考虑制造缺陷的套管抗挤强度计算新模型
射孔参数对套管损坏规律研究
◀油气田开发工程▶射孔参数对套管损坏规律研究∗穆总结1,2㊀马博佳儿3㊀徐茂雅2㊀王镇全2(1.中国石油大学(北京)克拉玛依校区油气资源与探测国家重点实验室克拉玛依分室2.中国石油大学(北京)油气资源与探测国家重点实验室㊀3.中国石油俄罗斯公司)穆总结,马博佳儿,徐茂雅,等.射孔参数对套管损坏规律研究[J ].石油机械,2023,51(3):102-110.Mu Zongjie ,Ma Bojiaer ,Xu Maoya ,et al.Effects of perforating parameters on casing damage [J ].China Petrole-um Machinery ,2023,51(3):102-110.摘要:在油田开发过程中,套管变形已成为影响井筒完整性以及油田长生命周期的重要因素㊂为解决射孔套损问题,通过有限元方法对射孔套管进行非线性屈服分析,建立了不同射孔参数下的射孔套管三维弹塑性变形模型,模拟了套管在压裂时承受内压和塑性失效的全过程,研究了不同射孔参数下射孔套管屈服破坏的抗内压强度损害系数,通过多元回归方法建立了射孔参数与套管屈服强度损害系数间的预测模型并进行了精度检验,最后采用梯度下降算法进行参数优选㊂分析结果显示:在射孔参数中应选择少孔数㊁小孔径及高孔密射孔,以降低对套管的损坏;多元回归法能够满足套管损害预测的精度需求,结合梯度下降法可实现射孔参数组合的优选㊂研究成果可为现场射孔参数及参数组合优化提供参考㊂关键词:射孔套管;套管损坏;射孔参数;回归分析;参数优选中图分类号:TE348㊀文献标识码:A㊀DOI:10.16082/ki.issn.1001-4578.2023.03.014Effects of Perforating Parameters on Casing DamageMu Zongjie 1,2㊀Ma Bojiaer 3㊀Xu Maoya 2㊀Wang Zhenquan 2(1.State Key Laboratory of Petroleum Resources and Prospecting in China University of Petroleum-Beijing at Karamay ;2.State KeyLaboratory of Petroleum Resources and Prospecting ,China University of Petroleum (Beijing );PC International Russia Ltd.)Abstract :During oilfield development,casing deformation has become a critical factor affecting wellbore in-tegrity and oilfield long life cycle.In order to solve the problem of perforated casing damage,a nonlinear yield a-nalysis was conducted on perforated casing through finite element method,a three-dimensional elastic-plastic de-formation model of perforated casing under different perforation parameters was established,the whole process of casing bearing internal pressure and plastic failure during fracturing was simulated,and the internal pressure strength damage coefficient of perforated casing yield failure under different perforation parameters was investigated.The prediction model for perforation parameters and casing yield strength coefficient was established by multiple re-gression method,and its accuracy was verified.Finally,the gradient descent algorithm was used to optimize the parameters.The analysis of the results shows that the perforation parameters should be few holes,small apertureand high perforation density to reduce the damage to the casing.The research shows that the multiple regression method can meet the accuracy requirement of casing damage prediction,and the combination of perforation param-eters can be optimized by combining gradient descent method.The results in this paper provide reference for the optimization of field perforation parameters and their combination.201 ㊀㊀㊀㊀㊀㊀石㊀油㊀机㊀械CHINA PETROLEUM MACHINERY㊀㊀2023年㊀第51卷㊀第3期∗基金项目:国家自然科学基金项目面上项目 基于井底形状的PDC 钻头切削力学模型研究 (51874327);新疆维吾尔自治区杰出青年科学基金项目 多元复合冲击钻井提速机理研究 (2021D01E23)㊂Keywords:perforated casing;casing damage;perforating parameter;regression analysis;parameter opti-mization0㊀引㊀言套管保护和套损井防治一直是油田开发管理的重要课题[1-3]㊂根据吉木萨尔页岩油现场对套套变形井的微地震㊁测井㊁压裂数据分析,水力压裂是套管变形的重要外因[4]㊂在水力压裂施工中射孔段套管套损问题突出,套损率高,造成大量经济损失[5-6]㊂射孔参数对套管损坏规律的影响亟待解决㊂GUO Y.等[7]以墨西哥湾深水油藏为依据,进行高密度射孔试验,对射孔和未射孔套管进行了分析,采用有限元模拟分析,比较2种套管变形特性,并确定射孔对临界耗尽压力的影响;主要考察了射孔套管变形的特征,进行了轴向和周向强度降低程度对比,分析了套管内部拉伸应力和剪切应力对套管屈曲的影响;引入分层储层模型模拟地层变化对套管的影响,一定程度上解释了射孔套管的失效模式和失稳破坏机理㊂K.BELTRAN等[8]采用试验与有限元模拟相结合的方式,研究了外压作用下的射孔套管抗挤强度以及在防砂体系中多孔筛管的抗外挤性能;采用试验测试㊁数值模拟的方法,对不同几何构型的射孔套管和完整套管的破裂压力进行了评价,以对比二者之间破裂压力的差异,并估算出孔洞存在时套管坍塌压力的降低程度㊂F.YANY等[9]采用有限元方法研究由腐蚀造成的椭圆形腐蚀坑导致的应力集中对套管强度的影响,研究内容包括2个腐蚀坑的周向距离(相位)㊁轴向距离(孔密)和深度㊁形状(椭圆度)㊁大小与套管抗挤强度的关系㊂其研究结果表明:最大等效应力与孔眼轴向间距的关系服从高斯分布,峰值发生在2孔眼相交面积最小时;2孔的周向距离由2孔的角度(相位)表示,2孔在周向上相距越近,干涉越严重,套管抗挤强度下降程度越大,且在轴向上距离越小,影响越大㊂DOU Y.H.等[10]以试验的方式研究射孔套管的力学特性;通过全尺寸套管试验机向射孔套管施加轴向载荷,直至套管断裂破坏;通过孔眼周围的应变片测量应力集中系数并与理论计算值相对比,得到了套管孔应力强度因子及其修正系数的计算公式,然后用应力强度和应力强度因子双重标准判断射孔段套管的安全性;还应用杆管相似理论,对于薄壁套管考虑应力集中,得到了射孔套管剩余抗挤强度的计算公式㊂在现有的研究中,尚缺乏对射孔参数影响规律方程的描述和优选过程的研究,也缺乏对水力压裂施工中套管变形情况的分析㊂为此,笔者利用有限元分析的方法[11-14],建立射孔套管模型进行非线性屈服分析,以得到不同射孔参数㊁簇数和簇间距对套管抗内压屈服强度的影响规律,并采用多元回归模型拟合计算结果,得到射孔参数与套管抗内压强度的预测模型,最后结合梯度下降法进行最优射孔参数组合㊂研究将对减少套管变形,提高压裂效果具有一定的指导作用㊂1㊀套管射孔参数非线性屈服现场油层套管多采用ø139.7mm(5.5in)油层套管,壁厚为12.09mm㊂由于套管内部应力超过屈服强度引起塑性变形而发生失效,属于屈服强度失效[15]㊂故套管发生屈服失效前主要为线弹性变形,其失稳时的临界载荷可以运用有限元软件采用非线性屈服分析得到[16-21]㊂在有效内部压力逐渐增大的情况下,套管发生线弹性变形,其受力与变形情况如图1所示㊂当套管的最大等效应力达到材料屈服强度时则认为套管已失效,将此时对应的有效内部载荷定义为套管的抗内压强度㊂在线弹性变形的情况下,射孔套管临界载荷的变化能较好的反映其几何特征的影响㊂在压裂过程中,套管受到的有效压力主要为内压力,故笔者以套管抗内压的能力大小来评价套管质量好坏㊂图1㊀管线弹性变形受力与变形关系曲线Fig.1㊀Relationship between elastic deformation and stress为射孔套管建立有限元模型,具体参数如下:套管的钢级为S125,外径为139.70mm,壁厚为12.09mm,总长为10m;其钢材密度为7890 kg/m3,弹性模量为206GPa,泊松比为0.28,屈服强度为895MPa㊂采用双线性各向同性硬化本构模3012023年㊀第51卷㊀第3期穆总结,等:射孔参数对套管损坏规律研究㊀㊀㊀㊀㊀㊀型[22],单簇射孔套管模型如所图2所示㊂在套管两端面施加固定约束,内壁面施加逐渐增大的均布载荷,过程中套管表面等效应力分布如图3所示㊂得到套管在内压作用下屈服失稳时的临界有效载荷P YP ,并与未射孔套管屈服时的临界载荷P 0进行对比,采用二者的比值α来评判射孔参数对套管变形的影响[23]㊂P YP 与P 0的关系如下:P YP =αP 0(1)式中:α为套管屈服强度损害系数,表示套管射孔后强度受到损害的程度,无量纲;P 0为未射孔套管屈服时的临界载荷,且本文所讨论的套管P 0为153.5MPa;P YP 为射孔套管屈服时的临界有效载荷,MPa㊂图2㊀单簇射孔套管部分模型与网格Fig.2㊀Single-cluster perforated partialcasing model and meshmodel图3㊀不同射孔参数下套管等效应力分布情况Fig.3㊀Casing equivalent stress distribution under different perforation parameters㊀㊀对于射孔螺旋,其主要特征参数有孔径φ(mm)㊁孔密k (孔/m )㊁相位θ(ʎ)㊁孔数m (孔)和射孔长度H (m),且有如下关系:kH =360N /θ=m(2)式中:θ为相位,(ʎ);k 为孔密,孔/m;H 为射孔长度,m;m 为射孔孔数,孔;N 为射孔圈数,无量纲㊂考虑到参数对屈服强度损害系数的影响可能不独立,故采用两两组合的方式设置射孔组合进行规律性分析,详细讨论不同射孔参数与套管抗内压强度㊁屈服强度损害系数之间的关系,参数范围如表1所示㊂表1㊀射孔参数试验范围2㊀射孔参数对强度系数的影响分析2.1㊀多元回归分析在试验中发现数据间线性拟合程度较好,方差401 ㊀㊀㊀㊀㊀㊀石㊀油㊀机㊀械2023年㊀第51卷㊀第3期近似为1,可以针对射孔参数和套管屈服强度损害系数进行三元二次回归分析[24-25]㊂首先建立套管抗内压强度系数与射孔参数间的回归方程,回归方程如下式:α=β0+β1x1+β2x2+ +βk x k+ε(3)式中:x1㊁x2㊁x k等代表由射孔参数构成的影响套管强度的函数;β1㊁β2 βk为相关系数或权重系数,无量纲;ε表示随机误差且服从正态分布㊂取n组数据做拟合样本,则形成矩阵如下:㊀㊀㊀Y=(α1,α2,α3, ,αn)T A=(β1,β2, ,βk)Tε=(ε1,ε2, ,εn)T,㊀㊀㊀X=1x1,1 x1,k 1x2,1 x2,k ︙︙︙1x n,1 x n,k éëêêêêêùûúúúúú其中:Y=AX+ε(4)式中:Y为套管内抗压强度系数组成的向量;X为射孔参数组合构成的矩阵;A为权重系数向量;ε为随机误差向量㊂通过最小二乘法进行参数估算,使下式最小:Q=ðn i=1(αi-αɡi)2=ðn i=1εi2(5)存在所求回归系数组成的向量Aɡ使下式成立: Q=min[ðn i=1αi-β0-β1x i1- -βk x ik()](6)对上式求偏导,则有X T(Y-XAɡ)=0(7)Aɡ=X T X()-1X T Y(8)式中:Aɡ即所求向量㊂代入式(3)即可得到射孔参数与套管抗内压强度系数关系的描述方程㊂2.2㊀孔密与孔径对套管强度影响规律在相位角为120ʎ和孔数为12孔的情况下,得到了孔密8~20孔/m和孔径10~20mm范围内与屈服强度损害系数α的变化情况,如图4所示㊂由图4可知,随着孔径增加,屈服强度损害系数呈线性下降,反映了孔径与套管抗内压强度呈现强线性负相关㊂孔密与屈服强度损害系数的关系如图5所示㊂由图5可见,随着孔密增加屈服强度损害系数逐渐降低,二者呈二次负相关性㊂由上文孔径与孔密的相关数据,做出二者关于屈服强度损害系数的响应面,结果如图6所示㊂二元二次回归分析得到响应面的表达式:α=1.167-0.00332k-0.0197φ+9.951ˑ10-5k2-2.823ˑ10-5kφ+1.271ˑ10-4φ2(相关系数R2=0.9999)(9)㊀㊀通过式中孔径与孔密关联项的回归系数可以发现,孔径和孔密之间的关联性较低,可以认为是相互独立的㊂图4㊀不同孔密下孔径与屈服强度损害系数关系Fig.4㊀Relationship between perforation diameter and yieldstrength coefficient under different shoot densities图5㊀不同孔径下孔密与屈服强度损害系数关系Fig.5㊀Relationship between shoot density and yield strength coefficient under different perforationdiameters图6㊀孔径与孔密关于屈服强度损害系数响应面Fig.6㊀Response surface of perforation diameter andshoot density about yield strength coefficient2.3㊀孔数与孔密对套管强度影响规律在孔径为12mm和相位为120ʎ的情况下,得到5012023年㊀第51卷㊀第3期穆总结,等:射孔参数对套管损坏规律研究㊀㊀㊀㊀㊀㊀了孔数(6~15孔)和孔密(12~24孔/m)范围内与屈服强度损害系数α的关系,如图7和图8所示㊂图7㊀不同孔密下孔数与屈服强度损害系数关系Fig.7㊀Relationship between shoot numbers and yield strengthcoefficient under different shoot densities图8㊀不同孔数下孔密与屈服强度损害系数关系Fig.8㊀Relationship between shoot density and yield strengthcoefficient under different shoot numbers㊀㊀由上述两图可知:随着孔数增加,套管抗内压强度迅速降低,孔密越大下降幅度越大,并趋近线性下降;随着孔密增加,套管屈服强度损害系数缓慢降低,孔数越多下降幅度越大㊂从图8还可以看出,孔密与孔数参数间在低孔密时与屈服强度损害系数有一定的相关性㊂绘出孔数与孔密关于屈服强度损害系数的响应面,如图9所示㊂图9㊀孔数与孔密关于屈服强度损害系数响应面Fig.9㊀Response surface of shoot number and shootdensity about yield strength coefficient响应面表达式为:α=1.102-0.0171m -0.00197k +3.860ˑ10-4-1.592ˑ10-4mk +9.399ˑ10-5k 2(相关系数R 2=0.9999)(10)㊀㊀二次项反映出孔数与屈服强度损害系数的强非线性关系㊂从总体上看,孔密与孔数之间有一定相关性但并不明显㊂2.4㊀孔数与孔径对套管强度影响规律孔数与孔径的关系曲线在孔密15孔/m 和相位角为120ʎ的情况下测定㊂如图10所示,在孔数6~15孔的范围内,屈服强度损害系数随孔数增加而下降的幅度越大;而在孔径10~20mm 的范围内,孔径越大,屈服强度损害系数的下降速度也越快,如图11所示㊂图10㊀不同孔径下孔数与屈服强度损害系数关系Fig.10㊀Relationship between shoot number and yield strengthcoefficient under different perforation diameters图11㊀不同孔数下孔径与屈服强度损害系数关系Fig.11㊀Relationship between perforation diameter and yieldstrength coefficient under different shoot numbers结合已有数据绘制孔数与孔径关于屈服强度损害系数的响应面图,如图12所示㊂响应面表达式为:α=1.232-0.0142m -0.0116φ+4.573ˑ10-4m 2-5.961ˑ10-4φm +9.240ˑ10-5φ2(相关系数R 2=0.9999)(11)从式(11)可以看出,孔数与孔径对套管的影响不具备相关性,且孔径的影响大于孔数㊂2.5㊀相位对套管强度影响规律相位产生的影响相对独立且特殊,故单独进行601 ㊀㊀㊀㊀㊀㊀石㊀油㊀机㊀械2023年㊀第51卷㊀第3期讨论㊂保持孔径12mm和孔数12孔不变,分别得到了15㊁20孔/m孔密下相位与屈服强度损害系数α的关系,如图13所示㊂图12㊀孔径与孔数关于屈服强度损害系数响应面Fig.12㊀Response surface of shoot number and perforation diameter about yield strength coefficient图13㊀不同孔密下相位对屈服强度损害系数的影响Fig.13㊀Relationship between phase and yield strengthcoefficient under different shoot densities从图13可以发现,除0ʎ(360ʎ)和180ʎ特殊相位对套管有较大程度的不利影响外,其余相位对套管的影响较小,套管屈服强度损害系数随相位变化的波动范围保持在1%以内㊂显然,180ʎ和0ʎ相位是要尽量避免的情况,可通过改变相位㊁孔密的方式来减少射孔对套管的损害㊂因为相位对屈服强度损害系数影响不明显,故可以采用回归直线代表趋势的变化,也便于在综合分析孔径㊁孔密㊁孔数㊁相位影响时,给出相位参数影响套管损害系数的表达式㊂结合在120ʎ相位下对孔密㊁孔径㊁孔数的研究中得到的结论,将剩余数据以120ʎ相位为基准进行归一化处理,并要求回归线必过120ʎ相位下的数据点㊂采用y=A(x -120)+1进行回归拟合分析,如图14所示㊂最终得到孔密与相位对套管屈服强度损害系数的表达式:α=(3.818ˑ10-6θ+0.999)α120(12)式中:θʂ0ʎ,θʂ180ʎ;α=0.986α120时,θ=0ʎ;α=0.972α120时,θ=180ʎ;α120表示在120ʎ相位下的套管屈服强度损害系数;θ为相位角,(ʎ)㊂图14㊀基于120ʎ相位的相对屈服强度损害系数回归分析Fig.14㊀Regression analysis of relative yieldstrength coefficient based on120ʎphase3㊀建立套损规律模型3.1㊀参数响应面分析和函数模型为了具体描述参数之间的相关性,笔者建立了孔径㊁孔密㊁孔数与相位之间关于屈服强度损害系数的响应面,并通过回归分析得到响应面的表达式,由此分析各参数间的关系㊂从系数中可以发现,若不包括特殊相位各射孔参数对屈服强度损害系数的影响权重,将4个射孔特征参数按对射孔套管抗内压强度的影响程度由大到小排列为:孔径>孔数>孔密>相位㊂孔数对孔径㊁孔密造成的影响有较明显的推动作用,即随着孔径㊁孔密的增加,屈服强度损害系数降低;孔数越大,屈服强度损害系数下降程度越大[26-28]㊂依据前文中两两参数间响应面的拟合方程,可将二次回归多项式写为如下形式:α=β0+β1m+β2k+β3φ+β4m2+β5mk+β6mφ+β7k2+β8kφ+β9φ2+ε(13)㊀㊀由上式,结合前文得到孔密㊁孔径㊁孔数和相位对屈服强度损害系数的表达式:α=y(1.2216-0.0080758m-0.001377k-0.012055φ+3.0144ˑ10-4m2-1.9161ˑ10-4mk-6.0181ˑ10-4mφ+8.4207ˑ10-5k2+1.6326ˑ10-5kφ+9.5828ˑ10-5φ2)(相关系数R2=0.9999)(14)式中:y为修正系数;y=3.81844ˑ10-6θ+ 0.9995418,θʂ0ʎ,θʂ180ʎ;y=0.985983,θ=0ʎ;y=0.972168,θ=180ʎ㊂3.2㊀模型验证和射孔参数优化为检验模型的准确性,构建了如表2所示的新7012023年㊀第51卷㊀第3期穆总结,等:射孔参数对套管损坏规律研究㊀㊀㊀㊀㊀㊀射孔参数组合进行交叉检验,结果如图15和图16所示㊂表2㊀回归模型交叉检验试验的参数组合Table 2㊀Parameter combination of the regression图15㊀A 组预测曲线与计算结果Fig.15㊀Prediction curve and calculation results for Group A图16㊀B 组预测曲线与计算结果Fig.16㊀Prediction curve and calculation results for Group B㊀㊀结果表明,在可接受的误差范围内,回归模型较好地拟合了孔数㊁孔径㊁孔密㊁相位与屈服强度损害系数的影响㊂由于原始拟合数据范围的限制,在孔数较多时,孔数与孔密㊁孔径间的相关性没有被较好地拟合,体现为A4组误差率上升;且对于相位造成的影响描述还不够精确,在一定程度上增大了误差,体现为A2组误差率上升㊂多元回归分析的方法适用于有足够数据的情况,可以快速得出参数之间的相互关系,在拟合数据范围内回归模型具有较好的准确性㊂但孔数与孔密之间的相关性使得在孔数较多时预测结果会有较大的偏离㊂梯度下降法是求解优化复杂预测模型时的常用方法,适用性较广㊂针对射孔参数与套管屈服强度损害系数的多元线性回归预测模型:α=β0+β1x 1+β2x 2+ +βk x k =ðβi x i(15)采用梯度下降算法对射孔参数的选取进行优化㊂假设以下场景,在确定相位为120ʎ㊁孔数为10孔㊁限定最小孔密为15孔/m 的情况下,选定α不能小于0.85作为寻优标准,要求寻找到此标准下的最优孔密㊂从φ(0)=10mm 和k (0)=10孔/m 出发,每次下降步长为n =0.1,每次迭代孔径和孔密参数沿其梯度下降方向进行移动,移动方式如下:φ(j +1)i =φ(j )i-n α φk (j +1)i=k (j )i -n α k ìîíïïïï(16)由于函数值会随着最快梯度方向下降,故需要对最小孔密做出限制㊂在孔密小于15孔/m 时,则只增大孔密参数进行迭代,避免函数值沿孔径参数快速下降㊂每次迭代后判断α-0.85ȡ0.0001是否成立,成立则沿梯度方向继续移动参数,直到导出结果㊂根据式(16),在上述场景下,其梯度下降寻优迭代过程如图17所示㊂最终得出的最优孔密为15.27孔/m,最优孔径为18.04mm㊂图17㊀梯度递减算法寻优过程Fig.17㊀Optimization process of gradient descent algorithm4㊀结㊀论(1)利用有限元分析软件,建立单簇射孔套管的参数化模型,采用控制变量法对相位㊁孔密㊁孔径3个射孔参数进行试验设计并求解㊂对结果进行分析对比发现:孔径越大,孔眼应力集中越严重,对套管损坏影响越大;孔密越大,越能缓解孔801 ㊀㊀㊀㊀㊀㊀石㊀油㊀机㊀械2023年㊀第51卷㊀第3期眼的应力集中,有利于减小孔眼应力集中和套管变形;相位对于套管的影响规律性较小,但周向上孔眼越接近,对套管的损坏越严重㊂综上可知,对套管屈服强度损害系数的影响由大到小的排列顺序为:孔径>孔数>孔密>相位㊂(2)通过多元回归分析方法,得到高精度的拟合函数,表达了射孔参数与套管强度间的影响规律;结合梯度下降算法在回归方程的值域空间,寻找到了满足人为给定条件下的最优射孔参数组合,给出了射孔参数的规律描述方法和参数寻优流程㊂(3)在仅考虑套管失效的情况下,应当选择小孔密㊁小孔径㊁少孔数的射孔参数组合㊂实际情况中由于生产开发的需要,射孔参数要服务于产能,则按照射孔参数对套管屈服强度的权重分析,应当采用小孔径㊁中孔数㊁高孔密射孔的射孔参数组合㊂部分参数确定情况下,可依据建立的回归模型,采用梯度下降算法进行射孔参数组合的优选㊂参㊀考㊀文㊀献[1]㊀刘合,刘伟,王素玲,等.水平井体积压裂套管失效机制研究现状及趋势初探[J].中国石油大学学报(自然科学版),2020,44(6):53-62.LIU H,LIU W,WANG S L,et al.Research statusand development trend of mechanisms of casing failurecaused by volume fracturing in horizontal wells[J].Journal of China University of Petroleum(Edition ofNatural Science),2020,44(6):53-62. 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射孔套管抗外挤剩余强度系数计算与拟合
层 的压力 的作 用下 ，会将 压力传 到套管上 ，引起套 管外 压力 大 于 内压 。射压两 种工 况存在 。套 管经过 射 孔后 ，套 管 的抗 破裂 和抗 外挤 能力 将会 下降 。在 载荷作 用下 ，套 管可 能产 生破 裂或 变形甚 至使 油井 报废 。 ． 大量 实践 也表 明 ，射孔段 套管 损坏 非 常严重 ， 据 报道 油 田套 管损 坏 发 生在 射孔 井 段 、或 直接 与 射孔 有关 的井 的数 量 占套 管损 坏井 数 的 ６ ０ ～７ Ｏ ｌ ＿ １ ］ 。射孑 Ｌ 套管 的强度 一 直是 学 者 和现 场 技术 人 员 关 注 的
射 孔套 管抗 外 挤 剩 余 强 度 系数计 算 与 拟合
桂 捷 ， 赵 粉 霞（ 譬
油 、 三
西 西 安 ， 吲 。 ）
周 志 宏 ，马 卫 国 （ 长江大学机械工程学院， 湖北 荆州 ４ ３ ４ ０ ２ ３ ）
［ 摘 要 ］ 在 石 油开 采 过 程 中 ，射 孔 段 套 管 的损 坏 占套 损 井 的 ６ Ｏ 以 上 ，其 中 外 挤 载荷 是 引 起 套 损 的 主 要 原
间距 的关 系 。
强度 系数 的几个 因素 联合 起来 。在 现场使 用 中 ，往 往希 望能 将射 孔套 管抗外 挤 剩余强 度 系数表 示成 螺旋 角 、射孔直 径 和射孔 间距 的便 于计算 的函数 。 笔者采 用 弹塑性 有 限元方法 计算 未射 孑 Ｌ 套 管 的抗外 挤压 力 和具有 不 同螺旋 角 、射 孔直 径 和射孔 间距 的射 孔套 管 的抗 外挤 压力 ，将 不 同螺旋 角的射 孔套 管 的抗外 挤剩余 强 度 系数拟 合成射 孔 直径 和射孔 间距 的 函数 。由于套 管钢 级 和壁厚对 射孔 套管 的抗 外挤 剩余 强度 系数 影响 不大 ］ ，现 场使 用这些 函数可 以很
套管磨损及地应力对深井套管柱强度的影响分析
套管磨损及地应力对深井套管柱强度的影响分析X张 坤(胜利石油管理局钻井工艺研究院,山东东营 257017) 摘 要:油田开发过程中,采油套管损坏给油田造成了巨大的经济损失。
采用弹性力学解析及有限元方法,给出了考虑磨损时套管剩余抗挤强度、抗内压强度,以及非均匀地应力作用下套管外壁等效外挤载荷的计算方法,分析了非均匀地应力作用下不同套管磨损量对套管强度,以及不同地层性质对套管地应力外挤力的影响。
研究表明,当磨损度为10%时,套管的剩余抗外挤强度、剩余抗内压强度降低约30%;套管内壁的Mises 应力和套管外壁地应力外挤力随地层弹性模量的增大均明显减小,说明地层越硬,套管将偏于安全。
关键词:套管损坏;地应力;磨损;安全可靠性;剩余强度 中图分类号:T E931.2 文献标识码:A 文章编号:1006—7981(2012)07—0055—04 在钻井和采油过程中,套管起着保护井眼、加固井壁、隔绝井中的油气水层及封固各种复杂地层的作用。
近年来,我国油气田套管损坏十分严重,采油套管损坏已经给油田造成了巨大的经济损失。
导致油水井套管状况变差,甚至损坏的原因是多方面的。
根据国内外油田开发几十年的经验分析可知,引起套管损坏的因素可大致分为地质因素、工程因素和腐蚀三大类。
对于具体的一个油田或一口油、水井的套管损坏,其中某类因素很可能起主导作用,其它为次要因素,而更多则是这些因素综合作用的结果[1～4]。
针对深井中的技术套管磨损问题,采用弹性力学解析及有限元方法,建立了套管-水泥环-地层组合体模型,通过分析非均匀地应力作用下磨损量对套管强度,以及不同地层性质对套管地应力外挤载荷的影响,为以后深井套管柱强度的设计与校核提供了一定的理论依据。
1 磨损套管的剩余强度现场实测资料表明,套管磨损一般为月牙型磨损。
由于月牙型磨损部位壁厚最薄,且存在较大不圆度和壁厚不均度等几何缺陷,当均匀外挤压力作用于套管时,将产生附加弯矩,形成应力集中区,进而出现屈服,该区域实际承载迅速降低,塑性区迅速由内壁向外壁扩展,在套管磨损处发展成塑性铰,引起整个结构失稳,造成套管挤毁失效。
P110钢级Ф139.7mm×10.54mm高抗挤套管抗挤毁性能分析及挤毁强度预测
压力管道元件型式试验规则3(1)
1、型式试验含义和 是什么？由此得出 必须进行型式试验 的产品？ 2、抽样问题？特别 是小子样问题？ 3、型式试验的覆盖 范围？
一、概 述
背景资料：
我国压力管道元件的制造质量状况。压力管道的事故
统计表明：由于压力管道元件制造质量引起的安全事 故占27％。
国家质检总局下达了《压力管道元件型式试验方法的
下料
热处理
表面处理
标志
表面防护
无损检测
切削加工
一、概述
碳钢弯头采用热推制造工艺 2.2 必须进行型式试验的压力管道元件典型产品及说明 可以连续生产，适应该产品 热压加工工艺 扩径热推 批量大的特点，而且可以免 应用实例 说明 除后续的热处理工序，降低 了能耗和成本 主要用于碳钢、合金钢弯头的制 碳钢弯头采用热推制造工 造
而弯头、三通、四通的制造工艺需要验证，所以只规定弯头、三通、
四通等进行型式试验。
一、概述
2.2 必须进行型式试验的压力管道元件典型产品及说明
钢制管件的成形过程主要管件的压力加工过程，主要依据金属材料的塑 性变形特性完成。其过程大致可分为热加工和冷加工两种方式。 视其材料特性、装备情况、制造技术和制造成本综合考虑。 主要工序有: 成形
一、概 述
背景资料：
5 6 7 8
已经进行型式试验的压力管道元件产品能否覆 盖其它产品？
如果能覆盖，其覆盖的范围如何？ 采用抽样方式进行的型式试验，其试验的置信 度如何？ 如何科学合理地规定压力管道元件型式试验
的程序？
一、概述
1、型式试验的含义和性质 2、确定必须进行型式试验的压力管道元件产品 的原则 3、小子样试验置信度与抽样规则的制定 4、压力管道元件型式试验的产品覆盖范围的确 定方法
煤矿大口径直排钻孔套管抗挤强度计算
煤矿大口径直排钻孔套管抗挤强度计算近年来在煤矿安全生产中大口径直排钻孔得到越来越广泛的应用。
这类井孔套管直径大、重量大，在套管下入井孔过程中，一旦出现套管被挤毁的事故，将造成巨大经济损失。
本文根据美国石油协会常规套管抗挤强度的计算公式，先进行理论计算，然后采用修正系数对理论计算结果进行修正，最终得出套管的实际抗挤强度，在霍州煤电集团某煤矿直排钻孔的施工中进行了应用，工程取得圆满成功，验证了大口径套管抗挤强度计算方法的可行性。
标签：煤矿直排钻孔大直径套管抗挤强度计算修正系数1引言随着煤矿开采向深层发展，水害问题，特别是奥陶系岩溶水对煤炭资源的开采已构成严重威胁，为解决采矿中的安全防护及排水问题，近几年很多煤矿采取施工直排钻孔加强矿井排水能力，为煤矿安全生产提供了有力的保障。
煤矿直排钻孔的直径一般为500～900mm，井孔深度在300～800m不等，下入井孔内的套管直径一般在400～800mm之间。
由于井孔直径和套管直径都比较大，这类井孔施工周期长、难度大、施工费用高，一旦发生套管损毁事故，将造成极大经济损失，因此，对套管抗挤强度要求已经成为套管选型的决定性因素。
20世纪60年代，美国石油协会（API）在大量试验的基础上得出了套管抗挤强度计算公式，直到现在仍然被应用于预测套管抗挤强度。
但此公式计算套管强度只用于常规油田标准套管（Φ139.7mm、Φ177.8mm、Φ244.5mm、Φ339.7mm 等尺寸），非标大直径套管很少涉及。
煤矿直排钻孔要求排量大，所下套管直径远远超出油田系统套管直径范围（通常直径为Φ426mm、Φ530mm、Φ630mm、Φ720mm等）。
煤矿直排钻孔套管直径大、重量大，施工过程中常采用浮力阀方式下套管（即把套管底部用逆止阀封闭，借助钻井液浮力以减轻重量下管），此方法在减轻下套管提升力的同时，使得套管内外压强不均，套管在下入井孔过程中，井孔内钻井液将对套管产生横向（井孔为纵向）内挤力，随着套近年来在煤矿安全生产中大口径直排钻孔得到越来越广泛的应用。
套管受力分析
套管受力分析6. 1引言套管在井下一般都承受非均匀水平外挤压力，同时套管本身又有壁厚不均度、椭圆度、制造残余应力等缺陷。
本文首先讨论壁厚不均椭圆套管抗均匀载荷强度，然后研究等壁厚圆形套管抗非均匀载荷强度，最后给出若干计算实例并从中得出结论，为研究套管的挤毁问题提供初步的理论依据。
6. 2壁厚不均椭圆套管的抗均匀载荷强度壁厚不均度是指最大壁厚与最小壁厚之差除以平均壁厚，即'tmax mintmax :min不圆度是指套管长轴与短轴之差除以平均直径，即2 Dmax Drain°maX Dmin美国石油学会（API ）应用统计回归方法建立了一套计算套管抗挤强度的经验公式。
它不考虑不圆度和壁厚不均度对套管抗挤强度的彫响，而是在大量套管挤毁试验数据的基础上，应用统计回归方法求出适用于不同径厚比公式的系数A、B. C和F、Go 当前美国以及许多产油国家是以API规范作为套管的抗挤强度计算标准的。
1994年10月，公布了API BULL. 5C3第六版。
前后对照，计算公式只有个别变化。
API的套管抗挤强度计算公式已经处于相对稳定状态，但是，研究工作并未停止。
石油工业中使用的套管一般是是合金无缝钢管。
一般情况下，它同时存在着不圆度和壁厚不均两种原始缺陷。
关于套管的尺寸精度对套管抗挤强度的降低问题，国外有很多大公司在进行研究而且得出了可喜的成果。
证明了套管的不圆度、壁厚不均度对抗挤强度的影响是相当可观的。
油田一般不检查套管不圆度、壁厚不均度，因此具体在每口井上，每个损坏点的结构尺寸影响到底多大是不可能搞清楚的。
但是，不圆度、壁厚不均度对套管抗挤强度的影响是不容忽视的。
最早（1930年）考虑这一问题的是布尔卡柯夫（By孔raKOB）,他得出了变壁厚椭圆套管抗挤强度的计算公式。
这就是布尔卡柯夫公式：EK2 1 6 I y EK2 1— 4EK22K \ J2K(6- 1)式中:1933年，铁木辛哥(Timoshenko)从另外的途径也得到了与前者类似的公式：2 3e I 23eFc 1. 24K12K 'il…FK 12K AUV(6—2)上式又叫rMHM公式(苏联国家石油研究所)，在四十年代曾作为套管抗挤强度的计算公式。
ISO 10400油套管强度新模型
ISO 10400油套管强度新模型
孙永兴;林元华;舒玉春;张智;施太和
【期刊名称】《石油钻探技术》
【年(卷),期】2008(036)001
【摘要】随着套管制造工艺的不断改进和制造水平的显著提高,现有的API 5C3模型已不能正确地预测套管的实际抗挤强度.通过对ISO 10400新标准的研究,给出了考虑微裂纹等各种缺陷的油套管抗挤新模型及两端堵口的抗内压韧性断裂模型.计算的精确度用部分数据与API作了对比,证明了抗挤新模型的可靠性和优越性.新模型对改善油套管设计和生产商改进油套管质量具有一定的参考价值.
【总页数】3页(P42-44)
【作者】孙永兴;林元华;舒玉春;张智;施太和
【作者单位】西南石油大学石油管力学和环境行为重点实验室,四川成都610500;西南石油大学石油管力学和环境行为重点实验室,四川成都610500;中国石油两南油气田分公司重庆气矿,重庆401120;西南石油大学石油管力学和环境行为重点实验室,四川成都610500;西南石油大学石油管力学和环境行为重点实验室,四川成都610500
【正文语种】中文
【中图分类】TE931+.2
【相关文献】
1.对油气井油管、套管ISO新抗挤模型的研究 [J], 孙永兴;林元华;施太和;王忠生;李钦道;张攀峰;张果;张光华
2.构建ISO10015国际培训标准的集输培训系统新模型 [J], 宋宜四
3.公司信用风险评估新模型：基于Isomap的SVM模型 [J], 蒲晓辉
4.非均匀外载下弯曲井眼中含缺陷套管抗挤强度计算新模型 [J], 胡旭光;胡光辉;何焱
5.考虑三维形貌参数的结构面峰值剪切强度预测新模型 [J], 王述红;尹宏;张泽;魏崴
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套管抗挤毁强度计算
105.60 103.48 -20.1
Ф177.8×10.36 N80Q 0.0006826 0.021320 16.6145 580
69.80
70.49 0.99
Ф177.8×10.36 CS-80T 0.0005311 0.009586 16.7274 580
72.2
70.87 -1.84
Ф177.8×10.36 CS-110T 0.0013796 0.036693 16.8864 803
The Calculation of Casing Collapse Strength
Shen Zhaoxi (Tubular Goods Research Center of CNPC)
Abstract According to the elastic theory, the calculation formula of the ideal casing is introduced
公式（3）和（4）是理想套管在均匀外压作用下的抗挤强度计算公式，取二者之中的较 小值。但实际工程中，套管不是理想圆管，往往存在内径、外径和壁厚不均匀，以及残余应 力等缺陷，有必要对公式（3）和（4）进行修正。以外径不圆度和壁厚不均度及残余应力为 参数，文献[4]对理想套管抗挤强度进行了修正。但是从统计学观点来看，外径不圆度和壁厚 不均度仅仅考虑到了实测尺寸的最大和最小值，没有考虑到中间值的影响，而中间值才是分 布概率最大的。因此本文根据统计学原理，认为外径和壁厚的实测值变异系数才能更准确的 反映套管的几何缺陷程度[1]。根据文献[5]，套管实际抗挤强度与理想套管失稳外压和内表面 屈服外压的关系如下：
p
图 1 理想圆管力学模型
设套管外径为 2b，内径为 2a，壁厚为 t，材料弹性模量为 E，泊松比为 μ ，受均匀外压
套管强度校核
水泥浆液柱压力 地层中流体压力 易流动岩层的侧压力等
一、套管外载分析与计算
1.外挤压力
有效外压力：
Poe Po Pib
式中 Poe——有效外压力；
Po——外压力；
Pib——支撑内压力。
1.径向外挤压力
有效外压力：
一、套管外载分析与计算
表层套管：井漏造成全掏空
技术套管：井漏发生，但不可能造成发生全漏空的情况，
序言
套管柱的类型 表层套管
技术套管（中间套管）
生产套管（油层套管）
尾管（技术尾管、生产尾管）
回接套管
一、套管外载分析与计算
1、静载 特点：长期作用、联合作用在套管上。 类型：
轴向拉力 径向外挤压力 径向内压力 弯曲附加拉力 温差应力
一、套管外载分析与计算
2、动载
一、套管外载分析与计算
（2）支撑内压力
对于技术套管非全掏空的情况，支撑内压力
的计算式为
Pib 0
P n ( H H L ) ib 0.0098
（ 0≤ H ≤ H L ） （ H L＜ H ≤ H B）
1.外挤压力
一、套管外载分析与计算
（3）有效外压力
对于表层套管、油层套管这种可能全掏空的情况，需
三轴应力套管强度设计
（3-2）
pcc pc (1.03 0.74
Fm ) Fs
（3-3）
秋记与你分享
静思笃行 持中秉正
三轴应力套管强度设计 四、内压力及抗内压强度
1.内压力：套管柱所受内压力的来源有地层流体进入套管产生 的压力及生产中特殊作业时的外来压力。 当井口敞开式，套管内压力等于管内流体产生的压力，当井口 关闭时，内压力等于井口与流体压力之和。井口压力的确定方式有 三种： （1）假定套管内全是天然气，则井口处内压：
式中： G f 为套管鞋处地层破裂压力梯度 G f 为附加系数。 2.套管的抗内压强度： 套管在承受内压力时的破坏形式是套管的爆裂。 实际上套管承受内压时的破坏形式除管体的破坏之外，螺纹连 接处密封失效也是一种破坏形式，密封失效的压力比管体爆裂时要 小。螺纹连接处密封失效的压力值是难以计算的。对于抗内压要求 较高的套管，应当采用优质的润滑密封油脂涂在螺纹处，并按规定 的力矩上紧螺纹。
3 F o qL10
Fm
qL(1
d ) 103 s
（2-2）
（2）套管弯曲引起的附加应力：套管弯曲时，增大了套管的拉力载荷， 当弯曲变化率不大时，用简化经验公式计算：
F d ocAc bd 0.073
-每25m的井斜变化角度
秋记与你分享
（2-3） 静思笃行 持中秉正
三轴应力套管强度设计 二、轴向拉力及套管的抗拉强度
（3）套管内注入水泥引起附加应力：注入水泥浆时，水泥浆与管外液 体密度相差较大，水泥浆未返出套管底部时，管内液体将使套管产生一个 拉应力，可按下式计算：
Fc h
m d
1000
d cin
2
石油套管抗挤毁解决方案及发展
石油套管抗挤毁解决方案及发展江勇;吴永莉;焦丽峰【摘要】介绍了套管抗挤毁强度预报方法的演变过程和最新进展,对比了各理论的先进性和局限性;按照K-T理论分析了影响套管抗挤毁强度的主要因素,其中制造质量因素主要包括椭圆度和残余应力;介绍了国内外油气井套管抗挤毁的各种方案和产品;对比了各系列产品和方案的优缺点及控制重点.提出了深井异常高压地层采用特厚壁套管,抗挤毁套管采用调质热处理工艺,以及提高抗挤毁设计安全系数等一系列建议.【期刊名称】《钢管》【年(卷),期】2016(045)002【总页数】8页(P59-66)【关键词】石油套管;抗挤毁;径壁比;椭圆度;残余应力;K-T模型【作者】江勇;吴永莉;焦丽峰【作者单位】中油管道物资装备总公司,河北廊坊065000;中油管道物资装备总公司,河北廊坊065000;中油管道物资装备总公司,河北廊坊065000【正文语种】中文【中图分类】TG113.25;TE931+.2挤毁破坏是套管常见的破坏形式，套管的抗挤毁性能一直是人们关注的焦点，石油专用管（OCTG）的抗挤毁强度预报和应用也一直是研究的热点。
20世纪30年代，美国石油学会（API）采用试验、修正并拟合的方式，研究了计算套管强度的各种经验公式，包括套管管体的抗挤毁强度；20世纪60年代以通报API Bull 5C3［1］的形式给出公式，以API Bull 5C2［2］的形式给出具体的计算值（包括圆整结果）。
在很长时期内，上述经验公式成为石油行业管柱设计，尤其是套管柱设计的经典参考。
进入21世纪，科研人员开始研究套管质量和复杂工况条件下的载荷分布对抗挤毁性能的影响。
对于管体的挤毁破坏形式，可根据套管径壁比D/S大小将其分为失稳破坏和强度破坏两大类；API Bull 5C3标准按径壁比将其分为4种破坏形式：屈服挤毁强度PYP、塑性挤毁强度PP、过渡性挤毁强度PT和弹性挤毁强度PE，并给出了相应的计算方法：式中Yp——名义屈服强度，MPa；A、B、C、F、G——拟合系数。
P110套管冷矫直弹塑性有限元模拟分析
上海交通大学硕士学位论文
摘要
套管冷矫直的数值模型 根据辊形理论计算了矫直辊辊形曲线 建立了 矫直辊三维模型 依照矫直运动关系配置了矫直辊位置 辊系 建立了矫直辊
钢管材料的力学模型基于单向拉伸试验测量的结果 采用了运动 通过模拟
硬化模型以模拟套管在反复弯曲过程中的 Bauschinger 效应
挤毁是套管损坏的主要形式 因此套管的抗挤强度就成为衡量套管性能 的重要指标 影响套管抗挤强度的主要因素有套管材料的屈服强度 残余应力 套管外径与壁厚的比值 套管管体圆度 壁厚偏差及轴向应力等 本文 模拟
建立了 Ö139.7mm 9.17mm 的 P110 套管挤毁试验的有限元模型
了不同圆度偏差套管的挤毁过程 分析了套管圆度偏差对其抗挤强度的 影响 结果表明套管的抗挤强度随圆度偏差的增大而降低
残余应力分布很不均匀 套管内表面环向残余应力为压应力 外表面环 向残余应力为拉应力 套管壁厚的中间部位环向残余应力较小 通过 X
射线衍射法测量了套管外表面的环向残余应力 试验结果与数值模拟结 果一致说明了套管的残余应力与其原始形状精度有关 通过计算机数值模拟分析 识 我们对套管矫直过程有了更深入的认
KEYWORDS: casing, straightening, elastic-plastic FEM, residual stress, anti-collapse strength
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上海交通大学 学位论文原创性声明
本人郑重声明：所呈交的学位论文，是本人在导师的指导下，
独立进行研究工作所取得的成果。除文中已经注明引用的内容外，
控制套管在热处理过程中的变形 合理选择矫直压弯量和压扁量
是降低套管残余应力 提高抗挤性能的重要措施
基于特征值和弧长法计算套管抗挤强度
基于特征值和弧长法计算套管抗挤强度张旭;张哲平;杨尚谕;王雪刚;宋琳【期刊名称】《钻采工艺》【年(卷),期】2022(45)1【摘要】文章基于ABAQUS软件特征值和弧长法研究套管可承受的外挤临界值。
ABAQUS特征值用于确定套管弹性挤毁的外挤临界值;而弧长法克服了Newton-Raphson方法极值点发散、无法跟踪极值点以后的位移—载荷路径的缺点,全程跟踪后屈曲载荷位移路径,并给出准确的外挤临界解值。
通过弧长法分析还发现弯曲度对套管抗挤毁能力产生的影响较为显著,随着弯曲度增大,套管抗挤毁能力逐渐降低;随着缺欠模态的增加套管的抗挤毁性能也逐渐降低。
文章以TP140V钢级不同规格的套管做模型,在单轴载荷条件下得到套管极限挤毁值,结果表明:有限元计算套管挤毁值与实物试验检测值基本一致,误差在3%左右,且模拟的挤毁形貌与实物挤毁形貌相同。
随着国内非标管材用量不断增加,对于受压溃设备能力限制而无法获得极限挤毁值的套管,该方法具有借鉴和参考意义,并且相较于API5C3算法,弧长法具有计算准确及适用产品范围广特点。
【总页数】6页(P35-40)【作者】张旭;张哲平;杨尚谕;王雪刚;宋琳【作者单位】天津钢管制造有限公司;中国石油集团工程材料研究院有限公司;石油管材及装备材料服役行为与结构安全国家重点实验室;中国石油新疆油田公司工程技术研究院【正文语种】中文【中图分类】TE9【相关文献】1.P110钢级Ф139.7 mm×10.54 mm高抗挤套管r抗挤毁性能分析及挤毁强度预测2.BG11OT抗挤套管的试验研究(上)——残余应力、平均壁厚、屈服厚度对临界抗挤强度的影响3.BG110T抗挤套管的试验研究(下)--残余应力、平均壁厚、屈服强度对临界抗挤强度的影响4.套管缺陷及高抗挤套管抗挤强度研究5.基于统一强度理论的石油套管柱抗挤强度因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
汽车法兰轴管热挤压毛坯常见缺陷及模具设计
汽车法兰轴管热挤压毛坯常见缺陷及模具设计左时燕;张相如【摘要】介绍了汽车法兰轴管(亦称半轴套管)毛坯的热挤压成形工艺及3工位热挤压模具概况,讨论分析了汽车法兰轴管(毛坯)最常见缺陷的成因及消除方法,重点介绍了荒型模(Ⅰ工位模具)凸模(冲头)结构对缺陷形成的作用和改进措施.【期刊名称】《模具制造》【年(卷),期】2015(015)008【总页数】5页(P64-68)【关键词】汽车轮毂轴管;法兰轴管(毛坯);热挤压成形;正挤压;反挤压【作者】左时燕;张相如【作者单位】中国兵器装备集团公司重庆建设工业集团公司重庆402264;济南汇九精密锻造有限公司山东济南250400【正文语种】中文【中图分类】TG372汽车轮毂轴管是包括带法兰盘的（常称为半轴套管）和不带法兰盘的（常称为轮边套管）轴管统称。
为了方便叙述和便于读者直观理解，本文将带法兰盘的半轴套管统称为法兰轴管。
近年来，随着工业制造技术的不断进步，各种不同型号的汽车轮毂轴管被大量采用热挤压成形加工技术生产。
其中多种工程车辆用法兰轴管是其中的一部分，但法兰轴管由于法兰结构的存在，使其比流线型直筒式轮边套管热挤成形困难。
具体表现在：其一，热挤压时所需的挤压力明显比不带法兰的轮边套管大；其二，容易在轴管孔口形成塌陷和大圆角（钢料填充模腔不饱满）的缺陷。
据了解，汽车轮毂轴管的热挤压生产源于钢质弹体加工的军工技术。
2.1 热挤压工艺概述所谓热挤压，就是将加热至一定温度的金属材料在强烈的三向不均匀压缩力作用下，从热挤压模具的模口中流出或流入狭小的模具型腔中，从而获得所需要的热挤压件的一种压力加工方法。
众所周知，三向压缩具有使金属产生塑性变形的较好条件，这就使得一些低塑性的金属和高合金钢能顺利成形，热挤压是一种少、无切削加工技术。
根据制件的结构形貌和要求，可采用正挤压或反挤压，也可采用二者相结合的复合形式生产，无论采用哪种形式进行热挤压，均可得到实心的挤压件，也可得到通孔和不通孔的空心挤压件；利用热挤压成形方法，可得到相应的、各种不同截面形状的热挤压件。
套管抗内压的模拟实验研究
套管抗内压的模拟实验研究套管抗内压实验是探究岩石结构在采石过程中对内部压力的承受能力的一项重要实验，是现代石油工程、建筑工程等领域中不可缺少的研究手段之一。
在本文中，将重点讨论套管抗内压的模拟实验及其研究。
首先，针对套管抗内压实验的基本原理，在实验前需要根据所研究的套管和岩层的特性，选取适当的模板和模具，必要时还需要制作模板和模具。
在模板内装入制备好的模拟物质，并严格按照实验方案进行实验设计。
实验过程中，需要对实验条件、实验指令、实验数据进行认真仔细的记录和统计，以确保实验结果的准确性和可靠性。
其次，套管抗内压模拟实验的主要研究内容分为以下三个部分：一、套管构造强度模拟实验。
套管是钻井过程中用于支撑岩层、抵御各种压力和承载泥浆等物质的钢质管道。
套管构造强度是指套管能够承受多大的载荷和压力。
在套管的设计制造过程中，需要对其构造强度进行预估和计算。
套管抗内压模拟实验正是用于验证套管的设计和制造是否达到了预期的构造强度。
二、套管密封性实验。
套管在钻井过程中还承担着密封作用。
套管结构密封性优劣直接影响到钻井效率和安全性。
套管抗内压模拟实验证实了套管的密封性能，其实验方法一般采用气体或液体介质，将介质注入到套管内部，从而在压力作用下检测其密封状态。
三、岩层弹性处理实验。
岩层压力是套管内压力的主要来源。
岩层弹性处理实验能够有效地模拟采石过程中岩层的应力和变形情况，验证岩层的弹性和面积承载能力，从而确定套管能够承受的内部压力。
通过以上三个重要部分的套管抗内压模拟实验，可以对套管的质量和性能进行全面的检测和评估，制定出合理有效的钻井方案。
最后，需要提醒的是，在进行套管抗内压模拟实验时，还需要注意实验的安全性和环保性。
适当调整实验过程中的参数和条件，并加强实验现场的监管和管理，以确保实验结果符合国家的安全标准和环保标准。
总之，套管抗内压模拟实验是为了保障钻井工程质量和安全而设计的一种重要实验。
其探究了岩层和套管的强度和密封性能，并提供了基础数据和科学依据，为实现安全、高效、环保的钻井生产奠定了基础。
套管强度设计例题
设计举例：例题：某井177.8 mm(7 英寸)油层套管下至3500 m ，下套管时的钻井液密度为1.303/cm g ，水泥返至2800 m ，预计井内最大内压力 35 MPa ，试设计该套管柱 （规定最小段长500 m ）。
规定的安全系数：Sc=1.0，Si = 1.1，St =1.8解：（1）计算最大内压力，筛选符合抗内压要求的套管抗内压强度设计条件为： 筛选套管：C-75，L-80，N-80，C-90，C-95，P-110 按成本排序：N-80 < C-75 < L-80 < C-90< C-95< P-110 （2）按抗挤设计下部套管段，水泥面以上双向应力校核 1）计算最大外挤力， 选择第一段套管Pa D p m oc 5.4463535003.181.981.9max =⨯⨯==ρ1oc c c p S p ⋅≤5.446350.15.4463548401=⨯≥ 安全2）选择第二段套管选低一级套管，第一段抗拉强度校核22oc c c p S p ⋅≤ 229.81m c c D S p ρ⋅≤223730129259.819.81 1.3 1.0c m c p D mS ρ≤==⨯⨯第二段套管可下深度D 2，第一段套管长度L 1 取D 2=2900m (留有余量)m D D L 60029003500211=-=-=双向应力强度校核，最终确定D 2和L 1D 2 =2900 m ＞2800 m ，超过水泥面，考虑双向应力危险截面：水泥面2800m 处 浮力系数：834.085.73.111=-=-=s m f K ρρ 轴向拉力：()()水泥面11222800 0.8340.42346000.379529002800243.2m B F K q L q D kN⎡⎤=+-⎣⎦⎡⎤=⨯⨯+⨯-=⎣⎦存在轴向拉力时的最大限度允许抗外挤强度：水泥面222243.21.030.7437301 1.030.74354922686.7m ca c s F p p kPa F ⎛⎫⎛⎫=-=⨯-= ⎪ ⎪ ⎪⎝⎭⎝⎭22800354920.9919.81 1.32800ca C oc p S p '===<⨯⨯ 不安全解决办法： 将第一段套管向上延伸至水泥面以上。
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３ 重 庆 气矿 工 程 技 术 与 监 督部 ， 庆 重
引用格式 ：孙永兴 ， 林元华 ， 韩烈祥 ， ． 虑制造缺陷的套 管抗挤 强度计算新模型 ［ ］． 等 考 Ｊ 石油钻 采工艺，０ ２ ３（） ６３ ． ２ １ ，４１：３—８ 摘要 ：ＡＰ Ｃ Ｉ ３未考虑套管 的制造工 艺及缺陷对套管抗挤 强度 的影响 ， ５ 已不能准确 地预 测套 管实际抗挤强度。Ａ Ｉ Ｓ Ｐ／ Ｏ工 Ｉ
第３ ４卷 第 １ 期 ２１ ０ ２年 １月
石 油 钻 采 工 艺
０Ｉ Ｌ ＤＲＩ ＮＧ ＆ １ ３ Ｎｏ ．１
Ｊｎ ０ ２ ａ ．２ １
文章 编 号 ： １０ —７ ９ （ ０２） １ ０ ３ —０ ０ ０ ３ ３ ２ １ Ｏ ０ ６ ３
度明显好于 Ａ Ｉ Ｃ 挤 毁公式及 ＩＯ新模型 ， Ｐ ３ ５ Ｓ 为套管强度 的设计提供 了新的参考依据。
关键词 ：套管 ；抗挤强 度 ；制造缺陷 ；计算模型
中图分类号 ： Ｅ ３． Ｔ ９１ ２ 文献标识码 ： Ａ
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作组针对 Ａ Ｉ Ｃ Ｐ ３存在的不足 ， 订 了现行 Ａ Ｉ Ｃ 标 准， 出了含制造缺 陷的抗挤新模 型 ， ５ 修 Ｐ ３ ５ 给 大大提 高了套 管强度计 算的科 学
性。研究 中发现 ， Ｏ抗挤新模型并不适合所有壁厚段 套管强度的计算 ， Ｉ Ｓ 为此 ， 在研 究和评价 ＩＯ新抗挤模型 的基础上 ， 出了 Ｓ 提 考虑制造缺 陷的抗挤 强度计 算新模 型。通过 与 ＩＯ Ｔ Ｓ ／ Ｇ提供 的上百 个实物挤 毁数 据对 比验证 ， 文所给 出计算式的计算精确 本
考虑 制造缺 陷的套管抗挤 强度计算新模 型
孙永 易 ０ 林 华 韩烈 施 兴 ’ 炳冈 元 祥 太和
（． １ 川庆钻探 工程公 司钻采 工程技术研究院 ， 四川广汉 ６ ８０ ；２ 西南石 油大学石油管工程重点实验 室， １３ ０ ． 四川成都
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