井下節流器用可溶性卡瓦下座耐腐蝕性能研究

沈德來，劉鑫，李相穎，袁比飛，屈文濤

1.西安石油大學機械工程學院（陜西 西安 710065）

2.中國石油長慶油田蘇里格南作業分公司（陜西 西安 710018）

0 引言

井下節流工藝是指在氣井油管內合適位置放置井下節流器，通過節流過程來實現流體降溫降壓的目的。節流后的低溫流體通過地熱加熱，使井口溫度能夠高于水合物形成的初始溫度，從而防止形成水合物而造成井筒堵塞[1-3]。但常因出現膠筒不能回彈、井內出砂卡住卡瓦及卡瓦銹死等問題導致節流器打撈困難。吳永春等[4]為避免膠筒不能回彈、無法打撈等難題提出了一種壓縮擴張式復合膠筒，來解決打撈過程中膠筒不能回彈、砂埋卡瓦與打撈頭等復雜問題。肖述琴等[5]針對現有工具打撈未失效卡瓦式井下節流器的問題，設計了一種壓縮卡瓦式井下節流器中心桿并使其膠筒回縮的新型打撈工具。劉小江等[6]針對神木氣田研制了平衡排水式井下節流器，該裝置自帶排液孔，利用卡爪卡于油管接箍間隙內實現卡定，解決了由于節流器上部積液和積砂導致的無法解封問題。馬勝吉[7]設計了一種新型打撈工具，采用可退式打撈筒方案，現場應用表明，該工具可較好地滿足該油田連續油管的施工作業，提高打撈作業的成功率。但以上方法工作繁瑣且打撈成本較高。

為此，使用可溶性鎂合金代替常規卡瓦下座材料，同時為了避免可溶性鎂合金溶解速率過快與力學強度不足而導致節流器工作失效問題，采用對可溶性鎂合金進行表面改性的方式，通過電化學測試、浸泡失重實驗，研究表面改性鎂合金在不同Cl-質量分數模擬井液中的耐腐蝕性能，并采用有限元力學仿真與溶解實驗，驗證卡瓦下座力學性能與溶解性能。

1 實驗材料和方法

1.1 實驗材料

實驗基材為10 mm×10 mm×2 mm 的可溶性鎂合金，利用EDS 能譜儀測試鎂合金樣品中元素含量，其化學成分見表1。依次使用600#、800#、1 000#、1 500#、2 000#、2 500#的水磨砂紙打磨鎂合金樣品表面，打磨光滑后在去離子水、無水乙醇中分別超聲清洗5 min，清洗后在室溫干燥并保存備用。表面改性鎂合金的內部涂層采用微弧氧化工藝，電解液為氫氧化鉀、氟化鉀、硅酸鈉，含量均為10 g/L，電流密度為2 A/dm2，占空比為10%，時間為10～15 min，使鎂合金表面生成約10 μm厚的涂層，外部有機涂層采用噴涂工藝，噴涂材料分為基料和面料，噴涂聚酰胺-酰亞胺樹脂（PAI）基料后，在120 ℃下烘烤20 min，待溫度降低至60 ℃后，再噴涂聚四氟乙烯（PTFE）面料，之后在390 ℃下烘烤50 min，涂層總厚度為25 μm。

表1 可溶性鎂合金樣品的化學成分

根據蘇里格氣田范圍內有投放節流器需要的氣井溫度梯度、節流器投放深度的分析以及井底原液的組分檢測結果，確定實驗樣品的浸泡溫度為56 ℃，模擬井液的成分[8]見表2，使用NaCl調節Cl-質量分數分別為2%、5%和8%，所使用的試劑均為國藥試劑，且為分析純。

表2 模擬井液的成分

1.2 實驗方法

1.2.1 浸泡失重實驗

將樣品座置于容積為100 mL 的聚四氟乙烯瓶內，并在樣品座上搭載3個樣品薄片，模擬液的注入量為65 mL，將其置于反應釜內，放入馬弗爐中，并保持溫度為56 ℃，以模擬井下壓力環境。腐蝕時長為1 周，1 周后收集樣品并用200 g/L 的CrO3清洗表面腐蝕產物后再稱量，浸泡失重實驗的腐蝕速率根據ASTM G31-72：2018公式計算：

式中：V為腐蝕速率，mm/a；ΔW為質量損失，g；A為試片暴露面積，cm2；T為浸泡時間，h；D為試片密度，g/cm3。

1.2.2 電化學測試

使用辰華CHI660E 電化學工作站，在室溫下采用三電極體系，測試環境為模擬井液，其中工作電極為鎂合金樣品與表面改性鎂合金樣品，參比電極為飽和甘汞電極，輔助電極為鉑電極，動電位極化曲線掃描速率為1 mV/s，測試區間為相對開路±250 mV，電化學阻抗譜的測試頻率為105～10-2Hz，所有測試均重復至少3次，以保證實驗結果的重復性和可信度。

2 結果與討論

2.1 電化學分析

2.1.1 極化曲線分析

圖1 為鎂合金和表面改性鎂合金在不同Cl-質量分數模擬井液中的動電位極化曲線，表3 為動電位極化曲線擬合后的電化學參數。根據腐蝕電化學原理，腐蝕電位越大，腐蝕電流密度越小，則耐腐蝕性能越好[9-10]。從圖1中可以看出，隨著Cl-質量分數的增加，腐蝕電位均負移，鎂合金和表面改性鎂合金的耐腐蝕性能逐漸變差。從表3 可以看出，隨著模擬井液中Cl-質量分數的增加，鎂合金的腐蝕電位從-1.481 V 負移至-1.509 V，腐蝕電流密度從1.164×10-4A/cm2增加到2.817×10-4A/cm2；表面改性鎂合金的腐蝕電位從-0.268 V 負移到-0.287 V，腐蝕電流密度從1.132×10-9A/cm2增加到2.142×10-9A/cm2。上述結果說明，與鎂合金相比，表面改性鎂合金的腐蝕電流密度降低了約5 個數量級，表面改性后的鎂合金耐腐蝕性能得到了顯著提升；模擬井液中Cl-質量分數的增加，會導致鎂合金和表面改性鎂合金的腐蝕傾向逐漸增大，耐腐蝕性能逐漸降低。

圖1 鎂合金和表面改性鎂合金在不同Cl-質量分數模擬井液中的動電位極化曲線

表3 動電位極化曲線擬合后的電化學參數

2.1.2 電化學阻抗譜分析

圖2為鎂合金和表面改性鎂合金在不同Cl-質量分數模擬井液中的Nyquist圖，其中圖2（a）是由高頻容抗弧、中頻容抗弧和低頻感抗弧組成，圖2（b）是由高頻容抗弧和中低頻容抗弧組成。容抗弧半徑大小與阻抗正相關[11]，從圖2可以看出，隨著模擬井液Cl-質量分數的增加，容抗弧半徑逐漸減小，該現象說明模擬井液中Cl-質量分數的增加，會降低表面改性鎂合金的耐腐蝕性能。圖3為鎂合金和表面改性鎂合金的等效電路圖，其中Rs代表溶液電阻，Rct代表電荷轉移電阻，R1代表膜層電阻，CPE1、CPE2與電極表面的雙電層電容有關，電感電阻RL和電感L的形成與鎂合金基體表面腐蝕產物的吸脫附有關[12]。表4為鎂合金和表面改性鎂合金的電化學擬合參數，電荷轉移電阻Rct是評價電極表面與溶液之間電荷遷移能力強弱的參數[13]，Rct越大，電荷轉移能力越弱，代表材料耐腐蝕性能越好。隨著模擬井液中Cl-質量分數的增加，鎂合金的Rct值從338.7 Ω·cm2降低到77.5 Ω·cm2；表面改性鎂合金的Rct值從4.1×108Ω·cm2降低到1.6×108Ω·cm2。結果表明，表面改性后的鎂合金耐腐蝕性能顯著提高，與鎂合金相比Rct值提高了約6個數量級，同時隨著模擬井液中Cl-質量分數的增加，鎂合金和表面改性鎂合金的耐腐蝕性能均下降，此結果與極化測試一致。

圖2 鎂合金和表面改性鎂合金在不同Cl-質量分數模擬井液中的Nyquist圖

圖3 鎂合金和表面改性鎂合金的等效電路圖

表4 鎂合金和表面改性鎂合金的電化學擬合參數

2.2 模擬井下環境浸泡實驗分析

圖4 為鎂合金和表面改性鎂合金在不同Cl-質量分數模擬井液中浸泡1 周后的宏觀腐蝕形貌圖。從圖4中可以看出，表面改性鎂合金在不同Cl-質量分數中的宏觀腐蝕特征并不明顯，而鎂合金表面局部腐蝕較為嚴重，隨著Cl-質量分數的降低，腐蝕坑的深度、寬度及數量逐漸增大。圖5 為鎂合金和表面改性鎂合金在不同Cl-質量分數模擬井液中浸泡1周后的腐蝕速率圖。從圖5中可以看出，在Cl-質量分數為2%、5%、8%的模擬井液中，鎂合金腐蝕速率分別為3.28、9.45、10.65 mm/a，表面改性鎂合金腐蝕速率分別為0.22、0.61、0.87 mm/a。表面改性后的鎂合金腐蝕速率均降低了91.8%以上，且表面改性鎂合金的腐蝕速率在0.1～1.0 mm/a內，屬于一般耐腐蝕材料，滿足卡瓦下座的耐腐蝕性能要求。

圖4 鎂合金和表面改性鎂合金在不同Cl-質量分數模擬井液中浸泡1周后的宏觀腐蝕形貌圖

圖5 鎂合金和表面改性鎂合金在不同Cl-質量分數模擬井液中浸泡1周后的腐蝕速率圖

2.3 可溶性卡瓦下座性能測試

2.3.1 卡瓦下座力學仿真分析

為驗證使用表面改性鎂合金所制的可溶性卡瓦下座力學強度是否滿足井下工作要求，開展可溶性卡瓦下座的有限元力學分析。圖6為卡瓦下座可溶式節流器卡定機構卡定時卡瓦下座的受力分析圖。進行受力分析，需要確定卡定結構卡定時可溶性卡瓦下座受到每片卡瓦對其壓力大小，受力分析如下：

圖6 可溶性卡瓦下座受力分析圖

式中：Fa、Fb和Fc分別為3個卡瓦對卡瓦下座的壓力，N；Fμ1、Fμ2和Fμ3分別為3個卡瓦下座受到的摩檫力，N；μ為42CrMo與涂層表面主要成分聚四氟乙烯的摩擦系數，取0.1；Fp為節流器所受壓力，N；R為油管內徑，mm，取62 mm；p為節流器最大壓差，MPa,取35 MPa。

由此得到卡瓦下座所受到卡瓦對其的壓力載荷為Fa=Fb=Fc=120 kN；節流器在坐封過程中膠筒收縮回彈將卡瓦下座底端固定，對卡瓦下座底端施加位移約束。表5為卡瓦下座材料屬性。

表5 可溶性卡瓦下座材料屬性

應用數值模擬軟件建立有限元分析模型。其中，采用四面體網格進行劃分，為提高仿真結果的精確度，將卡瓦下座與卡瓦的3 個接觸面進行網格細分，劃分后的網格單元數為64 323，節點總數為108 988，卡瓦下座有限元網格模型如圖7所示。

圖7 可溶性卡瓦下座有限元模型及網格劃分

在35 MPa 最大壓差下給定可溶性卡瓦下座與卡瓦的3個接觸面對應載荷并對上述有限元模型進行計算，結果如圖8所示，可溶性卡瓦下座所受到最大應力為190 MPa，小于材料的屈服強度（220 MPa），說明所研制的可溶性卡瓦下座滿足卡定機構在卡定時所要求的材料強度。

圖8 給定條件下可溶性卡瓦下座所受應力分布圖

2.3.2 溶解性能測試

將卡瓦下座可溶式節流器坐封于內徑為62 mm的P110 油管中，倒入1.5 L 質量分數為20%的鹽酸溶液，每隔1 h取出可溶性卡瓦下座并稱量，直至溶解解封。從圖9 中可以看出，可溶性卡瓦下座在前2 h 質量變化較小，2 h 后溶解速率增大，直至5 h 卡瓦下座可溶式節流器溶解解封，此時可溶性卡瓦下座的質量為77 g，圖10為可溶性卡瓦下座溶解解封前后對照圖。

圖9 可溶性卡瓦下座溶解曲線

圖10 可溶性卡瓦下座溶解解封前后對照圖

2.3.3 承壓測試

將卡瓦下座可溶式節流器坐封于內徑為62 mm的P110油管中，逐漸升壓至35 MPa，穩定30 min，重復3 次承壓測試壓力均未下降，隨后將可溶性卡瓦下座拆卸取出，觀察發現可溶性卡瓦下座表面涂層并未脫落，可溶性卡瓦下座未變形，說明可溶性卡瓦座強度滿足工作要求，該結果與力學仿真一致。

2.4 現場應用

2022年5月在蘇里格氣田測試井下入卡瓦下座可溶式節流器至井深1 500 m，作業前油壓為12.4 MPa，作業后油壓穩定在2.8 MPa；作業后日產氣量為1.5×104m3左右，生產運行整體平穩。2022 年7月開展卡瓦下座可溶式節流器打撈實驗，下入注液器注射1.5 L濃度為20%的鹽酸溶液，隨后將注液器上提至井口更換打撈筒并下井抓住節流器，約5 h后將卡瓦下座可溶式節流器緩慢拉出，鋼絲作業全程拉力小于1.8 kN，卡瓦下座可溶式節流器一次性打撈成功。

3 結論

1）表面改性鎂合金在不同Cl-質量分數模擬井液中的腐蝕電流密度均降低約5 個數量級，Rct值提高了約6個數量級，腐蝕速率均低于1 mm/a，與鎂合金相比表面改性后的鎂合金腐蝕速率均降低了91.8%以上，表面改性鎂合金滿足卡瓦下座耐腐蝕性能要求。

2）在給定卡定機構卡定時的載荷與位移約束時，可溶性卡瓦下座所受最大應力為190 MPa，小于材料的屈服強度，經過室內5 h的溶解實驗，卡瓦下座可溶式節流器實現解封，滿足井下節流器用可溶性卡瓦下座現場工作要求。

3）經過2 個月的現場生產應用，卡瓦下座可溶式節流器正常工作，使用酸溶的方法節流器一次性打撈成功，所制可溶性卡瓦下座可提高節流器打撈成功率，降低打撈成本。