射孔槍用高強韌無縫鋼管的研究

江 勇

(中油管道物資裝備總公司 河北 廊坊 065000)

·綜 述·

射孔槍用高強韌無縫鋼管的研究

江 勇

(中油管道物資裝備總公司 河北 廊坊 065000)

簡要概括了油氣井射孔工藝作業過程，分析了國內外射孔槍產品及工藝水平的差距。為推動國內石油行業射孔工藝技術的進步，介紹了開發的一種高強韌射孔槍用無縫鋼管，該管材通過國外某公司69孔/m的高孔密實彈射孔試驗，管體力學性能指標達到150 KSI(1 034 MPa)鋼級，全尺寸0℃橫向沖擊吸收功達到124 J，韌脆轉變溫度FATT在約-30℃，遠低于井下射孔作業溫度。硬度與屈強比指標呈正態分布。最后介紹了國外公司采用本材料生產的射孔器實彈射孔的各項工藝性能指標。

射孔；射孔槍；射孔槍管；斷裂韌性

0 引 言

在油田開發過程中，為了提高油氣井產能和油藏采收率，就必須進一步貫穿油氣層和套管之間的通道，即完井。其中射孔完井是最常見的完井方式，可實現井筒和預測的產層之間連通，射孔作業是油氣田勘探和開發的一個非常重要的環節，采用射孔完井技術已有70多年的歷史。在當前大力開發高致密性頁巖油氣藏的時代背景下，有效的射孔孔眼對于正確評價油氣層、 提高油氣井產能和油氣藏產出程度是至關重要的。射孔器質量的提高和技術水平的進步給油田勘探開發帶來了巨大的經濟效益，提高射孔技術水平也成為油藏開發亟待技術突破的科技前沿。經過近20年的高速發展，國內油田開發觀念也普遍由“為生產而射孔”轉變為“為增產而射孔”的射孔新觀念上來。

1 射孔槍身材料

在油氣藏高效開發和復雜油氣區塊的挖潛方面，高孔密、深穿透射孔器無疑提供了巨大的幫助，但這給槍身材料的開發帶來新的挑戰。在產油層段狹小的空間里面，射孔槍除了起攜帶射孔彈藥，完成射孔動作的作用外，在絕大多數的射孔工藝中，射孔完畢后作業者還要將剩余物質通過槍身起出地面。在這個瞬間高壓高速的射孔爆轟的作業過程中，除了要考慮射孔作業效率外，防止卡槍等事故也需要兼顧。槍身、彈架和射孔彈尺寸的精確設計對于油氣井的安全尤為重要。具有盲孔的有槍身射孔器，其槍身鋼管材料的質量和性能對射孔增油水平的提高至關重要。

我國射孔器國家標準[1]中規定適用于20～40 孔/米孔密的射孔器，其深穿透系列口徑最小為Φ43 mm，最大Φ159 mm，穿深要求最小分別為140 mm和850 mm，其他系列以及高孔密大孔徑組合系列的槍的最小口徑Φ102 mm，最大口徑Φ178 mm，穿深要求最小對應分別為300 mm/300 mm/150 mm和250 mm/580 mm/220 mm。石油工業標準[2]中要求口徑Φ152 mm的射孔槍穿深最小850 mm。中國海洋石油總公司的射孔槍標準[3]中最大孔密達到40 孔/米。

據國外官方網站的資料報道，美國斯倫貝謝公司開發的高孔密系列射孔槍最大規格做到7 in(1 in=25.4 mm)，最小做到1.56 in，孔密最大為其7 in規格射孔器達到27 spf(89 孔/米)，最小為5 spf(16 孔/米)。深穿透系列在孔密12 spf(39 孔/米)的情況下，最大穿深達到62 in。大孔徑系列最小做到2 in，最大孔徑為其7 in規格在孔密18 spf(59孔/米)的情況下達到1.15 in。除此之外，該公司還有用于壓裂作業的Frac槍，用于定向井及水平井射孔作業的精準定位OrientXact槍，以及可回收式的Rej槍，Enerjet，HEGS槍等。哈利伯頓公司的射孔器產品性能主要針對射孔彈，分為深穿透和大孔徑兩大系列。其射流研究中心JRC開發出的射孔槍最小規格做到1in，最大也是7 in，其中大孔徑系列5in規格做到孔密最大21 spf(69 孔/米)。在其2011年的射孔測試API注冊數據上可以發現，其采用MaxForce射孔彈的Scalloped Gun系列射孔槍4in規格穿深也達到了61.6 in。另外一家比較大的射孔器獨立研究機構是歐文公司Corelab實驗室，它的射孔器產品則主要按照工藝來區分，而產品的性能主要依賴于射孔彈，最大穿深達到70.10 in(7 in規格，HERO射孔彈(炸藥類型不明)，孔密12 spf(39 孔/米))，最大孔密為其5in規格UZI槍36 spf(118 孔/米)。美國另外幾家大的油服公司都在開發射孔器產品，如國民油井NOV、威德福Weatherford和貝克休斯等，其中比較有影響力的還有射孔壓裂復合作業的StimGun系統。另外還有德國DYNAenergetics公司的NDG槍以無毛刺技術為特色占據一定的市場份額。

除了在射孔器工藝性能方面的差異外，射孔槍身材料的性能等級間接地說明了國內外在這一油氣行業的分支領域中發展的差距性。在國內射孔工藝發展的早期，由于行業間的差異，石油行業中射孔槍設計者通常采用便于獲取的低鋼級的油套管管體材料作為射孔槍槍身原材料，并以此為基礎設計射孔槍孔密、相位角等參數以及射孔彈。除了材料生產工藝水平滯后等因素的影響外，人們往往忽略了材料韌性性能的影響也在一定程度上制約了射孔水平的提高，沒有最大程度上挖掘射孔作業的潛能，更沒有研究代表著縱向開裂性能的橫向沖擊吸收功的要求。后來國家標準[1]、我國石油行業射孔槍標準[2]、中海油射孔器企業規范[3]中，對槍身材料的鋼級要求達到110 KSI左右，沖擊吸收功要求達到橫向全尺寸27 J。參考油套管標準可以看出，壁厚小于13.64 mm的110 KSI鋼級的油套管沖擊吸收功在縱向最小43 J，橫向最小21 J，相對而言要求仍然是比較低的。

隨著鋼鐵行業冶金技術的進步，純凈鋼生產工藝得到推廣，鋼材的性能也在不斷提升。通過與石油工業的結合發展，國內有些無縫鋼管企業推出了自己的射孔槍管產品，明確其符合國內射孔槍對管材的性能指標的要求。例如寶鋼產品企業標準[4]中，在屈服強度Rt0.6達到國家標準要求的724 MPa的條件下，沖擊韌性指標達到橫向全尺寸0℃最小27 J，早期版本中采用32CrMo4鋼種。但是遺憾的是，此前這一方向上國內水平落后于國際。例如，阿根廷的Tenaris公司在約10年前推出145 KSI鋼級該類產品，不僅沖擊功性能指標優異，而且產品的尺寸精度能達到ASTM A519[5]標準(機械管標準)要求，實測精度為外徑OD(0～1%)，壁厚WT(±7.5%)，國內需要經過冷軋冷拔才能滿足這一指標要求。另外通過解剖德國Bentler鋼鐵公司的產品實物，性能指標達到130 KSI，橫向3/4尺寸(10×10×7.5 mm)0℃沖擊吸收功達到83 J。

2 一種高強韌性射孔槍用無縫鋼管

經過近些年的發展，為適應國際射孔行業的技術要求，也為致密度高、滲透率低的復雜油藏區塊開發儲備新的技術，我們開發了一種高強韌性的射孔槍槍身用無縫鋼管材料，籍此向國內石油工業射孔技術服務工作者介紹，以期提高國產射孔器的增油水平，尤其是解決埋藏深、井底流壓高的深井、超深井的射孔問題。

該種射孔槍槍身無縫鋼管材料達到150 KSI鋼級(即最小名義屈服強度1 034 MPa)，最大規格做到7 in(Φ178.7 mm)，該材料多規格通過在美國某公司的實彈射孔評價試驗，其中最大射孔孔密達到21 spf(69 孔/米)，相位角120/60°，實彈射孔后效果如圖1所示。

圖1中產品規格分別是：圖1(a)4.72 in(Φ120.1 mm)，圖1(b)4.5 in(Φ114.3 mm)。該公司給出的綜合結論是，在清水中射孔沒有產生裂紋，完全通過評價測試，射孔后管體表面狀況良好，但沒有進行干氣中射孔測試。4.72 in規格耐壓等級評級達到20 000 psi(137.9 MPa)，平均毛刺高度3.05 mm，最大毛刺高度 6.6 mm。

3 強韌性分析

3.1 強度和沖擊韌性檢驗數據

表1為4個規格、且每規格取三批次鋼管產品的力學性能檢驗結果。其中延伸率為按照API 5CT標準制作的條狀拉伸試樣進行測試，由于大多數規格產品管體尺寸受限制，未能測試Φ10 mm的標準圓棒拉伸試樣，也就沒有測試標準延伸率δ和斷面收縮率ROA數據。

圖1 高強韌管材實彈射孔后形貌

外徑規格/mm檢驗批號拉伸(Rp0.2)屈服強度/MPa抗拉強度/MPa屈強比%延伸率%平均硬度HRC沖擊功/0℃,V缺口橫向(展平)縱向尺寸*值/J尺寸值/J85.731231078113794.82039.31/2473/41071072113294.71939.91/2463/41131115116595.71940.61/2433/41171119116396.22040.21/2413/41101132119095.12041.01/2453/41031108115795.82140.91/2433/499114.31231071115992.42139.11/2523/41011098116394.42138.91/2513/4971104116694.72040.01/2553/4921121118594.62239.41/2513/4931084117892.02138.31/2523/4891148121294.72339.21/2533/489120.11231113117494.82439.23/47711321114117794.62539.73/47711221120116995.82540.03/47511011114117494.92539.43/48111101126117895.62339.93/4881861109116595.22539.83/4851102

續表

*注：1—表示沖擊試樣尺寸10×10×10 mm；3/4—表示沖擊試樣尺寸10×10×7.5 mm；1/2—表示沖擊試樣尺寸10×10×5 mm，下文相同。

在高鋼級鋼管強韌性匹配方面，英國能源部的標準要求鋼管的橫向最低沖擊韌性為屈服強度的10%[6]，成為業內的新難題。從基本統計數據來看，沖擊吸收功的檢驗結果與管體尺寸存在著一定的關聯。在屈服強度達到不低于1 034 MPa的前提下，4-in(Φ114.3 mm)管體的橫向半尺寸(10×10×5 mm)V缺口0℃夏比沖擊功達到53 J，按API 5CT標準的換算關系換算到橫向全尺寸(10×10×10 mm) V缺口0℃夏比沖擊功達到96 J。而對于其7 in(Φ178.7 mm)外徑規格的管體的橫向全尺寸(10×10×10 mm)V缺口0℃夏比沖擊功則達到平均124 J，則滿足上述10%關系。由于這個換算關系與管體尺寸的關聯性導致完全按照API 5CT來執行并不完全科學，同時制取橫向沖擊試樣前需要對管料進行展平處理，一定程度上影響了真實的橫向沖擊吸收功，因此不能按照經過API 5CT標準關系換算后做橫向沖擊韌性統計分析，求取統計平均值的辦法獲得平均橫向沖擊吸收功，再決定其是否滿足屈服強度的10%的關系。而且，上述沖擊韌性對應的實測屈服強度大部分已經超過150 KSI鋼級而達到160 KSI鋼級(1 103 MPa)。綜合以上考慮，應以標準的全尺寸沖擊試樣的實測沖擊吸收功來表征其沖擊韌性。

圖2為代表強塑性指標的硬度和屈強比的統計分布圖，基本均呈正態分布，從圖2(a)上可以發現硬度統計平均分布在HRC39和40之間，圖2(b)上可以看到屈強比典型值為95%，表明管體材料是一種低塑性材料，利于控制射孔后毛刺高度和脹徑。由于延伸率數據與壁厚有關聯，故未做統計分析。

圖2 硬度和屈強比統計分布圖

一般意義上講，強度是作為表征抵抗外力破壞主要力學指標，在射孔槍的應用上容易造成一個混淆：強度是否越高越好？實則不然，主要基于兩點：1)由于在射孔作業過程中，射孔彈在點火后產生的射流最終不僅要穿透低合金鋼的槍身，在非裸眼完井的情況下，還要穿透外圍完井套管，最終穿透水泥環并進入油層，也就是說槍身材料的強度最終不足以抵抗射孔載荷，否則就會出現啞槍或者槍身膨脹而不開孔的作業質量事故，且存在膨脹后從井底不能起出槍身的風險。Tenaris的此類產品的屈服強度控制在最小145 KSI左右而非150 KSI即是一個佐證；2)按普遍規律來說，強度越高鋼材的韌性會越低，這對防止射孔作業槍身開裂很不利。槍身材料過高的強度會對射孔彈的穿透能力是一種阻礙，最終影響的是射孔作業的穿深指標，通常的做法是在槍身上外表面一側加工預制臺階孔(或者叫盲孔)，成為射流方向的薄弱環節。這不僅引導射流，而且保障了射孔作業定向控制性。

實際上，槍身材料的強度主要用來抵抗的是井底徑向壓力，斯倫貝謝公司通過高精度和高靈敏性的壓力傳感器采集了射孔作業瞬間井底壓力變化的情況，例如其采用PowerJet Omega射孔彈的深穿透射孔槍應用在中國西部的一口井中，最高靜壓力達到17 000 psi(117 MPa)。

由于槍身兩端密封，包括非通孔的槍身在內的槍身整體必然要抵抗槍外環形空間的均勻外壓，槍身內部可視為零壓力，而且從射孔槍下放到指定位置并點火這一過程并不能算作瞬間完成，僅僅點火射孔的動作是瞬間完成的。那么槍身在這個抵受外部壓力的過程可以看作是類似套管的抗擠毀過程，但不能完全類比。也就是說，槍身材料的強度在這個過程中的作用可以按照擠毀失效模式來考慮。

根據石油套管抗擠毀公式通報API Bull 5C3[7](簡寫API 5C3)和近年來國際上在套管抗擠毀方向的最新研究成果可以看出，強度和管材的徑厚比(D/t或者OD/WT)對其抗擠毀性能的影響尤為顯著。從國內外的普遍情況來看，射孔槍用鋼管的名義徑厚比是比較小的，按照API 5C3的定義，基本處在屈服擠毀區間和塑性擠毀區間左側，管體為厚壁管或者類厚壁管。例如，寶鋼的產品D/t處在7.37和14.83之間，尤以≤12的居多。斯倫貝謝公司的HSD系列射孔槍槍身管材的D/t在9.0和13.58之間。勝利測井公司李克儉[8]等人采用強度理論的辦法，早年在校核計算射孔槍槍體耐壓時認為當槍體鋼管外徑D與內徑d比值K=D/d>1.1時槍體可看作厚壁圓筒，可采用第三、第四強度理論計算，推薦采用第四強度理論，但要求K≤1.2，緣由未知。

這里容易造成另一個混淆：是否壁厚越厚越好？由于受到射孔彈等內部部件的尺寸的影響，壁厚越厚帶來的是通徑和璧厚精度的問題。與前述相同，國內高精度(壁厚±7.5%)鋼管生產一般要經過冷拔冷軋工藝，由于高強度帶來的高硬度問題，在進行冷軋冷拔之前要進行退火熱處理，必然最終影響微觀組織結構和力學性能，所以要謹慎考慮。斯倫貝謝公司還發現槍身管材的壁厚對其大孔徑系列射孔槍產品的性能還有不利影響。

3.2 韌性

斷裂韌性反映的是材料抵抗裂紋失穩擴展能力的性能指標，與強度和塑性互相構成一種三角并存的關系。工業品的開裂失效破壞、瞬間斷裂或者低溫斷裂所引發的對材料的韌性的研究多少年來一直是國內外的熱點領域，直接關乎構件的安全。鋼材的韌性實際上是指鋼材在三維應力作用下塑性變形的能力和所吸收的能量的大小，主要分為沖擊韌性Akv(單位為J)和斷裂韌性KIC以及臨界裂紋尖端張開位移(CTOD)等。對于無縫鋼管，在高強度的條件下，高韌性可以確保管體在高應力場中抵抗裂紋失穩擴展，對微細缺陷具有包容能力。目前大部分的行業標準均要求以至少以縱向沖擊吸收功來表征其韌性，對于高鋼級鋼管還對橫向沖擊功作要求。其中橫向沖擊吸收功代表的是縱向(沿管體軸向方向)開裂和擴展的傾向性，縱向沖擊功卻代表的是其橫向開裂或者裂紋擴展的傾向性。一般情況下，同尺寸試樣的縱向沖擊吸收功遠大于橫向沖擊吸收功，二者的比值則反映了沖擊韌性分布的方向性和不均勻性。

對于采用無縫鋼管制造的射孔槍的槍身，在強度要求一定的情況下，足夠高的韌性儲備是射孔施工安全保障的絕對必要條件，韌性較低或者不夠將會導致射孔后管體災難性開裂。

圖3(a)為從Φ114.3 mm規格鋼管取樣后測取的韌脆轉變曲線(Boltzman擬合)，由于存在沖擊吸收功與管體尺寸及轉換關系相關的偏差，從Φ177.8 mm規格上取全尺寸試樣(10×10×10 mm)，經中國石油集團石油管工程技術研究院檢驗-80℃～40℃下的橫向沖擊吸收功Akv得到圖3(b)的韌脆轉變曲線。從圖3可以看出，韌脆轉變溫度FATT在-20℃以下，約-30℃。一般情況下，射孔作業溫度遠高于這個溫度而處在曲線的上平臺，即便是試驗射孔也都是在室溫下進行。也就是說，不會因為管體材料本身的溫度引起材料的韌脆性轉變導致其韌性變低而開裂。

圖3 管體材料的韌脆轉變曲線

3.3 動態沖擊曲線

圖4為在北京鋼研納克檢測技術有限公司生產的N1750型動態示波沖擊試驗機上測取的橫向和縱向示波沖擊曲線，沖擊試樣的尺寸為橫向半尺寸10×10×5 mm，實驗溫度20℃。圖上光滑曲線為沖擊吸收功，J，未去噪的不光滑的曲線為測量的沖擊力，kN。

圖4 動態示波沖擊曲線

由動態示波沖擊曲線上的時間變化可以看出，普通沖擊試驗和示波沖擊試驗的加載速率無法與射孔作業的射流加載速率相提并論，也就是說應變速率相差仍然很大。但是仍然可以發現，整個過程明顯分為三個階段：在約0～0.1 ms內完成啟裂，0.1～0.3 ms完成塑性擴展，在約0.3 ms往后的最后裂紋失穩擴展并斷裂，模擬了射孔作業過程中槍身材料瞬時高速破壞。

3.4 金相分析

1)微觀清潔度

圖5為夾雜物微觀形貌，為美國實驗室給出的光學照片，其結論是完全滿足規范要求，無大型有害性夾雜物。表2給出了美國實驗室按ASTM E45標準[9]給出的微觀清潔度評級結果報告。其中備受關注的嚴重影響韌性的硫化物夾雜物A類粗細評級均為0。這主要得益于煉鋼過程中S含量控制得非常低。

2)缺口沖擊斷面形貌

檢查V型缺口Charpy沖擊試驗后試樣余料，目測端口為韌性斷面，剪切比評級基本都能達到100%，同時沖擊過程中撞擊聲音比較低沉(脆性材料在沖擊試驗時則比較悅耳)，少量熱處理不充分的條件下剪切比存在80%的情況。圖6為沖擊試樣端口的低倍形貌和掃描電鏡形貌，圖6(b)則顯示了管體材料中僅存在一些少量的球狀氧化物夾雜，與表3種評級結果一致。

3)金相組織和晶粒度

在熱處理過程中回火充分的情況下，管體形成從內到外比較均勻一致的回火索氏體組織，晶粒度評級達到9級，與美國實驗室檢測結果一致，如圖7所示。

圖6 沖擊斷口形貌圖

圖7 金相組織與晶粒度

4 該系列射孔槍產品性能介紹

根據該公司網站材料介紹，采用本文開發的高強韌無縫鋼管制作的高孔密系列HSD射孔槍最大規格做到7 in，最小做到1in，孔密最大為其7 in規格射孔器達到27 spf(89孔/米)，相位角120/60°。該規格射孔槍耐壓達到30 000 psi(206.73 MPa)，采用PowerJet Omega 4505射孔彈，在孔密12 spf(40 孔/米，相位角135/45)的情況下，最大穿深達到62 in(1.57 m)。表3列出采用該種無縫鋼管的部分規格的射孔器實彈射孔性能參數。需要說明的是，這些數據也與射孔彈有著密不可分的關系，以實際實驗為準。

表3 高孔密射孔槍性能

5 總 結

1)射孔槍管的管體強度指標主要影響射孔器的在井底工作環境下的耐壓性能；管體的韌性指標決定了其阻止裂紋擴展的能力，尤其是其橫向韌性對其縱向開裂影響巨大，足夠的韌性儲備是其安全作業并從井底取出回收的保障；

2)為推進國內射孔技術的進步，一種新開發的高強韌射孔槍用無縫鋼管，管體屈服強度達到Rp0.2>1 034 MPa，橫向半尺寸0℃沖擊吸收功達到55 J，全尺寸則達到124 J，韌脆轉變溫度FATT達到-30℃，實彈射孔性能優良。

[1] GB T 20489-2006.油氣井聚能射孔器材通用技術條件[S].2007.

[2] SY/T5562-2000.油氣井用射孔槍[S].2001.

[3] Q/HS 6001-2003.射孔槍技術規范[S].2003.

[4] BQB232-2003.油氣井射孔槍用無縫鋼管[S].2003.

[5] ASTM A519.Standard Specication for Seamless Carbon and Alloy Steel Mechanical Tubing[S].West Conshohocken.ASTM,2006.

[6] 李鶴林.油井管發展動向及若干熱點問題[J].石油機械,2004(特刊):1-5.

[7] American Petroleum Institute,Production Department.API Bulletin 5C3.Formulas and Calculations for Casing,Tubing,Drill Pipe and Line Pipe Properties.Houston:API,1983(October).

[8] 李克儉.強度理論與射孔槍槍體的選材[J].1999,2:74-76.

[9] ASTM E45-2013. Standard Test Methods for Determining the Inclusion Content of Steel[S].2013.

Study on High Strength and Toughness Seamless Steel Tube for Perforating Gun

JIANG Yong

(ChinaPetroleumPipelineMaterialandEquipmentCorporation,Langfang,Hebei065000,China)

The perforating process during the well completion operation in oil and gas industry is briefed, and the technology difference and development progress of the perforator products in domestic and foreign countries are compared and analyzed. In order to provide assistance to technology growth of perforating in domestic market, a new kind of material with high strength and high toughness for the body of perforator carrier is developed, which pass the high porosity and dense perforation of 69 spm test in one foreign lab. The mechanical property of the material achieves 150KSI(1034MPa) with full scale transversal Charpy impact toughness of 124J at ambient temperature of 0℃, the FATT (transitional temperature from toughness to embrittlement)is at around -30℃ that is far lower than the working temperature of perforating in the well. Hardness and ratio of yield strength to tensile strength are normally distributed. The techniques and properties of the perforators made from this material manufactured by one foreign company are introduced.

perforating; perforating gun; perforator carrier; fracture toughness

江 勇，男，1980年生，工程師，2006年畢業于中國石油大學(華東)，獲碩士學位，主要從事石油工業工程物資采購與國際貿易工作。E-mail：Yong_Jiang_John@163.com

TF763

A

2096-0077(2017)03-0011-08

10.19459/j.cnki.61-1500/te.2017.03.003

2016-05-13 編輯：葛明君)