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　　（1.中国石化石油工程技术研究院，北京 100101；2.中国石油大学，北京 102249）

　　摘 要 本文旨在研究如何提高膨胀管抗挤强度，分别从材料和强度影响外部因素入手进行分析。首先，提出高性能膨胀管材料选择的主要依据，基于此研究了膨胀管抗挤强度的外部影响因素，采用实验分析、微观理论剖析、模拟计算相结合的手段，诠释了其对抗挤强度的影响及敏感性。其次，研究了不同膨胀工艺对膨胀后管体性能的影响规律，给出了选择工艺的基本依据。另外，本文在充分吸收国内外该领域先前研究的基础上，尝试性提出了新型膨胀管材料，探索了膨胀管技术未来发展的方向，旨在获得综合性能良好的膨胀管，为拓展其应用领域做好前瞻性准备。

　　膨胀管技术是在钻井施工过程中，将小于上层套管内径的特殊管下入井内，在井下通过液压式或机械式方式推动膨胀锥头，使管柱径向发生永久变形，内径增大，从而达到封固复杂地层、修补破损套管等目的。国外膨胀管技术研究开始于20世纪70～80年代。随后发展迅速，早在1993年已经进行了膨胀管技术概念性试验。1998年Shell公司在Gasmer Test Well井进行了型号为J55、尺寸为133/8套管的原型试验，膨胀和密封获得成功［1］。1999年便达到了商业化的水平，2004年6月，Enventure公司已在世界20个国家为58家用户完成了247次技术服务，累计胀管长度达到258755ft，可靠性超过95％。国内研究起步较晚，基础薄弱。2000年开始引入膨胀管概念，跟踪研究发现国内需求市场较大。因此，西南、大港等机构科研院所进行了相关课题研究和试验。2004年，中国石化胜利石油管理局钻采工艺研究所首次进行实体可膨胀管试验并取得成功［2］。之后，因其应用规模不断拓展，受到越来越多科研机构的青睐。该技术优势核心：一是可以节约井眼尺寸；二是可用于套管修补、完井以及采油等作业的全过程；三是具灵活的作业程序、广泛的适用性、显著的经济性。因此，被业界赞誉为 “21世纪石油钻采行业的核心技术之一”［3］。

　　膨胀管必须具备良好的力学性能，即较高的强度、良好的塑形等。大量试验和力学模拟结果表明，套管膨胀后抗挤强度会有较大程度降低，降幅一般为30％～50％。为提高作业安全性，拓展其使用范围，需要更高抗挤强度的膨胀管。鉴于此，本文围绕提高膨胀管抗挤强度的核心，首先提出了从内因着手，分析并提出高性能膨胀管材料选择的主要依据。其次剖析影响膨胀管抗挤强度的外部主要因素，采用实验分析、微观理论剖析、模拟计算相结合的手段，诠释了主要外部影响因素对抗挤强度的敏感性。本文吸收了国内外该领域前辈研究的精华，提出了新型膨胀管材料，尝试性探索了膨胀管技术未来发展的方向。旨在改善和提高膨胀管的性能，拓展其应用领域。

　　回顾关于膨胀管材料方面的研究，国外花费了大约6年的时间，系统地研究了管体材料、膨胀方式、膨胀后热处理等对膨胀管机械性能、残余应力和抗外挤性能的影响［4～7］。通常使用的膨胀管材料包括普通低碳合金钢、高压锅炉钢以及专门用于膨胀管的材料，如目前常用的N80、L80、K55等。部分资料显示高强度管线也可以作为膨胀管材料使用。为了模拟和预测钢管膨胀后抗外挤性能，根据ASTM E9-89标准，进行了膨胀管的压缩试验，图1反映了膨胀对不同材料钢管压缩屈服强度和硬度的影响。由图1a可见，P110和X95膨胀后屈服强度降低最为明显，降低大约30％，其原因是由于加工硬化作用不明显（图1b），无法弥补由于Bauschinger效应引起的屈服强度的降低。K55、L80、N80膨胀前后屈服强度变化不大，推断其原因是由于加工硬化作用与Bauschinger效应相抵消。图2为膨胀前后钢管冲击韧性变化曲线，膨胀后不同钢级钢管冲击韧性都出现了一定程度的降低，但都能够满足API标准的要求。

　　综上所述，国外科研机构对膨胀管材料硬度、屈服强度、抗拉强度、屈强比和伸长率等进行了详细研究，总结出了膨胀管材料具备的基本性能。为满足膨胀管使用时较大的塑性变形要求，膨胀管管体材料应满足以下几点要求：(1)良好的塑性变形能力；(2)较高的抗拉强度；(3)较低的屈服强度；(4)较高的加工硬化指数；(5)膨胀后管材（膨胀率一般为10％～25％）力学性能应满足API的要求。这为膨胀管在不同膨胀工艺下、不同作业环境中的使用提出了材料选择的基本原则，对进一步改善膨胀管材料性能和提高管体强度具有重要的借鉴作用。

　　为研究膨胀工艺对管材性能和强度的影响，国外某研究机构开展了专题研究。本文着重分析研究膨胀加载方式对管体抗挤强度的影响。试验采用专有成分C-Mn钢50钢管，外径193.7mm，壁厚9.5mm，膨胀率15％。

　　试验结果表明：膨胀后管体抗挤强度下降47％～55％。膨胀方式对膨胀后管体残余应力、径厚比、抗挤强度影响显著。方式d，膨胀后径厚比和残余应力在几种膨胀方式中处于中间水平，膨胀后抗挤强度最高。方式e，残余应力较低，径厚比较高，抗挤强度最低。方式f，膨胀后径厚比最高，残余应力较低，抗挤强度较高。该试验为有条件使用膨胀管提供了切实可行的膨胀工艺。为确保膨胀管具有良好的性能，在膨胀过程中要增加膨胀管润滑措施，尽量居中，膨胀速度适宜（最佳膨胀速度为7.6～18m/min）。

　　注：a为膨胀前；b为单独在膨胀锥前施加压缩载荷；c为在膨胀锥后水力膨胀，在膨胀锥前施加压缩载荷；d为固定膨胀锥后面的管端，拉拔膨胀锥膨胀；e为在膨胀锥后水力膨胀；f为固定管子两端，在膨胀锥后水力膨胀。

　　因膨胀管自身工艺具特殊性，使抗挤强度的不利影响因素变得更为复杂。现就管体结构、屈服强度、应变时效、Bauschinger效应等对膨胀后管体抗挤强度的影响进行研究，并对各因素的敏感性进行分析。

　　膨胀管在制造、运输或者作业过程中，比厚壁套管更容易受到外界划拉、磕碰，作业中不可避免地受到钻柱等磨损。计算表明：膨胀管内壁磨损缺陷的存在，一方面降低了膨胀管本身的抗外挤强度，另外，如果外部地层为岩盐地层，因磨损改变了膨胀管管体径向不同方向的刚度，造成膨胀管外壁应力分布的不均匀性更加严重，非均匀载荷和内壁磨损缺陷的存在共同加剧了对膨胀管本体抗外挤强度的损伤。对型号为P110、壁厚12.7mm的套管，假设内壁缺陷的最大厚度为0、0.5、1、1.5、2、2.5mm，分别计算磨损后套管的抗挤强度表明，在磨损半径一定的情况下，磨损量达到2.5mm时，套管抗外挤强度下降约45％（图3）。另外，椭圆度也是影响膨胀管抗挤强度的重要因素之一，膨胀过程中椭圆度和壁厚不均度会继续保持甚至增强，膨胀后径厚比的增大也是导致膨胀后管体抗挤强度降低的原因。

　　如前所述，P110和X95材料膨胀后屈服强度降低较为明显，约30％，尤其是膨胀前期（膨胀率在10％之内）对管体影响显著。究其原因，是由于加工硬化作用不明显，无法弥补由于Bauschinger效应引起的屈服强度的降低。由于加工硬化作用与 Bauschinger 效应相抵消，K55、L80、N80膨胀前、后屈服强度变化不大。因此，材料的加工硬化率越高，膨胀后压缩屈服强度降低得越少。同时，根据Hall-Petch方程，即

　　油气成藏理论与勘探开发技术：中国石化石油勘探开发研究院2011年博士后学术论坛文集.4

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　　由式（3）可见，材料加工硬化指数越高，屈服强度越低。因此在保持抗拉强度基本不变的前提下，尽量降低膨胀管材料的屈服强度、提高材料加工硬化指数对提高膨胀管抗外挤强度具有积极意义。国外研究认为在考虑材料非线性、加载历史、椭圆度、壁厚不均匀度条件下，在径厚比大于20时，材料的屈服强度并不是影响膨胀管抗挤强度的关键因素。

　　应变时效主要发生在低碳钢和低合金钢中，是指在塑性变形时或变形后，固溶状态的间隙溶质（C、N）与位错交互作用，钉扎位错阻止变形，导致强度提高、韧性下降的力学冶金现象。应变时效对膨胀管抗挤强度有重要影响，下面以L80膨胀管为例定量分析。表2为膨胀及应变时效对L80套管压缩屈服强度的影响。由于膨胀管是在温度环境为50 ～350℃井下进行膨胀施工，因此试验考察了在一定温度下的膨胀管应变时效作用。由表2可见，当管体膨胀20％后，压缩屈服强度由原来的632MPa降低为505MPa，降低约20％，出现所谓反载软化现象。在150℃温度下时效1.5h，屈服强度损伤恢复约14％，在该温度下时效作用5h，压缩屈服强度提高到639MPa，与膨胀前管体屈服强度相近。保持时效时间为5h，温度升高至175℃，屈服强度不再继续提高。这种现象说明膨胀管在井下使用过程中，膨胀初期抗外压强度会出现较大程度的降低。但经过一段时间时效后，抗外挤强度又会在一定范围内提高。

　　膨胀管服役期间，它将受到内压力、外挤力以及拉力的作用。管子承受内压的方向和膨胀方向相同，而承受外挤力的方向和初始膨胀方向相反，所以Bauschinger效应会导致膨胀后的管体抗内压能力增强，抗外挤能力下降。影响机理如下：

　　Bauschinger效应大小与金属材料塑性变形量密切相关，在一定范围内，Bauschinger效应随塑性变形量增加而增大。但当塑性变形量超过易滑移区时，因位错增殖和难于重分布，则在随后反向加载时，Bauschinger效应可迅速降低甚至消失。因此，研究Bauschinger效应值与金属材料塑性变形量之间的关系对提高膨胀管抗挤毁强度有重要的意义。

　　管体膨胀过程中，环向、轴向均产生塑性变形，这种塑性变形一般是不均匀的，不均匀变形在管体内产生附加应力，膨胀后残留在管体内形成残余应力。张建兵等对35CrMo钢管和J55套管膨胀后残余应力的测量和分析结果表明［8］，膨胀后管体存在显著的环向残余压缩应力（其值约为200MPa），其效应相当于直接降低了管体的横向压缩屈服强度，它是导致膨胀后管体抗挤强度下降的一个重要因素。

　　力学模拟分析和和室内试验均表明，由于膨胀产生的残余应力和 Bauschinger 效应共同作用，膨胀后管体抗外挤强度有较大程度降低。膨胀后因管壁有不同程度的减薄。因此，原有的损伤或后续作业可能造成的磨损等缺陷都更加严重地影响膨胀后管体的抗挤强度。对于径厚比大于20的膨胀管，磨损深度比磨损半径影响程度更大；材料的屈服强度对膨胀管抗外挤强度的影响并不大。其他因素如Bauschinger效应、残余应力等相互影响，以及其对套管抗外挤强度的影响，有待于进一步的定量分析研究。

　　为了提高膨胀管作业的安全性，获得良好的膨胀管综合性能，现从材料热处理、管体结构优化、管体膨胀整形等角度提出增强抗外挤强度的新思路。

　　一般情况下，随着钢级的提高，加工硬化率降低，屈服强度比提高，这会导致膨胀后抗挤强度大幅度降低。可以通过对普通套管制定合适的热处理改善其力学性能。例如，可以对显微组织为铁素体＋珠光体的低碳钢或低合金钢套管进行亚温淬火，即将材料加热到奥氏体与铁素体之间两相区（Ac1—Ac3之间），保温后淬火以获得铁素体和马氏体两相组织［9，10］。这种组织状态的钢具有强度高、屈服点低、连续屈服、加工硬化率高和延伸率高等特点［11］。研究表明，铁素体＋马氏体双相组织钢与普通铁素体＋珠光体组织钢相比膨胀后具有更高的抗挤强度［12］。

　　如前所述，膨胀管缺陷的存在使其抗挤强度大大降低，在膨胀后相应缺陷的不利影响更加恶劣。因此，在膨胀管选择前应设定更加严格的标准，加大整形力度，力求获得近似理想圆形膨胀管。在膨胀管服役期间，要优化工艺措施，防止钻柱或其他作业管串磨损膨胀管内壁。

　　膨胀管因为加工和作业过程的影响，导致存在一定的残余应力，这对于膨胀管的抗挤强度会造成不可忽视的不利影响。因此，应采取主动措施将残余应力降至最低。下井前残余应力消除工艺及方法比较成熟。井下膨胀后残余应力消除是目前较新的认识。其中，超声冲击是相对有效的方法。膨胀芯下面连接超声波装置，随膨胀工艺自下而上移动并旋转，采用20kHz以上的高频大功率超声波，使膨胀管表层发生较大的压缩塑性变形，能够有效降低残余应力，提高膨胀管的综合性能。

　　如前所述，膨胀管材料需要良好的强度和塑性匹配以及优良的加工硬化能力，可以采用强塑积（抗拉强度与延伸率的乘积）作为衡量膨胀管材料性能的指标。国际上Shell公司最先推出的膨胀管用钢LSX80，其强塑积达到30GPa％。先进的汽车用钢与膨胀管材料性能要求相似，可以引入到新型的膨胀管材料开发中。第二代汽车用钢材料中的TWIP钢和奥氏体不锈钢属于高合金钢的范畴，它的组织结构主要是软相奥氏体。通过利用奥氏体的TWIP效应将钢的强度提高800～1000MPa，塑性达到50％～80％，因而其强塑积达到50～70GPa％的水平［13］。目前我国自主研发的第三代汽车用钢，通过中锰碳钢的合金化设计及奥氏体逆相变等措施，制备出含30％左右的亚稳奥氏体与超细晶基体的双相复合组织钢。其室温抗拉强度在0.8～1.6GPa级，断后延伸率为30％～45％的水平，而其强塑积为30～48GPa％［14］。将这些先进材料引入石油行业，作为未来高性能膨胀管材料具有广阔的前景。

　　1）通过分析膨胀前后P110、X95、K55钢管的硬度、屈服强度、Bauschinger效应及其相互影响对管体抗外挤性能的影响，给出了膨胀管材料具备的基本性能，为高性能膨胀管材料开发提供了主要依据。

　　2）结合5种不同膨胀试验加载方式，分析了膨胀工艺对膨胀管结构和综合性能的影响。据此，结合实际工况能够为选择合适的膨胀工艺提供重要参考依据，从而获得具有良好综合性能的膨胀管。

　　3）膨胀工艺不同造成膨胀后残余应力的分布和大小变化较大，不仅严重影响膨胀管抗外挤强度，而且直接影响其他后续工艺的效率。本文提及的井下消除残余应力的方法提供了改善管体强度的新思路。

　　4）膨胀管制造和加工都可能不同程度地造成管体的变形，即使入井后后续作业也可能造成膨胀管内壁的磨损，这都将严重影响膨胀波纹管抗外挤强度，而且这种缺陷对强度的影响将在膨胀后恶化。

　　5）如果不考虑其他影响因素，膨胀管材料屈服强度比越低，加工硬化率越高，膨胀后抗挤强度损失越小。可以通过对普通套管制定合适的热处理工艺（如亚温淬火）来提高其抗挤强度。

　　6）将第二代汽车用钢和新型第三代汽车用钢引入石油行业膨胀管技术领域，创新了该方面的理论研究思路，补充和扩展了原有膨胀管选材范围，具有重要的启发意义和导向作用。

　　［1］孟庆昆，谢正凯，冯来，等.可膨胀套管技术概述［J］.钻采工艺，2003，26（4）：67～68，74.

　　［2］李作会.膨胀管关键技术研究及首次应用［J］.石油钻采工艺，2004，26（3）：17～19.

　　［8］张建兵，韩建增，陈建初，等.膨胀套管中的残余应力问题［J］.石油钻采工艺，2005，27（2）：18～20.

　　［9］张树坤，张利民.36Mn2V钢石油套管的亚温淬火强韧化处理工艺［J］.钢管，2005，34（3）：20～22.

　　［10］王冀恒，李惠，谢春生，等.35CrMo钢亚温淬火强韧化组织与性能研究［J］.热加工工艺，2009，38（6）：144～146.

　　［11］马鸣图，吴宝榕.双相钢——物理和力学冶金［M］.北京：冶金工业出版社，2009.

　　［14］董瀚，曹文全，时捷，等.第三代汽车钢的组织与性能调控技术［J］.钢铁，2011，46（6）：1 ～1.1

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