深水钻井测试与生产过程井口抬升计算.pdf-_矿业文库_煤矿文库_有色文库_金属矿山文库_矿山安全_煤矿安全_采矿技术措施

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２０１５年第４４卷第１０期第６１页石油矿场机械犗犐犔犉犐犈犔犇犈犙犝犐犘犕犈犖犜２０１５，４４（１０）６１  ６４文章编号１００１  ３４８２（２０１５）１０  ００６１  ０４深水钻井测试与生产过程井口抬升计算王宴滨，高德利，房军（中国石油大学石油工程教育部重点实验室，北京１０２２４９）摘要建立了深水井测试及生产过程中井口处产生的热膨胀力与井口抬升量力学模型，结合具体井身结构计算了井口热膨胀力与抬升量，并分析了各层套管水泥浆返高与温度变化对井口热膨胀力与抬升量的影响。结果表明井口处产生的热膨胀力远大于剪切销钉的承载力，很容易造成剪切销钉剪断，从而导致井口抬升；表层套管水泥浆返高对井口抬升量的影响最大，生产套管影响最小，各层套管的水泥浆返高对井口总膨胀力均无影响；随着各层套管温度的升高，井口总热膨胀力及井口抬升量均线性增大。可为水下井口设计和测试及生产过程中的参数设计提供理论依据。关键词深水钻井；测试与生产；井口抬升；井身结构；水泥浆返高中图分类号ＴＥ９５１文献标识码Ａ犱狅犻１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００１  ３４８２．２０１５．１０．０１５犃狀犪犾狔狊犻狊狅犳犠犲犾犾犺犲犪犱犌狉狅狑狋犺狅犳犇犲犲狆狑犪狋犲狉犠犲犾犾犇狌狉犻狀犵犘狉狅犱狌犮狋犻狅狀犪狀犱犠犲犾犾犜犲狊狋犻狀犵ＷＡＮＧＹａｎｂｉｎ，ＧＡＯＤｅｌｉ，ＦＡＮＧＪｕｎ（犕犗犈犓犲狔犔犪犫狅狉犪狋狅狉狔狅犳犘犲狋狉狅犾犲狌犿犈狀犵犻狀犲犲狉犻狀犵，犆犺犻狀犪犝狀犻狏犲狉狊犻狋狔狅犳犘犲狋狉狅犾犲狌犿，犅犲犻犼犻狀犵１０２２４９，犆犺犻狀犪）犃犫狊狋狉犪犮狋Ｉｎｏｒｄｅｒｔｏｃａｌｃｕｌａｔｅｔｈｅｔｈｅｒｍａｌｅｘｐａｎｓｉｏｎｆｏｒｃｅａｎｄｗｅｌｌｈｅａｄｇｒｏｗｔｈｏｆｄｅｅｐｗａｔｅｒｄｒｉｌｌｉｎｇｄｕｒｉｎｇｗｅｌｌｔｅｓｔｉｎｇａｎｄｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ，ｔｈｅｍｅｃｈａｎｉｃａｌｍｏｄｅｌａｎｄａｎａｌｙｓｉｓｍｅｔｈｏｄｏｆｍｕｌｔｉｌａｙ  ｅｒｃａｓｉｎｇｓｕｓｐｅｎｓｉｏｎｏｎｗｅｌｌｈｅａｄｈａｖｅｂｅｅｎｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ．Ｔｈｅｔｈｅｒｍａｌｅｘｐａｎｓｉｏｎｆｏｒｃｅａｎｄｗｅｌｌｈｅａｄｇｒｏｗｔｈｈａｖｅｂｅｅｎｆｉｇｕｒｅｄｏｕｔｔｈｒｏｕｇｈａｓｐｅｃｉｆｉｃｗｅｌｌｓｔｒｕｃｔｕｒｅａｎｄｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｔｏｐｏｆｃｅｍｅｎｔ（ＴＯＣ）ａｎｄｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｖａｒｉａｔｉｏｎｏｎｗｅｌｌｈｅａｄｇｒｏｗｔｈｈａｖｅａｌｓｏｂｅｅｎａｎａｌｙｚｅｄ．Ｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔ，ｄｕｒｉｎｇｗｅｌｌｔｅｓｔｉｎｇａｎｄｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ，ｔｈｅｔｈｅｒｍａｌｅｘｐａｎｓｉｏｎｆｏｒｃｅｏｎｗｅｌｌｈｅａｄｉｓｆａｒｂｉｇｇｅｒｔｈａｎｔｈｅｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙｏｆｔｈｅｓｈｅａｒｅｄｌｏｃｋｉｎｇｐｉｎａｎｄｔｈｅｓｈｅａｒｅｄｌｏｃｋｉｎｇｐｉｎｉｓｅａｓｉｌｙｔｏｂｅｃｕｔｔｈａｔｗｏｕｌｄｒｅｓｕｌｔｉｎｗｅｌｌｈｅａｄｇｒｏｗｔｈ．ＴｈｅＴＯＣｏｆｓｕｒｆａｃｅｃａｓｉｎｇｈａｓｇｒｅａｔｅｓｔｉｍｐａｃｔｏｎｗｅｌｌｈｅａｄｇｒｏｗｔｈａｎｄｔｈｅｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎｃａｓｉｎｇｈａｓｔｈｅｓｍａｌｌｅｓｔｉｍｐａｃｔ．ＴｈｅＴＯＣｏｆａｌｌｃａｓｉｎｇｈａｓｎｏｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｎｔｈｅｔｈｅｒｍａｌｅｘｐａｎｓｉｏｎｆｏｒｃｅ．Ｗｉｔｈｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｅｏｆｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｏｆａｌｌｃａｓｉｎｇ，ｔｈｅｔｈｅｒｍａｌｅｘｐａｎｓｉｏｎｆｏｒｃｅａｎｄｗｅｌｌｈｅａｄｇｒｏｗｔｈｉｎｃｒｅａｓｅｌｉｎｅａｒｌｙ．Ｔｈｅｒｅｓｅａｒｃｈｈａｓｓｏｍｅｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｆｏｒｔｈｅｄｅｓｉｇｎｏｆｓｕｂｓｅａｗｅｌｌｈｅａｄａｎｄｐａｒａｍｅｔｅｒｄｅｓｉｇｎｏｆｄｅｅｐｗａｔｅｒｄｒｉｌｌｉｎｇｄｕｒｉｎｇｗｅｌｌｔｅｓｔｉｎｇａｎｄｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ．犓犲狔狑狅狉犱狊ｄｅｅｐｗａｔｅｒｄｒｉｌｌｉｎｇ；ｗｅｌｌｔｅｓｔｉｎｇａｎｄｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ；ｗｅｌｌｈｅａｄｇｒｏｗｔｈ；ｗｅｌｌｓｔｒｕｃｔｕｒｅ；ＴＯＣ随着深水钻井技术的不断发展，井筒完整性越来越受到人们的重视。据挪威石油安全管理局（ＰＳＡ）对海上１０６口具有不同开发年限和生产类别的井进行井筒完整性调查发现，１８％的井筒存在完整性方而的问题，且其中７％因为井筒的完整性而被迫关井，对环境和经济造成了重大损失［１  ２］。关于深水井井筒完整性方面的研究，目前主要集中在测试及生产过程中套管环空圈闭压力增加导致的套管  收稿日期２０１５  ０４  １２基金项目国家自然科学基金创新研究群体项目（５１２２１００３）；国家科技重大专项子课题（２０１１ＺＸ０５００９  ００５）作者简介王宴滨（１９８８ ），男，山东潍坊人，博士研究生，主要从事油气井力学与控制工程研究，Ｅ  ｍａｉｌｗｙｂ５７６２１９８６１＠１２６．ｃｏｍ。挤毁和破坏问题［３］，较少文献报道由于井口抬升引起的井筒完整性问题。在深水井测试及生产过程中，深水井中产出的高温流体会引起套管环空附加压力，如果过大的温度变化产生的轴向作用力大于井口处剪切销钉的承载力，将会造成井口上移，严重威胁井筒完整性。因此，在井身结构设计时必须考虑［５  ８］。１计算模型深水井井身结构及测试过程中的井筒传热过程如图１所示。其中，高温测试热流体从井眼底部流向井口，在流动过程中向周围的套管、水泥环及环空传递热量，引起周围介质温度变化，产生热应力。由于表层套管与技术套管之间以及技术套管与尾管之间的水泥环没有返到井口，因此，未封固段套管的轴向变形受到限制；但由于温度变化会产生热膨胀力，如果此膨胀力大于井口剪切销钉的承载力，将会造成井口抬升，破坏井筒完整性。对于深水中固井后的某层套管柱而言，下端面被水泥浆固结，上端面连接井口，因此两端可以视为固定约束［９  １１］，力学分析模型如图２所示。图１深水井测试过程井筒热传递示意根据如图２所示的力学模型，可用下述方法计算由于套管温度变化引起的井口处热膨胀力与抬升量。各层管的刚度为犓犻＝犃犻犈犻犔犻（１）式中犃犻为第犻层套管的横截面积，ｍ２；犈犻为第犻层套管钢材弹性模量，Ｐａ；犔犻为第犻层套管井口到水泥浆返高的高度，ｍ。图２单层套管力学分析模型所有套管的总刚度为犓狋＝∑犓犻（２）各层套管由于温度变化产生的膨胀力为犉犻＝犃犻犈犻γ犻Δ 犜犻（３）式中 γ犻为钢材的热膨胀系数，ｍ／（ｍｇ ℃）； Δ 犜犻为套管柱的平均温度变化量，℃。所有管柱产生的热膨胀力总和为犉狋＝∑犉犻（４）由于温度变化所产生的井口抬升量为 Δ 犔＝犉狋犓狋（５）２算例分析假设某口井的井身结构［１２］如图３所示，各层套管的下深、水泥浆返高及套管温度变化如表１所示，依据式（１）～（５）各参数计算结果如表２所示。图３某井井身结构２６石油矿场机械２０１５年１０月  表１某井井身结构数据类型尺寸／ｍｍ壁厚／ｍｍ下深／ｍ水泥浆返高／ｍ温度／ ℃ 导管７６２．０１５．８７５１２４３４表层套管４７３．１１１．４３０５７７１２２４６技术套管３３９．７７．６２０１５２７４２２５２生产套管２４４．５１０．０３３２２５２１４０８６５尾管１７７．８９．１９５２７０８油管１１４．３８．５６０２４６２７０表２某井各参数计算结果类型犓犻／（ＭＮｍ－１）犓狋／（ＭＮｍ－１）犉犻／ｋＮ犉狋／ＭＮ Δ 犔／ｍｍ表层套管２７．０３４５１０１．４４１．１技术套管５．５４１０生产套管１．１３３０油管３４．０１４０根据式（１）～（５）计算得到的管柱在井口处由于温度变化产生的热膨胀力总和为１．４ＭＮ。假设井口处存在６个Ｍ１６、材料为４５＃的钢剪切销钉，其可承受的剪切力为犉≤６犃［τ］＝４０３．９ｋＮ上述情况下产生的热膨胀力远大于井口处剪切销钉的承载力，因此，在温度变化作用下销钉将会被剪断，导致井口向上移动０．０４１１ｍ。３影响因素分析３．１水泥浆返高的影响为了研究水泥浆返高对井口抬升量的影响，分别计算表层套管、技术套管及生产套管在不同水泥浆返高情况下的井口抬升量，如图４所示。图４水泥浆返高对井口抬升量的影响由图４可以看出随着表层套管水泥浆返高的增大，井口抬升量逐渐增大；在一定范围内，井口抬升量随技术套管与生产套管水泥浆返高逐渐增大；当水泥浆返高达到一定高度后，对井口抬升量没有影响。从影响程度上看，表层套管水泥浆返高对井口抬升量的影响最大，生产套管影响最小。因此，建议在深水固井作业时，表层套管与导管之间的环形空间全部填充水泥；由式（３）～（４）可以看出，各层套管的水泥浆返高对井口总膨胀力均无影响。３．２温度的影响由于套管属于薄壁管，并且热传导系数较高，因此可以认为套管的温度沿径向不发生变化，假设各层套管温度变化为０～１００℃，得到的井口总热膨胀力及抬升量分别如图５～６所示。图５温度对井口总热膨胀力的影响图６温度对井口抬升量的影响由图５～６可以看出随着各层套管温度的升高，井口总热膨胀力及井口抬升量均线性增大；在一定的温度范围内，各层套管对井口抬升量及热膨胀力的影响程度由大到小依次为油管、生产套管、技术套管、表层套管；当温度超过一定值后影响程度变为表层套管、技术套管、生产套管、油管。井口的过量抬升会造成水下生产系统及井口的损坏，威胁生产过程的安全。因此在水下井口设计时，对测试及生产过程中引起的井口抬升问题必须给予足够的重视。３６第４４卷第１０期王宴滨，等深水钻井测试与生产过程井口抬升计算  ２０１５年第４４卷第１０期第６４页石油矿场机械犗犐犔犉犐犈犔犇犈犙犝犐犘犕犈犖犜２０１５，４４（１０）６４  ６７文章编号１００１  ３４８２（２０１５）１０  ００６４  ０４基于应变设计的变强度套管研究苏金洋，花志斌，薛自建（中国石油集团渤海石油装备制造有限公司，河北青县０６２６５８）摘要针对现有热采井用套管套损率高的现状，对热采井工况及套管的受力情况进行分析，提出了基于应变的变强度套管设计思路，通过对材料化学成分的分析及热处理工艺的研究，试制出了变强度套管。套管适用性评价结果表明变强度套管具有连接强度高、密封性能好、高温性能好的特点，满足了热采井工况对套管的性能要求。关键词变强度；套管；基于应变设计；热处理中图分类号ＴＥ９３１．２文献标识码Ａ犱狅犻１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００１  ３４８２．２０１５．１０．０１６犚犲狊犲犪狉犮犺狅狀犜犺犲犛狋狉犪犻狀  犫犪狊犲犱犇犲狊犻犵狀犆犪狊犻狀犵狅犳犞犪狉犻犪犫犾犲犛狋狉犲狀犵狋犺ＳＵＪｉｎｙａｎｇ，ＨＵＡＺｈｉｂｉｎ，ＸＵＥＺｉｊｉａｎ（犆犖犘犆犅狅犺犪犻犈狇狌犻狆犿犲狀狋犕犪狀狌犳犪犮狋狌狉犻狀犵犆狅．，犔狋犱．，犙犻狀犵狓犻犪狀０６２６５８，犆犺犻狀犪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪）４结论１）建立了深水井测试及生产过程中井口悬挂多层套管的力学模型，并分析了水泥浆返高与套管温度变化量对井口热膨胀力与抬升量的影响。２）在深水井测试及生产过程中，井口处产生的热膨胀力远大于剪切销钉的承载力，很容易造成剪切销钉的剪断，从而导致井口的抬升。３）表层套管水泥浆返高对井口抬升量的影响最大，生产套管影响最小，各层套管的水泥浆返高对井口总膨胀力均无影响；随着各层套管温度的升高，井口总热膨胀力及井口抬升量均线性增大。参考文献［１］ＢｉｒｇｉｔＶｉｇｎｅｓ．Ｗｅｌｌ  ＩｎｔｅｇｒｉｔｙＩｓｓｕｅｓＯｆｆｓｈｏｒｅＮｏｒｗａｙ［Ｇ］．ＳＰＥ１１２５３５，２０１０．［２］ＢｉｒｇｉｔＶｉｇｎｅｓ．ＩｎｊｅｃｔｉｏｎＷｅｌｌｓｗｉｔｈＩｎｔｅｇｒｉｔｙＣｈａｌｌｅｎｇｅｓｏｎｔｈｅＮＣＳ［Ｇ］．ＳＰＥ１１８１０１，２００８．［３］ＡｄａｍｓＡ．ＨｏｗｔｏＤｅｓｉｇｎｆｏｒＡｎｎｕｌｕｓＦｌｕｉｄＨｅａｔ  Ｕｐ［Ｇ］．ＳＰＥＡｎｎｕａｌＴｅｃｈｎｉｃａｌＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅａｎｄＥｘｈｉｂｉ  ｔｉｏｎ，Ｄａｌｌａｓ，Ｔｅｘａｓ，ＳＰＥ  ２２８７１，１９９１．［４］ＡｌｂｅｒｔＲＭｃＳｐａｄｄｅｎ，ＳｉｍｏｎＧｌｏｖｅｒ．ＡｎａｌｙｓｉｓｏｆＣｏｍ  ｐｌｅｘＷｅｌｌｈｅａｄＬｏａｄＥｖｅｎｔｓｆｏｒＣｏｎｄｕｃｔｏｒａｎｄＳｕｒｆａｃｅＣａｓｉｎｇＳｔｒｉｎｇ［Ｇ］．ＳＰＥ／ＩＡＤＣ１１９３５７，２００９．［５］ＲｏｂｅｌｌｏＳａｍｕｅｌＧ，ＡｄｏｌｆｏＧｏｎｚａｌｅｓ．ＭｕｌｔｉｓｔｒｉｎｇＣａｓｉｎｇＤｅｓｉｇｎｆｏｒＤｅｅｐｗａｔｅｒａｎｄＵｌｔｒａｄｅｅｐＨＰ／ＨＴＷｅｌｌｓＡＮｅｗＡｐｐｒｏｚｃｈ［Ｃ］．ＩＡＤＣ／ＳＰＥ７４４９０，２００２．［６］ＪａｎＡＡａｓｅｎ，ＢｅｒｎｔＳＡａｄｎｏｙ．ＭｕｌｔｉｓｔｒｉｎｇＡｎａｌｙｓｉｓｏｆＷｅｌｌＧｒｏｗｔｈ［Ｇ］．ＩＡＤＣ／ＳＰＥ８８０２４，２００４．［７］赵益忠．长封固段固井套管热应力分析［Ｊ］．钻采工艺，２００７，３０（４）１０９  １１１．［８］聂海光．注蒸汽井套管热应力及残余应力理论研究［Ｄ］．成都西南石油大学，２００３２４  ３５．［９］于继飞．海上油井井口温度计算方法探讨［Ｊ］．中国海上油气，２００９，２１（５）３３２  ３３４．［１０］冯少波．注蒸汽井温度场分布和套管热应力分析［Ｄ］．成都西南石油大学，２００２１０  ３６．［１１］王兆会，高宝奎，高德利．注汽井套管热应力计算方法对比分析［Ｊ］．天然气工业，２００５，２５（３）９３  ９５．［１２］王秀文．深井固井套管串力学分析及应用［Ｄ］．大庆东北石油大学，２０１１２３  ２８．  收稿日期２０１５  ０４  １０作者简介苏金洋（１９６８ ），男，甘肃庆阳人，高级工程师，主要从事油井管产品的研发和制造工作，Ｅ  ｍａｉｌｓｕｊｉｎｙａｎｇ＠ｃｎｐｃ．ｃｏｍ．ｃｎ。

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