李周波， 劉和平， 何 勇， 焦 煒， 高盟召， 陳浩明

（1. 國(guó)家石油天然氣管材工程技術(shù)研究中心， 陜西寶雞 721008;2. 寶雞石油鋼管有限責(zé)任公司， 陜西寶雞 721008；3. 中國(guó)石油大慶煉化公司， 黑龍江大慶 163411)

0 前 言

隨著國(guó)內(nèi)油氣田易開采區(qū)域越來越少， 目前油氣田開采已轉(zhuǎn)向地質(zhì)復(fù)雜、 環(huán)境惡劣、 較難開采領(lǐng)域， 以及頁巖氣、 頁巖油、 稠油等非常規(guī)能源領(lǐng)域， 出現(xiàn)大量的深井、 超深井及超長(zhǎng)水平井。 現(xiàn)有API 系列油井管的性能已無法滿足需求， 高鋼級(jí)、 特殊功能的套管需求量也在不斷加大[1]。 非常規(guī)頁巖氣已成為國(guó)內(nèi)油氣資源重點(diǎn)開發(fā)的主戰(zhàn)場(chǎng)， 其開采過程對(duì)油井管的性能提出了更高的要求。 2020 年我國(guó)頁巖氣產(chǎn)能達(dá)100 億m3，且每年的產(chǎn)量成逐年上升趨勢(shì)。 我國(guó)頁巖氣開采主要采用長(zhǎng)水平井多級(jí)分段射孔壓裂技術(shù)， 頁巖氣井主要為大斜度井、 大位移井及超長(zhǎng)水平井，在鉆、 完井過程中， 多采用多段次射孔、 壓裂進(jìn)行頁巖儲(chǔ)層改造， 單口井壓裂多達(dá)20 段， 每段射孔段較長(zhǎng)（超過50 m）[2]， 該開采工藝對(duì)套管自身的屈服強(qiáng)度、 抗外壓擠毀強(qiáng)度、 抗內(nèi)壓強(qiáng)度及應(yīng)力應(yīng)變交替變化均提出了較高的要求。 頁巖氣開發(fā)中出現(xiàn)套管變形失效， 生產(chǎn)套管管柱損壞問題嚴(yán)重， 導(dǎo)致橋塞等工具無法下入， 丟段率較高， 造成能源的極大浪費(fèi)， 影響了頁巖氣開發(fā)。據(jù)對(duì)某區(qū)塊生產(chǎn)套管的變形情況統(tǒng)計(jì)， 發(fā)現(xiàn)套管變形在著陸點(diǎn)（A 點(diǎn)） 附近的約占60%， 大部分套管變形都發(fā)生在壓裂階段， 且絕大部分套管變形失效都發(fā)生在套管管體上， 主要都分布在斷層、 巖性變化的附近， 以及地質(zhì)應(yīng)力異常變化處[3]。 目前頁巖氣在用的高強(qiáng)度套管， 在射孔作業(yè)過程中， 射孔彈瞬間爆發(fā)的能量將套管管體開孔， 當(dāng)套管韌性低時(shí)， 在射孔處周邊會(huì)出現(xiàn)開裂現(xiàn)象， 射孔套管在復(fù)雜地層交變應(yīng)力長(zhǎng)期服役過程中， 射孔處周圍裂紋容易發(fā)生擴(kuò)展， 進(jìn)而導(dǎo)致套管失效。 另外， 在西南油氣田川渝地區(qū)頁巖氣完井作業(yè)中， 井筒設(shè)計(jì)水平段較長(zhǎng)， 狗腿度較大， 下套管經(jīng)常遇阻， 因此多采用 “上提下放+旋轉(zhuǎn)” 的下入套管方式， 從而導(dǎo)致套管受拉、 壓交替作用， 造成套管管體不同程度的受損， 再經(jīng)過井下地層應(yīng)力變化使套管出現(xiàn)不同程度的損壞， 導(dǎo)致水平段丟段嚴(yán)重， 加大了投資成本并降低了頁巖氣的開采進(jìn)度。 許多學(xué)者[4-8]對(duì)套管變形形式和套管變形機(jī)理進(jìn)行了深入分析， 認(rèn)為套管失效主要以變形失效形式為主， 并從油田現(xiàn)場(chǎng)下套管施工方式和地質(zhì)環(huán)境進(jìn)行了相關(guān)試驗(yàn)研究和討論分析， 認(rèn)為套管的抗外壓擠毀強(qiáng)度不能滿足川渝地區(qū)的頁巖氣井開采使用工況。 為了解決頁巖氣特殊開發(fā)施工工藝出現(xiàn)的套損問題， 從材料的成分設(shè)計(jì)、 高強(qiáng)韌匹配及高抗擠管材性能要求出發(fā)， 在SEW （hot stretch-reducing electric welding） 油套管生產(chǎn)線開展BSG-125TT SEW 高抗擠套管產(chǎn)品試制并對(duì)其性能進(jìn)行了研究， 可為頁巖氣開采和各油氣田開采裝備需求以及選用合理套管提供技術(shù)支撐。

1 卷板設(shè)計(jì)思路

BSG-125TT SEW 高抗擠套管由于不能采用125 ksi 鋼級(jí)的卷板直接焊接而成， 要通過低屈服強(qiáng)度卷板成型、 焊接成焊管坯， 再對(duì)其進(jìn)行熱機(jī)械軋制成所需規(guī)格的SEW 管坯， 再通過熱處理， 使其性能達(dá)到所需的125 ksi 鋼級(jí)力學(xué)性能。 因此， 卷板成分設(shè)計(jì)至關(guān)重要， 卷板的化學(xué)成分直接影響管坯熱處理后的力學(xué)性能， 在卷板成分設(shè)計(jì)上， 既要考慮新工藝下套管的成型焊接問題， 又要考慮淬透性， 確保熱處理后管坯的性能滿足設(shè)計(jì)要求。 碳含量過高會(huì)影響高頻焊接質(zhì)量， 又會(huì)引起淬火裂紋， 因而碳含量設(shè)計(jì)在0.20%～0.26%； Ni、 Cr、 Mo 及B 都是提高淬透性的合金元素， 能顯著提高鋼的強(qiáng)度[9]；Mn 是最廉價(jià)的顯著提高鋼的淬透性元素， 但Mn含量過大會(huì)引起C-Mn 組織偏析， 卷板帶狀組織嚴(yán)重， 影響焊縫質(zhì)量， 并且會(huì)使鋼的過熱敏感性和回火脆性增大， 因而Mn 含量控制在1.3%以內(nèi)； Nb、 V 及Ti 等元素能促進(jìn)晶粒細(xì)化和細(xì)小碳氮化物的形成， 以提高鋼的強(qiáng)度和韌性[10-11]， 因而在原料的成分設(shè)計(jì)上主要是在碳錳鋼的基礎(chǔ)上添加一定量的Cr、 Mo、 Ni、 Nb 和V 合金元素， 并且添加適量的B 元素， 一方面可以提高材料淬透性， 另一方面對(duì)鋼的高溫性能及晶界強(qiáng)化有利。

采用TMCP 軋制工藝控制卷板晶粒度及帶狀組織， 控制晶粒度在10 級(jí)及以上， 帶狀偏析在3.0 級(jí)以下， 嚴(yán)格限制粗、 細(xì)夾雜物。 通過調(diào)質(zhì)熱處理來實(shí)現(xiàn)其較好的強(qiáng)韌性配合， BSG-125TT高抗擠套管用卷板成分設(shè)計(jì)見表1。

表1 BSG-125TT SEW 高抗擠套管用卷板成分設(shè)計(jì)%

2 制造工藝

2.1 焊管管坯試制

將上述成分設(shè)計(jì)的卷板在縱剪機(jī)組上加工成Φ193.7 mm 焊管所需寬度的窄帶鋼， 然后經(jīng)焊管機(jī)組進(jìn)行粗成型、 精成型、 高頻焊接、 內(nèi)外毛刺去除、 焊縫超聲波無損探傷、 管坯定徑及飛鋸切成毛坯管。 具體制管工藝流程如下： 1 805 mm卷板→縱剪成（590±1） mm 帶鋼→帶鋼對(duì)焊→銑邊→成型→高頻焊接→焊縫超聲波檢測(cè)→定徑→切斷成Φ193.7 mm 毛坯管。

2.2 熱機(jī)械軋制

將焊接成的Φ193.7 mm 毛坯管通過8 組中頻感應(yīng)加熱爐， 分三段快速加熱到該試驗(yàn)鋼的奧氏體化溫度以上， 結(jié)合該試驗(yàn)鋼測(cè)定的靜態(tài)CCT 曲線， 奧氏體轉(zhuǎn)變溫度（Ac3） 為860 ℃， 設(shè)定熱機(jī)械軋制入口溫度為Ac3以上100 ℃， 結(jié)合減徑管坯的規(guī)格壁厚， 設(shè)定每組軋輥的軋制速率和相應(yīng)減徑量， 經(jīng)過24 機(jī)架熱張力減徑設(shè)備將其熱軋制到Φ139.7 mm 的管坯， 經(jīng)旋轉(zhuǎn)熱鋸切成相應(yīng)定尺的SEW 管坯。 具體試制工藝流程為： Φ193.7 mm毛坯管→全管體中頻感應(yīng)加熱→熱機(jī)械軋制至Φ139.7 mm→定尺切斷→空冷→SEW 管坯。

2.3 熱處理

熱處理工藝對(duì)SEW 管坯的力學(xué)性能影響至關(guān)重要， 根據(jù)該試驗(yàn)鋼的CCT 曲線， 選擇合理的淬火溫度、 回火溫度及保溫時(shí)間。 若淬火溫度過低，鋼中會(huì)存在未溶解的碳化物， 奧氏體組織轉(zhuǎn)化不充分、 不均勻， 奧氏體中固溶的合金元素和碳含量會(huì)偏低， 淬火后形成的馬氏體的強(qiáng)度會(huì)較低[13]；若淬火溫度過高， 雖然奧氏體化更充分更均勻，但會(huì)導(dǎo)致奧氏體晶粒長(zhǎng)大， 組織粗化， 溫度過高則發(fā)生過燒， 使材料晶界熔化。 韌性對(duì)晶粒大小的敏感性很強(qiáng)， 細(xì)化晶粒可以提高鋼的沖擊韌性。淬火溫度過高， 會(huì)導(dǎo)致晶粒粗大， 進(jìn)而導(dǎo)致調(diào)質(zhì)熱處理后鋼的強(qiáng)度、 韌性均偏低[12]。 根據(jù)低合金鋼奧氏體化溫度的確定原則， 奧氏體化溫度選擇為鋼的Ac3點(diǎn)溫度以上30～50 ℃， 綜合考慮淬火溫度確定為（910±20 ） ℃。 淬火保溫時(shí)間確定原則主要是確保奧氏體化有足夠的時(shí)間， 成分均勻[13-14]。以Φ139.7 mm×12.7 mm 管坯為例， 考慮生產(chǎn)線淬火爐的實(shí)際加熱能力和管子的實(shí)際壁厚， 淬火保溫時(shí)間采用45 min。 回火溫度是影響SEW 管坯性能的主要因素， 隨回火溫度升高， SEW 管坯的屈服強(qiáng)度下降， 韌性有所升高。 考慮125 ksi 鋼級(jí)套管熱處理后矯直機(jī)出口溫度不得低于400 ℃的要求[15]， 通過工藝試驗(yàn)研究， 確定該試驗(yàn)鋼的回火溫度為520 ℃、 550 ℃、 580 ℃和610 ℃， 回火保溫時(shí)間為90 min。 具體熱處理工藝方案如圖1 所示。在確保屈服強(qiáng)度的前提下， 回火保溫時(shí)間盡可能充足， 以保證金相組織徹底轉(zhuǎn)變、 碳化物析出等，使整根套管組織性能均勻化。

圖1 SEW 管坯熱處理工藝曲線

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 相變點(diǎn)測(cè)定

在試驗(yàn)管坯上切取Φ3 mm×10 mm 樣品， 利用德國(guó)林賽斯L78 RITA 熱膨脹儀對(duì)其進(jìn)行靜態(tài)連續(xù)冷卻相變CCT 測(cè)定， 測(cè)定試驗(yàn)鋼的相變點(diǎn)（Ac3和Ac1）， 為熱機(jī)械軋制和調(diào)質(zhì)熱處理選擇合適的溫度提供依據(jù)。 依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)YB/T 5127—1993 《鋼的臨界點(diǎn)測(cè)定方法（膨脹法）》、 YB/T 5128—1993 《鋼的連續(xù)冷卻轉(zhuǎn)變曲線圖的測(cè)定方法（膨脹法）》， 利用膨脹法測(cè)定試制鋼的臨界轉(zhuǎn)變溫度及不同相變溫度。 首先以10 ℃/s 的加溫速度升溫至950 ℃奧氏體化后， 保溫10 min， 然后分別以0.5 ℃/s、1 ℃/s、 3 ℃/s、 5 ℃/s、 10 ℃/s、 20 ℃/s、 30 ℃/s 和50 ℃/s 的冷卻速度將奧氏體化的試樣冷卻至室溫， 得到的靜態(tài)連續(xù)冷卻相變曲線（CCT） 如圖2所示。 圖2 中， P、 F、 B 和M 分別代表珠光體區(qū)、鐵素體區(qū)、 貝氏體區(qū)及馬氏體區(qū)， 從圖2 可以看出， 該試驗(yàn)鋼的Ac3和Ac1點(diǎn)溫度分別為860 ℃和756 ℃； 當(dāng)冷卻速率高于50 ℃/s 時(shí)， 得到室溫組織完全為馬氏體。

圖2 試驗(yàn)鋼靜態(tài)連續(xù)冷卻相變曲線

3.2 力學(xué)性能

試制管坯在不同熱處理工藝下的力學(xué)性能見表2。 當(dāng)淬火溫度為910 ℃時(shí)， 試驗(yàn)鋼的屈服強(qiáng)度隨回火溫度的升高有所下降， 沖擊韌性和伸長(zhǎng)率隨回火溫度升高而有所上升； 當(dāng)回火溫度為520 ℃時(shí)， 該鋼屈服強(qiáng)度接近標(biāo)準(zhǔn)要求范圍上限， 沖擊韌性較低； 當(dāng)回火溫度為610 ℃時(shí)， 屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度在標(biāo)準(zhǔn)要求的下限附近； 在550 ℃、 580 ℃溫度回火后， 試制管坯的屈服強(qiáng)度在標(biāo)準(zhǔn)允許范圍的中值附近， 伸長(zhǎng)率和沖擊功較高。 在該成分設(shè)計(jì)體系下， 經(jīng)過910 ℃淬火+520～610 ℃回火，套管的力學(xué)性能均滿足125 ksi 鋼級(jí)套管力學(xué)性能要求。 在580 ℃回火后， SEW 管坯具有良好的強(qiáng)度和韌性匹配。 從綜合力學(xué)性能看， BSG-125TT SEW 高抗擠套管的最優(yōu)熱處理制度為910 ℃×45 min 淬火+580 ℃×90 min 回火。

表3 為套管硬度檢測(cè)結(jié)果， 由表3 可知， 母材、焊縫及熱影響區(qū)硬度值在32.6HRC～33.6 HRC， 滿足API SPEC 5CT 對(duì)套管允許硬度變化小于3 HRC 的要求。 表2 焊縫及母材的橫向沖擊值檢測(cè)結(jié)果顯示， 該工藝研制的BSG-125TT SEW 高抗擠套管焊縫與母材性能基本一致， 實(shí)現(xiàn)了良好的強(qiáng)韌性匹配。 按照API 標(biāo)準(zhǔn)要求， 對(duì)BSG-125TT SEW 高抗擠套管進(jìn)行壓扁試驗(yàn)， 壓扁至平行板間距0.85D（D 為鋼管直徑）， 焊縫在0° （90°） 位置沒有出現(xiàn)任何開裂現(xiàn)象， 滿足壓扁試驗(yàn)要求， 壓扁試驗(yàn)結(jié)果見表4。

表3 BSG-125TT SEW 高抗擠套管硬度檢測(cè)結(jié)果

表4 910 ℃淬火+520 ℃回火高抗擠套管壓扁試驗(yàn)結(jié)果

3.3 顯微組織

卷板經(jīng)過HFW 焊接后顯微組織如圖3 所示。原始焊縫（焊縫未進(jìn)行退火熱處理） 顯微組織如圖3 （a） 所示， 管坯經(jīng)過熱張力減徑設(shè)備進(jìn)行熱機(jī)械軋制后的焊縫的顯微組織如圖3 （b） 所示，管坯調(diào)質(zhì)熱處理后焊縫的微觀組織如圖3 （c） 所示。 由于HFW 焊接的熱效應(yīng)， 焊接后焊縫中心區(qū)域有明顯的脫碳現(xiàn)象， 焊接過程焊縫區(qū)域快速加熱到1 300 ℃左右， 母材溫度較低， 焊縫組織存在少量馬氏體、 魏氏體等不良組織， 經(jīng)熱機(jī)械軋制后， 焊縫中心區(qū)域與附近熱影響區(qū)、 母材基本一致， 均為鐵素體+珠光體， 經(jīng)過調(diào)質(zhì)熱處理后， 可以發(fā)現(xiàn)焊縫區(qū)域的“白色亮線” 消失， 晶粒重新形核、 再結(jié)晶， 從而使焊縫與母材組織趨于一致， 均為回火索氏體。

圖3 原始、熱機(jī)械軋制及調(diào)質(zhì)處理后焊縫金相組織形貌

通過調(diào)質(zhì)熱處理后焊縫及母材組織如圖4 所示， 其熱處理組織均為典型回火索氏體， 通過SEM 分析， 調(diào)質(zhì)后金相組織中可明顯觀察到原奧氏體晶界， 在晶粒內(nèi)部和晶界彌散分布大量白色細(xì)小碳化物顆粒[16]， 提高了鋼的沖擊斷裂韌性。 從金相組織來看， 焊縫區(qū)域微觀組織晶粒尺寸比母材微觀組織晶粒尺寸較細(xì)， 從微觀組織上實(shí)現(xiàn)焊縫與母材組織趨于一致， 實(shí)現(xiàn)工程無縫化。

圖4 910 ℃淬火+580 ℃回火熱處理后的焊縫、母材的金相和掃描電鏡組織形貌

3.4 抗擠毀性能

對(duì)調(diào)質(zhì)熱處理后的SEW 管坯， 參照API TR 5C3 中屈服強(qiáng)度擠毀壓力公式計(jì)算全尺寸試驗(yàn)的失效載荷壓力[17]， 即

式中： PYp——擠毀壓力， MPa；

fymn——最小屈服強(qiáng)度， MPa；

D——鋼管直徑， mm；

t——鋼管壁厚， mm。

選取910 ℃+580 ℃熱處理工藝的3 根Φ139.7 mm×12.7 mm BSG-125TT SEW 套管， 進(jìn)行實(shí)驗(yàn)室全尺寸實(shí)物抗外壓擠毀性能檢測(cè)， 抗擠毀壓力分別為186.6 MPa、 183.4 MPa 和188.9 MPa。由于采用 “高頻焊接+熱機(jī)械軋制+全管體熱處理” 工藝， 使BSG-125TT SEW 高抗擠套管的幾何尺寸精度較高， 外徑不圓度≤0.5%， 壁厚不均勻度在1.5%， 抗擠毀壓力較API TR 5C3 標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算要求的142.5 MPa 平均值高出30.74%， 較SY/T 07394 《高抗擠套管》 標(biāo)準(zhǔn)對(duì)125TT 鋼級(jí)套管要求的156.7 MPa 平均值高出18.89%， 具有良好的抗外壓擠毀性能， 可以滿足頁巖氣井多段壓裂工況、 巖鹽層、 泥巖層、 高壓注水井、 高地層壓力變化等工況井的需求， 可有效減少因套管外抗擠不足、 韌性低造成的套管失效。

4 結(jié) 論

（1） 通過成分設(shè)計(jì)體系的試驗(yàn)鋼， 在910 ℃淬火+ （520～610） ℃回火熱處理工藝下， 套管的力學(xué)性能滿足BSG-125TT SEW 高抗擠套管性能要求。

（2） 該試驗(yàn)鋼的最優(yōu)熱處理制度是910 ℃淬火+580 ℃回火熱處理工藝， 可實(shí)現(xiàn)套管屈服強(qiáng)度960 MPa， 抗拉強(qiáng)度1 020 MPa， 伸長(zhǎng)率20.5%，母材與焊縫沖擊韌性相當(dāng)， 沖擊值≥105 J， 獲得良好的綜合性能， 實(shí)現(xiàn)了高強(qiáng)高韌的性能匹配。

（3） 研制的Φ139.7 mm×12.7 mm 規(guī)格BSG-125TT SEW 套管抗擠毀壓力高于API TR 5C3 標(biāo)準(zhǔn)要求的30.74 %， 高于SY/T 07394 《高抗擠套管》 標(biāo)準(zhǔn)要求的18.89%， 為下一步SEW 高抗擠套管產(chǎn)品工業(yè)化開發(fā)奠定了基礎(chǔ)。