唐凱, 陳建波, 張清彬, 馬峰, 楊登波

(1.中國石油集團(tuán)川慶鉆探工程有限公司測井公司, 重慶 400021; 2.北京理工大學(xué), 北京 100081)

0 引 言

定面射孔在頁巖氣、致密油氣等非常規(guī)油氣藏開發(fā)中應(yīng)用越來越廣泛[1-4],但是這種新型的射孔技術(shù)也帶來了新的挑戰(zhàn)。如射孔后套管強(qiáng)度的降低程度是否在允許范圍內(nèi),射孔和地層壓力的相互作用是否導(dǎo)致套管變形,套管剩余強(qiáng)度是否能滿足下一步泵送射孔、后續(xù)壓裂等增產(chǎn)措施的要求等成為作業(yè)人員關(guān)心和亟待解決的問題。

國內(nèi)外對射孔后套管的研究成果較多[5-9],W.K.Godfrey[10]、G.E.King[11]、Zhaoguang Yuan、Jerome Schubert等人[12]、唐波[13]、仝少凱[14]]主要研究螺旋布孔方式下射孔槍類型、孔密、相位、裝藥量、套管性能和固井質(zhì)量等因素對套管變形的影響,其研究方法主要以簡化的平面孔板力學(xué)模型和有限元分析方法為主,仝少凱等人則主要從套管斷裂力學(xué)方面入手提出了射孔段套管安全評價(jià)的斷裂判據(jù):射孔孔眼附近的拉伸應(yīng)力場和彎曲應(yīng)力場的應(yīng)力強(qiáng)度因子小于射孔段套管斷裂的臨界應(yīng)力強(qiáng)度因子。在定面射孔這種非螺旋分布射孔方式對套管剩余強(qiáng)度影響的研究上成果較少,簡化的平面孔板力學(xué)模型不適用。除此之外,斯倫貝謝公司的Andy Marti等[15]研究了定面射孔技術(shù)對套管強(qiáng)度降低的影響,通過ANSYS有限元力學(xué)分析發(fā)現(xiàn),定面射孔對L80套管的強(qiáng)度降低可達(dá)13.5%。

本文在綜合國內(nèi)外研究的基礎(chǔ)上,開展了定面射孔套管動(dòng)力學(xué)響應(yīng)仿真研究及應(yīng)用,采用靜力學(xué)分析、動(dòng)力學(xué)響應(yīng)仿真和試驗(yàn)測試相結(jié)合的手段,對定面射孔套管剩余強(qiáng)度作出綜合分析研究,提出了以套管塑性應(yīng)變區(qū)域體積與分布的套管結(jié)構(gòu)剩余強(qiáng)度表達(dá)方法,得到了不同參數(shù)下定面射孔的套管剩余強(qiáng)度。

1 套管材料強(qiáng)度靜力學(xué)分析

1.1 定面射孔原理

定面射孔是一種采用特殊的布彈方式,射孔后能在垂直于套管軸線的套管同一橫截面上形成3個(gè)射孔孔眼且相鄰孔眼與軸心連線最大夾角不大于90°的射孔技術(shù)。為達(dá)到控制裂縫走向的目的,采用了非螺旋的布孔方式,在套管同一橫截面上形成了多個(gè)射孔孔眼,在造成地層應(yīng)力集中的同時(shí)也造成了套管局部應(yīng)力集中。

1.2 剩余強(qiáng)度有限元分析

采用Proe三維輔助設(shè)計(jì)軟件建立幾何模型和靜力學(xué)分析。為簡化計(jì)算,只考慮一個(gè)橫截面的應(yīng)力分布,建立的套管幾何模型參數(shù)及尺寸見表1。

表1 套管幾何模型參數(shù)

套管上的射孔孔眼采用預(yù)置孔眼方式,不考慮射流對孔眼邊緣的影響。對幾何模型進(jìn)行材料屬性賦予、兩端約束和網(wǎng)格劃分。在套管外表面施加50 MPa外壓,靜力學(xué)分析結(jié)果見圖1。

圖1 定面射孔套管應(yīng)力云圖

如圖1所示,由于邊界約束效應(yīng)和孔眼邊緣應(yīng)力集中的影響,最大Mises應(yīng)力1 277 MPa,出現(xiàn)在孔眼邊緣,大大超過材料屈服強(qiáng)度,顯然不能作為衡量套管剩余強(qiáng)度的標(biāo)準(zhǔn)。如果采用2個(gè)孔眼連線上中間應(yīng)力值作為衡量標(biāo)準(zhǔn),計(jì)算結(jié)果偏小,不適用于非螺旋分布套管強(qiáng)度的評價(jià)。綜合分析應(yīng)力分布區(qū)域及體積大小,射孔孔眼附近的灰白應(yīng)力圖譜區(qū)域分布面積最大,可以作為衡量套管剩余強(qiáng)度的計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)。該區(qū)域應(yīng)力值為401～526 MPa,按最大值526 MPa計(jì)算,套管剩余強(qiáng)度為86.2%,下降13.8%(見圖1)。

η=p＇×σs/(σ＇×p)=

50×552/(526×60.9)=86.2%

(1)

式中,η為套管剩余強(qiáng)度;p＇為應(yīng)力分析時(shí)套管外壓強(qiáng)度,MPa;σs為材料屈服強(qiáng)度,MPa;σ＇為分析結(jié)果中最大危險(xiǎn)區(qū)域應(yīng)力值,MPa;p為套管理論抗外壓強(qiáng)度,MPa。

1.3 金相組織分析

金相組織分析目的在于觀察和分析在石油射孔這一高溫高壓耦合沖擊過程中石油套管的金相組織變化,從微觀角度認(rèn)識射孔過程對套管性能的影響。

在套管上按照不同位置選取7組進(jìn)行線切割加工得到所需的樣件。

圖2是第1組和第3組放大500倍的金相組織圖。第1組試樣未受射孔作用的影響,其基體為鐵素體和彌散分布于其中的細(xì)粒狀滲碳體組成的粗大的回火索氏體與部分羽毛狀上貝氏體構(gòu)成網(wǎng)絡(luò)狀分布;第3組試樣距離射孔位置為圓周方向3 mm,受到熱傳導(dǎo)與熱沖擊效應(yīng)大,馬氏體數(shù)量急劇增加;第5組試樣距離射孔位置軸向3 mm,受熱傳導(dǎo)與熱沖擊效應(yīng)最明顯,形成了大量的片狀馬氏體、部分回火索氏體與少量條形馬氏體;第6組試樣位置為射孔彈背面處內(nèi)表面,理論上只受到?jīng)_擊作用,形成了一定量的片狀馬氏體,回火索氏體數(shù)量有所減少。

圖2 第1組和第3組金相圖(500倍)

通過對比分析可知,未經(jīng)射孔作用的金屬材料金相組織晶粒相對比較均勻,從而具有良好的綜合機(jī)械性能,較高的強(qiáng)度,良好的塑性和韌性。經(jīng)射孔作用后,產(chǎn)生了馬氏體,離射孔位置愈近,馬氏體數(shù)量愈多。隨著馬氏體數(shù)量的增多,套管硬度得到提升,但韌性降低,最終導(dǎo)致力學(xué)性能的減弱。射孔孔眼附近區(qū)域受熱傳導(dǎo)與熱沖擊效應(yīng)最明顯,為射孔后套管的危險(xiǎn)區(qū)域,這一結(jié)論也與前述靜力學(xué)分析選擇的衡量區(qū)域相互印證,證明了本文提出的衡量定面射孔套管剩余強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)的可行性。

2 套管結(jié)構(gòu)強(qiáng)度動(dòng)力學(xué)響應(yīng)仿真

套管所受沖擊載荷源主要為射孔彈爆炸沖擊波、爆炸產(chǎn)物氣體以及聚能射流。射流速度極高,套管壁孔眼可認(rèn)為瞬時(shí)形成,因此,以射流為載荷源時(shí)忽略對壁面沖擊作用而以射流橫向效應(yīng)為主。不同孔眼橫向效應(yīng)區(qū)分時(shí)序相互疊加則會使套管壁產(chǎn)生局部應(yīng)力集中。

進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析計(jì)算時(shí),套管外壁加載100 MPa的外壓,同時(shí)建立外部帶有水泥環(huán)的套管響應(yīng)模型,水泥環(huán)的強(qiáng)度為30 MPa。將外壓加載在水泥環(huán)外部進(jìn)行數(shù)值計(jì)算,并將兩者的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比。

根據(jù)射孔爆炸的實(shí)際情況,對套管內(nèi)壁的載荷進(jìn)行加載。采用ANSYS LS-DYNA分析后套管的響應(yīng)(見圖3)。

圖3 套管應(yīng)變云圖及全局加速度曲線

Φ139.7 mm套管定面工況下,射孔作業(yè)在套管壁上留下的射孔間隔60°呈1條直線排布,又呈60°相位在大循環(huán)下排布。在套管外加水泥環(huán)后。整條套管的變形減弱,只在射孔周圍留下了由于射流作用的小型形變。

由于套管動(dòng)態(tài)響應(yīng)屬于時(shí)間和空間上的連續(xù)函數(shù),無法進(jìn)行單獨(dú)隔離,因此,也就不能采用靜力學(xué)套管剩余強(qiáng)度的方法進(jìn)行評價(jià)。本文提出了一種以套管塑性應(yīng)變區(qū)域體積與分布規(guī)律為依據(jù)的套管剩余結(jié)構(gòu)強(qiáng)度表達(dá)方法。該方法的核心是選取塑性應(yīng)變范圍0.1～1為高應(yīng)變,0.01～0.1為中應(yīng)變,0.001～0.01為低應(yīng)變,其余范圍認(rèn)為未發(fā)生塑性應(yīng)變,通過比較各個(gè)應(yīng)變區(qū)的體積比作為強(qiáng)度優(yōu)劣判據(jù)。圖4和圖5為根據(jù)分析結(jié)果統(tǒng)計(jì)的低應(yīng)變區(qū)、中應(yīng)變區(qū)和高應(yīng)變區(qū)的體積分布情況。

如圖4所示,在Φ139.7 mm套管定面工況下,采用L80鋼級套管時(shí),套管的大部分體積處于中應(yīng)變區(qū);在采用TP110套管時(shí),套管處于低應(yīng)變區(qū)和中應(yīng)變區(qū)的體積之比接近2∶1,高鋼級套管的安全風(fēng)險(xiǎn)明顯降低。

圖5 不同內(nèi)壓下定面套管塑性應(yīng)變分布體積對比

如圖5所示,無內(nèi)壓情況下整個(gè)套管99.79%的體積處于中應(yīng)變區(qū),在有內(nèi)壓情況下套管的應(yīng)變體積分布明顯得到改善。由于塑性形變是不可逆的形變,塑性形變值越高意味著材料/結(jié)構(gòu)發(fā)生不可逆形變程度越大,力學(xué)結(jié)構(gòu)完整性便越低,其存在的安全風(fēng)險(xiǎn)也就越大。

3 現(xiàn)場應(yīng)用

截至目前為止,在XX101-94-X1井、XXH2平臺、XXH3平臺等成功完成數(shù)十井次的定面射孔現(xiàn)場試驗(yàn)。在現(xiàn)場應(yīng)用定面射孔技術(shù)前,通過對套管強(qiáng)度進(jìn)行校核,確保了射孔后套管完整,定面射孔段未發(fā)生變形和坍塌等情況。

圖6 XX101-94-X1井井徑曲線與WIVA三維成像截面

XX101-94-X1井射孔段套管采用P110鋼級壁厚9.17 mm的Φ139.7 mm套管和89型定面射孔器材,套管抗擠強(qiáng)度76.5 MPa,按照靜力學(xué)分析方法計(jì)算剩余強(qiáng)度90.7%,即為69.39 MPa。圖6是XX101-94-X1井定面射孔井段2 714.2～2 716.1 m的MIT24井徑曲線與WIVA三維成像截面,可直接反映油套管內(nèi)壁變化情況,故可用于油套管內(nèi)壁檢測和進(jìn)行腐蝕判斷。在所測量的井段內(nèi),射孔段孔眼明晰可辯,定面功能清晰,套管完整沒有發(fā)生變形破壞。

4 結(jié) 論

(1) 定面射孔套管靜力學(xué)分析中,提出了以應(yīng)力分布危險(xiǎn)區(qū)域最大應(yīng)力值為衡量標(biāo)準(zhǔn)的計(jì)算套管剩余強(qiáng)度的方法,本文所建立的定面射孔L80套管模型強(qiáng)度下降13.8%。

(2) 進(jìn)行了定面射孔非對稱動(dòng)態(tài)加載耦合靜壓加載的套管動(dòng)力學(xué)響應(yīng)數(shù)值仿真研究,提出了考慮套管塑性應(yīng)變區(qū)域體積與分布的套管結(jié)構(gòu)剩余強(qiáng)度表達(dá)方法,并進(jìn)行了不同鋼級和不同內(nèi)壓條件下的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度比較。

(3) 通過金相分析試驗(yàn)間接方法聯(lián)合證實(shí)了在射流作用下套管局部材料發(fā)生相變,對套管局部材料強(qiáng)度產(chǎn)生影響,加劇定面射孔套管的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度損傷。

(4) 定面射孔套管的靜力學(xué)和動(dòng)力學(xué)響應(yīng)研究為套管強(qiáng)度校核提供了依據(jù),并在致密氣、頁巖氣現(xiàn)場應(yīng)用中保障了定面射孔套管不發(fā)生變形和破壞。

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