HXD30-1定向井T95套管管体失效原因分析

朱金智，吕拴录,，范星辉，刘军严，秦宏德，艾 勇，彭晓刚，申 彪

(1.中国石油塔里木油田公司 新疆 库尔勒 841000；2.中国石油大学材料科学与工程系 北京 102249)

1 现场情况

HXD30-1定向井二开完钻井深6 553 m，侧钻造斜井段4 953.37～5 211.52 m，主要岩性为上泥岩、灰岩和下泥岩。侧钻造斜井段井眼最大井斜3.72°，最大全角变化率2.41 °/25m，最大井径扩大率为25.81%。钻井期间漏失钻井液1 128.2 m3。

该井下套管前通井在5 060～6 360 m井段遇阻9次，经过反复划眼才完成通井。

2015年7月19日下套管至井深1 782 m出口失返,环空间断吊灌密度1.31 g/cm3的钻井液4.7 m3,环空液面保持在井口。套管下深6 551.28 m，下套管过程没有遇阻，累计漏失钻井液516 m3。

7月21日开始一级正注施工(见表1)，最高泵压11 MPa，未碰压，施工期间出口未返泥浆, 累计漏失泥浆240 m3。候凝。7月22日上提140 t坐挂200.03 mm套管。

7月22日13:00反挤固井施工正常。

表1 一级固井注水泥体积、密度及重量

7月25日下171.45 mm HJ517G牙轮钻头(钻塞刮壁一体化钻柱)至井深5 097 m遇阻(第1次遇阻位置)20 t (下套管前通井至井深5 098 m遇阻2次)，下钻至井深5 107.2 m遇阻7.5 t，下钻至5 111.5 m遇阻11 t,多次上提下放钻具通过。下钻至井深6 434 m探得水泥塞面，正常钻塞至井深6 541 m。对6 417～6 541 m反复刮壁3次，起钻至5 100～5 119 m上提遇卡最大29 t，下放遇阻最大40 t。起钻发现液压刮壁器刮刀和扶正器严重磨损,钻头外排齿9个崩掉,钻头损坏形貌如图1所示。

2015年7月31日，对该井进行了60臂井径成像测井，发现5 098.3 m～5 114.6 m井段(段长16.3 m)套管局部存在不同程度扩径和缩径(红色区域套管内径大，蓝色区域套管内径小)变形，套管扩径和缩颈对称分布，如图2和图3所示；在5 101.8 m、5 104.8 m和5 111.7 m井深位置套管可能已经穿孔，在5 104.3 m井深位置下部套管对称扩径和缩径严重，最小内径为158.50 mm(6.24 in)。套管扩径和缩颈对称分布，说明该井段套管局部椭圆变形。套管多处穿孔是在钻塞过程中被钻头磨损的结果。

图1 171.45 mm(6 in) HJ517G牙轮钻头9个齿断裂

图2 5 098.30～5 114.60 m井段套管失效形貌

图3 5 100.56～5 103.56 m井段套管扩径和缩颈形貌(缩颈和扩径均对称分布)

2 结果分析

2.1 套管损坏位置

该井水泥塞面井深6 434 m，钻塞在套管段不同井深位置遇阻，实际是钻头与套管摩擦干涉的结果。

依据现场施工经验，对于某一实际深度,测井井深大于钻井深度和套管下井深度。钻塞井深和下套管井深与测井井深存在差异，虽然测井结果反映了钻塞之后套管形貌，但是，测井深度可以确定套管失效位置与接箍相对位置。因此，在确定套管失效位置时应当以测井深度为准。该井钻塞井深、测井井深及第134～138号套管下井井深见表2。

测井结果表明：在5 098.3～5 114.6 m井段(段长16.3 m)套管存在不同程度对称分布的扩径和缩径井段，该井段正好处在开窗侧钻造斜井段。钻塞首次遇阻位置是在测井井深5 098.3 m处，该位置在136号套管接箍下方6.148 m处。这说明在井深5 098.3处的套管发生了变形。

表2 钻塞井深、测井深度及第30、31号套管下井深度 m

备注：1)括号内数据是依据实测数据推算的。

2)依据测井结果，首次钻塞遇阻套管变形磨损位置井深5 098.3 m，该位置在136号套管接箍下方6.148 m(5 098.3～5 092.152 m)处。136号套管测井长度与下套管长度仅差0.048 m，属于测量误差，由此判断该位置没有断裂。

2.2 套管损坏形式及时间

套管挤毁、爆裂和断裂均会导致钻塞遇阻、钻头外排齿损坏。下面分别进行分析。

1)假设套管承受外压挤毁

研究表明[1，2]，一旦外压导致套管挤毁，整根套管会发生挤毁。实际钻塞在5 097～5 102 m (5 m)和5 102.0～5 111.5 m(9.5 m)井段间断遇阻,该井段涉及到136号套管和135号套管。如果第136号套管和135号套管整根挤毁，牙轮钻头在钻至整根挤毁的套管时应当严重遇阻。第136号套管长度11.148 m，处在5 090.852～5 102.000 m井段(钻塞深度)，在5 090.852～5 097.000 m(6.148 m)井段没有遇阻。第135号套管长度为10.693 m，处在5 102.000～5 112.693 m井段(钻塞深度)，在5 111.500～5 112.693 m(1.193 m)井段没有遇阻，这说明第136号和第135号套管整体挤毁的假设不成立。

2)假设整根套管受内压纵向开裂

在套管横向韧性不足的情况下，套管受内压后可能会发生整体纵向破裂[3]。如果第136号和135号套管整体纵向破裂，牙轮钻头外排齿通过整体纵向破裂套管内壁不规则位置时应当一直摩擦干涉遇阻。实际钻塞仅在5 097～5 102 m(5 m)和5 102.0～5 111.5 m(9.5 m)井段间断遇阻，而没有在第136号套管所处的钻塞深度5 090.852～5 102.000 m(11.148 m)整根套管井段遇阻，也没有在第135号套管所处的钻塞深度5 102.000～5 112.693 m(10.693 m)整根套管井段遇阻。另外，失效套管为无缝管，依据该批套管材料检验原始记录，在0 ℃横向冲击功已经达到159 J，套管材料韧性这么高，受内压后一般不会发生整体纵向脆性开裂。这说明第136号和135号套管整体纵向破裂的假设不成立。

3)假设套管受内压过载局部爆裂

如果在下套管过程中套管破裂，从套管破裂位置会发生短路[4]。该井下套管至井深1 782 m出口失返,至下套管完，出口一直未返，但井队采用环空间断吊灌钻井液的方法，保持环空液面在井口，套管内压和外压基本保持平衡。没有内外压差，套管不可能内压过载。因此，可以排除套管在下井过程中由于环空液面下降而受内压过载爆裂的可能性。

如果在注水泥过程中套管受内压过载爆裂，套管柱从爆裂位置将短路，泵压会异常降低。该井固井施工采取正注反挤固井工艺，固井施工连续顺利，没有发生泵压异常降低的情况。这可以排除套管在固井注水泥过程中由于环空液面下降而受内压过载爆裂的可能性。

另外，如果套管柱由于受内压过载爆裂，套管爆裂后套管内外失去压差，套管不会发生第二处爆裂。实际钻塞在5 097～5 102m(5 m)和5 102.0～5 111.5 m(9.5 m)井段两处遇阻。这进一步排除了受内压过载爆裂的可能性。

4)假设套管断裂

如果套管断裂，套管上下断口会发生错位，测井仪器不可能通过套管断裂位置[5]。该井测井仪器通过了钻塞首次遇阻位置，并测到了其下部紧邻的接箍位置。另外，如果套管断裂，落鱼部分套管柱会下沉，致使上下套管断口在轴向分开一定距离，即136号套管测井长度应远大于实际长度。实际136号套管测井长度与下套管长度基本相同。以上证据说明钻塞首次遇阻位置套管没有断裂，即套管断裂的假设不成立。

5)假设在注水泥过程中套管过载变形

如果在注水泥过程中套管受内压过载变形，钻塞至套管变形位置时会发生遇阻。该井下钻还没有到达水泥塞面就在5 097～5 111.5 m井段多次遇阻，在起钻过程中又在遇阻井段多次遇卡，钻塞阻卡井段应是套管严重变形井段。

测井结果表明，套管变形位置在5 098.3～5 114.6 m开窗侧钻造斜井段，在4 942～4 967 m井段井径扩大率最严重。

在造斜井段和井眼扩大井段套管会承受弯曲载荷，有可能使套管发生椭圆变形。即在注水泥过程中开窗侧钻造斜井段套管受内压过载变形的假设成立，2015年7月21日固井注水泥期间开窗造斜井段套管受内压和弯曲过载变形。

2.3 套管变形原因分析

2.3.1 钻塞工艺对套管磨损的影响

1)钻头尺寸对套管磨损的影响

钻头尺寸偏大容易磨损套管。那么，套管磨损与钻塞钻头尺寸有关吗？下面予以分析。

该井钻水泥塞采用171.45 mm(6 3/4 in)牙轮钻头。200.03 mm×10.92 mm TP95 TP-CQ套管内径为178.19 mm，通径为175.01 mm。钻头外径比套管内径小6.74 mm，比套管通径小3.56 mm。因此，可以排除由于钻头外径偏大将套管磨损的可能性。也即，套管磨损与钻塞钻头尺寸无关。

2)钻塞钻具组合和工艺参数对套管变形的影响

如上所述，套管在钻塞之前已经变形。因此，钻塞钻具组合和工艺参数对套管变形的影响可以不予考虑。

2.3.2 固井注水泥过程套管受力分析

固井水泥候凝时温度变化大，由于井眼不规则或固井时存在混浆井段，在水泥封固井段，水泥浆候凝期间放热不均匀，温度变化使套管热胀冷缩，容易导致套管变形破裂[6]。

该井采用双级固井施工工艺，一级采用正注水泥固井，二级采用反挤水泥固井。一级固井施工井口始终未返泥浆，说明一级固井井漏，水泥返高不正常，实际有相当一部分液体从4 389～5 009 m二叠系井段的漏失层流失，但井队采用灌浆方式使环空液面始终保持在井口。

不同井深位置温度不同，套管屈服强度随着温度增加而降低。原因是在套管生产过程中，冷加工增加了材料的强度，能量储存于材料的位错和缺陷中。在这种情况下冷加工材料不稳定，给予适当的机会，将回到预变形的状态导致能量降低。通过加热，材料将恢复到更低能量状态。不同温度位置套管屈服强度降低程度不同。在高温井中，会导致屈服强度减小。随着温度升高套管屈服强度降低比例按照0.04%/℃[6]计算，在套管变形位置(5 098.3 m)的温度会使套管材料屈服强度降低到625 MPa(90.7 ksi)。

套管所受的复合应力超过材料屈服强度才会发生失效。在固井注水泥过程中，由于水泥有一定粘稠度，套管内压会产生一定活塞效应，即会产生附加拉伸载荷。

该井是在固井注水泥期间发生套管失效事故的，注水泥最高泵压11 MPa。依据井漏情况，按照655 MPa(95.0 ksi)钢级和625 MPa(90.7 ksi)对一级固井期间套管受力计算，结果为：在注水泥过程中考虑内压产生的活塞效应和全角变化率的情况下，套管外环空液面井深为0 m(井口)时套管变形位置内壁复合应力达到655 MPa(95.0 ksi)钢级材料屈服强度的77.51%，对应的安全系数为1.29，符合设计要求的材料三轴应力安全系数(≥1.25)；套管外环空液面井深为0 m(井口)时套管变形位置内壁复合应力达到625 MPa(90.7 ksi)钢级材料屈服强度的81.19%，对应的安全系数为1.23，不符合该井200.03 mm套管设计要求的材料三轴应力安全系数(≥1.25)。

2.3.3 井眼质量及套管坐挂工艺对套管变形的影响

井眼全角变化率严重，容易使套管承受弯曲载荷。该井开窗造斜井段井斜和全角变化率符合设计要求，但在4 942～4 967 m侧钻造斜井段(图3)井径扩大率最严重，最大井径扩大率达到59.0%。

该井下套管前下钻通井在5 060～6 360 m井段遇阻9次，通井遇阻井段由于井壁严重垮塌，井眼不规则，就无法保证固井质量，很容易使套管承受异常弯曲载荷。套管变形位置处正好在5 098.3～5 114.6 m开窗侧钻造斜井段，这说明井眼质量对套管变形有很大影响。

定向井在下套管过程中摩阻较大，套管柱下部很容易承受压缩弯曲载荷，在水泥凝固之前应当上提一定载荷坐挂套管，以免下部套管柱承受压缩弯曲载荷。该井为定向井，实际是在水泥凝固之后上提载荷为145 t坐挂200.03 mm套管的，这就无法消除下部套管柱承受的压缩弯曲载荷，很容易在开窗侧钻造斜井段和井径变大井段导致套管发生弯曲变形，如图4所示[7-10]。该井钻塞遇阻的套管变形井段与下套管前通井遇阻井段位置一致，说明套管变形与井眼质量有关。

2.4 套管失效预防

2.4.1 预防固井过程中井漏

按照现有井身结构和钻井工艺，要防止在固井过程中二叠系漏失几乎不可能。因此，要防止套管过载失效，首先应当在固井之前堵漏，提高地层承压能力。堵漏具体措施为：现有井身结构不变，二开钻井至二叠系后堵漏，然后再钻到设计井深后下套管固井。这样可以避免在下套管和固井过程中二叠系漏失，防止套管内压过载失效。为了证实这种堵漏工艺实施效果，可以先在几口井进行试验，试验成功之后再大面积推广。

图4 直套管与弯曲套管60臂井径测井示意图

2.4.2 增加下部管柱套管壁厚和钢级

套管失效部位在套管柱下部，增加下部管柱套管壁厚和钢级可以增加套管承载能力[11]，有利于防止套管失效事故。

对200.03 mm×14.20 mm 110套管在固井注水泥过程中井深5 098.3 m失效位置VME应力计算结果如下：

在注水泥过程中考虑内压产生的活塞效应的情况下，套管外环空液面井深为0 m(井口)时变形位置套管内壁复合应力分别达到758 MPa(110 ksi)钢级和711 MPa(103 ksi)钢级料(因温度升到降低)屈服强度的49.95%和53.25%，对应的安全系数分别提高为2.00和1.88。当套管外环空液面井深处在套管变形位置(5 098.3 m)时，套管内壁复合应力分别达到758 MPa(110 ksi)钢级和711 MPa(103 ksi)(因温度升到降低)钢级屈服强度的84.59%和90.16%，对应的安全系数分别为1.18和1.11。

以上计算表明，随着套管壁厚和强度增加，套管承载能力大幅度提高。建议采用200.03 mm×14.20 mm 110套管。

3 结论及建议

1)2015年7月21日，在固井在水泥过程中，入井序号为136号的200.03 mm×10.92 mm T95套管在5 098.3～5 114.6 m井段存在不同程度椭圆变形(对称分布的扩径和缩径变形)，套管变形井段正好处在开窗侧钻造斜井段。首次钻塞遇阻套管变形位置测井井深5 098.3 m，该位置在136号套管接箍下方6.148 m(5 098.3～5 092.152 m)处。

2)内压和弯曲等载荷共同导致套管变形。

3)套管变形导致钻塞遇阻。

4)建议在注水泥之后立即按照标准规定的上提载荷坐挂套管。

5)建议二开钻井至二叠系后若发生井漏，应首先堵漏，然后再钻到设计井深后下套管固井。在固井注水泥过程中万一发生井漏，应及时补充套管环空泥浆，确保套管环空泥浆液面在井口。

6)建议在4 000 m井深以下，采用200.03 mm×14.20 mm110套管。

[1] 吕拴录，何 君，李元斌,等.某稠油井88.9 mm油管挤毁原因分析及试验研究[J].理化检验,2013，49(12)：838-842.

[2] LU Shuanlu，LI Zhihou， HAN Yong, et al. High dogleg severity，wear ruptures casing string[J]. Oil & Gas，2004，98(49)：74-80.

[3] 吕拴录,韩 勇,赵新伟,等.ERW 管线管破裂原因分析[J].管道技术与装备，2005,13(4)：19-21.

[4] 安文华，骆发前，吕拴录，等.塔里木油田特殊螺纹接头油、套管评价试验及应用研究[J].钻采工艺，2010，33(5)：84-88.

[5] 吕拴录，骆发前，唐继平，等.某井177.8 mm套管固井事故原因分析[J].钻采工艺，2009，32(4)：98-101.

[6] BELLARBY J. Well completion design[EB/OL]. [2015-02-07]. http://www.doc88.com/p.4035129814034.html.

[7] 吕拴录，康延军，刘 胜，等.井口套管裂纹原因分析[J].石油钻探技术，2009，37(5)：85-88.

[8] 许 峰，吕拴录，康延军，等. 井口套管磨损失效原因分析及预防措施研究[J].石油钻采工艺，2011，33(2)：140-142.

[9] 吕拴录，滕学清，李晓春，等.(KS203井)某井口设备偏磨原因分析[J].石油钻采工艺 2013,35(1)：118-121.

[10] 吕拴录, 骆发前, 康延军，等.273.05mm套管裂纹原因分析[J].钢管，2010，30(S)：22-25.

[11] 高 林,吕拴录,李鹤林,等.油、套管脱扣、挤毁和破裂失效分析综述[J].理化检验-分册,2013,49(4):177-182.