射孔管柱斷裂失效分析及其控制措施

何新興,陳建波,劉洪濤,馬自強,劉會鋒,林智毅

(1.中國石油塔里木油田分公司,新疆庫爾勒841000;2.中國石油集團測井有限公司西南分公司,重慶400021)

0 引 言

聚能射孔是目前主流的射孔完井方式之一,但由于在有限空間內(nèi)炸藥爆炸產(chǎn)生局部高壓,可能導致射孔管柱從弱點處斷裂。因此,加強射孔槍及射孔管柱中間接頭的斷裂失效分析,對防止類似事故的發(fā)生具有重要的意義。GROVE B等[1]詳細研究了射孔槍在爆炸作用下的損傷機制,并通過實驗、仿真和解析方法研究了不同形狀、不同孔密的射孔槍在爆炸作用下的損傷情況;BAUMANN C等[2]建立了一套射孔動態(tài)負壓及沖擊載荷預測方法;業(yè)內(nèi)也有關(guān)于油管、套管脫扣、擠毀和破裂失效進行分析[3-5]、復合射孔槍接頭脫落數(shù)值分析[6]、RTTS封隔器中心管斷裂分析[7]的相關(guān)報道。這些研究總體上采用理化檢驗等分析手段,對油氣井管柱接頭斷裂做了具體分析,但射孔接頭斷裂與射孔沖擊載荷分析相結(jié)合的研究比較少,不能全面反映接頭斷裂的失效機理。

1 射孔管柱斷裂井概況

XX9井,人工井底7 843 m,完井液為清水,射孔段套管內(nèi)徑106.28 mm,采用射孔酸化測試聯(lián)作工藝,第1層的射孔層位為7 707～7 764 m,槍型為86-16-60-175,彈型為DP35HNS25-4先鋒射孔彈。在清水中下入射孔管柱,到位后替酸,封隔器座封位置7 400 m,經(jīng)過初測—酸化—測試—重復酸化—測試后上起管柱。起出后發(fā)現(xiàn)管柱從射孔段中部86型射孔槍母接頭最后一道螺紋處斷裂掉井,斷口如圖1(a)所示。

XX1井,人工井底7 630 m,套管139.7 mm,采用射孔酸化測試聯(lián)作工藝,槍型為86-16-60-175,彈型為DP35HNS25-4先鋒射孔彈。在密度為1.3 g/cm3的完井液中下入射孔酸化測試聯(lián)作管柱,對7 424～7 590 m井段進行作業(yè),座封封隔器驗封換裝井口替液后射孔,封隔器座封位置7 200 m。試油結(jié)束后解封封隔器起出管柱,發(fā)現(xiàn)管柱從封隔器下變扣接頭(3CAS母×2BGT2公)斷裂掉井,斷口如圖1(b)所示。

X209H47-8井,頁巖氣水平井,井深4 800 m,水平段長1 650 m,采用8 mm電纜傳輸分簇射孔工藝,槍型為89-16-60-105,彈型為DP35HMX25-5先鋒射孔彈,每簇射孔長度1.3 m。選發(fā)母接頭和選發(fā)公接頭為重復使用接頭,設(shè)計最大重復使用次數(shù)20次。射孔完成后,電纜起出井口發(fā)現(xiàn),射孔槍串從管柱中間橋塞座封工具上第1支射孔槍選發(fā)母接頭最后一道螺紋處斷裂掉井,該斷裂接頭已使用10次。斷口如圖1(c)所示。

圖1 射孔管柱斷裂位置及形貌

2 理化分析

2.1 化學成分及硬度分析

上述案例中的接頭全部采用42CrMo材料制成,通過調(diào)質(zhì)熱處理,淬火溫度840～890 ℃,回火溫度600～650 ℃,技術(shù)要求熱處理硬度30～35 HRC。對失效的接頭分別進行取樣,采用OES進行化學成分分析,其結(jié)果均符合GB/T 3077-2015的要求。斷口附近的芯部區(qū)域硬度高于設(shè)計要求。對比以前使用的35CrMo材料,雖然管材的屈服強度和抗拉強度提高,但隨著碳含量的增加,沖擊韌度和斷裂韌度明顯降低。接頭的硫、磷等有害元素雖然滿足標準要求小于0.03%,但仍然偏高,這在一定程度上影響材料韌性。同時,過高的熱處理硬度進一步降低了材料的沖擊韌性。

2.2 金相分析

XX9井接頭金相分析結(jié)果顯示,芯部組織為回火索氏體,晶粒度范圍為5.0～10.0,存在較明顯的雙重晶粒度,平均晶粒度為8.0。非金屬夾雜物的評級未發(fā)現(xiàn)超標,符合參考標準GB/T 3077-2015中特級優(yōu)質(zhì)鋼的技術(shù)要求。

XX1井接頭金相分析結(jié)果顯示,芯部組織為回火索氏體和少量貝氏體,達到參考標準GB/T 3077-2015中特級優(yōu)質(zhì)鋼的技術(shù)要求。

X209H47-8井接頭金相分析結(jié)果顯示,斷口附近存在較多微裂紋,且斷口附近晶粒發(fā)生明顯變形,芯部組織為回火索氏體和少量貝氏體,存在帶狀組織,內(nèi)部存在脫碳,平均晶粒度為7.5,非金屬夾雜物的評級未達到參考標準GB/T 3077-2015中特級優(yōu)質(zhì)鋼的技術(shù)要求(見圖2)。

圖2 射孔管柱斷裂井接頭金相分析

2.3 掃描電鏡分析

使用掃描電鏡對X209H47-8井斷裂接頭進行觀測,觀察區(qū)域為斷口表面的A、B、C、D、E、F區(qū),由于斷裂接頭表面生銹嚴重,除銹后再進行觀察。結(jié)果顯示斷口表面呈現(xiàn)韌窩形貌特征,A、B、C、D、E、F區(qū)分布有大量的微裂紋(見圖3)。XX1井、XX9井掃描電鏡分析未見異常。

圖3 X209H47-8井斷裂接頭掃描電鏡分析形貌

2.4 掃描電鏡-X射線能譜分析

使用掃描電鏡-X射線能譜分析,對XX9井接頭斷口表面缺陷區(qū)進行化學成分元素定性及半定量分析。測試結(jié)果顯示,斷口表面缺陷內(nèi)硫含量高(最高含量為32%)且分布不均勻,均未檢測出錳元素,顯示XX9井接頭斷口表面缺陷區(qū)內(nèi)存在硫化鐵(見圖4)。硫是鋼中的一種低熔點雜質(zhì)元素,其在鐵中的溶解度很小,1 000 ℃時溶解度僅為0.013%,超過此值,硫或形成硫化錳(斷口缺陷區(qū)未檢測出錳)、或與鐵形成硫化鐵沿晶界析出,而硫化鐵的熔點只有982 ℃,如果硫化鐵與氧化鐵形成共晶物則熔點更低。這些低熔點物質(zhì)在鍛件的高溫鍛造過程中將在晶界上形成液相增加了材料的脆性?；瘜W成分檢測結(jié)果顯示樣品中的硫含量非常低,僅為0.006%,表明射孔槍接頭材料中的硫含量分布非常不均勻,特別是在斷裂的部位發(fā)生了硫的聚集,掃描電鏡檢測顯示,其斷口上硫在較多區(qū)域發(fā)生聚集,尺寸達到的數(shù)十至數(shù)百微米。XX1井、X209H47-8井斷裂接頭掃描電鏡-X射線能譜分析未見元素異常。

圖4 XX9井接頭斷口表面缺陷區(qū)X射線能譜分析

2.5 沖擊測試

對斷裂接頭進行取樣,試樣尺寸:55 mm×10 mm×10 mm,根據(jù)參考標準GB/T229-2007進行沖擊測試,測試結(jié)果顯示沖擊吸收功平均值為96 J,高于標準要求63 J。

3 射孔沖擊載荷分析

射孔作業(yè)中,由于射孔彈內(nèi)部空間狹小和非對稱時序起爆產(chǎn)生了拉、壓、扭等多向沖擊載荷,多向沖擊載荷之間,以及它與地下高靜壓之間會產(chǎn)生復雜的耦合加載效應。深井的局部管柱將承受拉-剪耦合以及壓-剪耦合的加載,常規(guī)的靜態(tài)強度校核方法存在很大的局限性,不適用于動態(tài)沖擊載荷下的強度分析。有必要通過試驗測試手段,結(jié)合LS-DYNA動態(tài)分析手段進行全面分析。

3.1 射孔槍測試及內(nèi)壁壓力響應

按圖5方案進行多枚射孔彈作用下動態(tài)響應試驗。槍型為89-16-60-105,彈型為DP35HMX25-5先鋒射孔彈,采用射孔彈按相位旋轉(zhuǎn)1個周期的標準射孔段長度作為模擬試驗段。共安裝6發(fā)彈,射孔密度為16發(fā)/m,采用60°相位,形成一個360°的周期。測試系統(tǒng)包括傳感器及其相應外接測試線路和設(shè)備,根據(jù)試驗中要測試的力學參量確定傳感器類型,共2～3個應變測點、2個壓力測點和2個加速度測點。

圖5 試驗樣件及螺紋處壓力曲線、槍管內(nèi)壁壓力云圖

測試試驗表明,起爆后8 μs,第1枚射孔彈產(chǎn)生的爆炸沖擊波已經(jīng)在彈后方槍管產(chǎn)生響應,18 μs時在管壁的前方和后方均已經(jīng)表現(xiàn)出較強的壓力響應;在60 μs時,全部射孔彈完成射孔,槍管內(nèi)的加載沖擊波傳到接頭處。槍管內(nèi)壁壓力云圖結(jié)合LSDYNA分析結(jié)果見圖5。

以X209H47-8井的接頭設(shè)計為例,公母接頭外徑89 mm,螺紋Tr78×4,螺距p為4 mm,外螺紋大徑d為78 mm,外螺紋小徑d1為73.5 mm,外螺紋中徑d2為76 mm,內(nèi)螺紋大徑D為78.5 mm,內(nèi)螺紋小徑D1為74 mm,內(nèi)螺紋中徑D2為76 mm,實際旋合圈數(shù)z為8圈。則螺紋牙底寬度為

B=0.65p=2.6 mm

(1)

螺紋牙高為

H=0.5p=2 mm

(2)

彎曲力臂為

l=(d-d2)/2=1 mm

(3)

采用靜態(tài)校核方法,安全系數(shù)取2,母接頭本體抗拉強度達到641 kN,螺紋牙抗剪切強度最低達到1 339 kN,螺紋牙抗彎強度校核達到967 kN。無論從動態(tài)沖擊分析還是靜態(tài)力學校核,接頭強度都具有較高安全系數(shù)。

3.2 射孔沖擊載荷模擬分析

以XX1井為例,設(shè)計2種方案進行射孔沖擊載荷模擬分析。①在1.0 g/cm3清水條件下進行射孔酸化測試聯(lián)作;②在1.3 g/cm3完井液條件下進行射孔酸化測試聯(lián)作。圖6為2種不同條件的計算結(jié)果。

圖6 不同條件下射孔沖擊載荷模擬

由圖6可見,1.3 g/cm3完井液條件下最大載荷出現(xiàn)在封隔器下端,拉伸力為580 kN;清水條件下最大載荷出現(xiàn)在封隔器下端,拉伸力為420 kN。在這趟施工管柱中,所帶減震器只能緩解壓縮減震,對降低拉伸減震的效果不佳。如果封隔器以下管柱強度低于上述模擬最大值,就有可能發(fā)生過載斷裂。XX1井變扣接頭(3CAS母×2BGT2公)測試抗拉強度為528 kN,低于1.3 g/cm3完井液條件下的射孔沖擊載荷,射孔瞬間會導致接頭從弱點處斷裂,數(shù)值模擬結(jié)果與XX1井管柱從封隔器下變扣接頭斷裂掉井情況相符合。

4 結(jié) 論

文中接頭斷裂失效的模式均為螺紋根部的過載斷裂,有因接頭材料內(nèi)裂紋不斷萌生、擴展而最終導致的接頭過載斷裂,也有因材料內(nèi)硫元素含量局部過高導致的強度下降引起脆性過載斷裂,還有因射孔管柱中其他變扣接頭設(shè)計載荷無法滿足過大射孔沖擊載荷的過載斷裂。針對上述情況,提出3項控制措施。

(1)由于射孔沖擊載荷的特殊性,在進行射孔接頭設(shè)計或封隔器下射孔管柱配置時,應提高設(shè)計安全系數(shù),如強化材料性能、增加壁厚等。對特殊井況,可采用LSDYNA射孔動態(tài)分析進行強度校核及計算。

(2)加強對接頭材料中硫、磷元素的含量控制及均勻性檢測,提高材料的沖擊韌性。硫、磷元素的含量標準、夏比沖擊測試標準已不適用于射孔這種爆炸沖擊異常惡劣環(huán)境下的測試檢測,應適當提高標準或采用國外API Spec 5CT中P110及以上鋼級對硫、磷元素控制的相關(guān)要求。

(3)優(yōu)化射孔工藝及射孔管柱配置。對于超深井射孔測試聯(lián)作、射孔厚度較大及井筒靜液柱壓力較大的情況,應進行射孔沖擊載荷數(shù)值模擬,嚴格控制施工參數(shù),改進現(xiàn)有的減震技術(shù)。