李文飛 李玄燁 夏文安

1.勝利石油工程有限公司鉆井工藝研究院，山東 東營 257017；2.勝利石油工程有限公司海洋鉆井公司，山東 東營 257000

0 前言

套管腐蝕損壞是油氣田開發(fā)過程中的重要問題之一，也是套管損壞的主要形式。套管腐蝕后套管壁厚減小，強(qiáng)度降低，難以滿足套管壓力要求，極易引發(fā)井下復(fù)雜情況的發(fā)生。國內(nèi)外針對套管腐蝕損壞開展了相關(guān)研究［1-3］，但主要集中在套管腐蝕預(yù)測及防護(hù)技術(shù)方面，對于腐蝕套管剩余強(qiáng)度的分析研究較少。開展腐蝕套管剩余強(qiáng)度的研究［4-8］，對于套管設(shè)計時提高套管強(qiáng)度、合理優(yōu)選套管材質(zhì)、延長油氣井生產(chǎn)壽命具有重要意義和實用價值。

據(jù)統(tǒng)計［9-10］，套管腐蝕的形態(tài)主要分為圓弧形和半月形兩種。采用數(shù)值模擬的方法進(jìn)行分析，建立腐蝕套管后的模型，模擬不同應(yīng)力環(huán)境及邊界條件下，腐蝕缺陷的長度、深度及套管壁厚對套管剩余強(qiáng)度的影響規(guī)律。

1 圓弧形腐蝕缺陷

套管N80，屈服強(qiáng)度552MPa，抗拉強(qiáng)度689MPa，彈性模量206GPa，泊松比0.29，外徑177.8mm，壁厚分別為5.87mm、6.91mm、8.05mm、9.19mm、10.36mm、11.51mm?？紤]套管對稱性，取整個套管柱的1/4為模擬計算模型。邊界條件，考慮套管柱在生產(chǎn)過程中的受力情況［11］，外擠壓力33.21MPa，軸向載荷371.14 kN，采用軸對稱四邊形固體單元，離散后共13 663個節(jié)點，12 863個單元。含圓弧形腐蝕缺陷套管模型見圖1。

圖1 圓弧形腐蝕缺陷套管模型

1.1 腐蝕缺陷長度影響

為研究圓弧形腐蝕缺陷長度對套管剩余抗拉、抗擠和抗內(nèi)壓強(qiáng)度的影響規(guī)律，分別計算套管在圓弧形腐蝕缺陷深度、長度（腐蝕缺陷深度為套管徑向方向，腐蝕缺陷長度為套管軸向方向，均在套管內(nèi)壁處）變化條件下的剩余抗拉、抗擠和抗內(nèi)壓強(qiáng)度，模擬結(jié)果應(yīng)力云圖見圖2～3。

圖2 腐蝕深3mm、長0.05m下套管應(yīng)力

圖3 腐蝕深3mm、長0.15m下套管應(yīng)力

a）改變腐蝕缺陷長度的變化范圍，根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果可得，當(dāng)腐蝕長度為0.15m時，套管剩余抗拉強(qiáng)度不再發(fā)生變化。由此可以得出，套管圓弧形腐蝕缺陷臨界長度約為0.15m，而在實際鉆井過程中腐蝕長度一般都會大于這個臨界值，所以影響套管剩余抗拉強(qiáng)度的主要因素為套管腐蝕缺陷深度。

b）圓弧形腐蝕缺陷套管剩余抗擠強(qiáng)度隨腐蝕缺陷長度的增加而減小，并且當(dāng)腐蝕缺陷長度達(dá)到臨界值時，套管剩余抗擠強(qiáng)度達(dá)到其極小值。當(dāng)腐蝕長度為0.15m時，套管剩余抗擠強(qiáng)度不再發(fā)生變化。根據(jù)此模擬結(jié)果可得，當(dāng)臨界腐蝕缺陷長度為0.15m時，可以近似認(rèn)為套管剩余抗擠強(qiáng)度不再隨腐蝕缺陷長度變化。

c）圓弧形腐蝕缺陷套管剩余抗內(nèi)壓強(qiáng)度隨著腐蝕缺陷長度增加而減少，當(dāng)腐蝕長度為0.15m時，套管剩余抗內(nèi)壓強(qiáng)度不再發(fā)生變化，根據(jù)此模擬結(jié)果可以得出，當(dāng)腐蝕缺陷長度超過臨界腐蝕缺陷長度0.15m時，套管剩余抗內(nèi)壓強(qiáng)度趨于一個下限值。

1.2 腐蝕缺陷深度影響

腐蝕缺陷深度模擬結(jié)果應(yīng)力云圖見圖4～5。圖6、圖7、圖8分別是套管剩余抗拉、抗擠、抗內(nèi)壓強(qiáng)度隨腐蝕缺陷深度的變化規(guī)律。由前面的分析可以發(fā)現(xiàn)當(dāng)腐蝕缺陷長度超過臨界值時影響套管剩余抗拉、抗擠和抗內(nèi)壓強(qiáng)度的因素為腐蝕缺陷深度，因此腐蝕缺陷深度是影響腐蝕套管剩余強(qiáng)度的主要因素。

圖4 腐蝕長0.05m、深3mm下套管應(yīng)力

圖5 腐蝕長0.05m、深6mm下套管應(yīng)力

從圖6～8可以看出，隨著腐蝕缺陷深度的增加，套管剩余抗拉、抗擠和抗內(nèi)壓強(qiáng)度都呈降低趨勢，當(dāng)腐蝕缺陷深度超過套管壁厚的25%時，套管柱剩余抗拉強(qiáng)度降低20.18%，剩余抗擠強(qiáng)度降低25.20%，剩余抗內(nèi)壓強(qiáng)度降低29.84%；當(dāng)套管腐蝕缺陷深度超過套管壁厚60%時，套管柱剩余抗拉強(qiáng)度降低48.43%，剩余抗擠強(qiáng)度降低60.48%，剩余抗內(nèi)壓強(qiáng)度降低60.48%，可見套管柱剩余強(qiáng)度隨腐蝕缺陷深度的增加而降低。

圖6 套管剩余抗拉強(qiáng)度與腐蝕缺陷深度關(guān)系

圖7 套管剩余抗擠強(qiáng)度與腐蝕缺陷深度關(guān)系

圖8 套管剩余抗內(nèi)壓強(qiáng)度與腐蝕缺陷深度關(guān)系

1.3 套管壁厚影響

計算不同壁厚、腐蝕缺陷深度為2mm時的套管剩余抗拉強(qiáng)度、抗擠強(qiáng)度和抗內(nèi)壓結(jié)果見圖9～11。從圖9～11中可見，腐蝕缺陷深度和長度都不變時，套管剩余抗拉強(qiáng)度和抗擠強(qiáng)度、抗內(nèi)壓強(qiáng)度隨著套管壁厚的增加而增加。

圖9 套管剩余抗拉強(qiáng)度與套管壁厚關(guān)系

圖10 套管剩余抗擠強(qiáng)度與套管壁厚關(guān)系

圖11 套管剩余抗內(nèi)壓強(qiáng)度與套管壁厚關(guān)系

2 半月形腐蝕缺陷

考慮到半月形腐蝕缺陷套管的對稱性，取整個套管柱的1/2作為模擬計算模型，見圖12。

圖12 半月形腐蝕缺陷套管模型

2.1 腐蝕缺陷長度影響

在一定邊界條件下，根據(jù)模擬結(jié)果分析可得，隨著腐蝕缺陷長度的增加，套管剩余抗拉強(qiáng)度增加并達(dá)到一個上限值，套管剩余抗擠強(qiáng)度減少并達(dá)到一個下限值。半月形腐蝕缺陷套管剩余抗拉強(qiáng)度的臨界腐蝕缺陷長度為200mm，剩余抗擠強(qiáng)度的臨界腐蝕缺陷長度為450 mm，超過這個臨界腐蝕缺陷長度后套管柱的剩余抗拉、抗擠強(qiáng)度大小將不再發(fā)生變化，此時腐蝕套管的剩余強(qiáng)度只與腐蝕缺陷深度有關(guān)，這與圓弧形腐蝕缺陷套管柱剩余強(qiáng)度規(guī)律相同，模擬結(jié)果應(yīng)力云圖見圖13～14。

與圓弧形腐蝕缺陷套管的剩余強(qiáng)度對比后可以發(fā)現(xiàn)，在腐蝕缺陷深度相同時，由于半月形腐蝕缺陷套管的截面積減少量小于圓弧形腐蝕缺陷的，所以半月形腐蝕缺陷套管的剩余抗拉強(qiáng)度大于圓弧形腐蝕缺陷的套管的；由于應(yīng)力集中的影響，半月形腐蝕缺陷套管的剩余抗擠強(qiáng)度限值小于圓弧形腐蝕缺陷的。當(dāng)套管外徑為177.8mm，壁厚為10.36mm，腐蝕缺陷長度為0.25m，腐蝕缺陷深度為2mm時，半月形腐蝕缺陷套管柱的剩余抗拉、抗擠強(qiáng)度限值分別為2 692.66 kN、34.30MPa，而圓弧形腐蝕缺陷的則分別為1 925.68 kN、48.76MPa；當(dāng)N80套管外徑為177.8mm，壁厚為9.19mm，在腐蝕缺陷長度為0.45m，腐蝕缺陷深度為3mm時，半月形腐蝕缺陷套管的剩余抗內(nèi)壓強(qiáng)度為23.2MPa，而圓弧形腐蝕缺陷的則為38.2MPa。這說明影響含腐蝕缺陷套管柱的剩余抗拉強(qiáng)度因素為剩余套管截面積，而影響套管柱剩余抗擠和抗內(nèi)壓強(qiáng)度的因素為應(yīng)力集中。

圖13 腐蝕深3mm、長0.15m下套管應(yīng)力

圖14 腐蝕深3mm、長0.75m下套管應(yīng)力

2.2 腐蝕缺陷深度影響

半月形腐蝕缺陷時套管剩余抗拉和抗內(nèi)壓強(qiáng)度與腐蝕缺陷深度也符合線性反比例關(guān)系。

圖15、圖16分別是半月形腐蝕缺陷深度與套管剩余抗內(nèi)壓和抗拉強(qiáng)度的關(guān)系。對比圓弧形腐蝕缺陷的套管剩余強(qiáng)度與腐蝕缺陷深度的關(guān)系可以發(fā)現(xiàn)，半月形腐蝕缺陷套管的剩余抗內(nèi)壓強(qiáng)度對腐蝕缺陷深度的敏感度要大于圓弧形腐蝕缺陷的。而半月形腐蝕缺陷套管剩余抗拉強(qiáng)度對腐蝕缺陷深度的敏感度要小于圓弧形腐蝕缺陷的。當(dāng)腐蝕缺陷深度相同時，半月形腐蝕缺陷套管截面積的減少量小于圓弧形腐蝕缺陷的，所以半月形腐蝕缺陷套管剩余抗拉強(qiáng)度對腐蝕缺陷深度的敏感性比與圓弧形腐蝕缺陷的低；而當(dāng)最小剩余壁厚相同時，剩余抗內(nèi)壓強(qiáng)度對應(yīng)力集中因素更為敏感，所以半月形腐蝕缺陷套管剩余抗內(nèi)壓強(qiáng)度對腐蝕缺陷深度的敏感性要大于圓弧形腐蝕缺陷套管的。

圖15 套管剩余抗內(nèi)壓強(qiáng)度與缺陷深度關(guān)系

圖16 套管剩余抗拉強(qiáng)度與缺陷深度關(guān)系

2.3 套管壁厚影響

分別計算半月形腐蝕缺陷深度為2mm時，改變腐蝕缺陷長度與套管壁厚、套管剩余強(qiáng)度的變化規(guī)律。從圖17～19中可以看出，半月形腐蝕缺陷的深度和長度一定時，套管剩余抗拉、抗擠和抗內(nèi)壓強(qiáng)度都隨套管壁厚的增加而增加，這與圓弧形腐蝕缺陷套管的規(guī)律相同。

3 結(jié)論

圖17 套管剩余抗拉強(qiáng)度與壁厚關(guān)系

圖18 套管剩余抗擠強(qiáng)度與壁厚關(guān)系圖

圖19 套管剩余抗內(nèi)壓強(qiáng)度與壁厚關(guān)系

對于外徑177.8mm的N80套管，在外擠壓力33.21 MPa、軸向載荷371.14 kN的邊界條件下，數(shù)值模擬可得出如下結(jié)論：

a)圓弧形腐蝕缺陷，套管的剩余抗拉強(qiáng)度隨缺陷長度的增加而增加，剩余抗擠、抗內(nèi)壓強(qiáng)度隨缺陷長度的增加而減小，且當(dāng)缺陷長度為150mm時，套管剩余強(qiáng)度達(dá)到極限值，套管剩余強(qiáng)度隨缺陷深度的增加而線性減小，隨套管壁厚的增加而增加。

b)半月形腐蝕缺陷套管的剩余抗拉強(qiáng)度隨缺陷長度增加而增加，剩余抗擠強(qiáng)度隨缺陷長度增加而減小，當(dāng)腐蝕缺陷長度為450mm時，套管剩余抗拉、抗擠強(qiáng)度達(dá)到極限值，套管剩余抗內(nèi)壓、抗拉強(qiáng)度隨缺陷深度的增加而線性減小，套管剩余抗拉、抗擠和抗內(nèi)壓強(qiáng)度都隨套管壁厚的增加而增加，與圓弧形腐蝕缺陷套管的規(guī)律相同。

以上結(jié)論均是數(shù)值分析的結(jié)果，建議結(jié)合模擬結(jié)果，開展相關(guān)實驗分析，驗證分析結(jié)論為現(xiàn)場套管強(qiáng)度分析及套管選材提供參考依據(jù)。

［1］孫 嘯，吳燦奇，曹然偉，等.四種鋼材腐蝕性能評價實驗研究［J］.天然氣與石油，2012，30（3）：68-73.Sun Xiao，W u Canqi,Cao Ranwei，etal.Assessment，Experiment and Study on Corrosion Beharvior of Four Kinds of Steels for Oiland GasField ［J］.NaturalGasand Oil，2012，30（3）：68-74.

［2］羅光文，李天雷，何 明.酸性氣田腐蝕環(huán)境分析及材料選擇［J］.天然氣與石油，2011，29（6）：67-69.Luo Guangyuan，Li Tianlei，He M ing.Analysis on Corrosion Environment in Sour Gas Field and Selection of Materials［J］.NaturalGasand Oil，2011，29（6）：67-69.

［3］蔡文軍，陳國明，潘東民，等.腐蝕管線剩余強(qiáng)度評估的研究進(jìn)展［J］.石油機(jī)械，1999，27（11）：47-49.CaiW enjun，Chen Guom ing,Pan Dongm in,etal.Advancesin Research ofResidualStrength AssessmentofCorroded Pipeline［J］.China Petroleum Machinery，1999，27（11）：47-49.

［4］謝文江，魏 斌，陳娟利，等.含H2S/CO2氣田油套管腐蝕與防護(hù)技術(shù)［J］.油氣儲運,2010,29（2）：93-96.XieW enjiang，W eiBin，Chen Juanli，et al.CasingSteelCorrosion in H2S/CO2-contained GasField and ItsProtection Technology［J］.Oil&GasStorage and Transportation，2010,29（2）：93-96.

［5］顧春元，狄勤豐，王掌洪，等.拉應(yīng)力條件下油氣井套管腐蝕機(jī)理研究［J］.鉆采工藝,2007,30（1）： 84-86.Gu Chunyuan，DiQ infeng，W ang Zhanghong，etal.Corrosion Mechanism ofCasing Under Tensile Stressin Oil/GasW ell［J］.Drilling&Production Technology，2007,30（1）： 84-86.

［6］高德利，趙增新.外應(yīng)力對套管腐蝕速率的影響［J］.石油鉆采工藝，2008，30（6）：117-119.Gao Deli,Zhao Zengxin.Effect of External Stress to Casing Corrosion Rate ［J］.Oil Drilling&Production Technology，2008,30（6）：117-119.

［7］李瓊瑋，楊全安，李成龍，等.長慶油田油套管腐蝕預(yù)測研究與建議［J］.腐蝕科學(xué)與防護(hù)技術(shù)，2005，17（5）：371-373.LiQiongwei，Yang Quanan，LiChenglong，etal.Research and Advice of Casing Corrosion Forecast in Changqing O il Field［J］.Corrosion Science and Protection Technology，2005,17（5）：371-373.

［8］田家林，梁 政，楊 琳，等.CNG儲氣井套管腐蝕疲勞機(jī)理研究［J］.石油礦場機(jī)械,2011，40（1）：5-9.Tian Jialin，Liang Zheng,Yang Lin，et al.Study of Invalidation of Corrosion Fatigue Mechanism of CNG Storage W ell Thimble［J］.OilField Equipment，2011，40（1）：5-9.

［9］張西明，李 軍，張新發(fā)，等.長慶油田小套管的腐蝕與防護(hù)［J］.腐蝕科學(xué)與防護(hù)技術(shù)，2004，16（1）：59-61.Zhang Xim ing，Li Jun，Zhang Xinfa，et al.Corrosion and Protection for Small-Casings in Changing O il Field ［J］.Corrosion Science and Protection Technology，2004，16 （1）：59-61.

［10］周 琦，何力力，黃淑菊.X 70鋼在不同溫度下的CO2腐蝕行為［J］.石油機(jī)械，2005，33 （11）： 7-10.Zhou Qi，He Lili，Huang Shuju.Corrosion Behaviorsof X 70 SteelatDifferentTemperatures［J］.ChinaPetroleum Machinery，2005,33 （11）：7-10.

［11］SY/T 5724-2008，套管柱結(jié)構(gòu)與強(qiáng)度設(shè)計［S］.SY/T 5724-2008，Design for Casing String Structure and Strength［S］.