某探井P110S油管斷裂失效原因分析*

李芳 楊蘭田 曾文廣 張江江 郭玉潔 陳苗

(1.中國石化西北油田分公司石油工程技術(shù)研究院 烏魯木齊 830011；2.中國石化縫洞型油藏提高采收率重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 烏魯木齊 830011)

0 引言

隨著高含H2S酸性油氣田勘探開發(fā)的增多，井下管柱工作環(huán)境更加復(fù)雜。在油氣生產(chǎn)中，P110S油管受高溫、高壓及H2S、CO2、Cl-等腐蝕介質(zhì)影響，易發(fā)生腐蝕斷裂失效，若處理不當(dāng)，嚴(yán)重時會導(dǎo)致油氣井報(bào)廢和重大生產(chǎn)安全事故，造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失和不良的社會影響[1-2]。

隨著石油開采難度的增加，開采環(huán)境愈發(fā)惡劣，套管的失效從以往的CO2腐蝕、H2S腐蝕、垢下腐蝕等單一形式逐漸過渡為二者甚至三者耦合的復(fù)合形式[3-4]。目前針對低pH值、高礦化度、H2S/CO2共存的復(fù)合工況下的套管失效研究較少，明確這種復(fù)雜工況下的失效機(jī)理對今后礦井的安全生產(chǎn)有著重要意義。

某探井在進(jìn)行三類封井作業(yè)時發(fā)現(xiàn)油管遇卡，經(jīng)過多次上提和下放操作后，起出原井油管發(fā)現(xiàn)6 208.11 m 2-7/8" P110S EUE油管在公扣端斷裂。為了明確油管斷裂失效原因及后續(xù)防控對策，取斷裂失效油管開展失效分析，以期為后續(xù)油管腐蝕防控提供指導(dǎo)和借鑒。

1 斷裂特征分析

1.1 斷口形貌分析

失效管件斷口宏觀形貌如圖1所示，可見部分平齊斷口和部分45°角剪切斷口形貌，同時呈現(xiàn)出脆性斷裂和韌性斷裂特征形貌，且未見疲勞輝紋。結(jié)合油管服役情況，將裂紋擴(kuò)展分成兩個階段，第一階段為裂紋形核與擴(kuò)展階段，該階段裂紋擴(kuò)展較為緩慢、所需時間較長，對應(yīng)平齊的斷口形貌，對應(yīng)自噴+氣舉+酸壓+氣舉服役過程；第二階段為快速撕裂階段，該階段裂紋擴(kuò)展迅速、所需時間較短，對應(yīng)剪切斷口形貌，對應(yīng)提拉和下放作業(yè)過程。

圖1 斷口宏觀形貌

斷口起源區(qū)域相對平齊，且存在明顯的人字紋花樣，為典型的脆性開裂形貌；同時，依據(jù)人字紋花樣可以判斷裂紋的起源為油管外壁絲扣局部腐蝕部位。取裂紋起源區(qū)域進(jìn)行SEM微觀形貌觀察，如圖2所示。由圖可見，裂紋起源部位存在明顯的河流花樣和韌窩形貌，存在一定程度的脆性開裂特征和一定程度的韌性開裂特征，此形貌可能是由于材質(zhì)在該環(huán)境中脆性開裂不敏感所致[5]。

(a)宏觀形貌

利用能譜儀對斷口表面產(chǎn)物成分及含量進(jìn)行分析，結(jié)果如圖3、圖4所示。由圖可知，腐蝕產(chǎn)物主要包含F(xiàn)e、C、O、Ca、S等元素，結(jié)合工況推測產(chǎn)物主要為FeCO3、CaCO3等；同時裂紋起源區(qū)域C、O、Ca、S等與腐蝕較為相關(guān)的元素含量均高于裂紋擴(kuò)展區(qū)，這也佐證了裂紋由外表面起裂向內(nèi)部擴(kuò)展的判斷。

(a)斷口形貌

圖4 裂紋起源區(qū)和裂紋擴(kuò)展區(qū)產(chǎn)物元素含量對比

通過斷口宏觀形貌特征分析，可以排除腐蝕疲勞失效的可能性。為了判斷管柱發(fā)生硫化物應(yīng)力腐蝕開裂的可能性，對斷口進(jìn)行著色探傷，結(jié)果如圖5所示。由圖可知，斷口及周圍并未發(fā)現(xiàn)明顯的二次裂紋形貌，未呈現(xiàn)出明顯的硫化物應(yīng)力腐蝕開裂特征[6]。同時，油管斷裂呈現(xiàn)出一定程度的脆性開裂特征和大量的韌性斷裂特征，但早期裂紋的起源和擴(kuò)展主要是發(fā)生在脆性開裂區(qū)域。因此，脆性開裂是促使管柱失效的關(guān)鍵。

(a)位置1

1.2 載荷分析

第一階段管柱所受載荷較為復(fù)雜，主要包括管柱自身的重力(G重力)、管柱所受的浮力(F浮)和失效管柱所受底部管柱的拉伸載荷(F拉)。其中，重力和浮力遠(yuǎn)小于管柱所能承受的最大拉應(yīng)力。第一階段可以通過實(shí)際“魚頂”位置和理論“魚頂”位置的差距來推測F拉的大致范圍。實(shí)際“魚頂”位置為6 214.41 m，理論 “魚頂”位置為6 208.11 m，實(shí)際值比理論值低6.3 m。

參照測試管柱計(jì)算方法，計(jì)算打撈管柱實(shí)際伸長量為4.9 m，故打撈管柱6 214 m位置實(shí)際在打撈階段處于井深6 218.9 m處。因此，計(jì)算出井底“落魚”實(shí)際伸長量為6 218.9-6 214.41=4.49 (m)。

管柱受力分析計(jì)算結(jié)果如表1和圖6所示。管柱在第一階段受拉伸載荷，且拉伸載荷使452.83 m管柱發(fā)生4.49 m的塑性變形，折算管柱變形量約9.92‰。這一變形量已經(jīng)遠(yuǎn)超出彈性變形區(qū)(約3‰～5‰)，即管柱所受載荷超過了管柱的屈服強(qiáng)度，進(jìn)入塑性變形區(qū)。因此，第一階段管柱所受載荷較大且超過了屈服強(qiáng)度，加之低pH值和H2S/CO2腐蝕環(huán)境，導(dǎo)致管柱在絲扣局部腐蝕部位裂紋形核和擴(kuò)展，發(fā)生應(yīng)力腐蝕開裂。管柱在第二階段主要受向上的拉應(yīng)力、浮力和向下的重力，所受拉應(yīng)力主要為管柱提拉過程中施加的應(yīng)力，共計(jì)上提和下放反復(fù)12次，時間共計(jì)37.5 h，最大約688 kN。這一拉應(yīng)力對于第一階段裂紋已經(jīng)形核和擴(kuò)展的管柱來說，超出了其所能承受的最大應(yīng)力，因此管柱出現(xiàn)快速撕裂，形成剪切斷口形貌。

表1 失效油管所受載荷值 kN

圖6 斷裂管柱受力示意

2 材質(zhì)性能分析

2.1 化學(xué)成分

參照《鋼產(chǎn)品化學(xué)分析的試驗(yàn)方法、準(zhǔn)則和術(shù)語標(biāo)準(zhǔn)》(ASTM A751—2008)，對失效管件進(jìn)行檢測，結(jié)果如表2所示。由表可知，失效管件化學(xué)成分符合《Specification for Casing and Tubing(9th Edition)》(API Spec 5CT-2011)的要求。

表2 化學(xué)成分測試結(jié)果

2.2 金相組織

在金相顯微鏡下觀察失效管件的微觀組織形態(tài)，如圖7所示。由圖可知，失效管件未見明顯粗大夾雜，且金相組織均為均勻的回火索氏體組織，符合API Spec 5CT-2011的要求。

(a)外表面夾雜

2.3 硬度測試

采用洛氏硬度測試儀進(jìn)行硬度測試[7]，取樣位置包括本體和斷口，測試結(jié)果如圖8所示。由圖可知，本體和靠近斷口處的硬度值均低于API Spec 5CT-2011規(guī)定的30HRC，即符合要求。

(a)正常區(qū)域

2.4 力學(xué)性能

利用萬能拉伸試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行力學(xué)性能測試，結(jié)果如圖9所示，相關(guān)力學(xué)參數(shù)如表3所示。由表可知，失效管件的抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度等力學(xué)參數(shù)測試結(jié)果均符合API Spec 5CT-2011中關(guān)于P110S鋼級管材力學(xué)性能的規(guī)定。

圖9 應(yīng)力應(yīng)變曲線

表3 力學(xué)性能測試結(jié)果

3 斷裂失效原因分析

該失效斷口形貌未發(fā)現(xiàn)明顯疲勞輝紋/貝殼紋，也未發(fā)現(xiàn)二次裂紋。因此，排除腐蝕疲勞斷裂，認(rèn)為應(yīng)力腐蝕開裂的可能性較高。

油管服役的介質(zhì)環(huán)境為殘酸、低pH值(產(chǎn)出水pH值為4.3)、含有一定量的CO2和少量H2S的環(huán)境，礦化度高達(dá)41×104mg/L，Ca2+質(zhì)量濃度高達(dá)13.46×104mg/L，溫度高達(dá)177 ℃。在該酸性環(huán)境下，碳鋼管柱表面難以產(chǎn)生起到保護(hù)的鈍化層，會產(chǎn)生式(1)～式(4)的典型CO2腐蝕；同時，H2S的存在會發(fā)生式(5)的水解反應(yīng)，與式(1)的陽極反應(yīng)耦合后會發(fā)生式(6)的反應(yīng)，產(chǎn)生的H+會對腐蝕反應(yīng)起到自催化作用，在存在裂紋的情況下會促進(jìn)裂紋生長，產(chǎn)生裂紋尖端溶解的同時使管材的氫含量增加，增加應(yīng)力腐蝕的傾向。

陽極反應(yīng)：

Fe→Fe2++2e-

(1)

陰極反應(yīng)：

(2)

(3)

CO2腐蝕總反應(yīng)：

Fe+H2CO3→FeCO3+H2

(4)

S2-水解反應(yīng)：

S2-+H2O→HS-+OH-

(5)

S2-與陽極反應(yīng)耦合：

Fe2++HS-→H++FeS

(6)

同時，該地區(qū)的礦化度較高，產(chǎn)生的垢層附著在管壁，附著區(qū)域與未附著區(qū)域會形成腐蝕原電池，垢層覆蓋良好的部位作為腐蝕反應(yīng)陰極，與產(chǎn)物膜疏松和破損區(qū)域形成電偶效應(yīng)，促進(jìn)局部腐蝕的進(jìn)一步發(fā)展，造成管材局部腐蝕速率達(dá)到2.8 mm/a(依據(jù)失效管柱腐蝕坑折算)。在載荷方面，管柱受到較大底部拉伸載荷，導(dǎo)致管柱發(fā)生塑性變形，且拉伸載荷使452.83 m管柱發(fā)生4.49 m的塑性變形，折算管柱變形量約9.92‰，已經(jīng)超出彈性變形區(qū)(約3‰～5‰)。最終，管柱在絲扣局部腐蝕和應(yīng)力集中部位開裂，裂紋擴(kuò)展至一定程度再在提拉過程中被拉斷。

4 結(jié)論

(1)送檢失效油管的金相組織、硬度、力學(xué)性能、化學(xué)成分等材質(zhì)性能符合API Spec 5CT-2011的要求。

(2)管材的失效機(jī)理如下：在低pH值、高礦化度環(huán)境下發(fā)生了CO2與H2S耦合的腐蝕反應(yīng)，且腐蝕具備一定的自催化作用，裂紋尖端不斷增大且管材氫含量上升，應(yīng)力腐蝕開裂傾向增加。同時，高礦化度導(dǎo)致垢層覆蓋區(qū)域與未覆蓋區(qū)域產(chǎn)生了電偶腐蝕，加速了局部腐蝕反應(yīng)。且在絲扣局部腐蝕部位易發(fā)生應(yīng)力集中，同時管柱底部被卡受較大拉伸載荷，導(dǎo)致裂紋在管柱應(yīng)力集中部位形核并擴(kuò)展，發(fā)生應(yīng)力腐蝕開裂，最后由于管柱強(qiáng)度不足，在管柱上提過程中被拉斷。

(3)針對低pH值、高CO2含量、高礦化度且使用過程中伴隨著拉伸應(yīng)力的礦井，建議優(yōu)化管柱設(shè)計(jì)，盡量減少封隔器下部尾管數(shù)量，降低射孔后管柱遇卡風(fēng)險，同時定期加注緩蝕阻垢劑以減緩局部腐蝕產(chǎn)生，防止因局部腐蝕與拉伸應(yīng)力造成的耦合斷裂。