基于有限元的安装破裂盘后套管完整性分析

马传华,罗 鸣,吴艳辉,唐 龙,王莹莹,胡洋东,李兴业

(1.中海石油(中国)有限公司 海南分公司,海口,570206;2.中国石油大学(北京) 安全与海洋工程学院,北京 102249)

随着我国深水油气勘探开发战略的逐步推进,深水井测试及生产过程中的一些安全问题引起了人们的高度关注,其中深水油气井环空圈闭压力上升是油气生产过程中面临的主要问题之一[1]。热效应是引起环空带压的主要原因,深水油气田在测试过程和生产初期,地层流体温度会达到100 ℃以上,而海床温度仅为2 ～ 4 ℃,两者相差大,使井口各层套管间环空圈闭流体受热膨胀而产生很大的附加压力载荷,即环空圈闭压力,严重时将挤毁或胀裂套管,给生产作业带来严重的安全隐患,破坏情况如图1所示。

图1 套管挤毁损坏与胀裂损坏

针对环空圈闭压力来说,目前已经有一系列圈闭压力控制技术[2],例如将水泥返至套管线以下、真空隔热生产管柱、提高管材钢级和壁厚、全封固井、氮气泡沫水泥浆隔离液、可压缩复合泡沫和应用破裂盘等。根据全球环空压力管理普遍认识和南海西部陵水17-2气田开发环空压力管理实践基础,破裂盘套管工具是一种经济且稳定可靠的环空压力管理工具,破裂盘在设计破裂压力下破裂的特性非常适合环空圈闭压力控制[3]。破裂盘一般直接安装在套管短节上,需要对套管短节进行钻螺纹孔操作,这必然会对套管短节的结构强度造成影响。

针对环空压力,2012年,胡伟杰[4]等人分析了环空圈闭压力升高的影响因素及计算方法,介绍了常用的释放环空圈闭压力的方法和现场应用效果;2013年,袁光杰[5]等人着重分析了环空带压、井身结构、钻井施工、以及规范标准等方面存在的问题;2014年,黄小龙[6]等人通过平面应变问题的基本方程和拉梅方程对环空圈闭段套管应力、应变和位移进行了求解,并建立了环空圈闭压力计算模型;2016年,赵维青[7]等人通过分析各个环空中压力的变化情况,得到产量变化时各个环空压力变化明显的研究结果;2017年,同武军[8]等人研究了井的各个环空,并对常见的几种环空压力管理措施的优缺点进行对比。

针对破裂盘本体,2001年,YANG Guikang[9]对爆破片的爆破压力进行了理论分析和实验验证,并提出了一种新的破裂盘破裂压力预测模型;2006年,Marple[10]等人利用ANSYS软件研究了爆破片在拉伸载荷下的失效情况进行有限元分析;2012年,Jae[11]等人利用实验法和有限元分析法(FEA)对十字刻痕爆破片沟槽工艺的加工特性进行了研究;2014年,Jae[12]等人对表面开槽的不锈钢板爆破片进行了结构分析和爆破压力计算。2019年,Zhu[13]等人利用实验法与有限元分析法研究了温度对316L奥氏体不锈钢穹顶爆破片极限爆破压力的影响。

针对套管本体,2002年,高宝奎[14-15]等人建立了基于密闭环空压力的套管附加载荷计算模型,模型中考虑了套管的温度效应、膨胀效应、管柱屈曲和流体热膨胀的影响,探讨了高温高压油气井套管的安全可靠性;2015年,田中兰[16]等人通过建立多因素耦合套管应力计算评价模型,研究了温度效应、套管应力、轴向压力等多因素耦合对套管损坏的影响机理;2017年,熊爱江[17]等人针对深水井测试及生产过程中套管环空圈闭压力控制难和套管挤毁风险高的问题,总结了破裂盘的破裂压力计算方法;2018年,胡志强[3]等针对深水油气开发中因密闭环空压力升高而导致的套管挤毁、破裂等问题,研制了一种深水井套管环空泄压装置;2021年,刘洪涛[18]等通过有限元分析模型模拟套管的极限挤毁强度;并将极限挤毁强度的模拟结果与试验结果进行比对。

根据前期的调研发现,目前国内外对于相关研究可分为三个方面:一是对环空压力控制技术的研究;二是对破裂盘相关技术的研究;三是集中在对于套管发生可能发生的破坏进行相关研究,整体上对于破裂盘套管工具完整性分析的研究较少。基于此,本文通过建立套管短节有限元模型,研究破裂盘安装后对短节强度的影响,形成一套破裂盘推荐安装方案,并建立下放平台-套管-套管短节整体动力耦合模型,对短节推荐方案进行飞溅区强度校核。

1 套管短节受力分析

套管从下放平台上逐节连接下放,下放完成后会进行固井操作,本文主要针对508 mm(20in)套管短节在下放经过飞溅区时受力以及下放到井口需要进行固井时两种工况进行研究分析。

1.1 套管下放过程力学分析

套管通过下放平台下放到海底,其中508 mm(20in)套管是裸露在海水中进行下放,会受到各种复杂载荷的作用。一般来说,当结构物下放经过飞溅区是最为危险复杂,此时套管会承受风载荷、波浪载荷以及海流载荷等一系列载荷,主要受力示意如图2所示。

图2 套管下放受力示意图

1.1.1 波浪力计算

当下放结构物直径与波长之比较小时可利用莫里森方程进行波浪力计算[19],其核心思想就是将波浪力Fw分为阻力与惯性力,阻力是由海水流过钻柱时速度引起,惯性力是由海水加速度引起[20]。

(1)

同时,根据Airy波理论[21],海浪在某质点的水平速度为:

(2)

海浪在某质点的水平加速度为:

(3)

式中:H为波浪高度,m;T为波浪周期,s;λ为波长,m;l0为套管下入长度,m;

1.1.2 海流力计算

海流力随时间变化幅度较小,因此主要考虑的是海流横向阻力作用[20],根据API规范计算方法,作用在单位长度套管上的水平阻力Fc为:

(4)

式中:vc为距离海底z米处的海流速度,m/s。

1.2 套管固井下入过程力学分析

套管在固井过程中受力十分复杂,与诸多因素都密切相关,例如自身状况、地质条件、钻井质量、完井质量以及环境因素相关[22]。套管固井主要有下入工况、打灰工况、候凝工况以及试压工况,本文主要选取下入工况中的套管短节为研究对象,下入工况力学模型如图3所示。

图3 套管下入工况力学模型

在下入工况中,套管是被依次连接依次下入井内,此时套管内外为钻井液且相连通,因此套管此时内外压基本保持一致,在下入工况中套管会承受最大的拉力,其中包括套管的自重力、浮力、惯性力、冲击力、摩擦力、弯矩等作用力,对于直井套管柱的有效轴向力一般只考虑自重力与浮力。

浮力系数法计算套管任一高度处的轴向力[22]:

(5)

式中:Fe为套管有效轴向力,N;Gi为计算段套管一下第i段套管重力,N;HX为计算段套管下深,m;H为任一井深,m;qj为计算段套管每米重力,N/m;Kf为浮力系数。

2 套管短节有限元分析

2.1 模型建立

2.1.1OrcaFlex模型建立

1) 海流参数。

数值模拟选择的是陵水某区域的海流环境参数,其中包括1 a、10 a与100 a 3种情况。

表1 不同重现期海洋流速 m/s

2) 波浪参数。

波浪参数选取陵水某区域一年一遇波浪,其中浪高是6.3 m,波浪周期为12.1 s。

2.1.2ABAQUS模型建立

本文模型主要针对的是508 mm (20in)套管短节,外径为508 mm,壁厚为25.4 mm,管材的屈服强度为390 MPa,模型如图4所示。网格划分采用Hyper Mesh软件完成,选用八节点六面体单元,破裂盘安装孔处网格细化操作。套管在母扣端进行沿x轴与z轴转动约束,限制沿y轴位移。经计算,套管短节下端轴向拉力为1 190.2 kN,机紧扭矩扭矩为33.99 kN·m。

2.2 破裂盘安装孔位置影响

对套管短节可钻孔部分平均选取5个孔位,研究破裂盘安装孔位置变化对套管短节强度影响。其中上扣钳与背钳在陆地预接时会使用到,因此未在相应位置进行钻孔操作,为了减小有限元软计算时间,将此处的破裂盘安装孔简化为圆孔,安装孔位如图5所示。

图5 破裂盘安装孔位示意图

经过ABAQUS有限元计算以后,可以得到套管短节在固井下入工况下的应力云图与位移云图。

2.2.1 应力分布

当破裂盘安装孔位置改变时,套管短节在破裂盘相应安装位置的应力云图如图6所示。

图6 不同安装孔位置套管短节应力云图

由图6可以看出,破裂盘安装孔对套管整体应力分布几乎没有改变,仅仅会在安装孔处发生应力集中的现象,并且安装孔周向应力分布基本一致,安装孔处的最大应力都出现在垂直于套管轴线两侧,最小应力出现在平行于套管轴线两侧。由应力分布可知,随着安装孔位的改变,安装孔处的最大应力无太大变化,基本处于同一水平线波动。

2.2.2 位移分布

当破裂盘安装孔位置改变时,套管短节在破裂盘相应安装位置的位移云图如图7所示。

图7 不同安装孔位置套管短节位移云图

由图7可以看出,破裂盘安装孔位改变对套管整体位移分布几乎没有改变,而对于安装孔周向位移来说,其会随着开孔位置向母扣端靠近而位移越来越小。

2.3 破裂盘安装孔数量影响

为了探究破裂盘安装孔数量对套管短节强度影响, 选取了开孔数量为2 、3 、4个时3种情况,采用ABAQUS有限元软件对不同开孔数量进行参数敏感性分析。

2.3.1 应力分布

当破裂盘安装孔数量改变时,套管短节在破裂盘相应安装位置的应力云图如图8所示。

图8 不同安装孔数量套管短节应力云图

由图8可以看出,随着安装孔数量的改变,安装孔周向应力分布基本保持一致水平, 安装孔处的最大应力都出现在垂直于套管轴线两侧,最小应力出现在平行于套管轴线两侧,同时安装孔最大应力出现在安装孔位置,且所有安装孔最大应力在同一水平线上波动。

2.3.2 位移分布

当破裂盘安装孔数量改变时,套管短节在破裂盘相应安装位置的位移云图如图9所示。

由图9可以看出,随着破裂盘安装孔数量的逐渐增加,安装孔周向位移基本处于同一水平线上波动,无太大变化。

2.4 破裂盘安装孔尺寸影响

根据前期调研,选取了尺寸分别为ø17.45 mm(11/16in)、ø19.05 mm(6/8in)、ø22.23 mm(7/8in)三种规格的破裂盘,具体尺寸如图10所示,根据相应的尺寸,采用ABAQUS有限元软件对不同开孔尺寸进行参数敏感性分析。

图10 破裂盘尺寸

2.4.1 应力分布

当破裂盘安装孔尺寸改变时,套管短节在破裂盘相应安装位置的应力云图如图11所示。

图11 不同安装孔尺寸套管短节应力云图

由图11可以看出,当改变安装孔尺寸时,套管短节整体应力分布基本相同,但是安装孔周向应力分布有所不同,随着开孔尺寸的逐渐增加,分布在安装孔轴向两侧的应力带有所增长,当开孔尺寸增加到ø22.23 mm(7/8in)时,应力带会与短节两端同色应力发生重合的现象。同时,随着开孔尺寸的逐渐增加,安装孔周向最大应力也会逐渐增加,从应力数据可以发现整体上ø22.23 mm(7/8in)规格的安装孔应力最大。

2.4.2 位移分布

当破裂盘安装孔尺寸改变时,套管短节在破裂盘相应安装位置的位移云图如图12所示。

图12 不同安装孔尺寸套管短节位移云图

由图12可以看出,安装孔周向位移基本处于同一水平线上波动,无太大变化。

2.5 破裂盘安装孔台阶面影响

为了研究不同破裂盘安装孔台阶面尺寸对套管短节强度影响,选取了0、1.27、2.54、5.08、7.62 mm(0、0.05、0.1、0.2、0.3in)5种尺寸,采用ABAQUS有限元软件对破裂盘台阶面尺寸进行参数敏感性分析,具体尺寸如图13所示。

图13 破裂盘安装孔台阶面尺寸图

由图14可以看出,随着安装孔台阶面深度尺寸逐渐增加,安装孔周向应力分布基本相似,无太大区别,而螺纹应力集中的现象会更加明显,同时从应力数据可以看出,螺纹应力呈现处逐渐增加的趋势。

图14 不同台阶面套管短节应力云图

2.6 破裂盘安装孔螺纹类型影响

在工业应用中,一般采用普通螺纹与管螺纹进行连接(图15),为了探究破裂盘螺纹类型对套管短节强度的影响,采用ABAQUS有限元软件对普通螺纹与管螺纹进行相关分析,如图16所示。

图16 不同安装孔螺纹类型套管短节应力云图

由图16可以看出,当破裂盘螺纹类型发生改变时,安装孔周向应力基本保持一致水平,普通螺纹安装孔处最大应力为94.3 MPa,管螺纹安装孔处最大应力为93.35 MPa,两者基本处于同一水平,但是普通螺纹相较于管螺纹更易发生应力集中的现象。

2.7 破裂盘相关因素影响规律

根据前文所述,总结出破裂盘相关参数对套管短节影响规律,如表2所示。

表2 破裂盘相关参数对套管短节影响规律

因此,对于508 mm(20in)套管短节, 推荐使用安装位置5进行钻孔操作;基于机械设计原则与加工方便考虑,推荐采用两个安装孔;由于安装孔尺寸对开孔处应力有所影响,因此推荐在满足工况条件下,尽可能使用较小尺寸破裂盘;同时推荐使用无台阶面进行钻孔操作,使用管螺纹类型的破裂盘。

3 推荐安装方案校核

由于套管进行下放时,当经过飞溅区时受到诸多外界载荷的作用,因此此时处于一个较为危险的工况,本文利用Orcaflex软件搭建“下放平台—套管短节—套管”整体动力学耦合模型,以此获得套管短节在经过飞溅区时所承受的弯矩,如表3所示。

表3 套管短节经过飞溅区所受弯矩

当套管下放经历一年一遇海流时,套管短节经过飞溅区所承受的弯矩为211 kN·m,利用ABAQUS有限元软件计算可到的此时套管短节应力分布,如图17所示。 可以看出,在一年一遇海流中,套管短节螺纹孔处最大应力为221.4 MPa,套管屈服应力为390 MPa,根据API标准取安全系数为1.5,此时套管短节处于安全状态不会发生材料破坏的情况。

图17 一年一遇海流套管短节应力云图

同时,在安全系数取1.5的前提下,通过ABAQUS软件计算可得套管短节在海水中最大可承受的弯矩为262 kN·m,因此可知套管短节在一年一遇及十年一遇海流作用下仍可以安全下放,而在百年一遇海流作用下进行下放会有一定危险性而导致套管短节发生材料破坏的情况。

4 结论

1) 本文建立了套管短节有限元模型,分析破裂盘安装位置、破裂盘安装孔数量、破裂盘安装孔尺寸、破裂盘安装孔台阶面与螺纹类型等参数对短节强度的影响,同时建立下放平台-套管短节-套管整体动力学耦合模型,对短节下放经过飞溅区时的受力进行分析。

2) 通过ABAQUS有限元模型分析,推荐套管短节在安装孔位5进行钻孔操作,采用两个安装孔,在满足工况条件下尽量选用较小尺寸的破裂盘,同时推荐使用无台阶面与管螺纹类型的破裂盘。

3) 在推荐套管短节破裂盘安装方案的情况下,安全系数根据API规定选取1.5,当套管短节经历一年一遇海流与十年一遇海流时,套管短节能够安全进行下放操作,当套管短节经历百年一遇海流时,短节可能无法保证安全下放。