316L不銹鋼管的膨脹性能

張仁勇，王 霞，施岱艷，陳勇彬，鞠 嵐，張金鐘

（1中國石油集團工程設計有限責任公司 西南分公司，成都610041；2中國石油天然氣集團公司 石油管工程重點實驗室 酸性氣田管材腐蝕與防護研究室，成都610041；3西南石油大學，成都610500）

膨脹管技術就是將膨脹管柱下放到井底，通過液壓力或機械力驅動膨脹錐使管柱發生徑向膨脹至塑性變形，讓膨脹管柱的外壁緊貼外層管柱的內壁，在完成密封的同時也節約兩層管柱之間的環形空間，達到減小井眼直徑的目的［1］。這門節約井眼直徑的新型鉆井技術，利用金屬的塑性應變特點，使管柱徑向膨脹并發生永久塑性變形，該技術的原理類似于金屬塑性冷加工過程中的管材拉撥。膨脹管技術廣泛應用于鉆井、完井、修井作業中［2，3］，已經解決了大量難題，并隨著技術上的不斷革新、市場的不斷擴大，現已呈現出強勁的發展勢頭，成為業界的新翹楚。

實體膨脹管的力學性能和材料本身及膨脹工藝等有密切聯系，研究套管的膨脹過程和管子的膨脹特性對于指導實體膨脹管的選材和施工設計有指導性意義。316L不銹鋼屬于低碳奧氏體不銹鋼，Mo元素的添加增強了耐氯化物侵蝕的能力，較304不銹鋼具有更好的耐晶間腐蝕能力。由于316L不銹鋼的綜合性能良好，被廣泛用于制造石油化工行業中的容器、管道等［4，5］，但是目前關于316L不銹鋼膨脹特性的研究鮮見報道。本工作研究了膨脹前后316L不銹鋼管在長度、壁厚、硬度、拉伸力學性能、膨脹力等方面的變化規律及原因，為316L不銹鋼管工程應用的可行性分析提供數據支持，對不銹鋼管膨脹工藝的合理制定具有指導作用。

1 實驗

1.1 實驗材料

從316L不銹鋼管上截取兩段管子，打磨端面，標號1＃管、2＃管（對2＃管進行過潤滑處理），用于徑向膨脹實驗，其化學成分（質量分數／%）為：0.22C，0.69Si，17.51Cr，12.45Ni，1.08Mn，2.29Mo，0.031P，0.002S，對1＃，2＃兩段管子的實測原始參數如表1所示。根據GB／T 228—2002，沿著膨脹前后管子的軸向各截取部分管材并加工成6個拉伸試樣并編號，同時加工2個50mm×10mm×3mm的矩形試樣用于硬度測試。

表1 實驗用316L管材的原始參數值（mm）Table 1 The original parameters of 316L pipe in experiment（mm）

1.2 實驗方法

膨脹實驗采用自上而下的膨脹方式，通過液壓機完成316L不銹鋼管的膨脹。液壓機的底座固定，壓頭向下施加與膨脹套管軸向一致的載荷，膨脹錐在導向區段的引導下緩慢進入管子，管子在巨大的接觸應力下開始發生膨脹變形。

使用SEMI－BRINELL型布氏硬度計上進行硬度測量，硬質合金壓頭的直徑為2.5mm，主載荷大小為306.5N，保壓時間為10s。將制成的拉伸試樣在WDW－1000萬能拉伸機上進行靜態拉伸測試，使用INSPECT S50型掃描電鏡觀察拉伸試樣斷口形貌。

2 實驗結果與討論

2.1 長度的變化及分析

管材在膨脹后，徑向增大幅度可以叫做膨脹的變形程度，也叫做膨脹率，可以用膨脹因數E表示，E＝DE／D，其中D，DE分別表示管子膨脹前后的內徑，E值越大則說明膨脹變形程度越大。本研究中，1＃管和2＃管的膨脹率分別為8.97%，9.12%，1＃管膨脹后與未膨脹的2＃管子的實物對照如圖1所示。由于內徑的增大，材料在長度和厚度方面的消耗用于增加管體的體積。膨脹過后，1＃管和2＃管的長度分別縮短了3.58%和3.69%，在允許的范圍之內。

圖1 管材膨脹前后實物對照圖Fig.1 The comparison of pipe before and after expansion

2.2 壁厚的變化及分析

圖2 定點測量壁厚的示意圖Fig.2 The diagrammatic sketch of fixed－point measurement of wall thickness

表2 316L不銹鋼管膨脹前后的壁厚值（mm）Table 2 The wall thickness value of 316L stainless steel pipe before and after expansion（mm）

圖3 316L不銹鋼管膨脹后的壁厚減薄特征Fig.3 The feature of wall thickness of 316L stainless steel pipe after expansion

采用定點測量壁厚（如圖2所示）的方法，兩段316L管子的壁厚值如表2所示，壁厚減小幅度如圖3所示。由定點測量結果知，兩段管子的原始壁厚并不均勻，膨脹后壁厚變化的幅度也不相同。原始壁厚不均勻現象可用壁厚不均度e表示，其定義為套管端面的最大壁厚值與最小壁厚值之差除以平均壁厚［6］。壁厚不均度具有“遺傳性”，膨脹后管子的壁厚不均度會增加，e值會更大，如1＃管子膨脹前的e值為1.93，膨脹后e值則變成了3.36。

管材的壁厚減小幅度跟原始壁厚有必然聯系，實驗結果證明管子在膨脹后依然會存在厚邊和薄邊，且薄邊的壁厚變化薄幅度要大于厚邊，如圖3所示。原因包括：套管具有原始的壁厚不均度，薄邊變形抗力低于厚邊，在同等的接觸應力下會先發生變形；膨脹力的微小偏移也會造成壁厚不均度的增加；膨脹錐的加工精度也會影響管子的壁厚變化。為保證管材膨脹后的使用性能，必須嚴格控制原始壁厚誤差，可以按管材冷加工的經驗標準來規定套管的壁厚不均度。選擇材質均勻、原始壁厚不均度小的管材，配合加工精度高的膨脹錐以及適宜的膨脹工藝確保膨脹過程的順利進行。

2.3 硬度的變化及分析

測量膨脹前后的316L不銹鋼管試樣的布氏硬度（HB），結果如表3所示。由于管子在塑性變形的時候發生加工硬化，即在變形過程中產生晶格畸變，晶粒被拉長、細化，出現亞結構或產生不均勻變形等，使管材的強度、硬度增加，而塑性指標下降［7］。膨脹實驗過程中，材料的晶粒發生變形，晶格能量提高，在晶界附近出現位錯堆積，晶粒內形成位錯纏結，晶粒破碎還會導致晶界面積增加，電化學活性增大［8］。這些都增加了材料的變形抗力，硬度得到提高。還有研究表明，316L經過低溫冷處理或室溫變形會誘發馬氏體相變［9，10］。

表3 316L不銹鋼管膨脹前后的布氏硬度值Table 3 The HB of 316L stainless steel pipe before and after expansion

從表3可知，316L不銹鋼經過膨脹后，平均硬度增幅非常大，而且硬度值波動范圍較大。這是由于膨脹導致管材變形不均勻和產生殘余應力，使得管子的硬度也表現出不均勻性。

2.4 膨脹力的變化

膨脹力是膨脹變形最基本的參數，是設計、驗算膨脹工具強度的重要依據，其值的選擇是否恰當直接影響膨脹作業的效果。膨脹過程實際是一個復雜的動態力學過程，涉及管體徑向軸向的變形、膨脹錐和管體接觸位置的變化等，在力學上屬于多重非線性問題。

在膨脹過程中記錄數據，得到膨脹力數值如表4所示。由于對2＃管子進行過潤滑處理，所需膨脹力比1＃管子要小很多。在膨脹過程中，316L不銹鋼管的膨脹力出現了兩次峰值。剛開始膨脹錐對管壁施加壓力促使管壁開始屈服，但是部分膨脹力會受到材料本身變形抗力的抵消，之后加大膨脹力直到膨脹錐的錐面全部進入管內，管子也開始發生屈服，這就是第一次出現峰值的時刻。再次出現峰值是在膨脹錐完全進入管內時，此刻膨脹錐的定徑區與管壁完全接觸而產生非常大的摩擦力，待膨脹過程穩定后，膨脹力才逐步下降直到穩定［11］。影響膨脹力的因素有很多，包括膨脹錐角、摩擦阻力、管材性質、變形程度以及膨脹速率等，在膨脹之前應該做好相應的準備工作，確保膨脹過程的順利進行。

表4 實驗中316L不銹鋼管的膨脹力（k N）Table 4 The expansive force of 316L stainless steel pipe in experiment（k N）

2.5 殘余應力分析

套管在井下的膨脹過程是一個冷塑性變形過程，必然產生殘余應力，這對膨脹套管的使用性能產生不利影響，如環向上的殘余壓應力會明顯導致膨脹套管的抗擠強度下降，軸向殘余應力對其影響并不很明顯。膨脹管產生殘余應力的原因包括管材的不均勻變形、回彈以及本身缺陷等因素。316L不銹鋼管經過膨脹后，殘余應力的分布規律為：管子外壁基體的軸向和環向殘余應力均為殘余壓應力，而管材內壁的基本均為殘余拉應力［12］。

2.6 拉伸性能研究

2.6.1 拉伸性能

室溫下，將膨脹變形前后共6個試樣在萬能拉伸機上進行靜態拉伸后所得的斷后伸長率（A）、斷面收縮率（Z）及抗拉強度值見表5，其中1號試樣的拉伸曲線如圖4所示。

表5 316L不銹鋼管膨脹前后的力學參數Table 5 Mechanical parameters of 316L stainless steel pipe before and after expansion

316L不銹鋼屬于高合金鋼，綜合性能較好，平均A值接近60%，平均Z值高達65%。膨脹以后，管材的抗拉強度增加，而塑性指標明顯下降，A值下降了34%，Z值下降了21.3%。

圖4 1＃試樣膨脹前后的拉伸曲線Fig.4 Stretch curves of 1＃sample before and after expansion

2.6.2 斷口分析

圖5為1＃試樣拉伸斷口形貌。由圖5可見，經過膨脹的試樣和未膨脹試樣的斷裂類型均屬于韌性斷裂。未膨脹試樣的斷口布滿韌窩，部分韌窩呈撕裂狀，而且出現了明顯的蛇形滑動［13］，這是較大韌窩內壁經常出現的現象。膨脹以后的試樣斷口，韌窩分布還是比較均勻，由于殘余壓應力在拉伸過程中得到釋放，其方向與拉伸方向基本垂直，大部分蛇形滑動現象消失，而且部分韌窩變小變淺。此時韌窩平整，邊緣的輪廓明顯，這是冷變形的結果。

圖5 1＃試樣拉伸斷口形貌 （a）膨脹前；（b）膨脹后Fig.5 The fracture morphologies of 1＃ sample （a）before expansion；（b）after expansion

3 結論

（1）316L不銹鋼管經過9%的徑向膨脹后發生加工硬化，布氏硬度和抗拉強度明顯增加，而斷后伸長率和斷面收縮率分別下降了34%和21.3%。

（2）在膨脹實驗過程中，316L不銹鋼管所需的膨脹力出現了兩次峰值，潤滑處理能有效降低摩擦阻力。

（3）316L不銹鋼管膨脹前后均屬于韌性斷裂，膨脹后試樣斷口的韌窩變小變淺但仍然分布均勻，且蛇形滑動現象基本消失。

（4）膨脹后316L不銹鋼管的不均勻變形程度增加，建議采用管材冷加工的經驗標準對膨脹管的壁厚不均度進行確定，同時強化膨脹管加工的質量控制，選用合適的膨脹工藝以保證管材膨脹后的使用性能。

［1］ FURLOW W.Expandable casing program helps operator hit TD with larger tubulars［J］.Offshore，2000，（1）：48－51.

［2］ 許瑞萍.可膨脹管材料的研究與開發［D］.天津：天津大學，2006.1－3.

［3］ PERRY F.Expandable tubular technology：transforming the face of well construction and completion ［J］.World Oil，2003，224（2）：12.

［4］ 梁潞華.304、304L、316、316L在化工容器上的應用［J］.化學工程與裝備，2009，（2）：54－55.

LIANG L H.The application of 304、304L、316、316L in chemical containers［J］.Chemical Engineering ＆ Equipment，2009，（2）：54－55.

［5］ 阮於珍，張振燦，褚鳳敏，等.316型不銹鋼的晶間腐蝕性能［J］.物理測試，2000，（6）：4－6.

RUAN Y Z，ZHANG Z C，CHU F M，et al.Intergranular attack behavior of 316 type stainless steel［J］.Physics Examination and Testing，2000，（6）：4－6.

［6］ 楊斌，練章華，王強，等.壁厚不均缺陷對膨脹套管性能的影響［J］.石油機械，2006，34（9）：7－9.

YANG B，LIAN Z H，WANG Q，et al.The effect of uneven wall thickness defect on performance of expandable casing ［J］.China Petroleum Machinery，2006，34（9）：7－9.

［7］ 袁志學，王淑平.塑性變形與軋制原理［M］.北京：冶金工業出版社，2008.19－22.

［8］ 孫建波，柳偉，路民旭.塑性變形條件下16MnR鋼的CO2腐蝕電化學行為［J］.材料工程，2009，（1）：59－63.

SUN J B，LIU W，LU M X.Electrochemical corrosion behavior of 16 MnR steel with plastic in strain in CO2environment［J］.Journal of Materials Engineering，2009，（1）：59－63.

［9］ 王松濤，楊柯，單以銀，等.高氮奧氏體不銹鋼與316L不銹鋼的冷變形行為研究［J］.金屬學報，2007，43（2）：171－176.

WANG S T，YANG K，SHAN Y Y，et al.Study of cold deforma－tion behaviors of a high nitrogen austenitic stainless steel and 316L stainless steel［J］.Acta Metallurgica Sinica，2007，43（2）：171－176.

［10］ MARSHALL P.Austenitic Stainless Steels：Microstructure and Mechanical Properties［M］.New York：Elsevier Applied Science Publishers，1984.

［11］ 王旱祥，王艷紅，于桂杰，等.套管膨脹性能試驗研究［J］.石油礦場機械，2007，36（5）：61－63.

WANG H X，WANG Y H，YU G J，et al.Experimental research on expandable casing［J］.Oil Field Equipment，2007，36（5）：61－63.

［12］ 唐明，王璐璐，馬建忠，等.石油膨脹套管的力學性能及膨脹后的殘余應力［J］.西安交通大學學報，2010，44（7）：90－95.

TANG M，WANG L L，MA J Z，et al.Mechanical properties of expansion casing and residual stress after expansion［J］.Journal of Xian Jiaotong University，2010，44（7）：90－95.

［13］ 鐘群鵬，趙子華，張崢.斷口學的發展及微觀斷裂機理研究［J］.機械強度，2005，27（3）：358－370.

ZHONG Q P，ZHAO Z H，ZHANG Z.Development of fractography and research of fracture micromechanism［J］.Journal of Mechanical Strength，2005，27（3）：358－370.