高抗挤毁系列套管的 主要理论依据和基本准则． 为了满足油田对套管抗挤毁性能日益增长的需 求，宝钢从上世纪 90 年代就开始研究抗挤毁套管． 宝钢抗挤系列套管从合金成分设计出发，综合控制 材料的化学成分与微观组织、回火温度与残余应力 以及钢管的壁厚均匀性与外径不圆度等各方面因 素，从材料学和结构力学的角度全方位延缓压溃失 稳过程的发生，从而有效地提高套管的抗挤强度． 目前已经创造性地开发出具有自主知识产权的超高 抗挤系列 BG( 80--160) TT、抗挤抗硫系列 BG( 80-- 110) TS、抗挤耐热系列 BG( 80--125) TH 和超高抗挤 HFW 焊管系列 BG( 80--125) ETT 等多钢级，4--1 /2″ 至 10--3 /8″等全 API 标准规格的高抗挤毁系列套管 产品新品种，并已在塔里木、中原、四川和辽河等油 田推广使用，其中超高抗挤系列、抗挤抗硫系列套管 均已获得上海市高新成果认定． 本文主要介绍了宝 钢生产的无缝抗挤毁钢管产品的技术特征以及设计 理念． 1 合金设计技术 合金化技术是宝钢抗挤毁系列套管设计和生产 的基柱． 以抗挤抗硫套管为例，一般认为，钢管的抗 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2012.s1.002

增刊1 田青超：宝钢抗挤毁套管产品的技术特征 73· 挤强度和抗腐蚀性能是矛盾的.因为提高屈服强度 HS Fes 是提高钢管抗挤强度常采用的措施之一，然而高强 度对应着高的硫化氢应力腐蚀敏感性.宝钢开发的 Mo,C○ 抗挤抗硫套管秉承兼顾抗挤、保证抗硫的设计原则， H,S 开子年时并阶段Ⅱ 采用合金化技术、高抗挤技术、夹杂物处理技术和热 steel/ 处理工艺技术等来综合控制套管的抗挤抗硫性能， HS 阶段Ⅲ 这里主要介绍合金的设计技术. 低合金钢的硫化氢腐蚀受阳极溶解回以及钢 铁表面腐蚀产物两大因素控制.据报道，碳钢在含 C山S 代表H, 硫化氢的盐溶液中的腐蚀分为两个阶段：腐蚀产物 空气 气泡冒出、 Na,MoO H原子 和铁基体之间的电子转移过程以及电子在铁的腐蚀 r,0 产物膜内转移的过程，并且失效行为与化学成 /钢 分、微观组织、位错密度和氢陷阱等因素是密切相关 的.通常具有回火马氏体组织的CMo钢具有很好 图1抗挤抗硫套管用钢在硫化氢饱和NACE溶液中溶解机制的 的抗硫化氢应力腐蚀开裂性能，因此可以通过对钢 示意图 Fig.I Schematic of the solution mechanism of high collapse sour 的成分进行优化设计进而在钢管表面形成良好的腐 resistance casing steel in a H,S-saturated NACE solution 蚀膜以提高抗硫性能 在钢中适当添加Cr、Mo、Nh、V、Ti、Cu、Ni和B 等元素，通过这些元素在腐蚀动力学过程中对钢表 2套管抗挤毁的织构设计 面腐蚀离子的靶向作用，改变抗挤抗硫套管用钢在 实际上，钢管在外压作用下的挤毁过程是一个 硫化氢介质中的电化学行为.研究表明，抗挤抗硫 塑性变形的过程，尺寸因素和残余应力以及加载模 套管在硫化氢腐蚀介质中的电化学过程具有三阶段 式等结构力学因素也自然影响这一过程.对于钢管 的腐蚀特征6)，分别为阶段I的非晶态FS形成 生产而言，轧管生产是最关键的环节之一.在轧制 阶段、阶段Ⅱ的动态腐蚀阶段以及阶段Ⅲ的稳定腐 过程，人们往往联想到织构.织构是多晶体各晶粒 蚀阶段，如图1所示.抗挤抗硫套管硫化氢腐蚀过 的某一特定晶面或某一特定方向沿同一取向排列， 程伴随的主要化学反应如下： 它会导致材料力学性能的各向异性.人们对于热轧 Fe+H,S→FeS+2H, 钢板织构的认识已经比较清楚.根据终轧温度的不 2H→H2, 同，热轧钢板最终形成的织构具有不同的特征圆 Mo,C+4H,S2MoS,+CH +2H,, 研究表明回，热轧织构从最理想到最不理想的排列 Cr2 C+23H,S-23CrS +6CH +11H2. 顺序为(111)010]、(111)112]、(554)[225]、 阶段I生成的FS可能黏附在钢铁表面，也可 (332)113]、(223)010]、(112)110]、(113) 能溶解于溶液中，而氢原子可形成气泡也可向基体 010]、(001)110]和(110)001].显然，从延缓 渗透；当钢基体表面在阶段Ⅱ生成腐蚀膜时，它将阻 压溃失稳的角度考虑，可以通过轧制过程以获得理 碍硫化氢从溶液和腐蚀膜的界面向腐蚀膜和铁基体 想的热轧织构组成 的界面扩散传递，同时阻碍了氢从腐蚀膜和铁基体 选择斜轧工艺生产的宝钢抗挤系列套管中织构 的界面向溶液和腐蚀膜的界面扩散传递，从而最终 的主要组分为(111)012]、(111)10]的(111)织 从动态的腐蚀阶段达到平衡（阶段Ⅲ）.由于开发的 构0-，如图2所示.为了获得这种织构组成，抗 抗挤抗硫套管在存在硫化氢腐蚀的介质中使用，所 挤套管的合金成分设计是十分重要的.通过添加适 形成的MoS,和CS存在于腐蚀膜的内层，而钼酸盐 当的合金元素，阻止了轧制过程中奥氏体晶粒长大， 存在于腐蚀膜的外层.这种多层的腐蚀膜结构可以 在细化奥氏体晶粒的同时改变了再结晶与相变织构 有效地阻碍溶质的扩散传递过程，因此腐蚀产物所 的类型与强弱.在斜轧工艺下，管坯在轧辊和顶头 引起的电化学行为的变化以及在此过程中形成的碳 的相互作用下做螺旋运动，受到交变的切应力和横 化物、氧化物以及盐类有效地提高了抗挤抗硫套管 向拉应力，这些作用力使套管晶粒产生偏转和滑移， 的抗硫性能. 从而产生了典型的(111)面织构.研究表明回，后

增刊 1 田青超: 宝钢抗挤毁套管产品的技术特征 挤强度和抗腐蚀性能是矛盾的． 因为提高屈服强度 是提高钢管抗挤强度常采用的措施之一，然而高强 度对应着高的硫化氢应力腐蚀敏感性． 宝钢开发的 抗挤抗硫套管秉承兼顾抗挤、保证抗硫的设计原则， 采用合金化技术、高抗挤技术、夹杂物处理技术和热 处理工艺技术等来综合控制套管的抗挤抗硫性能， 这里主要介绍合金的设计技术． 低合金钢的硫化氢腐蚀受阳极溶解［3］以及钢 铁表面腐蚀产物两大因素控制． 据报道，碳钢在含 硫化氢的盐溶液中的腐蚀分为两个阶段: 腐蚀产物 和铁基体之间的电子转移过程以及电子在铁的腐蚀 产物膜内转移的过程［4--5］，并且失效行为与化学成 分、微观组织、位错密度和氢陷阱等因素是密切相关 的． 通常具有回火马氏体组织的 CrMo 钢具有很好 的抗硫化氢应力腐蚀开裂性能，因此可以通过对钢 的成分进行优化设计进而在钢管表面形成良好的腐 蚀膜以提高抗硫性能． 在钢中适当添加 Cr、Mo、Nb、V、Ti、Cu、Ni 和 B 等元素，通过这些元素在腐蚀动力学过程中对钢表 面腐蚀离子的靶向作用，改变抗挤抗硫套管用钢在 硫化氢介质中的电化学行为． 研究表明，抗挤抗硫 套管在硫化氢腐蚀介质中的电化学过程具有三阶段 的腐蚀特征［6--7］，分别为阶段Ⅰ的非晶态 FeS 形成 阶段、阶段Ⅱ的动态腐蚀阶段以及阶段Ⅲ的稳定腐 蚀阶段，如图 1 所示． 抗挤抗硫套管硫化氢腐蚀过 程伴随的主要化学反应如下: Fe + H2 S→FeS + 2H， 2H→ H2， Mo2C + 4H2 S→2MoS2 + CH4 + 2H2， Cr23C6 + 23H2 S→23CrS + 6CH4 + 11H2 ． 阶段Ⅰ生成的 FeS 可能黏附在钢铁表面，也可 能溶解于溶液中，而氢原子可形成气泡也可向基体 渗透; 当钢基体表面在阶段Ⅱ生成腐蚀膜时，它将阻 碍硫化氢从溶液和腐蚀膜的界面向腐蚀膜和铁基体 的界面扩散传递，同时阻碍了氢从腐蚀膜和铁基体 的界面向溶液和腐蚀膜的界面扩散传递，从而最终 从动态的腐蚀阶段达到平衡( 阶段Ⅲ) ． 由于开发的 抗挤抗硫套管在存在硫化氢腐蚀的介质中使用，所 形成的 MoS2和 CrS 存在于腐蚀膜的内层，而钼酸盐 存在于腐蚀膜的外层． 这种多层的腐蚀膜结构可以 有效地阻碍溶质的扩散传递过程，因此腐蚀产物所 引起的电化学行为的变化以及在此过程中形成的碳 化物、氧化物以及盐类有效地提高了抗挤抗硫套管 的抗硫性能． 图 1 抗挤抗硫套管用钢在硫化氢饱和 NACE 溶液中溶解机制的 示意图 Fig． 1 Schematic of the solution mechanism of high collapse ＆ sour resistance casing steel in a H2 S-saturated NACE solution 2 套管抗挤毁的织构设计 实际上，钢管在外压作用下的挤毁过程是一个 塑性变形的过程，尺寸因素和残余应力以及加载模 式等结构力学因素也自然影响这一过程． 对于钢管 生产而言，轧管生产是最关键的环节之一． 在轧制 过程，人们往往联想到织构． 织构是多晶体各晶粒 的某一特定晶面或某一特定方向沿同一取向排列， 它会导致材料力学性能的各向异性． 人们对于热轧 钢板织构的认识已经比较清楚． 根据终轧温度的不 同，热轧钢板最终形成的织构具有不同的特征［8］． 研究表明［9］，热轧织构从最理想到最不理想的排列 顺序为( 111) ［110］、( 111) ［112］、( 554) ［225］、 ( 332) ［113］、( 223) ［110］、( 112) ［110］、( 113 ) ［110］、( 001) ［110］和( 110) ［001］． 显然，从延缓 压溃失稳的角度考虑，可以通过轧制过程以获得理 想的热轧织构组成． 选择斜轧工艺生产的宝钢抗挤系列套管中织构 的主要组分为( 111) ［112］、( 111) ［110］的( 111) 织 构［10 － 11］，如图 2 所示． 为了获得这种织构组成，抗 挤套管的合金成分设计是十分重要的． 通过添加适 当的合金元素，阻止了轧制过程中奥氏体晶粒长大， 在细化奥氏体晶粒的同时改变了再结晶与相变织构 的类型与强弱． 在斜轧工艺下，管坯在轧辊和顶头 的相互作用下做螺旋运动，受到交变的切应力和横 向拉应力，这些作用力使套管晶粒产生偏转和滑移， 从而产生了典型的( 111) 面织构． 研究表明［12］，后 ·73·

·74· 北京科技大学学报 第34卷 续的热处理工序不能改变热轧管中存在的织构的性 1210MPa的同时，横向冲击韧性高达120J 质，热轧产生的(111)织构成功的遗传到成品套管 中去 90 90 60 60 0 30 30 -20 25 -30 20u 35 90 60 90 图3热处理后奥氏体品粒度 Fig.3 Austenite grain size after heat treatment 图2宝钢超高抗挤套管的织构 Fig.2 Texture components of Baosteel super-high collapse casings 通过合金设计、轧制控制以及热处理技术，使 对于低合金钢而言，在晶粒的所有取向中， 得BG160TT套管中析出大量的纳米颗粒.图4给 (111)织构取向的晶粒原子排列最为紧密，因此也 出了该产品中析出相形貌的明场照片.这些纳米 级的析出相具有不同的大小和形貌特征.基本可 具有最稳定的屈服强度和杨氏弹性模量.这种 (111)织构沿着径向是难于变形的，抵抗外压的能 以分为三种类型0：大颗粒，直径小于200nm;中 力最强.可以说沿套管的切向方向形成了由均一的 等大小颗粒，直径在50~100nm之间；细小的颗 (111)织构构成的骨架结构，这种结构能够有效地 粒，直径在30nm以下.大颗粒和中等颗粒分别为 提高套管的抗挤性能. (Cr,Fe)3C。和Mo2C,主要沿原马氏体板条界面 断续分布；细小的颗粒则为(V,Nb,T)(C,N), 3强韧化技术 为NaCl型的面心立方结构.另外，还发现了沿着 当钢管的几何尺寸一定时，提高强度和韧性可 基体110]a一Fe的方向析出针状VC.这些纳米 以有效提高压溃强度.但是，对于超过140kpsi钢级 颗粒不仅可以有效地提高材料的强韧性，还可以 的材料而言同时获得高强度和高韧性是非常困难 通过钉扎位错的运动，阻碍滑移系的开动，从而延 的.因此，在BG(140-160)TT高强度抗挤套管的开 缓压溃失稳的过程的发生. 发过程中，采用宝钢自主知识产权的纯净钢技术，通 过精炼过程中加入特殊脱氧剂以及特殊配方的合成 渣对夹杂物进行变性处理等，使钢水纯净化从而最 大程度地发挥材料的潜能，有效地提高材料的强 韧性. 另一方面，细小的奥氏体晶粒能够提供更多 的形核位置，有利于在高温回火过程中析出精细 的铁素体和碳化物.为了提高强韧性，获得超细晶 粒是高强度抗挤套管产品材料设计的首选目标. 300nm 因此，在该类产品的生产过程中，第一步通过合金 设计和轧制控制，获得具有细小晶粒的热轧管，第 图4析出相的透射电镜的明场像 二步采用响应曲面法(RSM)的Box-Behnken设计 Fig.4 TEM bright field image of precipitate phases 优化奥氏体化参数来获得细晶圆.例如供中原油 田b127mm×9.19mmBG160TT套管的生产实践 4 管柱设计技术 表明，在宝钢制管后，采用优化的热处理参数， BG160TT抗挤套管获得的奥氏体晶粒度可达到 除了API标准系列之外，针对油田的需求研发 5.0μm,如图3所示.这样，通过合金化以及合 出非API标准规格的超高抗挤套管.如针对中原油 适的热处理工艺，使得材料的屈服强度均值达到 田的要求，合作开发出BG150TT中141.3mm×

北 京 科 技 大 学 学 报 第 34 卷 续的热处理工序不能改变热轧管中存在的织构的性 质，热轧产生的( 111) 织构成功的遗传到成品套管 中去． 图 2 宝钢超高抗挤套管的织构 Fig． 2 Texture components of Baosteel super-high collapse casings 对于低 合 金 钢 而 言，在晶粒的所有取向中， ( 111) 织构取向的晶粒原子排列最为紧密，因此也 具有最稳定的屈服强度和杨氏弹性模量． 这 种 ( 111) 织构沿着径向是难于变形的，抵抗外压的能 力最强． 可以说沿套管的切向方向形成了由均一的 ( 111) 织构构成的骨架结构，这种结构能够有效地 提高套管的抗挤性能． 3 强韧化技术 当钢管的几何尺寸一定时，提高强度和韧性可 以有效提高压溃强度． 但是，对于超过 140 kpsi 钢级 的材料而言同时获得高强度和高韧性是非常困难 的． 因此，在 BG( 140--160) TT 高强度抗挤套管的开 发过程中，采用宝钢自主知识产权的纯净钢技术，通 过精炼过程中加入特殊脱氧剂以及特殊配方的合成 渣对夹杂物进行变性处理等，使钢水纯净化从而最 大程度地发挥材料的潜能，有效地提高材料的强 韧性． 另一方面，细小的奥氏体晶粒能够提供更多 的形核位置，有利于在高温回火过程中析出精细 的铁素体和碳化物． 为了提高强韧性，获得超细晶 粒是高强度抗挤套管产品材料设计的首选目标． 因此，在该类产品的生产过程中，第一步通过合金 设计和轧制控制，获得具有细小晶粒的热轧管，第 二步采用响应曲面法( RSM) 的 Box--Behnken 设计 优化奥氏体化参数来获得细晶［13］． 例如供中原油 田127 mm × 9. 19 mm BG160TT 套管的生产实践 表明，在 宝 钢 制 管 后，采用优化的热处理参数， BG160TT 抗挤套管获得的奥氏体晶粒度可达到 5. 0 μm［14］，如图 3 所示． 这样，通过合金化以及合 适的热处理工艺，使得材料的屈服强度均值达到 1 210 MPa的同时，横向冲击韧性高达 120 J． 图 3 热处理后奥氏体晶粒度 Fig． 3 Austenite grain size after heat treatment 通过合金设计、轧制控制以及热处理技术，使 得 BG160TT 套管中析出大量的纳米颗粒． 图 4 给 出了该产品中析出相形貌的明场照片． 这些纳米 级的析出相具有不同的大小和形貌特征． 基本可 以分为三种类型［10］: 大颗粒，直径小于 200 nm; 中 等大小颗粒，直径在 50 ～ 100 nm 之间; 细小的颗 粒，直径在30 nm以下． 大颗粒和中等颗粒分别为 ( Cr，Fe) 23C6和 Mo2 C，主要沿原马氏体板条界面 断续分布; 细小的颗粒则为( V，Nb，Ti) ( C，N) ， 为 NaCl 型的面心立方结构． 另外，还发现了沿着 基体［110］α--Fe 的方向析出针状 VC． 这些纳米 颗粒不仅可以有效地提高材料的强韧性，还可以 通过钉扎位错的运动，阻碍滑移系的开动，从而延 缓压溃失稳的过程的发生． 图 4 析出相的透射电镜的明场像 Fig． 4 TEM bright field image of precipitate phases 4 管柱设计技术 除了 API 标准系列之外，针对油田的需求研发 出非 API 标准规格的超高抗挤套管． 如针对中原油 田 的 要 求，合 作 开 发 出 BG150TT 141. 3 mm × ·74·

增刊1 田青超：宝钢抗挤毁套管产品的技术特征 ·75· 11.3mmLC套管. 壁厚不均度等初始几何缺陷的影响.20世纪80年 中原油田位于东濮凹陷地区.该地区地层压力 代玉野(Tamano)综合考虑到钢管产品特性，比如椭 极大，尤其在沙三段压力可达119.76MPa.由于 圆度、壁厚均匀度、残余应力和厚径比，给出了能够 岩盐层的蠕动及井壁的收缩易造成套管径向失效， 良好预测钢管抗压溃性能的修正公式回： 从而对油田带来巨大的损失.因此，沙三段要求所 p.-P,)2 用套管抗挤强度不小于168MPa,对应安全系数不 2 4 +P.P,H' 小于1.4，为此计算压溃强度为176MPa的130kpsi 2E P=1.08 中152.4mm×16.9mm厚壁抗挤套管应运而生a 1-v2m(m-1)2 然而，厚壁套管的使用需要安装套管扶正器，需采用 变扣特殊短节，存在下井困难、固井施工难度大和固 =2.+ 井质量难以保障等缺点. Hh=0.071μ+0.0022e-0.18, 为了降低外径和壁厚，唯一的办法是提高套管用 材料的性能.为了使套管达到168MPa的压溃强度并 u=100D-D D 有足够的富裕量，使用有限元软件对套管的强度、外 径和壁厚进行了计算.结果表明，Φ141.3mm× 6=100'm-L 11.3mm规格150kpsi钢级套管的计算压溃强度可 D 达到184MPa,完全可以替代厚壁管).由于 m= ④141.3mm套管外径较中139.7mm仅增大1.6mm, 式中，P是套管的抗挤强度，E为弹性模量，σ，为 从设计安全方面考虑，所设计的中141.3mm× 屈服强度、σ，为残余应力、D为套管外径、t为套管 11.3mm规格非API标准规格套管仍可使用 壁厚.这个公式准确度很高，预测结果和室温下测 中139.7mm规格接箍，从而使在相同的井眼空间下 定结果相差无几，因此是常温下预测抗挤强度主要 套管外环形空间增大，有利于提高下井作业效率与 模型.据此提出了评估套管在高温下抗挤毁性能的 施工质量. 方法：根据Tamano公式，使用实测的套管在室温 在中原油田己批量应用的Φ141.3mm× 和高温下的屈服强度和弹性模量以及管体的尺寸因 11.3mmBG150TT高钢级超高抗挤套管相对于原先 素等数据，来预测管体的压溃强度值，根据室温下套 使用的130kpsi钢级中152.4mm×16.9mm特厚壁 管的实际压溃值来验证预测结果的正确性.套管产 套管5-，具有如下四个显著特点：一是外径降低 品的抗挤压性能是由压溃试验机测定的，是在室温 （从152.4mm降至141.3mm),接近常规套管（外径 下对套管施以外压（一般是水压）直至钢管压溃失 139.7mm),下套管施工更安全，可与上下 稳.由于目前在高温下国内外的压溃试验机都无法 中139.7mm×10.54mm管串直接连接；二是套管外 对钢管的压溃性能进行测定，如何评价抗挤毁耐高 环形空间增大（从31.7mm升高至37.3mm),相应 温套管在高温使用条件下的抗挤性能尚无明确的方 地加大了水泥环厚度，有利于固井质量的提高：三是 法.屈服强度和弹性模量是反映材料本构关系的关 壁厚减小（从16.9mm降至11.3mm),测井曲线 键因子，直接体现在材料的应力应变曲线上，屈服强 (VDL)更能真实地反映套管外水泥环的封固质量： 度和弹性模量一般是随温度的升高而降低.宝钢抗 四是使用成本显著降低，节约投资，可以在含盐岩 挤套管典型的应力应变曲线如图5所示. 层、泥岩层和盐膏层区块的不同油田广泛的推广 同样根据Tamano公式，输入抗挤耐热套管相 使用. 应的检测数据后，预测室温下中177.8mm×9.19mm 规格BG110TH套管管体压溃强度值为78.4MPa,与 5抗挤强度预测模型 套管实际测得的压溃强度相当.预测不同温度与压 早在20世纪30年代末期，Clinedinst博士从管 溃强度的关系图如图6所示.从图可以看出300℃ 柱力学角度根据不同直径、壁厚比，将套管的挤毁应 以下套管都具有优良的抗挤毁能力，在400℃的抗 力分为屈服挤毁、塑性挤毁、弹塑性挤毁以及弹性挤 挤强度也能满足抗挤强度57MPa的设计要求. 毁等四种类型，给出了抗挤强度的计算公式0，该 6结论 公式于20世纪60年代被API5C3采用.但是， API5C3抗挤强度的计算公式未考虑管体不圆度和 (1)利用宝钢研发优势和不同机组的特点，成

增刊 1 田青超: 宝钢抗挤毁套管产品的技术特征 11. 3 mm LC 套管． 中原油田位于东濮凹陷地区． 该地区地层压力 极大，尤其在沙三段压力可达 119. 76 MPa ［15］． 由于 岩盐层的蠕动及井壁的收缩易造成套管径向失效， 从而对油田带来巨大的损失． 因此，沙三段要求所 用套管抗挤强度不小于 168 MPa，对应安全系数不 小于 1. 4，为此计算压溃强度为 176 MPa 的 130 kpsi 152. 4 mm × 16. 9 mm 厚壁抗挤套管应运而生［16］． 然而，厚壁套管的使用需要安装套管扶正器，需采用 变扣特殊短节，存在下井困难、固井施工难度大和固 井质量难以保障等缺点． 为了降低外径和壁厚，唯一的办法是提高套管用 材料的性能． 为了使套管达到168 MPa 的压溃强度并 有足够的富裕量，使用有限元软件对套管的强度、外 径和壁厚进行了计算． 结 果 表 明，141. 3 mm × 11. 3 mm规格 150 kpsi 钢级套管的计算压溃强度可 达到 184 MPa，完全可以替代厚壁管［17］． 由 于 Φ141. 3 mm 套管外径较 139. 7 mm 仅增大 1. 6 mm， 从设计安全方面考虑，所 设 计 的 141. 3 mm × 11. 3 mm 规 格 非 API 标准规格套管仍可使用 139. 7 mm规格接箍，从而使在相同的井眼空间下 套管外环形空间增大，有利于提高下井作业效率与 施工质量． 在中原油田已批量应用的 141. 3 mm × 11. 3 mm BG150TT 高钢级超高抗挤套管相对于原先 使用的 130 kpsi 钢级 152. 4 mm × 16. 9 mm 特厚壁 套管［15--16］，具有如下四个显著特点: 一是外径降低 ( 从 152. 4 mm 降至 141. 3 mm) ，接近常规套管( 外径 139. 7 mm ) ，下 套 管 施 工 更 安 全，可 与 上 下 139. 7 mm × 10. 54 mm 管串直接连接; 二是套管外 环形空间增大( 从 31. 7 mm 升高至 37. 3 mm) ，相应 地加大了水泥环厚度，有利于固井质量的提高; 三是 壁厚减小( 从 16. 9 mm 降至 11. 3 mm) ，测井曲线 ( VDL) 更能真实地反映套管外水泥环的封固质量; 四是使用成本显著降低，节约投资，可以在含盐岩 层、泥岩层和盐膏层区块的不同油田广泛的推广 使用． 5 抗挤强度预测模型 早在 20 世纪 30 年代末期，Clinedinst 博士从管 柱力学角度根据不同直径、壁厚比，将套管的挤毁应 力分为屈服挤毁、塑性挤毁、弹塑性挤毁以及弹性挤 毁等四种类型，给出了抗挤强度的计算公式［1］，该 公式于 20 世纪 60 年代被 API 5C3 采 用． 但 是， API 5C3抗挤强度的计算公式未考虑管体不圆度和 壁厚不均度等初始几何缺陷的影响． 20 世纪 80 年 代玉野( Tamano) 综合考虑到钢管产品特性，比如椭 圆度、壁厚均匀度、残余应力和厚径比，给出了能够 良好预测钢管抗压溃性能的修正公式［2］: Pcult = pe + py 2 － ( pe － py ) 2 4 槡 + PePyHcult， Pe = 1. 08 2E 1 － v 2 1 m( m － 1) 2， Py = 2σs m － 1 m2 ( 1 + 1. 5 m ) － 1 ， Hcult = 0. 071μ + 0. 002 2ε － 0. 18 σr σs ， μ = 100 Dmax － Dmin Dav ， ε = 100 tmax － tmin tav ， m = D t ． 式中，Pcult是套管的抗挤强度，E 为弹性模量，σs 为 屈服强度、σr 为残余应力、D 为套管外径、t 为套管 壁厚． 这个公式准确度很高，预测结果和室温下测 定结果相差无几，因此是常温下预测抗挤强度主要 模型． 据此提出了评估套管在高温下抗挤毁性能的 方法［18］: 根据 Tamano 公式，使用实测的套管在室温 和高温下的屈服强度和弹性模量以及管体的尺寸因 素等数据，来预测管体的压溃强度值，根据室温下套 管的实际压溃值来验证预测结果的正确性． 套管产 品的抗挤压性能是由压溃试验机测定的，是在室温 下对套管施以外压( 一般是水压) 直至钢管压溃失 稳． 由于目前在高温下国内外的压溃试验机都无法 对钢管的压溃性能进行测定，如何评价抗挤毁耐高 温套管在高温使用条件下的抗挤性能尚无明确的方 法． 屈服强度和弹性模量是反映材料本构关系的关 键因子，直接体现在材料的应力应变曲线上，屈服强 度和弹性模量一般是随温度的升高而降低． 宝钢抗 挤套管典型的应力应变曲线如图 5 所示． 同样根据 Tamano 公式，输入抗挤耐热套管相 应的检测数据后，预测室温下 177. 8 mm × 9. 19 mm 规格 BG110TH 套管管体压溃强度值为 78. 4 MPa，与 套管实际测得的压溃强度相当． 预测不同温度与压 溃强度的关系图如图 6 所示． 从图可以看出 300 ℃ 以下套管都具有优良的抗挤毁能力，在 400 ℃ 的抗 挤强度也能满足抗挤强度 57 MPa 的设计要求． 6 结论 ( 1) 利用宝钢研发优势和不同机组的特点，成 ·75·

·76· 北京科技大学学报 第34卷 参考文献 1000 800 [Clinedinst W 0.A rational expression for the critical collapse 600 pressure of pipe under extemal pressure /Drilling and Production 400 Practice.American Petroleum Institute,1939:383 B]Tamano T,Mimake T,Yanagimoto S.A new empirical formula for 200 collapse resistance of commercial casing.J Energy Resour Technol, 4 8121620 1983,43(5):117 应变/% B3]Tsai S Y,Shih H C.Correlation between acoustic emission signals 图5抗挤系列套管典型的应力应变曲线 and hydrogen permeation in high strength low alloy steel cracking Fig.5 Typical stress-strain curve of high collapse casing series in wet HS.J Electrochem Soc,1998,145(6):1968 [4]Vedage H,Ramanarayanan TA,Mumford J D,et al.Electro- chemical growth of iron sulfide films in H2 S-saturated chloride media.Corrosion,1993,49(2):114 80 [5]Lu W C,Wu J K.The influence of microstructure on hydrogen transport in carbon steels.Corros Sci,1996,38(2):239 [6]Tian QC,Dong X M.Guo J B.Electrochemical behavior of CrMo steel for collapse resistance and sour resistance casing in H2S satu- rated aqueous brine solution.Baosteel Technol,2008,(5):49 50 (田青超，董晓明，郭金宝.抗挤抗硫套管用CMo钢在硫化氢 介质中的电化学行为.宝钢技术，2008，(5)：49) 100 200300400 温度℃ [7]Tian Q C,Dong X M,Zhang Q A.Electrochemical behavior of Cu-bearing CrMo steel in HS saturated aqueous brine solution. 图6预测压溃强度和温度的关系 Key Eng Mater,2008,385-387:121 Fig.6 Relationship between predicted collapse strength and temper- [8]Lii Q G,Chen G N,Zhou JZ,et al.Textures in hot rolled steel ature sheet.Iron Steel Vanadium Titanium,2001,22 (2):1 (吕庆功，陈光南，周家踪等.热轧钢板的织构.钢铁钒钛， 功开发出超高抗挤、抗挤抗硫及抗挤耐热等系列套 2001,22(2):1) 管新品种，并都已在油田下井使用. [9]Chapellier P,Ray R K,Jonas J J.Prediction of transformation textures in steels.Acta Metall Mater,1990,38(8):1475 (2)从材料学角度研究了套管的抗挤毁机制， [10]Tian Q C,Dong X M,Guo J B.R D of extra-high anti-col- 提出通过织构设计和组织控制来生产抗挤毁套管的 lapse oil casing.Steel Pipe,2008,37(6):32 理念，以及通过获得(111)面织构及有效钉扎位错 (田青超，董晓明，郭金宝.超高抗挤套管产品的研发.钢管， 的纳米颗粒来提高套管的抗挤性能的观点 2008,37(6):32) (3)在抗挤抗硫套管的生产实践中，提出通过 [11]Tian Q C,Dong X M.Texture characteristics of CrMo steel pipes 合金化元素对钢表面腐蚀离子的靶向作用，改变抗 under cross-tolling process Materials Science Technology 2008 Conference and Exhibition.Pittsburgh,2008:2010. 挤抗硫套管用钢在硫化氢介质中的电化学行为的设 [12]Tian QX,Dong X M,Hong J.Thermal mechanical behavior and 计理念，以及兼顾抗挤、保证抗硫的设计原则.发现 microstructure characteristic of microalloyed CrMo steel under 抗挤抗硫套管三阶段的腐蚀机制和特征，有效提高 cross-leformation.Mater Sci Eng A,2010,527(18):4702 了抗挤抗硫套管的抗硫性能. [13]Dong X M,Tian Q C.Effect of austenization on grain size of su- (4)采用纯净钢以及细晶技术，通过合金化以 per-high collapse-resistance casing using Box-Behnken design/ Baosteel BAC 2008.Shanghai,2008:94 及合适的热处理工艺，成功生产出屈服强度 [14]Tian QC,Cao Z F,Dong X M,et al.Development and applica- 1210MPa、横向冲击韧性高达120J的中127mm× tion of 160 kpsi high-strength collapse resistance casing /Pro- 9.19mmBG160TT高强韧性抗挤套管，目前中原油 ceedings of the 3rd World Conference on Safety of Oil and Gas In- 田使用效果良好 dustry.Beijing,2010:736 (5)成功开发Φ141.3mm×11.3mm非API标 [15]Song M.Development and application of TP130TT heavy collap- 准规格管柱，该规格BG150TT产品成功替代 sing resistant casing.J Jianghan Pet Inst,2002,24(2):88 (宋明.TP130TT高抗挤套管的研制与应用.江汉石油学院 130kpsi中152.4mm×16.9mm特厚壁套管，增大环 学报，2002,24(2)：88) 空空间和固井质量，显著降低用户使用成本. 16] Yan ZS.Gao D L,Zhang C Y,et al.Research and development (6)提出了高温下套管抗挤强度的预测模型. of new casing with high collapse strength.Iron Steel,2004,39

北 京 科 技 大 学 学 报 第 34 卷 图 5 抗挤系列套管典型的应力应变曲线 Fig． 5 Typical stress-strain curve of high collapse casing series 图 6 预测压溃强度和温度的关系 Fig． 6 Relationship between predicted collapse strength and temper￾ature 功开发出超高抗挤、抗挤抗硫及抗挤耐热等系列套 管新品种，并都已在油田下井使用． ( 2) 从材料学角度研究了套管的抗挤毁机制， 提出通过织构设计和组织控制来生产抗挤毁套管的 理念，以及通过获得( 111) 面织构及有效钉扎位错 的纳米颗粒来提高套管的抗挤性能的观点． ( 3) 在抗挤抗硫套管的生产实践中，提出通过 合金化元素对钢表面腐蚀离子的靶向作用，改变抗 挤抗硫套管用钢在硫化氢介质中的电化学行为的设 计理念，以及兼顾抗挤、保证抗硫的设计原则． 发现 抗挤抗硫套管三阶段的腐蚀机制和特征，有效提高 了抗挤抗硫套管的抗硫性能． ( 4) 采用纯净钢以及细晶技术，通过合金化以 及合适的热处理工艺，成 功 生 产 出 屈 服 强 度 1 210 MPa、横向冲击韧性高达 120 J 的 127 mm × 9. 19 mm BG160TT 高强韧性抗挤套管，目前中原油 田使用效果良好． ( 5) 成功开发 141. 3 mm × 11. 3 mm 非 API 标 准 规 格 管 柱，该 规 格 BG150TT 产 品 成 功 替 代 130 kpsi 152. 4 mm × 16. 9 mm 特厚壁套管，增大环 空空间和固井质量，显著降低用户使用成本． ( 6) 提出了高温下套管抗挤强度的预测模型． 参 考 文 献 ［1］ Clinedinst W O． A rational expression for the critical collapse pressure of pipe under external pressure / / Drilling and Production Practice． American Petroleum Institute，1939: 383 ［2］ Tamano T，Mimake T，Yanagimoto S． A new empirical formula for collapse resistance of commercial casing． J Energy Resour Technol， 1983，43( 5) : 117 ［3］ Tsai S Y，Shih H C． Correlation between acoustic emission signals and hydrogen permeation in high strength low alloy steel cracking in wet H2 S． J Electrochem Soc，1998，145( 6) : 1968 ［4］ Vedage H，Ramanarayanan T A，Mumford J D，et al． Electro￾chemical growth of iron sulfide films in H2 S-saturated chloride media． Corrosion，1993，49( 2) : 114 ［5］ Luu W C，Wu J K． The influence of microstructure on hydrogen transport in carbon steels． Corros Sci，1996，38( 2) : 239 ［6］ Tian Q C，Dong X M，Guo J B． Electrochemical behavior of CrMo steel for collapse resistance and sour resistance casing in H2 S satu￾rated aqueous brine solution． Baosteel Technol，2008，( 5) : 49 ( 田青超，董晓明，郭金宝． 抗挤抗硫套管用 CrMo 钢在硫化氢 介质中的电化学行为． 宝钢技术，2008，( 5) : 49) ［7］ Tian Q C，Dong X M，Zhang Q A． Electrochemical behavior of Cu-bearing CrMo steel in H2 S saturated aqueous brine solution． Key Eng Mater，2008，385 － 387: 121 ［8］ Lü Q G，Chen G N，Zhou J Z，et al． Textures in hot rolled steel sheet． Iron Steel Vanadium Titanium，2001，22( 2) : 1 ( 吕庆功，陈光南，周家琮 等． 热轧钢板的织构． 钢铁钒钛， 2001，22( 2) : 1) ［9］ Chapellier P，Ray R K，Jonas J J． Prediction of transformation textures in steels． Acta Metall Mater，1990，38( 8) : 1475 ［10］ Tian Q C，Dong X M，Guo J B． R ＆ D of extra-high anti-col￾lapse oil casing． Steel Pipe，2008，37( 6) : 32 ( 田青超，董晓明，郭金宝． 超高抗挤套管产品的研发． 钢管， 2008，37( 6) : 32) ［11］ Tian Q C，Dong X M． Texture characteristics of CrMo steel pipes under cross-rolling process / / Materials Science ＆ Technology 2008 Conference and Exhibition． Pittsburgh，2008: 2010． ［12］ Tian Q X，Dong X M，Hong J． Thermal mechanical behavior and microstructure characteristic of microalloyed CrMo steel under cross-deformation． Mater Sci Eng A，2010，527( 18) : 4702 ［13］ Dong X M，Tian Q C． Effect of austenization on grain size of su￾per-high collapse-resistance casing using Box-Behnken design / / Baosteel BAC 2008． Shanghai，2008: 94 ［14］ Tian QC，Cao Z F，Dong X M，et al． Development and applica￾tion of 160 kpsi high-strength collapse resistance casing / / Pro￾ceedings of the 3rd World Conference on Safety of Oil and Gas In￾dustry． Beijing，2010: 736 ［15］ Song M． Development and application of TP130TT heavy collap￾sing resistant casing． J Jianghan Pet Inst，2002，24( 2) : 88 ( 宋明． TP130TT 高抗挤套管的研制与应用． 江汉石油学院 学报，2002，24( 2) : 88) ［16］ Yan Z S，Gao D L，Zhang C Y，et al． Research and development of new casing with high collapse strength． Iron Steel，2004，39 ·76·