深层页岩气开发环境下连续油管焊缝疲劳计算方法探讨

2022-03-02方福君李庚蒋涛孙兆岩刘志尧卢秀德

石油工业技术监督 2022年2期

方福君，李庚，蒋涛，孙兆岩，刘志尧，卢秀德

1.中国石油集团川庆钻探工程有限公司井下作业公司（四川成都610213）

2.中国石油集团川庆钻探工程有限公司地质勘探开发研究院（四川成都610213）

0 引言

连续油管施工环境较为恶劣、受力状态复杂，易受多种因素影响导致失效。若连续油管的失效主因是循环弯曲造成的管体疲劳失效，称之为“纯疲劳”引发的失效。随着页岩气开发的不断深入，施工中出现因“纯疲劳”而引发的连续油管失效案例逐渐增多，且多数失效发生在连续油管钢带对接焊缝相邻位置，造成很大危害。为此，一些国内外学者对原连续油管疲劳模型中焊缝位置的疲劳修正系数取值是否合适产生怀疑[1-4]，Padron T等人进行了针对此类问题的大量相关性实验研究，证实采用斜口焊接方式的高强度连续油管，焊缝位置的疲劳寿命受应变量的影响严重[5]。

我国页岩气的开发重点现已逐渐转向深层页岩气[6-8]，大井深、高压力、超长水平段的作业环境将导致连续油管的选型只能向更高强度、更大管径方向发展。但受运输条件制约，为保证能装载足够长度的连续油管，继续采用较小芯轴的滚筒是唯一选择。由于以上原因叠加，造成在深层页岩气开发环境下的连续油管将会比以往工况承受更高水平的应变，若此问题不加以重视，将会给安全生产带来极大隐患。

通过筛选出一起较为典型的国产连续油管因“纯疲劳”引发焊缝位置失效案例，应用Padron T等人提出的连续油管焊缝疲劳计算方法，对发生断裂的焊缝进行疲劳寿命消耗计算，探讨此方法是否适合国产连续油管焊缝的疲劳寿命计算，以期为国产连续油管在深层页岩气应用中的管柱安全提供一定的参考依据。

1 连续油管失效案例的确定

按照Padron T等人对于因“纯疲劳”而引发的连续油管失效案例统计，典型失效案例应包括以下4项因素：①高强度（钢级CT100及以上）、大管径（直径50.8 mm及以上）的连续油管；②斜口焊缝出现“纯疲劳”失效；③连续油管在高压（41～48 MPa）环境下工作；④连续油管失效的焊缝位置承受了较高水平的弯曲应变（1.7%～2.1%）。

根据以上因素，筛选出的一起典型案例如下：某国产钢级CT110、外径50.8 mm、长度5 500 m的连续油管，在服役的第86天突然发生断裂，作业类型主要为页岩气井的钻磨桥塞、通井和射孔作业，作业深度3 006～5 372 m，最高施工压力62 MPa，断裂位置3 275 m处，如图1所示。

图1 连续油管3 275 m断口处外形图

1.1 确定失效类型

在对断口区域外观检查未发现明显的机械损伤和腐蚀性损伤，经断口宏观形貌、扫描电镜观察，发现断口HFW焊缝位置存在由内壁内向外扩展的疲劳贝纹线，断面其他位置断口类似于拉伸断口形貌，由此确定此失效的主要原因为“纯疲劳”引发，如图2所示。

图2 连续油管3 275 m断口处扫描电镜

1.2 确定失效处是否为焊缝位置

取距离断口10 mm位置环状管样进行金相检测，结果显示HFW焊缝及母材组织均正常，而环切面断面发现距离HFW焊缝90°位置处显示为钢带对接焊缝热处理组织，因此可判定失效位置位于钢带对接的焊缝区域，如图3所示。

图3 连续油管3 275 m断口处金相检测图

对照此卷连续油管的出厂技术文件（表1），发现第6段与第7段钢带的焊缝位置在3 280 m处，同时通过查阅使用记录，发现此卷连续油管断裂前入井的22次记录中前端均未进行较大长度的切割，仅在每次制作接头时有所消耗，共计切割5 m，因此，确定断裂位置3 275 m为第6段钢带与第7段钢带的焊缝位置，焊缝类型为斜口焊缝。

表1 连续油管基本参数

1.3 断裂点3 275 m处每次弯曲时施工压力统计

提取原始施工数据发现，断裂点3 275 m位置处共有88次弯曲记录，最后断裂发生在第44次出井方向滚筒处的弯曲点，如图4所示。

图4 3 275 m位置处弯曲记录图

在断裂前3 275 m处弯曲时的施工压力主要集中在40～50 MPa这一区间，占总弯曲次数的55%，超过50 MPa以上的弯曲占总弯曲次数的26%。

1.4 失效焊缝位置承受的弯曲形变量计算

基于梁弯曲原理，连续油管弯曲变形示意图如图5所示。

图5 连续油管弯曲变形示意图

在弯矩载荷下发生弯曲时产生的应变：

连续油管一个起下工作过程中需进行3次弯曲和3次整直，整个工作过程中连续油管在滚筒位置弯曲一次，导向器位置弯曲两次（图6）。连续油管各段在导向器的弯曲半径不会发生变化，本案例采用的导向器半径为2 540 mm，按式（1）计算断裂点3 275 m经过导向器时的弯曲应变为0.99%。连续油管各段因在滚筒的缠绕层数不同其弯曲半径也会不同[9]，其弯曲半径的计算方法如图7所示。

图6 连续油管弯曲过程图

图7 连续油管在滚筒处弯曲半径变化

当连续油管缠绕到滚筒的n层时，其弯曲半径如下。

式中：R'为连续油管的弯曲半径，mm；Rg为滚筒芯轴半径，mm；R为连续油管半径，mm。

滚筒第n层能容纳的连续油管长度，M为对取整，则：式中：Ln为滚筒第n层能容纳的连续油管长度，mm；B为滚筒内侧宽度，mm；D为连续油管直径，mm。

当获取到连续油管以及滚筒的几何尺寸后，通过式（2）和式（3）即可计算滚筒装载参数表。案例连续油管直径为50.8 mm，使用的滚筒几何尺寸内侧宽度2 200 mm，芯轴直径2 030 mm，其计算结果见表2。根据表2本案例断裂点3 275 m缠绕在滚筒时位于第8层，弯曲半径1 348 mm，由式（1）可得断裂点3 275 m在滚筒弯曲时的应变为1.85%。

表2 连续油管滚筒装载参数

因此，根据以上几点可确定筛选出的国产连续油管焊缝失效案例符合Padron T等人提出的高应变条件下焊缝失效典型案例的4项因素。

2 焊缝疲劳寿命修正系数的确定

2.1 传统焊缝疲劳寿命修正系数取值方法

目前国际上常规的连续油管焊接方式分6种，按其性能由高到低排序分别为斜口焊接、锥度斜口焊接、轨道对接焊接、手动对接焊接、轨道锥度对接焊接和手动锥度对接焊接，随着国产连续油管制造工艺的进步，现以斜口焊接为主。传统的焊缝疲劳寿命修正系数对于同一类型的对接焊缝，无论其受到的应变水平如何，采用统一降级的方式，降级的程度与焊接方式有关，焊接的方式不同其焊缝疲劳寿命修正系数也不相同。目前国内外连续油管焊缝处的疲劳寿命主要采用与母材疲劳寿命的比值来计算，对于斜口焊缝的疲劳寿命修正系数通常取值为80%[10]。筛选出的失效案例按传统方法对焊缝疲劳寿命修正系数均按80%取值，修正后本案例连续油管疲劳消耗的分布如图8所示。

图8 采用传统方法对焊缝疲劳寿命修正系数取值得到的连续油管疲劳消耗分布

2.2 按弯曲应变对焊缝疲劳寿命修正系数取值方法

根据Padron T等人提出的修正系数取值方法，导向器和滚筒两处因弯曲应变不同应分别取值，案例连续油管各焊缝点疲劳寿命修正系数取值见表3。同时，根据表3各焊缝点在导向器和滚筒两个位置分别取值后，案例修正后的连续油管疲劳消耗的分布如图9所示。

图9 按弯曲应变对焊缝点疲劳寿命修正系数取值得到的连续油管疲劳消耗分布

表3 按弯曲应变对焊缝点疲劳寿命修正系数取值

3 讨论

2016年，Padron T等人提出了根据弯曲应变对焊缝疲劳寿命修正系数进行取值的方法，经研究验证其方法内容中修正后断裂点3 275 m处的疲劳消耗进入80%～90%现场应用时的失效警戒区域，对于现场应用具有一定指导价值。然而，此方法仍存在不足，在案例统计和试验中，Padron T等人明确了此类失效还与连续油管承受了高内压有关，但在取值时它又只考虑了弯矩载荷下连续油管焊缝部位发生弯曲时产生的应变，忽视了实际工作中连续油管的应变主要由内压和弯矩载荷耦合协作产生[11]，所以采用弯曲应变进行取值的方法，其结果是相对于母材，每个焊缝点的降级程度均在原80%的基础上进一步降低。因此，考虑内压对焊缝疲劳寿命的影响，引入连续油管弯矩载荷和内压耦合作用下等效应力的轴向应变（后简称等效应变）作为焊缝疲劳寿命修正系数取值依据，然后观察其结果。

Tomas Padron等人在实验中对样本施加的内压为41.37 MPa，故其钢级CT110、外径50.8 mm、壁厚4.8mm的连续油管弯曲应变为1.40%对应的等效应变为2.56%，焊缝疲劳寿命修正系数取值为80%，同时弯曲应变2.5%对应的等效应变为4.53%，焊缝疲劳寿命修正系数取值为60%。按此标准建立等效应变与焊缝疲劳寿命修正系数取值的对应关系，见表4。

表4 等效应变与焊缝疲劳寿命修正系数对应

根据表4的对应关系，对本案例各焊缝点每次弯曲时的焊缝疲劳寿命修正系数分别取值，其修正后的连续油管疲劳消耗的分布如图10所示。

图10 采用等效应变对焊缝疲劳寿命修正系数进行取值得到的连续油管疲劳消耗分布

最后，研究结果显示，采用等效应变对焊缝疲劳寿命修正系数进行取值，其3 275 m焊缝点的疲劳消耗达到97.1%，最接近理想值。分析原因，考虑与3 275 m焊缝点有26%的弯曲记录压力超过50 MPa有关，因为这样可导致3 275 m处的焊缝疲劳寿命修正系数取值不到60%，而其他焊缝点的疲劳寿命修正系数也呈现出受弯曲半径和内压的双重影响，所以更加符合焊缝失效与弯曲半径和内压两者皆存在相关性的特征。采用3种取值方法对本案例国产连续油管9个焊缝点的焊缝疲劳寿命修正系数的取值情况如图11所示。