王建軍,閆相禎,林 凱,馮耀榮,宋生印

(1.中國石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院,山東東營257061;2.中石油石油管工程技術(shù)研究院,陜西西安710065)

內(nèi)壁橢圓度對高鋼級套管擠毀變形的影響試驗(yàn)

王建軍1,2,閆相禎1,林 凱2,馮耀榮2,宋生印2

(1.中國石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院,山東東營257061;2.中石油石油管工程技術(shù)研究院,陜西西安710065)

用ISO/TR10400:2007(E)標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算套管抗擠強(qiáng)度的KT公式中未考慮套管內(nèi)壁初始橢圓度及其跳躍性的影響,且提供的套管抗擠毀強(qiáng)度數(shù)據(jù)主要為M65、T95、H40和非調(diào)質(zhì)N80鋼材的,更高鋼級和含鉻材料的試驗(yàn)數(shù)據(jù)幾乎為零,使得高鋼級套管抗擠強(qiáng)度與試驗(yàn)值出現(xiàn)了偏差。通過室內(nèi)全尺寸試驗(yàn)研究高鋼級套管壁厚不均度和內(nèi)、外橢圓度等參數(shù)對套管抗擠強(qiáng)度的影響,并利用試驗(yàn)數(shù)據(jù)對KT公式進(jìn)行修正,對比修正前后計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值間的誤差。研究結(jié)果表明:修正后的KT公式具有較高的計(jì)算精度,可以滿足工程需要;內(nèi)、外橢圓度對高鋼級套管抗擠強(qiáng)度影響具有耦合作用,在制造過程中要嚴(yán)格控制橢圓度及其跳躍性,建議制訂相應(yīng)的套管內(nèi)壁橢圓度控制規(guī)范。

試驗(yàn);內(nèi)壁橢圓度;高鋼級套管;抗擠強(qiáng)度;KT公式

為了適應(yīng)油氣田開發(fā)的需要,尤其是深井、超深井等復(fù)雜井的開發(fā),高抗擠強(qiáng)度套管的需求量逐年增加,國內(nèi)外開發(fā)了多種規(guī)格和鋼級的高抗擠套管,還開發(fā)出適應(yīng)井筒環(huán)境的高抗擠套管。套管抗擠性能設(shè)計(jì)規(guī)范主要參照ISO和API頒布的行業(yè)規(guī)范和標(biāo)準(zhǔn)[1-4],最新頒布的規(guī)范為ISO/TR10400:2007(E)標(biāo)準(zhǔn),在計(jì)算套管抗擠強(qiáng)度時(shí)推薦采用Klever和Tamano在2004年提出的KT公式,該公式中充分考慮到套管外壁初始橢圓度、殘余應(yīng)力和偏心等因素[5-7],但沒有考慮到套管內(nèi)壁橢圓度及其跳躍性的影響。同時(shí),在已有的ISO和API規(guī)范和標(biāo)準(zhǔn)中提供的套管抗擠毀強(qiáng)度數(shù)據(jù)主要為M65、T95、H40和非調(diào)質(zhì)N80鋼材的,更高鋼級和含鉻材料的數(shù)據(jù)幾乎為零[8-9],使得高鋼級的套管柱在實(shí)際使用過程中出現(xiàn)了一些新問題。例如,西部油田某井深度達(dá)到6500 m,完井使用的高鋼級V140套管,出現(xiàn)了封隔器不能坐封且井下工具下入遇阻等問題,使得套管柱不能滿足作業(yè)要求。筆者通過對油田隨機(jī)抽取的6根Φ139.7 mm×12.09 mmV140套管的內(nèi)、外壁初始橢圓度和壁厚進(jìn)行測量,按照ISO推薦的試驗(yàn)步驟和做法對其進(jìn)行擠毀試驗(yàn),得到各自對應(yīng)的擠毀強(qiáng)度,分析內(nèi)壁橢圓度及其跳躍性對高鋼級套管抗擠強(qiáng)度的影響,并利用試驗(yàn)數(shù)據(jù)對KT公式進(jìn)行修正。

1 高鋼級套管抗擠強(qiáng)度試驗(yàn)

在西部油田使用的套管中隨機(jī)抽取6根Φ139.7 mm×12.09 mm V140套管進(jìn)行全尺寸室內(nèi)擠毀試驗(yàn),測量出套管內(nèi)外壁的橢圓度和壁厚不均度,模擬測試實(shí)際工況下套管變形情況,分析套管尺寸偏差對V140套管抗擠毀能力的影響。

1.1 試驗(yàn)試件的測量和制備

6根Φ139.7 mm×12.09 mm V140套管試樣編號分別記為1T、2T、3T、4T、5T、6T,按照圖1所示位置進(jìn)行尺寸測量,布置15個(gè)橫截面圓環(huán)(每個(gè)圓環(huán)8個(gè)點(diǎn),每點(diǎn)間隔45°),用超聲波探測儀測得各點(diǎn)的厚度,用游標(biāo)卡尺測得AE、BF、CG和DH 4個(gè)方向的直徑(圖1)。根據(jù)測得的外徑和壁厚計(jì)算相應(yīng)的橢圓度和壁厚不均度,結(jié)果見圖2。

1.2 試驗(yàn)方法

參考APIRP 5C5和ISO/TR10400:2007(E)標(biāo)準(zhǔn)中有關(guān)測試套管抗擠強(qiáng)度規(guī)定,根據(jù)測試結(jié)果從編號為1T～6T套管截取內(nèi)壁橢圓度和壁厚變化最大位置處的套管作為試樣,試樣長度為2.7 m,滿足規(guī)定的大于8倍套管直徑要求。試驗(yàn)系統(tǒng)包括MOHR壓潰試驗(yàn)機(jī)、高壓泵及控制和數(shù)據(jù)采集裝置(圖3),該系統(tǒng)最大可對試件施以210 MPa外壓力,加壓速率為34 MPa/min。

全尺寸高鋼級套管擠毀試驗(yàn)主要包括4個(gè)過程:(1)在每根套管試樣內(nèi)壁橢圓度變化最大的區(qū)域上截取2.7 m長的試樣,兩端加工成坡口,倒角為30°～60°;(2)把試樣兩端焊接上試驗(yàn)專用階梯狀堵頭;(3)將焊接后的試樣裝入MOHR壓潰試驗(yàn)機(jī)中,在兩端加法蘭墊片密封;(4)向壓潰缸內(nèi)打水壓,速度控制在34 MPa/min左右,直至試樣擠毀(圖4)。

2 結(jié)果分析

對試驗(yàn)得到的6根Φ139.7 mm×12.09 mmV140的抗擠毀強(qiáng)度見表1。由表1可知:試驗(yàn)獲得的套管抗擠強(qiáng)度與ISO/TR10400:2007(E)標(biāo)準(zhǔn)中計(jì)算套管抗擠強(qiáng)度推薦的KT公式計(jì)算結(jié)果最大誤差達(dá)9.54%,平均誤差為6.24%;與ISO/TR10400:2007(E)標(biāo)準(zhǔn)中統(tǒng)計(jì)誤差均值(2%)相比還有較大的誤差。由圖2測量結(jié)果可知,1T～6T試樣的橢圓度和壁厚不均度盡管其均值非常小(表2),精度控制較高,但是其變化跳躍性較大(圖5、6)。例如,1T試樣各截面的橢圓度與其均值相比絕對值最大變化超過50%,各截面的壁厚不均度與其均值相比絕對值最大變化超過20%;4T試樣各截面的橢圓度與其均值相比絕對值最大變化超過60%,4T試樣各截面的壁厚不均度與其均值相比絕對值最大變化超過35%(圖6)。可見,套管內(nèi)壁橢圓度及其跳躍性是導(dǎo)致ISO/TR10400:2007(E)標(biāo)準(zhǔn)中KT公式計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值產(chǎn)生較大誤差的主要原因。

表1 擠毀強(qiáng)度Table 1 Collapse strengthMPa

表2 擠毀試樣橢圓度和壁厚不均度均值Table 2 Ovality and wall thickness inequality of collapsing sample%

為了在套管抗擠計(jì)算過程中能夠體現(xiàn)出內(nèi)壁橢圓度與外壁橢圓度耦合作用對套管抗擠強(qiáng)度的影響,對ISO/TR10400:2007(E)標(biāo)準(zhǔn)中的套管抗擠強(qiáng)度計(jì)算的KT公式進(jìn)行修改,得到改進(jìn)的KT公式為

圖5 1T試樣橢圓度和壁厚不均度變化曲線Fig.5 Change curve of ovality and inequality of 1T sample

其中

式中,Dave、Dmax、Dmin分別為套管外徑平均值、最大值、最小值,mm;Dicave、Dimax、Dimin分別為套管內(nèi)徑的平均值、最大值和最小值,mm;E為彈性模量,MPa;ec為套管壁厚不均勻度,%;fy為套管試驗(yàn)抗拉屈服強(qiáng)度,MPa;hn為應(yīng)力-應(yīng)變形狀系數(shù);Htult為折減系數(shù);keuls、kyuls分別為彈性、屈服抗擠強(qiáng)度修正系數(shù),由試驗(yàn)獲得,取值為1.08、0.991 1;ovo和ovi分別為套管外壁和內(nèi)壁橢圓度,%;β為待定系數(shù),由實(shí)際試驗(yàn)數(shù)據(jù)回歸獲得;peult和pyult分別為彈性和屈服抗擠強(qiáng)度,MPa;rs為殘余應(yīng)力,MPa(在套管內(nèi)壁上壓應(yīng)力為負(fù),拉應(yīng)力為正);tcave、tcmax、tcmin分別為平均壁厚、最大壁厚、最小壁厚,mm;ν為泊松比。

圖6 4T試樣橢圓度和壁厚不均度變化曲線Fig.6 Change curve of ovality and inequality of 4T sample

與ISO/TR10400:2007(E)標(biāo)準(zhǔn)中的KT公式相比,改進(jìn)后的KT公式中關(guān)于橢圓度的項(xiàng)中添加了內(nèi)壁橢圓度影響。利用本文中抗擠數(shù)據(jù)、內(nèi)壁橢圓度及跳躍度試驗(yàn)數(shù)據(jù)可以求解得到橢圓度項(xiàng)的待定系數(shù)β為0.139,比原KT公式中的0.127要大9.45%,說明內(nèi)壁橢圓度與外壁橢圓度具有一定耦合作用,即內(nèi)壁橢圓度的存在將會(huì)加快高鋼級套管抗擠強(qiáng)度的降低速度。

利用式(1)～(4)對6根Φ139.7 mm×12.09 mm V140套管進(jìn)行抗擠強(qiáng)度計(jì)算,得到改進(jìn)KT公式的計(jì)算結(jié)果(表1)?？芍?改進(jìn)后KT公式計(jì)算得到的套管抗擠強(qiáng)度與試驗(yàn)值最大誤差為3.23%,平均誤差為1.88%,與原KT公式計(jì)算結(jié)果相比誤差顯著降低,具有較高的計(jì)算精度。由于實(shí)際試驗(yàn)數(shù)據(jù)比較少未對其跳躍性影響進(jìn)行研究。

結(jié)合試樣失效形貌圖4,發(fā)現(xiàn)試樣壓潰區(qū)域均在橢圓度和壁厚不均度變化較大的區(qū)域內(nèi)(圖5、6)。因此,套管在生產(chǎn)制造過程中,除控制套管橢圓度和壁厚不均度符合規(guī)定要求外,還要盡量控制其變化跳躍性趨勢不要太大,使其平穩(wěn)變化。但是,現(xiàn)階段套管生產(chǎn)企業(yè)和油田用戶,在制訂套管供貨條件時(shí),在幾何尺寸方面的要求主要為套管外徑、壁厚、套管橢圓度(外表面)和壁厚不均度,而對套管內(nèi)壁橢圓度沒有提出相關(guān)的要求。建議制訂必要的套管內(nèi)壁橢圓度控制規(guī)范和檢測方法,為高鋼級套管的設(shè)計(jì)和生產(chǎn)提供依據(jù)。

圖7為1T和4T試樣內(nèi)外橢圓度變化曲線對比。

從圖7可以明顯看出,1T和4T套管試樣的內(nèi)壁橢圓度比外壁橢圓度高出4倍以上(表2),且多數(shù)超出0.6%,最高達(dá)0.96%,可知試驗(yàn)采用的套管內(nèi)壁橢圓度較大,跳躍變化幅度也較高。盡管套管外壁橢圓度和壁厚不均度較小,但是套管內(nèi)壁橢圓度較大,致使在均勻外載作用下,套管因橢圓度的變化產(chǎn)生不均勻載荷,橢圓度越大且跳躍性變化越大,其承受的不均勻載荷程度越高,套管越易發(fā)生變形失效,造成4T套管試樣的抗擠毀能力低于1T套管試樣(表1)。在實(shí)際油田工況下多數(shù)為不均勻載荷,這種情況下進(jìn)一步降低了套管抗擠毀能力,更易發(fā)生擠毀變形,因而導(dǎo)致西部油田某深井套管內(nèi)封隔器不作封或井下工具下入遇阻。

3 結(jié) 論

(1)修正后的KT公式計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值最大誤差為3.23%,而ISO/TR10400:2007(E)標(biāo)準(zhǔn)中的KT計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值最大誤差為9.54%,說明修正后的KT公式具有較高的計(jì)算精度,可以滿足實(shí)際工程需求。

(2)內(nèi)、外壁橢圓度和壁厚不均度的跳躍性變化對套管抗擠強(qiáng)度影響比較顯著,跳躍性程度越大,套管抗擠強(qiáng)度下降得越多。

(3)套管內(nèi)、外壁橢圓度具有一定的耦合作用,在套管加工制造過程中,不能忽略套管內(nèi)壁橢圓度的變化,即使在套管外壁橢圓度符合規(guī)定要求情況下,套管內(nèi)壁橢圓度控制不當(dāng)也會(huì)造成抗擠強(qiáng)度明顯降低,建議制訂必要的套管內(nèi)壁橢圓度控制規(guī)范。

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[2] APIBull 5C2.Bulletin on performance properties of casing tubing,and drill pipe[S].Washington DC:API.1999:2-27.

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130:Modernization of tubular collapse performance properties[R].American:American Petroleum Institute,2002.

(編輯 沈玉英)

Experiment on collapsing deformation of high-grade steel casing with inside ovality

WANG Jian-jun1,2,YAN Xiang-zhen1,L IN Kai2,FENG Yao-rong2,SONG Sheng-yin2

(1.College of Electrom echanical Engineering in China University of Petroleum,Dongying257061,China;2.CNPC Tubular Goods Research Institue,Xi′an710065,China)

The Klever-Tamano(KT)equation was obtained in the ISO/TR10400:2007(E)code to calculate the collapse pressure of casing,neglecting inside initial ovality of casing and its jumping.And also,the experimental collapse pressures afforded in ISO/TR10400:2007(E)are mainly M65,T95,H40,non-quenching and tempering N80 casing.The experimental collapse pressures of high-grade and chrome steel casing are zero nearly,which leads to the collapse pressures calculated of high-grade steel casing have an error with the test values.The indoor full scale tests were carried out to get the influence of inequality of the wall thickness and the ovality of casing inner/outer diameter on collapse pressure of high-grade steel casing.The KT equation was improved based on the test data.The calculated results of KT equation and improved KT equation were compared with the test data.The results show that the improved KT equation is more precise than KT equation,satisfying the engineering demands.The ovality of casing inner/outer diameter is coupled.The ovality and its jumping should be controlled strictly in the manufacturing process.The criterion of controlling ovality of casing inner diameterwas suggested to establish.

testing;inside ovality;high-grade steel casing;collapse strength;Klever-Tamano equation

TE 931.2

A

10.3969/j.issn.1673-5005.2011.02.021

2010-09-11

國家“973”項(xiàng)目(2010CB226706);中國石油天然氣集團(tuán)公司資助項(xiàng)目(2008D-2404)

王建軍(1979-),男(漢族),山東單縣人,工程師,博士研究生,主要從事油氣開發(fā)工程與管柱力學(xué)研究。

1673-5005(2011)02-0123-04