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)內也有關于油管、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,通過調質熱處理,淬火溫度840～890 ℃,回火溫度600～650 ℃,技術要求熱處理硬度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)質鋼的技術要求。

XX1井接頭金相分析結果顯示,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)質鋼的技術要求。

X209H47-8井接頭金相分析結果顯示,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)質鋼的技術要求(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。測試結果顯示,斷口表面缺陷內硫含量高(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)內存在硫化鐵(見圖4)。硫是鋼中的一種低熔點雜質元素,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。化學成分檢測結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,槍管內的加載沖擊波傳到接頭處。槍管內壁壓力云圖結合LSDYNA分析結果見圖5。

以X209H47-8井的接頭設計為例,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,內螺紋大徑D為78.5 mm,內螺紋小徑D1為74 mm,內螺紋中徑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 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,在進行射孔接頭設計或封隔器下射孔管柱配置時,應提高設計安全系數(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。