石油膨脹管的技術發(fā)展

石油膨脹管的技術發(fā)展

膨脹管管材料研究20世紀80年代末，荷蘭石油公司率先提出了石油擴張管技術的概念。經(jīng)過幾年的研究和開發(fā)，它于1997年轉變?yōu)楣I(yè)應用。目前各大石油公司包括威得福都注意到了該項技術,紛紛投入大量的人力物力開發(fā)該項技術,但是仍以殼牌公司和哈里伯頓公司合資成立的美國億萬奇環(huán)球技術公司處于領先地位。石油膨脹管最關鍵技術難題就是膨脹管材料的選用,國外一般選用L80和K55套管,最近殼牌公司又新推出LSX80套管材料,但是其膨脹性能還不是很好。國內于2000年引進這項技術,尚處于起步階段,西安石油大學也是剛剛開始探討膨脹管材料的性能要求,只有天津大學和上海天合形狀記憶有限公司共同開發(fā)膨脹管材料并進行試驗施工。石油膨脹管技術能夠大幅度地降低鉆井成本和縮短施工周期,并帶動石油鉆井、固井、完井、修井等一系列工程技術,被稱為是石油套管的一次技術革命。隨著石油價格不斷上升,研究這項技術更是迫切需要,但是由于膨脹管一般是在海洋或深井中施工,要承受巨大的外力,因此要求材料具有高強度;另外為了適應膨脹過程的大變形,材料也應當同時具備良好的塑性。而目前普通套管材料的強度和塑性很難同時滿足這樣的要求,因此膨脹管材料一直是制約膨脹管技術工程應用的重要因素。為了解決這一難題,通過大量的實驗研究,筆者提出了石油膨脹管材料設計準則,這對我國應用膨脹管技術將具有很大的推動作用。關于項目的討論1.強塑性與mpa膨脹管技術的應用是一項系統(tǒng)工程,所要研究的內容非常廣泛,涉及到石油鉆井、采油、油藏、完井、修井、材料、機械等多個領域,對膨脹管材料的研究更是一個技術難題。因為膨脹管施工的環(huán)境一般是在海洋和深井中,要求膨脹管材料具有高的強度。另外,為了滿足膨脹管在膨脹過程中的大變形,膨脹管材料還應具備良好的塑性,一般的石油套管難以達到這樣的要求。為了表達膨脹管材料的綜合性能,提出了一個新概念“強塑性”,用字母k表示,它等于材料在退火狀態(tài)下的拉伸強度σb和延伸率δ二者的乘積式中σb的單位為MPa,δ的單位為%,則強塑性k的單位就是MPa%。如果以直角坐標系的橫軸表示延伸率δ,縱軸表示強度σb,則強塑性k的數(shù)值可用σb-δ平面上的垂直軸坐標來衡量,如圖1所示。其三維形狀呈“山峰”狀,從圖上可以看出山峰的等高線投影是雙曲線。對研究的幾類膨脹管材料的強塑性值進行了比較,如圖2示,圖中的橫坐標表示材料在退火狀態(tài)下的延伸率,而縱坐標表示的是材料在退火狀態(tài)下的抗拉強度,圖中的面積表示強塑性值的大小,即反映膨脹管材料的綜合性能。從圖上看出有30000MPa%、60000MPa%和100000MPa%3條較粗的曲線表示的性能范圍,在將指導我們在設計膨脹管材料時,要考慮材料的綜合性能,不能單方面要求高強度和高塑性,應該使材料的強塑性值較大,也即使材料的性能范圍在30000MPa%線以上,如果能達到100000MPa%更好,但是那是材料性能的極限。從圖中可以看出高強韌鋼的抗拉強度高達到2000MPa,而其延伸率不到10%,因此其強塑性值在20000MPa%以下。低碳高塑鋼有較大的延伸率,但是其強度又很低,所以高強韌鋼和低碳高塑鋼的強塑性值均在第一條表示30000MPa%線以內,試驗證明這2種材料均不符合膨脹管材料的要求。圖中的陰影區(qū)表示本文所研制的鐵基膨脹管合金的性能范圍,其強塑性值在60000MPa%左右,殼牌石油公司在材料的研究方面,花了近6a的時間,新推出LSX80膨脹管材料,強塑性值為30000MPa%,鐵基膨脹合金的強塑性值將近是LSX80膨脹管材料的2倍,其膨脹性能優(yōu)于后者。2.膨脹管材料的研究在材料設計時經(jīng)常發(fā)生的困擾問題是,如果材料的強度較高,例如高強韌鋼,則塑性較低;而低碳高塑鋼雖有良好的塑性,但是材料強度又非常低。對于膨脹管材料,要求同時具有高強度和高塑性,根據(jù)筆者所研制的膨脹管材料,應具備3個特點:即材料同時具有高塑性、高強度和高的加工硬化率。為了同時提高材料的強度和塑性,也即強塑性值,在設計膨脹管材料時,采用了相變誘發(fā)塑性(Transformation-InducedPlasticity———TRIP)機制,即材料在外加應力的作用下,發(fā)生奧氏體γ轉變?yōu)棣篷R氏體相變。膨脹管材料希望具有較大的加工硬化率n,這是因為根據(jù)施工經(jīng)驗,膨脹管在施工膨脹過程,需要外界給予很大的膨脹功,而由于條件限制一般動力很難達到那么大的膨脹功,所以設計膨脹管材料時要求材料具有高的加工硬化率。只有這樣膨脹管材料在膨脹早期比較容易屈服,后期又能夠快速提高材料的強度,從而大大節(jié)約膨脹功。所以設計膨脹管材料時一般希望材料的加工硬化率值n較大,在0.25以上,根據(jù)康西德定律,就有dσ/dε≥σ滿足穩(wěn)定塑變條件,在很大程度上節(jié)約了膨脹功,式中σ為真應力,ε為應變,n為加工硬化率。膨脹合金的成分設計按照Schaeffler圖應處于奧氏體區(qū)中,要嚴格保證合金的基體為單一奧氏體,這樣膨脹合金在應力作用下發(fā)生塑性變形時,會充分發(fā)生相變誘發(fā)塑性,提高材料的強塑性值。奧氏體γ※ε馬氏體轉變機制如圖3所示,圖中右下三棱柱頂面和底面均表示原子密排面的位置,棱柱的高表示密排面的面間距,箭頭表示shockley不全位錯移動的方向。從原子排列結構看,母相γ是面心立方結構(fcc),ε馬氏體是密排六方結構(hcp),面心立方結構可以看作沿(111)γ原子密排面逐層堆垛而成的,其堆垛方式為ABCABC…,密排六方結構可以看作沿(0001)ε原子密排面逐層堆垛而成的,其堆垛方式為ABAB…。材料承載時在應力作用下,面心立方結構(111)原子面上的shockley不全位錯,將沿晶向方向移動a/6距離,每間隔1層的(111)γ密排面的原子都會沿同方向移動a/6距離,形成了19°28′切變角,這時原子堆垛順序將有ABCABC…轉變?yōu)锳BAB…,即從面心立方晶體結構轉變?yōu)槊芘帕骄w結構,形成ε馬氏體,完成奧氏體γ※ε馬氏體相變。在相變誘發(fā)塑性過程中,同時發(fā)生了塑變,因此通過此中機制能夠大大提高材料的強塑性值。3.鐵基合金馬氏體相變初始溫度的計算在低層錯能鐵基合金中,ε馬氏體是以層錯形核的機制形成和長大的,層錯能在從奧氏體γ→ε馬氏體相變過程中起主導作用。材料的層錯能越低,越容易發(fā)生ε馬氏體相變,則鐵基合金的ε馬氏體相變起始溫度Ms(ε)就相應提高,為此可以把Ms(ε)作為評價ε馬氏體相變傾向的一個指標。為了促進相變誘發(fā)塑性設計膨脹管材料,測定Ms(ε)就十分重要。但是由于母相奧氏體和ε馬氏體之間的電阻、比容、磁性都非常接近,相變熱效應也很小,分析測定Ms(ε)就很困難。因此,筆者提出了一種鐵基合金的Ms(ε)的計算方法。用表面浮凸研究馬氏體相變的微觀機制,原子力顯微鏡再次證實,ε馬氏體有2種形態(tài),即應力誘發(fā)馬氏體和熱誘發(fā)馬氏體。圖3是應力誘發(fā)ε馬氏體形成機制,特征是相變時發(fā)生19°28′切變角。圖4所示的是熱誘發(fā)馬氏體形成機制,它是當溫度降低時形成的一種ε馬氏體,這種馬氏體原子排列結構與應力誘發(fā)ε馬氏體不同,其層錯位移方向不是一個方向,而是左右穿插,原子的排列順序雖為ABAB…結構,其空間切變角為0°。基于上述模型,導出鐵基合金ε馬氏體相變起始溫度Ms(ε)的計算公式。熱誘發(fā)ε馬氏體每個核胚由6層原子面組成,如圖4中心箭頭所示為長度范圍,而每個核胚與母相只存在1個層錯界面,因此單位面積的界面能σ等于層錯能F,即σ=F。另外每個核胚內只包括3層層錯,因此其化學能ΔGchem等于3倍的層錯能,即ΔGchem=3F,其它晶格畸變能和相阻力能表示為Erisist。當溫度處于Ms(ε)時,相變過程的自由能為0。對于鐵基合金ε馬氏體相變過程的自由能,可表示為nρ(ΔGchem+σ)+Erisist,所以得到式中n表示層錯的厚度,ρ表示單位面積的原子密度,σ表示單位面積的界面能。將式(2)整理,得到文獻認為,層錯能是絕對溫度的線性函數(shù),則式中F0是絕對溫度為零條件下的層錯能,T是絕對溫度,K是比例系數(shù),K=1.73。當A,B兩種合金處在馬氏體相變起始溫度時,即TA=Ms(ε)A,TB=Ms(ε)B,二者的層錯能分別為將式(6)(7)代入式(3)右端,設定Erisist變化不大,nρ為常數(shù),所以Erisist/nρ基本是常數(shù),則可推出式中層錯能差ΔF0等于由于各元素成分變化引起層錯能的變化之和,即如果把0Cr18Ni8不銹鋼作為標準合金,其Ms(ε)=220K,得出計算鐵基合金ε馬氏體相變起始溫度Ms(ε)計算式為式中Δxi是與標準合金比較時元素原子百分比的變化,Δfi表示單位原子百分比的合金元素對層錯能的影響。表1列出9種鐵基合金元素的質量分數(shù)(%)及用式(1)計算的Ms(ε)值,從表中可以看出鐵基ε馬氏體相變起始溫