内壁椭圆度对高钢级套管挤毁变形的影响试验

王建军,闫相祯,林 凯,冯耀荣,宋生印

(1.中国石油大学机电工程学院,山东东营257061;2.中石油石油管工程技术研究院,陕西西安710065)

内壁椭圆度对高钢级套管挤毁变形的影响试验

王建军1,2,闫相祯1,林 凯2,冯耀荣2,宋生印2

(1.中国石油大学机电工程学院,山东东营257061;2.中石油石油管工程技术研究院,陕西西安710065)

用ISO/TR10400:2007(E)标准计算套管抗挤强度的KT公式中未考虑套管内壁初始椭圆度及其跳跃性的影响,且提供的套管抗挤毁强度数据主要为M65、T95、H40和非调质N80钢材的,更高钢级和含铬材料的试验数据几乎为零,使得高钢级套管抗挤强度与试验值出现了偏差。通过室内全尺寸试验研究高钢级套管壁厚不均度和内、外椭圆度等参数对套管抗挤强度的影响,并利用试验数据对KT公式进行修正,对比修正前后计算结果与试验值间的误差。研究结果表明:修正后的KT公式具有较高的计算精度,可以满足工程需要;内、外椭圆度对高钢级套管抗挤强度影响具有耦合作用,在制造过程中要严格控制椭圆度及其跳跃性,建议制订相应的套管内壁椭圆度控制规范。

试验;内壁椭圆度;高钢级套管;抗挤强度;KT公式

为了适应油气田开发的需要,尤其是深井、超深井等复杂井的开发,高抗挤强度套管的需求量逐年增加,国内外开发了多种规格和钢级的高抗挤套管,还开发出适应井筒环境的高抗挤套管。套管抗挤性能设计规范主要参照ISO和API颁布的行业规范和标准[1-4],最新颁布的规范为ISO/TR10400:2007(E)标准,在计算套管抗挤强度时推荐采用Klever和Tamano在2004年提出的KT公式,该公式中充分考虑到套管外壁初始椭圆度、残余应力和偏心等因素[5-7],但没有考虑到套管内壁椭圆度及其跳跃性的影响。同时,在已有的ISO和API规范和标准中提供的套管抗挤毁强度数据主要为M65、T95、H40和非调质N80钢材的,更高钢级和含铬材料的数据几乎为零[8-9],使得高钢级的套管柱在实际使用过程中出现了一些新问题。例如,西部油田某井深度达到6500 m,完井使用的高钢级V140套管,出现了封隔器不能坐封且井下工具下入遇阻等问题,使得套管柱不能满足作业要求。笔者通过对油田随机抽取的6根Φ139.7 mm×12.09 mmV140套管的内、外壁初始椭圆度和壁厚进行测量,按照ISO推荐的试验步骤和做法对其进行挤毁试验,得到各自对应的挤毁强度,分析内壁椭圆度及其跳跃性对高钢级套管抗挤强度的影响,并利用试验数据对KT公式进行修正。

1 高钢级套管抗挤强度试验

在西部油田使用的套管中随机抽取6根Φ139.7 mm×12.09 mm V140套管进行全尺寸室内挤毁试验,测量出套管内外壁的椭圆度和壁厚不均度,模拟测试实际工况下套管变形情况,分析套管尺寸偏差对V140套管抗挤毁能力的影响。

1.1 试验试件的测量和制备

6根Φ139.7 mm×12.09 mm V140套管试样编号分别记为1T、2T、3T、4T、5T、6T,按照图1所示位置进行尺寸测量,布置15个横截面圆环(每个圆环8个点,每点间隔45°),用超声波探测仪测得各点的厚度,用游标卡尺测得AE、BF、CG和DH 4个方向的直径(图1)。根据测得的外径和壁厚计算相应的椭圆度和壁厚不均度,结果见图2。

1.2 试验方法

参考APIRP 5C5和ISO/TR10400:2007(E)标准中有关测试套管抗挤强度规定,根据测试结果从编号为1T～6T套管截取内壁椭圆度和壁厚变化最大位置处的套管作为试样,试样长度为2.7 m,满足规定的大于8倍套管直径要求。试验系统包括MOHR压溃试验机、高压泵及控制和数据采集装置(图3),该系统最大可对试件施以210 MPa外压力,加压速率为34 MPa/min。

全尺寸高钢级套管挤毁试验主要包括4个过程:(1)在每根套管试样内壁椭圆度变化最大的区域上截取2.7 m长的试样,两端加工成坡口,倒角为30°～60°;(2)把试样两端焊接上试验专用阶梯状堵头;(3)将焊接后的试样装入MOHR压溃试验机中,在两端加法兰垫片密封;(4)向压溃缸内打水压,速度控制在34 MPa/min左右,直至试样挤毁(图4)。

2 结果分析

对试验得到的6根Φ139.7 mm×12.09 mmV140的抗挤毁强度见表1。由表1可知:试验获得的套管抗挤强度与ISO/TR10400:2007(E)标准中计算套管抗挤强度推荐的KT公式计算结果最大误差达9.54%,平均误差为6.24%;与ISO/TR10400:2007(E)标准中统计误差均值(2%)相比还有较大的误差。由图2测量结果可知,1T～6T试样的椭圆度和壁厚不均度尽管其均值非常小(表2),精度控制较高,但是其变化跳跃性较大(图5、6)。例如,1T试样各截面的椭圆度与其均值相比绝对值最大变化超过50%,各截面的壁厚不均度与其均值相比绝对值最大变化超过20%;4T试样各截面的椭圆度与其均值相比绝对值最大变化超过60%,4T试样各截面的壁厚不均度与其均值相比绝对值最大变化超过35%(图6)。可见,套管内壁椭圆度及其跳跃性是导致ISO/TR10400:2007(E)标准中KT公式计算结果与试验值产生较大误差的主要原因。

表1 挤毁强度Table 1 Collapse strengthMPa

表2 挤毁试样椭圆度和壁厚不均度均值Table 2 Ovality and wall thickness inequality of collapsing sample%

为了在套管抗挤计算过程中能够体现出内壁椭圆度与外壁椭圆度耦合作用对套管抗挤强度的影响,对ISO/TR10400:2007(E)标准中的套管抗挤强度计算的KT公式进行修改,得到改进的KT公式为

图5 1T试样椭圆度和壁厚不均度变化曲线Fig.5 Change curve of ovality and inequality of 1T sample

其中

式中,Dave、Dmax、Dmin分别为套管外径平均值、最大值、最小值,mm;Dicave、Dimax、Dimin分别为套管内径的平均值、最大值和最小值,mm;E为弹性模量,MPa;ec为套管壁厚不均匀度,%;fy为套管试验抗拉屈服强度,MPa;hn为应力-应变形状系数;Htult为折减系数;keuls、kyuls分别为弹性、屈服抗挤强度修正系数,由试验获得,取值为1.08、0.991 1;ovo和ovi分别为套管外壁和内壁椭圆度,%;β为待定系数,由实际试验数据回归获得;peult和pyult分别为弹性和屈服抗挤强度,MPa;rs为残余应力,MPa(在套管内壁上压应力为负,拉应力为正);tcave、tcmax、tcmin分别为平均壁厚、最大壁厚、最小壁厚,mm;ν为泊松比。

图6 4T试样椭圆度和壁厚不均度变化曲线Fig.6 Change curve of ovality and inequality of 4T sample

与ISO/TR10400:2007(E)标准中的KT公式相比,改进后的KT公式中关于椭圆度的项中添加了内壁椭圆度影响。利用本文中抗挤数据、内壁椭圆度及跳跃度试验数据可以求解得到椭圆度项的待定系数β为0.139,比原KT公式中的0.127要大9.45%,说明内壁椭圆度与外壁椭圆度具有一定耦合作用,即内壁椭圆度的存在将会加快高钢级套管抗挤强度的降低速度。

利用式(1)～(4)对6根Φ139.7 mm×12.09 mm V140套管进行抗挤强度计算,得到改进KT公式的计算结果(表1)。可知,改进后KT公式计算得到的套管抗挤强度与试验值最大误差为3.23%,平均误差为1.88%,与原KT公式计算结果相比误差显著降低,具有较高的计算精度。由于实际试验数据比较少未对其跳跃性影响进行研究。

结合试样失效形貌图4,发现试样压溃区域均在椭圆度和壁厚不均度变化较大的区域内(图5、6)。因此,套管在生产制造过程中,除控制套管椭圆度和壁厚不均度符合规定要求外,还要尽量控制其变化跳跃性趋势不要太大,使其平稳变化。但是,现阶段套管生产企业和油田用户,在制订套管供货条件时,在几何尺寸方面的要求主要为套管外径、壁厚、套管椭圆度(外表面)和壁厚不均度,而对套管内壁椭圆度没有提出相关的要求。建议制订必要的套管内壁椭圆度控制规范和检测方法,为高钢级套管的设计和生产提供依据。

图7为1T和4T试样内外椭圆度变化曲线对比。

从图7可以明显看出,1T和4T套管试样的内壁椭圆度比外壁椭圆度高出4倍以上(表2),且多数超出0.6%,最高达0.96%,可知试验采用的套管内壁椭圆度较大,跳跃变化幅度也较高。尽管套管外壁椭圆度和壁厚不均度较小,但是套管内壁椭圆度较大,致使在均匀外载作用下,套管因椭圆度的变化产生不均匀载荷,椭圆度越大且跳跃性变化越大,其承受的不均匀载荷程度越高,套管越易发生变形失效,造成4T套管试样的抗挤毁能力低于1T套管试样(表1)。在实际油田工况下多数为不均匀载荷,这种情况下进一步降低了套管抗挤毁能力,更易发生挤毁变形,因而导致西部油田某深井套管内封隔器不作封或井下工具下入遇阻。

3 结 论

(1)修正后的KT公式计算结果与试验值最大误差为3.23%,而ISO/TR10400:2007(E)标准中的KT计算结果与试验值最大误差为9.54%,说明修正后的KT公式具有较高的计算精度,可以满足实际工程需求。

(2)内、外壁椭圆度和壁厚不均度的跳跃性变化对套管抗挤强度影响比较显著,跳跃性程度越大,套管抗挤强度下降得越多。

(3)套管内、外壁椭圆度具有一定的耦合作用,在套管加工制造过程中,不能忽略套管内壁椭圆度的变化,即使在套管外壁椭圆度符合规定要求情况下,套管内壁椭圆度控制不当也会造成抗挤强度明显降低,建议制订必要的套管内壁椭圆度控制规范。

[1] API Spec 5CT.Specification for casing and tubing[S].Washington DC:API.2005:15-28.

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

[3] API RP 5C5.Recommended practice on procedures for testing casing and tubing connections[S].Washington DC:API.2003:71-84.

[4] ISO/TR10400.Petroleum and natural gas industries—equations and calculations for the properties of casing,tubing,drillpipe and line pipe used as casing or tubing[S].Geneva,Switzerland:International Organization for Standardization.2007.

[5] KLEVER,F J,STEWART G.Analytical burst strength prediction ofOCTG with and without defects[R].SPE 48329,1998.

[6] KLEVER,F J,TAMANO T.A new OCTG strength equation for collapse under combined loads[R].SPE 90904,2006.

[7] ADAMSA J.Collapse:trial calibration(3)[R].API/ISO TC67/SC5/WG2b,American:American Petroleum Institute,2000.

[8] BRUCE Urband,FREDER IC Bernard,STEVEMorey,et al.Latest enhancements in high strength sour service tubular[R].SPE/ IADC 119888,2009.

[9] ASB ILL W T,STEPHEN Crabtree M L,PAYNE.DEA-

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

(编辑 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

国家“973”项目(2010CB226706);中国石油天然气集团公司资助项目(2008D-2404)

王建军(1979-),男(汉族),山东单县人,工程师,博士研究生,主要从事油气开发工程与管柱力学研究。

1673-5005(2011)02-0123-04