热采井套管应力的弹塑性分析
稠油热采井口装置的热应力分析
２２ 施 加载 荷 ．
施加 载荷 包括分 析有关 的边界 温度分 布 ， 空气 和
水蒸 汽 的对流 系数 。 就是 指定分 析 的边界条 件 。 也
２３ 求 解 及 结 果 后 处 理 －
Ａ ｓｓ 求解 结 果 放人 ．ｈ文件 中 ，进 行 热结 ｎｙ 将 ｒ ｔ
软件 的 Ｐ Ｓ １进行 结果 的显示 和处 理 ，可 分别 通过 ＯＴ
首先 要 对采 油 树 主要 承压 部 件 大 四通 进行 热 分
析 。热 分析是 热一 结构耦 合分 析 的基础 ， 目的是用 于
①作 者简介 ： 高级工程 师，９ ４ ０ １９ —７毕业 于天津大学机械 系
稠 油 热采 井 口装置 的热 应 力分析
浅层稠 油抽 油井采 油树在 高温 状态 下 ， 材料 的塑
性指标 随温 度升 高而增 大 ， 度指 标 随温度 升高 而下 强
较大 ， 采用 的方 式 是将 ＰｏＥ建 立 的三 维实 体几 何模 ｒ／ 型 转化 为 Ｉｓ ｇ 通用 三 维几何 模 型通 用 格式 ， 而 实 现 从
在 Ａ ｓｓ 件 中的调用 。 ｎｙ 软
・ ５・ ５
彩 色云 图 、 量 图和 列表对 结 果进行 显 示 。 矢 热一结 构耦 合 分 析 可 以采 用 直接 法 和 间接 法 两 种 方法 。 直接 法是 使用 具有 温度 和位 移 自由度 的耦 合
单元 ， 同时 得到 热分 析 和结 构应 力 分析 的结 果 。这 种
时间变 化的温度 场及 其他 热参数 。 热分 析过程 表述 为
以下 ３个 步骤 。
２１ 建 模 ．
利用 ＰｏＥ建 立 三维实 体 几何 模 型 ， 由于 Ａ ｓｓ ｒ／ ｎｙ
稠油注蒸汽热采井套管柱预应力松弛效应分析
机
械
２ ０ １ ３年
第４ ｌ 卷
第 ８ቤተ መጻሕፍቲ ባይዱ
ＣＨＩ ＮＡ ＰＥ Ｆ ＲＯＬ ＥＵＭ ＭＡＣＨＩ ＮＥＲＹ
●油 气 田开 发 工 程
稠 油 注蒸 汽 热 采 井套 管柱 预 应 力松 弛效 应 分 析
王 建 军 ， 韩 礼 红 闫相 祯 田志 华 栾 志 勇４
（ １ ．中国石油大 学 （ 华 东）机 电工程学 院 ２ ．中国石油集 团石 油管工程技术研 究院石油 管 工程 重 点 实验 室 ３ ．新 疆 油 田 工 程 技 术 研 究 院 ４ ．胜 利 油 田分 公 司采 油工 艺研 究 院 ）
泥 环一 地层 全 井筒平 面有 限元模 型 ，进 一步 说 明预应 力 固井技 术在 浅层 稠 油热 采 井 中的作 用 。分 析 结 果表 明，稠 油热采 井在 长 期 高 温 注 蒸 汽作 业过 程 中， 因管体 应 力松 弛现 象 而 致使 预 拉 力 失效 ；
在 高温作 用 下套 管上 施加 的预 拉力 经过 一定 时 间后 会 降低 ；提 拉 预 应 力 固井 对 浅层 稠 油热 采 井 没
Ａｎ ａ ｌ ｙ ｓ ｉ ｓ ｏ ｆ ｔ ｈｅ Ｃａ ｓ ｉ ｎｇ Ｓ ｔ ｒ ｉ ｎ ｇ Ｐｒ ｅ － ｓ ｔ ｒ ｅ ｓ ｓ ｅ ｄ Ｒｅ ｌ ａ ｘ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ
Ｅ ｆ ｆ ｅ ｃ ｔ ｉ ｎ Ｈｅ ａ ｖ ｙ Ｏｉ ｌ Ｓ ｔ ｅ ａ ｍ Ｉ ｎ ｊ ｅ ｃ ｔ ｉ ｏ ｎ Ｗｅ ｌ ｌ
ｆ ｕ ｒ ｔ ｈｅ ｒ ｔ ｈ ｅ ｅ ｆ ｆ ｅ ｃ ｔ ｏ ｆ ｐ ｒ ｅ — ｓ ｔ ｒ ｅ ｓ ｓ ｅ ｄ ｃ ｅ ｍｅ ｎ ｔ ｉ ｎ ｇ ｔ ｅ ｃ ｈ ｎｏ ｌ ｏ ｇ ｙ ｉ ｎ ｓ ｈ ａ ｌ ｌ ｏ ｗ ｌ ａ ｙ ｅ ｒ ｈ ｅ ａ ｖ ｙ ｏ ｉ ｌ ｔ ｈ ｅ ｒ ｍａ ｌ ｒ ｅ ｃ ｏ ｖ ｅ ｙ ｒ ｗｅ ｌ ｌ ｓ ，ｔ ｈ ｅ ｉｎ ｆ ｉ ｔ ｅ ｅ ｌ ｅ ｍｅ ｎ ｔ ｍｏ ｄ ｅ ｌ ｏ ｆ ｃ ａ ｓ ｉ ｎ ｇ － ｃ ｅ ｍｅ ｎ ｔ ｓ ｈ ｅ ａ ｔ ｈ — ｆ ｏ ｒ ｍａ ｔ ｉ ｏ ｎ ｏ ｖ ｅ ｒ ａ ｌ ｌ ｗｅ ｌ ｌ ｂ ｏ ｒ ｅ ｐ ｌ ａ ｎ ｅ ｗａ ｓ ｅ ｓ ｔ ａ ｂ ｌ ｉ ｓ ｈ ｅ ｄ， Ｔ ｈ ｅ ａ ｎ ａ ｌ ｙ ｓ ｉ ｓ ｓ ｈｏ ｗｓ ｔ ｈ ａ ｔ ｐ ｉ ｐｅ ｓ ｔ ｒ ｅ ｓ ｓ ｒ ｅ ｌ ａ ｘ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ ｉ ｎ ｈ ｅ ａ ｖ ｙ ｏ ｉ ｌ ｔ ｈｅ ｒ ｍａ ｌ ｒ ｅ ｃ ｏ ｖ ｅ ｙ ｒ ｗｅ ｌ ｌ ｓ ｌ ｅ ａ ｄ ｓ ｔ ｏ ｆ ａ ｉ ｌ ｕｒ ｅ ｏ ｆ ｐ ｒ ｅ － － ｔ ｅ ｎ ｓ ｉ ｏ ｎ ｆ ｏ ｒ ｃ ｅ ｄ ｕ ｅ ｔ ｏ ｌ ｏ ｎ ｇ ・ － ｔ ｅ ｍ ｒ ｈｉ ｇ ｈ
注蒸汽热采井套管损坏机理研究
注蒸汽热采井套管损坏机理研究崔孝秉 曹 玲 张 宏 徐玉兵(石油大学机电系,北京102200)吕素如 刘坤芳(辽河油田)宋 治(石油管材研究所)摘要 考虑环空水泥环在轴向和径向给予套管柱的弹性约束和摩擦约束,对注汽期间套管柱产生的轴对称热胀应力进行了近似分析.分析发现,在封隔器附近靠近接箍端面的地方,套管柱可能产生严重的缩颈变形,其变形值和套管柱受热膨胀时接箍端面对水泥环台肩的推力有关系.研究结果表明,大部分注蒸汽热采井的套管损坏位置都集中于油藏盖层内,其原因是存在着和局部缩颈变形相对应的恶性局部应力,必须设法控制这种局部应力才能延长套管柱的使用寿命.主题词 套管柱;套管接箍;套管挤坏;注入井;封隔器;热应力中国图书资料分类法分类号 T E826.2第一作者简介 崔孝秉,男,1930年出生,教授.1953年毕业于清华大学机械系,1957年至1961年在莫斯科汽车机械学院学习,获科技副博士学位.自1974年以来一直从事于石油机械工程的研究工作.0 引 言稠油热采井套管损坏机理已有许多研究,普遍认为热采井套管损坏是因轴向热胀应力过高引起的[1~3],因此,轴向热胀应力不得超过管材屈服极限 s,并以此作为设计准则.如果这一要求得不到满足,则应更换管材,或采用隔热技术以及预拉技术,以降低轴向应力.我国热采工作者过去基本上沿此路线研究套损问题,围绕着分析井筒温度场、提高预拉固井技术、改进隔热工艺和设备等专题,作过许多研究[4~6].但是迄今为止,治理效果并不理想,注汽温度在350 以上的热采油田,套损速度还在增加.以往研究热采井套损机理,对于套管柱和水泥环的交界面,都是按照无接箍的圆柱面处理的,这种模型不能用于分析接箍附近小范围内复杂的应力状况.因此这些机理无法解释当前我国注蒸汽井套损现象中的许多重要问题.本文废除套管柱和水泥环全长交界面为无接箍圆柱面的模型,采用套管柱嵌入水泥环的实际模型,考虑接箍端面和水泥环台肩的相互作用,通过近似的三维解析计算,推导热采井套管柱管体的热胀应力公式、接箍对水泥环台肩的推力公式以及水泥环台肩对管壁挤压引起的局部应力公式,为今后解决热采井套损防治问题提供了新的科学依据.1 力学模型的建立假设注蒸汽井的套管柱由井口到井底全部封固,蒸汽由隔热管注入封隔器以下油层部位的套管内,然后经射孔进入地层.在套管温度上升的同时,水泥环及围岩的温度也逐渐上升,为简化计算起见,假定当套管柱的温度达到最高状态时,水泥环及围岩的温度升高可忽略不计,从而将它们对套管柱的约束处理成沿管轴连续分布的径向弹簧约束,以及设置在接箍处的轴向弹簧约束,相应的弹簧系数可以根据岩石性质近似定出,结构如图1所示.水泥环对于套管柱的外壁还有摩擦约束,摩擦力的方向与套管的轴向位移方向相反,其大小与粘结强度有关.假定轴向位移为零时(低于某一微量),摩擦力为零;轴向位移非零时(大于等于某一微量),摩擦力沿轴向单位长度的分布量为f.如果汽液窜流严重,摩擦力可以忽略不计.套管柱在井底的一端按刚性约束处理,在井口的一端按自由端处理.1997年 第21卷第3期 石油大学学报(自然科学版)Journal of the U niver sity of Petroleum,ChinaVol.21 No.3Jun.1997收稿日期:1996-04-30*本文是中国石油天然气总公司 八五 重点课题.按照上述力学模型,热采井注蒸汽时,套管柱将由井底向上产生轴向热胀位移.但是由于接箍部位有水泥环台肩约束,管体部位有水泥环摩擦约束,套管柱各处轴向位移的情况相当复杂.为了避开繁琐的数学表达,扼要阐明套管损坏机理,着重考虑套管柱升温分布曲线为梯形的情况.设封隔器以下的升温值全为T 1,封隔器以上的升温值全为T 2,且T 1>T 2.这种情况下,套管柱的轴向位移将集中发生于井口附近和封隔器附近两个区域,而其它部分则近似于零.定义套管柱上没有轴向位移的区段为锚死段,有轴向位移的区段为活动段.于是套管柱全长可划分为两个锚死段和两个活动段,如图1所示.图1 热采井套管柱力学模型在锚死段内由于套管柱相对于水泥环没有位移,因此不存在水泥环台肩阻力和水泥环摩擦阻力,套管只受到沿壁厚均匀分布的管体热胀应力作用.在活动段内,由于套管柱相对于水泥环有位移,因此存在台肩阻力和摩擦阻力.套管不仅具有管体热胀应力,同时在靠近接箍端面的地方还具有复杂的局部应力.2 套管柱锚死段热胀应力分析2.1 水泥环对套管柱弹性约束影响的当量系数处理法 取一小段套管如图2所示,套管的半径为R ,cm ;壁厚为t ,cm;长度为l,cm;设其升温值为T , ;外壁分布压力为q ,MPa;轴向压力为N ,kN.按照静力平衡关系、热胀物理关系及水泥环径向约束弹性关系,可得下列一组方程式z =-N F(1) =-Rq t (2) z = z E -E+ T (3) =E - zE+ T (4)w =R =qk(5)式中, z 和 分别为套管柱的轴向应力及环向应力,MPa; z 和 分别为轴向应变和环向应变;w 为管壁外法线方向的位移分量,cm ;k 为水泥环及围岩的当量弹簧系数,M Pa/cm;F 为套管横截面积和,cm 2; 为线胀系数,cm/(cm );E 为杨氏弹性模量,MPa; 为波桑系数.图2 套管管体单元受力模型弹簧系数k 可以按照具有小圆孔的均质无穷大平面模型近似导出.设水泥环、围岩的当量弹性模量为E ,当量波桑系数为 .按照弹性力学理论,当孔内受到均布压力q 作用时,孔边的径向位移应为w =(1+ )Rq E(6)k =q w =E (1+ )R(7)由式(2~5)相对于 、 、q 及 z 联解,可以获得q =(E T - z )/R t +EkR TI(8) =(E T - z )/kR 2t +Ef (9) =-(E T - z )/1+EtkR 2f d(10) z = T + zE(11)58 石油大学学报(自然科学版) 1997年6月其中, 及 为无量纲系数,其值与套管结构及弹簧系数k 有关,表达式为=1+ Rt 移的/Rt 着重+EkR T 器以 1(12)=1-2Rt 近和/R t 向位+E kR分为,如 1(13)定义当量热胀系数 及当量弹性模量 E 为= (14) E =EE (15)于是式(11)可以改成为z = T + zE l =l z = T l -Nl E F(16)由此可见,有水泥环围岩径向约束时,套管的热胀伸长量可以按照单轴应力状态计算,只是系数 和E 必须用它们的当量系数 和 E 代替.式(16)的意义在于,它能将轴对称的三维问题转化成单轴问题先行计算,由边界上给定的轴向约束条件迅速求出各段轴向力,最后再按需要通过式(8~10)计算出径向围压及环向应变等各项未知量.这会使计算过程变得清楚简单.2.2 套管柱锚死段的热胀应力分析按照锚死段的定义,该段 l =0,于是按照式(16)可得热胀应力z =- E T(17)如果将 及 E 用式(12~15)的关系代入,并将其中k 值按式(7)消去,可得z =-(1+ )+(1+ )EE分别t R(1- 2)+(1+ )E E围岩t R面积c (E T )(18)将式(18)代入式(8)及式(10),可以得到环向应力及外壁径向压力为 =-(1+ )(1- 2)+(1+ )EE孔到均t R(E T )(19)q =(1+ )t R(1- 2)+(1+ )EEt Rz (E T )(20)设有套管柱D =17.78cm,t =1.036cm ,F =54.5cm 2,T =300 , =12 10-6cm/(cm ),E =1.863 105M Pa, =0.3,E =0.147 105M Pa, =0.12,代入以上各式可得: =1.113,=0.966, =13.36 10-6cm/(cm ), E =1.928 105M Pa, z =-772.9M Pa, =-340.3M Pa,q =39.6M Pa.如果套管的管材为N -80,最小屈服极限 s =551.6MPa,则 z > s ,套管处于塑性状态,从弹性设计的观点考虑,可以认为套管的强度已失效.但是按照塑性力学安定性原理考虑,只要反复注入蒸汽的最大温升值不超过300 ,在此应力水平下套管柱还不应该发生破裂,因为吐汽降温后的残余拉伸应力还不会超过 s .用有限单元法对注蒸汽井井筒内套管、水泥环及岩层的热胀应力进行较详细的计算,有限元网格的节点总数为9535,单元总数为10080,套管结构参数和上述例题相同,考虑了水泥环和岩层的温度变化场.套管温升值在封隔器以下采用300 ,封隔器以上采用150 ,计算结果给出套管最大的轴向热胀应力发生在封隔器以下,其值为 z =-745.6M Pa,与本文算得的-772.9M Pa 相差3.7%.两者具有良好的一致性.3 套管柱井口活动段热胀位移在稠油热采井注蒸汽的过程中,常常看到井口上升的现象,这就是套管柱井口活动段热胀位移的反映.假定水泥环无法封到井口,而且水泥环的顶端部分由于有混浆存在过,比较松软,台肩对套管的阻力可以略去.于是当套管柱受热膨胀时,只有水泥环的摩擦阻力能起约束作用.在注蒸汽过程中,套管靠井口的活动段长度逐渐扩大,摩擦力的总和也随之增加,当摩擦力的总和大到等于下部管体最大的热胀推力时,套管柱井口活动段的长度将停止增加.与此同时,在其下方的管体将被锚死,出现一个锚死段.因此,井口活动段的端点条件应该是上端自由,下端锚固.图3所示,将轴向坐标的原点取在活动段的下端O 点,OZ 轴向上为正.设井口活动段总长度为l 0,其中没有封上水泥环的长度为 ,在有水泥环的地方,沿轴向单位长度的摩擦阻力为f .根据静力平衡条件,可以求得轴向压力N 及轴向应变 z为在0 Z (l 0- )区间N =(l 0- -Z)f(21)59 第21卷 第3期 崔孝秉等:注蒸汽热采井套管损坏机理研究z =T -(l 0- -Z)f (EF )-1(22)在(l 0- ) Z l 0区间N =0(23) z =T (24)l 0可由边界条件(Z =0, z =0)给出l 0= +EF Tf -1(25)图3 井口活动段热胀内力和位移活动段内各点轴向位移都朝向井口,设以u 代表轴向位移,其值可以根据 z 积分求出.在0 Z (l 0- )区间有u =Zz d Z = T Z -f 2EF[(l 0- )2-(l 0- -Z)2](26)按照式(25)从式(26)中消去(l 0- )之后可得u =f Z 2(2EF )-1(27)在(l 0- ) Z l 0区间有u =(l 0- )z d Z +Z(l 0- ) z d Z = T Z -f (l 0- )22EF(28)在式(28)中取Z =l 0,可得井口上升的位移量为(u)井口= Tl 0-f (l 0- )22EF = T EF T2f+$$(29)全部井口活动段的热胀内力及轴向位移分布曲线见图3.设T =150 , =12 10-6cm/(cm ),E =1.962 105M Pa,F =54.5cm 2,f =0.147kN/cm , =4 103cm,代入式(25)及式(29)后可得l 0=18.1 103cm,(u)井口=18.97cm.井口的热胀位移虽然最大,但该处热胀内力却很小.由于套管柱在井口部位具有较大的初始拉伸应力,因此叠加一些不大的热胀压应力之后,其强度不会受损,管材将仍保持弹性.因此,在吐汽采液的降温过程中,井口能够缩回去.4 水泥环台肩对套管柱的轴向阻力注蒸汽热采井中,封隔器附近的温度场有很大的梯度,因此,套管柱热胀时发生由下向上的轴向位移,出现一个活动段.在此活动段内,套管柱受到水泥环台肩的轴向弹性约束,同时也受到水泥环内壁的轴向摩擦约束.图4所示,设此活动段内共有n 个接箍和n +1根套管,两端锚固约束.温度升高按阶梯形分布处理.第i 根套管的升温值为T i ;第i 根套管的轴向压力为N i ;第i 个接箍处水泥环台肩的弹簧系数为K i ;台肩阻力为p i ;接箍的轴向位移为u i .以N A 表示下部锚固端的约束反力;N B 表示上部锚固端的约束反力;以l 表示每根套管的长度.按照静平衡条件、热胀物理条件、弹簧约束条件及两端轴向位移为零的端点条件,可以列出3+3n 个线性代数方程构成的方程组如下:N A -N B =ni =1p i(30)N 1=N A(31)N i =N A - (i-1)j =1p j(i =2, ,n +1) (32)p i =K i u i (i =1, ,n)(33)u i = lij=1T j -lE F ij =1N j (i =1, ,n )(34)l(n +1)j=1T j -l E F(n +1)j =1N j =0(35)该方程组内共含有N A 、N B 、N i 、p i ,u i (3+3n )个代数未知量.给定套管结构尺寸、材料性质、水泥环及围岩物性及活动段的升温值之后,由上列方程组即可解出这些代数未知量.图4 套管柱活动段台肩排列式(33)中弹簧系数K 和很多因素有关,它的精确表达式难以导出,本文只采用近似方法给定.60 石油大学学报(自然科学版) 1997年6月由于水泥环的抗拉强度低,当接箍推顶水泥环台肩时,水泥环在沿着接箍端面的扩展方向可能出现裂缝平面,因此,接箍端面以下的水泥环材料在分析K 值时可以略去不计,K 值可以按照半无穷大空间体力学模型进行近似分析.在此半无穷大空间体的平面上,将接箍推力p 视为薄圆环形的分布压力(见图7),其压强为p =p Dt(36)式中,t 为接箍端面的厚度.在此环形分布压力作用下,边缘产生的沉陷u 可按弹性力学理论[7]用叠加法算出u4(1- 2)p2DE(37)由此可得水泥环台肩弹簧系数的近似表达式为K =p u = 2DE 4(1- 2)(38)对于常用的177.8mm 套管柱,如果给定E =(0.0147~0.147) 105MPa,u =0.12,由式(38)求出K =(6.54~65.4) 103kN/cm.考虑n =3的情况,活动段由4根套管组成.设想封隔器靠近正中间的接箍下面的升温值为T ,上面的升温值为T /2,见图5(a),于是T 1=T 2=T ,T 3=T 4=T /2.同时假设活动段内所有台肩的性质都一样,取K i =K ,并采用无量纲参数 = E F (K l )-1,经过对式(32~35)联解运算后,获得活动段内三个接箍的轴向位移和台肩阻力为u 1=22(1+4 +2 2)Tl (39)u 2= (1+2 )2(1+4 +2 2)Tl (40)u 3=u 1(41)p 1=2(1+4 +2 2)EF T (42)p 2=(1+2 )2(1+4 +2 2)E F T (43)p 3=p 1(44)两端约束反力及各套管轴向压力为N A =(1+4 +1.5 2)(1+4 +2 2) E F T (45)N B =(0.5+2 +1.5 2)(1+4 +2 2) E F T (46)N 1=N A(47)N 2=(1+3.5 +1.5 2)(1+4 +2 2)E F T (48)N 3=(0.5+2.5 +1.5 2)(1+4 +2 2)E F T (49)N 4=N B(50)对于177.8mm 套管柱,如果固井质量较好,围岩较硬,K 值为(6.54~65.4) 103kN/cm,则 值将在0.016~0.16范围内.根据这种特性,由式(39)可以看出,轴向位移u 1和u 3将接近于零,比u 2小得多.由此可见,封隔器附近的活动段只相当于两根套管长.图5中给出了按式(39~49)计算活动段内接箍位移、台肩阻力及套管轴向压力等各种数据的例算结果,例题取用的各项已知数据和本文计算锚死段管体热胀应力所用数据相同.图5水泥环台肩阻力及套管轴向位移算例5 水泥环摩擦力对台肩阻力的影响在封隔器附近由于套管柱相对于水泥环有轴向位移,因此必然受到摩擦约束.摩擦力大小及其分布区间的长度,与封隔器上、下套管的温差及第一界面窜漏情况有关.如果水泥环严重损坏,有大量蒸汽和液体窜流,则摩擦力可以忽略不计.一般情况下,由于摩擦力的影响,套管活动段长度及台肩阻力都会变小一些,因此,只取两根套管的长度作为研究的区间.参看图6,设l 为单根套管的长度;l 1和l 2为封隔器以下及其以上有摩擦力的长度;T 1和T 2为两根套管的温度升值,按照静力条件、物理条件及端点条件,下列方程组应该成立N A = E F T 1(51)61 第21卷 第3期 崔孝秉等:注蒸汽热采井套管损坏机理研究图6 有摩擦力时的轴向压力和轴向位移N B= E F T2(52) p+(l1+l2)f=N A-N B(53)p=K u(54)u= T l1-N A l1E F+f l212 E F(55)(T1l1+T2l2)=N A l1EF+N B l2EF-f2 EF(l21-l22)(56)由此求得有摩擦力影响时的活动段长度、台肩阻力和接箍位移为l1=l2=2 E FK1+K2fk(T1-T2)-1升温(57)p=K f l 2 12 E F = E F (T1-T2)-4fK1+K2f运算(T1-T2)-1(58)u=f l 2 12 EF =E FK(T1-T2)-4fK1+K2f(T1-T2)-1 (59)其中,摩擦力f受许多因素影响,一般宜取较低的数据.对于常温下的正常固井状态,水泥环的胶结强度[8]可以作为f估值的上限.本文给定不同K值,取T1=300 ,T2=150 , E=1.924 105 M Pa,F=54.5cm2,按式(58)绘制出了图7所示摩擦力f对台肩阻力p的影响曲线.由图7可以看出,当f值很低时p值比较稳定,为(1.6~2.0) 103 kN;随着f值的增加,p值逐渐降低,但降低幅度和弹簧系数K有关,K越小降得越多.式(58)和式(59)是在活动段长度不超过两根套管的情况下导出的,其使用条件应该是l1=l2 l,由式(57)不难得出f2 E F (T1-T2)(1+4 )l=f*(60)当f<f*时不能使用式(58)和式(59).在f=0时应该用式(44)计算p值,由于f=0至f=f*的区间一般很小,在此区间的p值可以由两端数据适当插值求出(参见图7虚线),不必重新进行推导.图7 摩擦力对台肩阻力的影响曲线6 封隔器附近套管柱的局部应力由于在封隔器附近的水泥环台肩会受到相当大的轴向推力,按照波桑效应考虑,台肩内侧圆柱面必然向套管挤压,使套管在靠近接箍的地方产生缩颈变形.这种缩颈变形及其相应的局部应力可以根据力学理论进行近似计算.图8(a)为套管柱与水泥环台肩受接箍推力作用的示意图.t 为接箍端面的厚度,p 为台肩单位面积上所受的推力,p 与p的关系见式(36).图8(b)为套管柱外壁受台肩挤压产生的局部围压分布情况,其中q代表任意点的围压.图8(c)为半无穷大平面受(2t p )边界力作用的计算图,在不计套管变形及摩擦力影响的前提下,套管所受的围压q 可以按照图8(c)中半无穷大平面对称面上的压力进行近似计算.按照弹性力学原理[3]应有q=p(2 -sin2 ) (02)(61)其中 为计算点的定位角度.按照式(61)算出的q 曲线(标在图8(b)中)具有明显的局部性,有实际意义的围压作用范围不会超过3t ,在177.8mm套管上约为3cm.既然这种围压的作用范围很小,可以62石油大学学报(自然科学版) 1997年6月图8 水泥环台肩的内侧面挤压套管柱外壁的局部围压近似计算将它当做一圈线载荷处理,便于计算围压作用部位套管的局部变形和局部应力.线载荷沿环向单位长度的作用力Q 0应由q 沿套管轴向的积分求得,注意到Z =t ctan 时应有Q 0=0q d Z =p t/2(sin2 -2H )csc 2H dH )=2pctc P[H ctan H ]0P /2(62)利用ctan H 的展开式ctanH =1H -2H E ]k=11k 2P 2-H2(63)代入式(62)可得Q 0=2p ctc P T p5D(64)考虑到管壁径向柔性会降低Q 0的影响,实际作用到套管外壁的线载荷应比Q 0低,设该值为Q ,计算式为Q =F Q 0=F p (5D)-1(65)其中F 为管壁柔性影响系数.设套管外侧受线载荷作用的刚度为k c ,水泥环内侧受线载荷作用的刚度为k r ,则F 按弹性力学近似关系可取为F =k ck c +k r=1+0.247(1-L 2)Ec (1-Lc 2)K 3t 3E-1(66)其中K 为套管的结构参数,其计算式为K =12(1-L 2)D 2t 21/4(67)当E =1.863@105M P a,E c =0.147@105M Pa ,L =0.3,Lc =0.12,D =17.78cm,t =1.036cm 时,K =0.4236cm -1,F =0.81.套管受线载荷Q 作用后产生缩颈变形,管壁出现局部弯曲,引起相当大的局部应力.由柱壳理论[9]的有关公式可以算出这些缩颈变形和局部应力的大小.参看图9,设w m a x 代表最大的缩颈变形;(E H )0代表管壁中面的环向压应变;(R H)0代表沿壁厚均匀分布的环向压缩应力;R 1max 代表沿壁厚最大的轴向弯曲应力值;R 2m ax 代表沿壁厚最大的环向弯曲应力值.按照薄壁柱壳理论可得w 1max =3(1-L 2)Q 2K 3t 3E=3(1-L 2)F p 10K 3t 3DE (68)(E H )0=2w m ax D =3(1-L 2)F p5K 3t 3D 2E (69)(R H )0=2Ew max D =3(1-L 2)F p5K 3t 3D2(70)R 1max =3Q 2K t 2=3F p10K t 2D (71)R 2max =3L Q 2K t 2=3LF p10K t 2D (72)图9 套管的局部变形和局部应力设套管柱D =17.78cm,t =1.036cm,封隔器以下升温值T 1=300e ,封隔器以上升温值T 2=150e ,台肩弹簧系数K =65.4@103kN/cm.按无摩擦情况考虑,台肩阻力p =1984kN,且已知F =0.81,按式(68~72)进行计算可得w 1max =0.0158cm ,(E H )0=0.00176,(R H )0=328.8M Pa,R 1max =596.9MPa,R 2max =179.6MPa.如果台肩软到K =6.54@103kN/cm,且有摩擦阻力f =0.75kN/cm,则上述局部应力可以下降约50%.7 注蒸汽热采井套管柱损坏机理采用套管接箍的水泥环台肩啮合的模型,深入分析了套管发生在封隔器附近的原因.此处不但具有管体热胀应力,同时还具有缩颈变形引起的局部应力,两者相加构成套管柱上最危险的应力.危险点的位置按照图9所示应在缩颈变形处套管的外皮.危险点的综合轴向应力和综合环向应力均为压缩应力,设以(R z )E 和(R H )E 表示,假设注蒸汽井封隔器以下套管柱的升温值为T ,封隔器以上套管柱的升温值为(T /2),则(R z )E 和(R H )E 的计算式为#63#第21卷 第3期 崔孝秉等:注蒸汽热采井套管损坏机理研究(R z)E=(1+L)+(1+Lc)EEc形和tR(1-L2)+(1+Lc)EEcQ]t R(c EAT 2/2+3F p10K t2D(73)(R H)E=(1+L)(1-L2)+(1+L c)E EctRkEAT2+3(1-L2) 5K3t3D21+LK2tD2(1-L2)低F p(74)设D=2R=17.78cm,t=1.036cm,T=300 e,E=1.863@105M Pa,L=0.3,Ec=0.147@105 M Pa,L c=0.12,A=12@10-6(e)-1.对于f=0及f=1kN/cm时的(R z)E和(R H)E进行了计算,所得结果如下:f=0时:(R z)E=982.8MPa(R H)E=677.3M Paf=1kN/cm时:(R z)E=881.2MPa(R H)E=590.9M Pa这两种情况的应力都比油层部位最大热胀应力772MPa大.显然,在封隔器附近发生套损的可能性应比在油层部位发生套损的可能性大.由于缩颈变形发生在紧靠接箍端面的套管螺纹端,能降低螺纹连接的密封性和抗滑脱性,如果缩颈产生的塑性变形过大,在热采井吐液降温过程中,套管螺纹端就易于拉脱,或者发生断裂.即使不脱不断,也难免引起漏汽漏液,使该处环境恶化.由此可见,该局部应力应该算是一种恶性局部应力.8结论(1)分析注蒸汽热采井套管柱的热应力时,必须采用具有接箍凸台的圆柱力学模型,并考虑环空水泥环及围岩对套管柱热胀的弹性约束和摩擦约束.(2)如果注蒸汽热采井采用隔热管和封隔器的注汽工艺,则首次注汽时套管柱的轴向热胀位移只在靠近井口和靠近封隔器的部位比较显著,其它部位都很小,基本上处于轴向锚死状态.(3)注蒸汽热采井套管柱靠近封隔器的接箍,对水泥环台肩有很大的推力,水泥环台肩通过波桑效应挤压套管柱,会使套管柱产生局部缩颈变形.(4)水泥环台肩受到的热胀推力,其大小主要与其上、下套管的温差、水泥及围岩的刚度、水泥环第一界面的胶结强度及汽液窜流等因素有关.(5)注蒸汽热采井套管损坏的位置多数集中于油藏盖层内封隔器附近,其原因是那里存在缩颈变形引起的恶性局部应力.(6)设法控制封隔器附近套管柱上的恶性局部应力可以延长注蒸汽热采井套管柱使用寿命.参考文献1Willhite G P,et al.Design Criteria fo r Completion of Steam Injection Wells.JPT,Januar y1967,15~212Holliday G H.Calculation o f Allowable M ax imum Casing T emperatur e to Prevent T ension F ailur es in T hermal Wells.ASM E Paper,19693 [美]P.D.怀特等.热采方法.北京:石油工业出版社,19884李葆青等.基础固井地锚提拉套管预应力技术.石油钻采工程,1990,(4)5 吴疆等.热采井套管预应力固井法的探讨.石油钻采工艺,1985,(3)6张允真等.注蒸汽井的温度场及其套管的热应力.石油钻采工艺,1992,(4)7徐芝纶.弹性力学(上册).北京:人民教育出版社,19808李克向.钻井手册(甲方).北京:石油工业出版社,19909杨耀乾.薄壳理论.北京:中国铁道出版社,1984(责任编辑叶秋敏)#64#石油大学学报(自然科学版)1997年6月Liao X inw ei,male,w as bor n in 1967.He received MS degr ee f r om the Univer sity o fPetroleum in 1992.Now he is a lecturer and works on reser voir engineering at the Dep artment of Petroleum E ngineering in the University of Petroleum ,Beij ing ,China (Post code:102200).X u Yanling ,L iu Meng /COM PUTER AIDED DESIG N OF PLANE V IEW DRAW ING AND W OODEN MODEL DRAW ING OF CENTRIFUG AL PUM P VANE W HEEL/1997,21(3):50~52Abstr act T his paper established analytic equations of coordinates on plane v iew draw ing and wooden model draw ing of centrifug al pump vane wheel w ith the method of numerical calculation.On the basis of calculating e -quation,a computer aided design (CAD)program was compiled.T he CAD program can provide a calculating method for optim ization desig n of vane.It can be used not only to the improvement of old pump vane or the de -sign of a new vane,but also to the analysis of vane grid flow field as a subroutine program.The desig n quality and efficiency of plane view drawing and w ooden model draw ing of centrifug al pump vane w heel w ill be im -proved greatly.Subject wor ds Centrifug al pump;Impeller;Plane figure;Computer aided designAbout the f irst author Xu Yanling,f emale,w as born in 1964.She graduated f rom East China Petroleum I nstitute in 1984,and held MS degree f rom the University of Petroleum in 1991.N ow as a lecturer she w orks on dr illing and p r oduction machine at the Dep ar tm ent of Mechanical Engineering in the University o f Petr oleum ,Dongying,China (Post code:257062).L i Qingp ing,X ue Dunsong/PHA SE SEPARATION INSIDE A ROTODYNAM IC MULTIPHASE PUMP/1997,21(3):53~56Abstr act The stability of the motion of g as bubbles in impellers of rotodynamic multiphase pumps are discussed on the basis of Weber -number,and the effects of dispersion or coalescence of the g as bubbles is described.T he phase separation is studied with the analysis of the forces acting on fluid particles and g as particles in impellers.In the case of a multiphase flow in the pump impeller,the liquid carried phase w ill exert its pressure field on the bubbles w ith gas bubbles form ing the dispersed phase and liquid as carried phase.T his w ill results in a relative g as bubble motion w hich cause the bubbles to disperse or coalesce.The coalescence w ill result in the phase sepa -ration,w hich is related to the rotation characteristics,such as angular velocity,curvature of im pellers.Subject wor ds Pump;Phase separation;Lam inar flow ;Fluid flowAbout the f irst author Li Qingp ing ,f emale,w as bor n in 1969.S he gr aduated f rom Xican J iaotong Uni -versity in 1991,and obtained MS degree in 1994.Now she is studing f or doctor degree and engaged in the r e -search of f low perf ormance inside a m ultip hase p ump at the Dep ar tment of M echnical Engineer ing in the Uni -versity of Petr oleum ,Beij ing,China (Post code:102200).Cui X iaobing,Cao L ing ,Zhang Hong ,Xu Yubing,et al /NEW DEVELOPMENT OF THE STUDY ON CASING FAILURE MECHANISM FOR THE PRODUCTION WEL LS STIMULATED W ITH STEAM INJEC -TION/1997,21(3):57~64Abstr act An approximate theoretical analysis of axisymetrically thermal stresses of the casing string during steam injection period is g iven w ith consideration of reaction forces produced by the annulus cement sheet.Near -by the thermal packer close to the joints of casing string,the severe local neck dow n deformations may occur in concerning w ith the thrusts given by the joints to the annulus cement shoulders when the casing string tends to extension under the height heeting temperature.A series of approximate formulas for the calculation of these thermal stresses and local neck dow n deformations are derived.The casing failure positions in steam injection#117#Vol.21 No.3Jun.1997Journal of the U niversity of Petro leum,China(Edition of Natur al Science)w ells are mainly concentrated in the cap formation of oil reservoir,which results in malignant local stresses cor -responding the local neck dow n deformations.So,the positions of casing failures should be controled by any w ay to increase the safe life of the casing string.Subject wor ds Casing string ;Casing coupling ;Casing collopse;Injection w ell;Packer;Thermal stress About the f rist author Cui X iaobing,male,w as born in 1930.H e is a p rof essor at the Dep ar tment of M e -chanical Engineering in the University of Petroleum (Beij ing).H e graduated f rom the Mechanical Engineer -ing Dep ar tment o f Tsinghua University in 1953.H e studied in Moscow A utomobil Mechanical Institute f rom 1957to 1961and w as conf ered o f candidate to doctor o f technical science.Since 1974,he has been engaged in w orking on p etr oleum mechamical engineering (Post code:100083).Yu Yongnan ,H an Zhiy ong ,L u Yongming /LATERA L BUCK LING OF DR ILL STRING IN INCL INED HOLE/1997,21(3):65~67Abstr act The expression for critical load of drill string w ith lateral buckles in inclined hole is derived w ith ener -g y method.The mechanical models are established w ith consideration of dead w eight of drill string and inclined ang le of well.The general forms of critical load are presented.The conditions for producing the hig h order crit-i cal buckles are discussed.T he critical load is the function of leng th of drill string and changes w ith deviation an -g le of borehole for the given section of a drill string.The determination of critical load of drill strill should be based on the hole conditions.Subject wor ds Drill stem;Critical load;Borehole;StabilityAbout the f irst author Yu Yongnan ,male,w as bor n in 1957.H e graduated f rom the East China Petr oleum Institute in 1982.H e is an associate p ro f essor w orking at the Dep ar tment of Mechanical Engineer -ing.H is main research ar ea is dr ill str ing mechanics (Post code:257062).Shu H engmu ,L uo Wenli/L ARGE DEFORMA TION A NAL YSIS ON RUBBER CORE OF SELF -SEA LING WEL L TOOL/1997,21(3):68~72Abstr act This paper discusses the analysis method and theoretical basis of finite element on hyperelasticity ma -terial.The M ooney material coefficent of nitrile rubber is measured.A large deformation of rubber core in sel-f sealing well tool is analy zed.The deformation and stress under various w ork conditions are obtained.The influ -ences of dimension of rubber core on seal capacity are studied.The sealing force can be improved by increase of w all thickness and decrease of dimension of rubber core.The dimension of rubber core should be slig ht sm aller than that of drill string.T he thickness can be determined w ith cousideration of stability of rubber core.Subject wor ds Finite element method;Rubber m aterial;Hyperelasticity;Larger deformationAbout the f ir st author Shu H engm u,male,w as born in 1957.H e graduated f r om the University o f Petr oleum w ith BS degree in 1982.H e engaged in advanced studies in EN SMA of French.Now ,he is an as -sociate p r o f essor and w orks on undergroud engineer ing mechanics o f oil and gas f ield at the Dep ar tment o f Mechenical Engineer ing in the Univer sity of Petroleum ,China (Post code:257062).L iu Zhongliang ,Shi M ingheng ,Dai Guosheng/EXPERM ENTAL INVESTIGATION ON THE EFFECTS OF SOL ID PARTICL ES ON SCA LING PROCESS AT A POOL BOIL ING SUR F A CE/1997,21(3):73~76Abstr act This paper reports the results of an experim ental study on the influence of solid particles on the sca-l ing process of boiling saturated CaSO 4w ater solution.T he heating surface material is copper,the solid particles are glass beads of 0.5~1.0mm in diameter.The results show that introducing solid particles into CaSO 4solu -tion to enhance bo iling heat transfer is not alw ays effective and can cause a faster scaling on flat heating surfaces.#118#Journal of the U niversity of Petroleum,China (Edition o f N atural Science)Vol.21 No.3Jun.1997。
热采井温度对套管性能的影响及预应力值计算方法
ｔ ｒ ｆ ｔ ａｓｎｇ ｐｒ ｐｅ ｔ ｌ ｓ ｉ ｓ ｕｓ ｅ ｕ ｅ Ｏ ｈｅ ｃ ｉ ｏ ｒ ｙｖａ ｕｅ ｓ ｄｉｃ ｓ ｄ．Ａ ｅ ｒ ｓ ｉ ｏ ｒ ｇ ｅ ｓｏｎ ｍ ｄｅｌｉ ｔ ｂｌｓ ｄ ｆ ｒｔ ｓｅｓａ ｉ ｈｅ ｏ ｈｅ ｅｍｐｉｉ ａ ｏ ｒ ｌ ｔｏ ｆ ｒｃ ｌｃ ｒ ｅ ａ ｉ ｎｓｏ
，
ａ ｅ ｔ ｎ ｋｅ ｓ ｕｅ ｒ ｍ ｐｈａ ｉｅｄ ｆ ｈｅ ｓ ｉ ｎｄ ｃ ｒａｉ ｙ ｉｓ ｓ ａ ｅ ｅ ｓ ｚ ｏｒｔ ａ ｄ ｄｅｓｇ ｉｎ．Ｔａｋｅ ｉ ｔ ｃ ｕｎｔｔ ｅ ｆ ｔｏ ｅ ｐｅ ａｔ ｒ ｆ ｃ ｉ ｎ ｏ ａ ｃｏ ｈｅ ｆｅｃ ｆｔ ｍ ｒ ｕ ｅ Ｏ ａｓｎｇ ｐｒ ｐｅ ｔ ｖ ｌ ｓ ｘａ ｐｌ ａ ｃｕ ａ ｉ ｎ ｏ ｈｅ ｐｒ ｔ ｎｓ ｏ ｏ ｈｅ ｔ ｒ ａ ｌ ａｓｎｇ ａ ｅ ｍ ａ ｏ ｒｙ ａ ｕｅ ，ｅ ｍ ｅｓｏｆｃ ｌ ｌ ｔｏ ｆ ｔ ｅ ｅ ｉ ｎ ｆ ｒ ｔ ｈｅ ｍ ｌｗｅ ｌｃ ｉ ｒ ｄｅ ｐｒ ｉ ｎｇ ｖ ｌ ｏｖ ｄｉ ａ ｕ—
，
ａ ｅｉ ｏ ｍ ａ ｉ ｎ ｔ ａｓｎｇ ｓ ｒｎ ｓ ｇ ｒ ． ｂｌ ｎｆ ｒ ｔｏ ｏ ｃ ｉ ｔｉ ｇ ｄｅ ｉ ｎｅ ｓ
Ｋｅ ｙ ｗｏｒ ｓ ｄ ：Ｃａ ｉ ｇ；Ｔ ｒ ｌ ｌ ； Ｐ ｅ ｅ ｓｏ ｓｎ ｈｅ ｍａ ｌ ｗｅ ｒ ｔ ｎ ｉ ｎ；Ｔ ｅ ｍａ ｔｅ ｓ ｈ ｒ ｌ ｒｓ ｓ
０前
言
如果 再考 虑材料 温度效 应 ，残余 应力高 出 ２．％ ０２ 不 同钢 级套 管 均 有一 个 屈服 强 度最 低保 证 值 ，
按 照 Ａ Ｉ 准 ， 目前 部 分 热 采井 所 使 用 的 Ｔ ９ Ｈ Ｐ标 Ｐ０
应用有限元分析法分析热采井套管柱应力
文献标 志码
Ａ
稠 油 热 采 开 发 加 剧 了 油 井 套 管 损 坏 。为 保 护 套管 ， 降低 热 采 井 区 套 损 率 ， 钻 井 开 发 中需 研 究 在
配套 完井 工艺 ， 中对套 管 管柱 应 力 分 析 是 十分 必 其 要 的环 节 。管 体 的载 荷 及 注 蒸 汽 施 工 过 程 中 的热 胀冷 缩构 成套 管柱 上 最 危 险 的应 力 ， 中综 合 轴 向 其 应力 和综 合 环 向 应 力 均 为 压缩 应 力 。 如 果 缩 颈 产
高单元 的精 度 ， 四节 点 矩 形 单 元 的每 边 中点各 增 在
加一 个 节 点 ， 就 构 成 了八 节 点 矩 形 单 元 ， 图 ３ 这 如
所示。
８点 上 的值 为零 。所 以， 函数 Ⅳ 可 以表示 为 形
Ｎ１＝Ａ（ ） １一 ） ＋叼 ＋１ 。 １一 （ （ ）
（ ） 考 虑 套 管 与 封 隔 器 的 接 触 应 力 和 密 封 ３不
问题 ；
（） ４ 在任 意井 深处 ， 管 、 泥 环 和 地层 处 于 平 套 水
面应 变 状态 。
和 ３ 。 约 束 环 向位 移 。外 载 荷 为 ： 管 内壁施 加 ０处 套 内压 ， 始 轴 向 力 、 应 力 作 为 初 始 应 力 叠 加 到 计 初 预
断 ， 难 免引起 漏 汽漏 液 ， 该处 环境 恶化 Ｊ 也 使 。
１ 热采井套管柱 力学模 型
热采 井套 管柱 力学 分析 作如 下假设 ｊ ： （） １ 固井质量 良好 ， 管 、 泥环 和 地层 紧密 结 套 水 合在 一起 ， 形成 一个 组合 的弹性体 ； （ ） 管 、 泥 环 为 均 匀 理 想 圆 筒 ， 与 井 眼 ２套 水 且
弹塑性分析的概要和执行
弹塑性分析的概要和执行
(1)概要
应力在它的值达到材料的屈服点以前，与载荷存在比例关系，载荷除去的话就回到原来的形状(初应力状态)。
这期间称为处在线弹性应力状态。
构件变形继续进行，应力一过屈服点，就成为塑性状态，即使除去载荷它的形状也不能完全回到原来的样子。
请考虑一下弯曲一根铁丝的情况。
如果很少的变形的话它可以回到原来的形状，而用力弯曲的话，在弯曲了的部分附近变成塑性状态，由此时的形状不能恢复到原来的样子。
有关拉伸试验的材料的行为，显示在图 1 中。
[图 1 拉伸试验和应力一应变关系]
与线性应力分析是在弹性范围内的分析相对，弹塑性分析则是超过材料的弹性范围的领域内的现象的分析。
弹塑性分析对分析棒和板的塑性变形，塑料成型和锻造，试验棒的拉断等等的场合是必要的。
一般进行机械结构设计时，应力设计在弹性范围内。
受到载荷的状态，应力是不是落在弹性范围内的验证，可用弹性应力分析。
但是，象求机械结构的载荷承受值那样，作考虑塑性分析的情况，就必须要用非线性有关的弹塑性分析。
(2)执行
作为输入数据所必需的项目，对于材料的物理特性必须输入应力一应变关系(也可用剪切刚度)，硬化准则，屈服条件和屈服点。
在非线性分析中，不是一下子就加上达到目的所在的全部载荷，为了使载荷慢慢地增加，必须输入载荷的增量值(也称为时间增量)。
另外在加多个载荷时，要设置加这些载荷的顺序。
和线性的应力分析相同，可使应力、位移、应变输出，在塑性区域内屈服应力则成最大应力。
作为评价的项目，有载荷和位移的关系(P-δ关系)、载荷和应变的关系、屈服区域的扩展、变形、应变的进展等等。
热采井套管柱力学分析_李子丰
第15卷第2期1998年5月工 程 力 学ENG IN EERI NG M ECHAN ICSVol.15N o.2M ay. 1998热采井套管柱力学分析 李子丰(大庆石油学院,大庆151400)马兴瑞(中国空间技术研究院,北京100081)黄文虎(哈尔滨工业大学,哈尔滨150001)吴德华 黄跃芳 芮松云(辽河油田钻采工艺研究院,辽宁124010) 提 要 本文结合固井和热采过程,分析了套管柱在井内的受力状态,导出了注汽和采油过程中套管柱内各种应力的计算公式,给出了套管柱强度校核方法和应用实例。
关键词 套管,热采,力学分析,强度一、前 言 注蒸汽采油是开采稠油时应用最广泛、效益较高的方法之一。
辽河油田和胜利油田的许多油井采用这种生产方式。
影响注蒸汽采油效益至关重要的因素是高温在油井套管柱内产生的热应力,此应力可能使套管产生屈服变形或断裂。
尤其是水平井,在套管内难以施加预拉应力,并且还有弯曲应力存在,套管破坏的可能性更大[1～4]。
笔者在文献5中结合固井和热采过程,建立了井筒和地层温度场计算模型,分析了注汽管柱在井内的受力状态,导出了注汽和采油过程中注汽管柱内各种应力的计算公式,给出了注汽管柱强度校核方法和应用实例。
本文分析了热采过程中套管柱在井内的受力状态,导出了注汽和采油过程中套管柱内各种应力的计算公式,给出了套管柱强度校核方法和应用实例。
本文系“八五”国家重点科技攻关项目“水平井采油技术”、“九五”国家重点科技攻关项目“侧钻水平井钻采成套技术”和中国石油天然气总公司资助项目“油气井杆管柱动静态力学分析的综合数学模型”的部分研究成果。
本文收稿日期:1996年10月二、套管柱在井下的受力状态和基本假设 套管在油井生产过程中,受到如下力的作用: (1)内压力 内压力指的是套管内流体作用在套管内壁上的压强,可由地面套压和流体静压强公式计算。
(2)地层和水泥石自重对套管的外挤力 该力是指水泥石凝固后,水泥石与套管的作用力。
套管柱和注汽管柱热弹性力学分析
６ ３
４ 弯 曲应 力 由于 井 眼 存 在 一 定 的 曲 率 ， 套 管 就 位 后 ， 要 产 生 与 井 眼 一 致 的 弯 曲 ， ． 当 也 在
套 管 内 产生 弯 曲应 力 。
５ 热应 力 在 注 汽开 采过 程 中 ， 层 和 套 管 的 温 度 变 化 产 生 的 应 力 。 ． 地 ＝ 、 本假 设 基 １ 套管 的半 径 相 对 于 井 眼 曲率 半 径 很 小 ； ． ２ 套 管 和 地 层 岩 石 的 材料 都 是 线 性 弹 性 、 匀 、 向同性 的 ， 在小 变 形 范 围 内 ； ． 均 各 并 ３ 套管 和 地 层 岩 石 的线 膨 胀 系数 是 常 数 ； ． ４ 注 汽 时 套 管 和 地 层 处于 平 面 应 变 状 态 ， 水 泥 时套 管 处 于 平 面应 力状 态 ； ． 注 ５套管破坏符合密赛斯准 则。 ． 三 、 管的 载荷 和 套 管 内 的 应 力 套
（ ） 管 的 周 向 应 力 ２套
＝ ｎ＋ （６ １ ）
（ ） 管 的 轴 向 应 力 ３套
维普资讯
６ ６
石油钻采Ｉ 艺
ｄ 一 】 以２ ＋ 十
１９ ９ ５年 （ １ 第 ７卷 ） ６期 第
（ ７ １ ）
四 、 管 的强 度 校 核 套 如 果 对 于 所 有 的 ｒ ｔ 都 满足 、、 ，
则套 管 处于 安 全 状 态 。
丘 ——弹性模量 ； Ｋ — 井 眼 曲率 。 —
弯曲应力 ；
４ 套 管 和 地 层 的热 应 力 因 为地 层 和 水泥 环 的 弹 性 性 质相 近 ， 它 们 与 套 管 的 弹 性 性 质 ． 而 相 距较 远 ， 以 ， 套管 看 作 一 个 弹 性 体 ， 层 和 水 泥环 看 作 另一 个 弹 性 体 。 为套 管 的 壁 与 地 所 把 地 因
《弹塑性分析》课件
新材料和新工艺的弹塑性分析
随着新材料和新工艺的出现，对新材料和新工艺的弹塑性分析将成为未来的重要研究方向 ，包括对超弹性、粘弹性、粘塑性等方面的研究。
人工智能在弹塑性分析中的应用
人工智能技术在许多领域都取得了显著的成果，未来可以将人工智能技术应用于弹塑性分 析中，如利用机器学习算法进行模型预测和优化等。
03
建立每个单元的平衡方程，通过求解这些方程得到整个系统的
近似解。
弹塑性分析的有限元模型
材料属性
考虑材料的弹性模量、泊松比、屈服强度等 参数。
初始条件
设定模型在分析开始时的状态，如初始应变 、初始应力等。
边界条件
根据实际情况设定模型的边界条件，如固定 、自由、受压等。
载荷
根据实际情况施加适当的载荷，如集中力、 分布力等。
在建立弹塑性本构模型时，还需要考虑材料的 硬化或软化行为，以及温度、应变速率等对材 料力学行为的影响。
Hale Waihona Puke 03弹塑性分析的有限元方法
有限元方法的基本原理
离散化
01
将连续的物理系统离散成有限个小的单元，每个单元具有特定
的形状和大小。
近似解
02
用数学模型描述每个单元的行为，并使用近似解代替精确解。
平衡方程
弹塑性分析
目 录
• 弹塑性分析概述 • 弹塑性本构模型 • 弹塑性分析的有限元方法 • 弹塑性分析的实例 • 弹塑性分析的展望与挑战
01
弹塑性分析概述
弹塑性材料的定义与特性
弹塑性材料
弹性
塑性
弹塑性材料的特性
套管头结构应力分析及评价
套管头结构应力分析及评价摘要：采用有限元软件建立套管头整体有限元模型，计算套管头在不同工况条件下的应力。
得到了套管头壳体各部分及内部悬挂器的应力分布状态，依据给出的复杂应力评定标准对其进行强度评价，并计算出不同类型套管头的极限悬挂载荷，为套管头安全可靠的工作提供了技术保证。
结果表明，套管头最终悬挂载荷取决于套管头壳体自身因素、内部悬挂器承受的极限重量和套管自身的强度等三方面的因素。
关键词：套管头；有限元；应力；强度分析套管头是套管和井口装置的重要连接件，是安装井口防喷装置的基础。
套管头连接于表层管，悬挂除表层套管以外的其它套管，承受部分或全部的套管重量，套管头还密封各层套管的环形空间，承受套管环空的压力，具有重要的使用价值。
开展了不同工况条件下套管头力学分析，并对其整体及局部的应力进行应力分析及强度评价，得到不同工况下套管头的极限悬挂载荷。
一、整体套管头力学分析模型(1)建立有限元模型。
根据套管头结构特点和载荷特性，选择整个套管头为研究对象，同时考虑壳体开孔对其应力分布的影响、悬挂器螺纹和卡瓦牙在套管重量和内部压力作用下的局部分析，以及内部悬挂器与壳体的接触非线性行为，对套管头及其内部结构进行建模，建立了图1所示的实体模型和三维空间非线性有限元模型，以及悬挂器螺纹和卡瓦牙的局部轴对称模型，见图2。
(2)计算参数。
载荷：套管头受自重、内压、螺栓预紧力、悬挂器及局部悬挂套管作用，而局部套管受到内压和悬挂载荷作用。
边界条件：悬挂器与套管头壳体接触面为接触摩擦边界，表层套管下端为位移约束。
根据固井工艺及套管头承受载荷情况，选取最危险的两种工况对套管头进行应力分析；一级坐挂＋试压35MPa和二级坐挂＋试压70MPa。
二、套管头复杂应力评价标准套管头有限元统一的应力评定标准对套管头本体及内部构件进行评定。
参照SY/5127-2002标准，对于套管头本体的应力评定应将套管头本体的材料分为标准材料和非标准材料。
热采井套管损坏机理及预防技术措施综述
热采井套管损坏机理及预防技术措施综述作者：张铎远来源：《科技资讯》 2015年第2期张铎远（中国石化胜利石油工程有限公司钻井工艺研究院山东东营 257017）摘要：据科学数据统计，我国已成为世界第四大稠油生产国。
所产石油量约占全世界总石油资源的25%～30%。
油田稠油资源量丰沛集中在个别城市地区，在我国石油产量中占有相当大的比重。
稠油主要采用热力开采的方法，可分为蒸汽吞吐开采、蒸汽驱开采和蒸汽辅助重力驱等，受高温影响，热采井的套损现象十分突出。
该文详细介绍了稠油热采井套管损坏的原因以及预防套管损坏的技术措施，为稠油开采提供技术指导。
关键词：稠油蒸汽吞吐蒸汽驱套损中图分类号：TE345文献标识码：A文章编号：1672-3791（2015）01（b）-0070-011 热采井套管损坏原因分析破坏性因素导致套管损坏，这些因素既是源于材质内部结构的原因，同时也受物理上力学因素的影响。
相对于注蒸汽热稠油井的开采来说，损坏原因更为复杂，其特殊性在于承受注蒸汽引起的热能未及时处理问题，如高热现象状态下致使套管损坏、热能产生的蒸汽吞吐过程中形成的残余物理因素、高热现象状态下致使水泥环滑脱、过量开采油层导致出砂损耗过大等都有可能导致套管损坏。
归结起来主要有以下几个方面。
1.1 井区稠油开采引起的高温变化是套管损毁的主要原因大部分地质矿藏研究者认为高温作用是导致套管工作效能下降并且使用寿命减少的重要因素之一。
如果没有在油层段上端采用有效的热处理及隔热防辐射装置，或者让封隔器失效高温蒸汽直接与套管柱相接触，那么在处于高温状态时，套管工作效能会降低，导致抵抗外载的功能也减弱甚至失常。
据科学数据统计，以N80套管为例，当它在高温变化巨大的情况下，抵御外载的工作效能会减弱18%，弹性模量减弱约38%，抗拉强度降低7%[1]。
1.2 稠油油井存在的问题大部分稠油油井都存在出砂的问题。
在矿工挖掘油井时，油层极易出砂。
四处飞溅的岩砂粉末飞入稠油井内，致使这一阶段的砂层所覆盖的套管处于亏空状态，情况相当危险。
双管热采井口的有限元应力分析及结构优化
刘 清友
西 南石 油 学 院机 电学 院
摘 要 论述了新型７ 英寸鼠管热采井口主要承压部件的力学分析覆有限元计算的过程。利用Ｐ Ｏ Ｅ Ｒ — 软件对实体建立三堆模
型。 应用有限元的方法分析、 计算应力分布， 掌握其应力应变的变化规律 ， 然后综合 分析 计算结果与 实测值 。 对谊 井口的蛄构设计提
大四通结构为前后 、 左右对称的结构 ， 依据模型 简化理论 ， 取结构整体 的 １８ ／ 作为计算对象 。本研究
在计 算 中采 用精度 较 高 的空间 四 面体十 节点单元 ， 根
械设计 自动化软件（ｒ Ｅ 中的结构优化模块对这几 Ｐｏ ） ／
据有限元网格划 分原则 ， 应用 ＰｏＥ分析软件， ｒ ／ 自动 把估计应力梯度大的部位 ， 如孔壁 、 倒角 、 相贯线等处
２１基本原理 ．
有 限元 法 的基 本 原 理就 是分 段 逼 近 ，简 言之 。 就 是在 解决 复 杂 问题 时 ，对所 感兴 趣 的区域 进行 细 分 ，
序无需做特别的修改。
优化设计（ ｐ ｍ ｌＤ ｓ ｎ 是以电子计算机为工 Ｏ ｔ ａ ｅｉ ） ｉ ｇ
具、寻求最优设计参数和结构的现代设计方法之一 ， 为工程设计提供 了一种重要的科学设计方法。 采用优
出了改 进 和 完善 的 方案 ， 为产 品的设 计研 发提 供 了科 学的 理 论依 据 。
主题 词 双 管井 口 建模
有 限元
优 化
１ 前言
新疆石油管理局采油工艺研究 院在研制开发新 型７ 英寸双管热采井 口过程中 ，针对 井 口的使用条 件， 在设计上应用 机械设计 自动化软件 ＰｏＥ 建立 ｒ ， ／ 了７ 英寸双管 热采井 口的主要零部件 的三维实体模 型， 根据其工作状况对主要承压部件双管壳体、 大四
基于残余应力的热采井套管安全评价分析
基于残余应力的热采井套管安全评价分析陈勇;练章华;陈若铭;宋朝晖;艾才云;钟智慧【期刊名称】《石油矿场机械》【年(卷),期】2009(038)004【摘要】针对热采井中套管接头螺纹发生漏失和滑脱现象,采用有限元数值模拟,得到井筒的温度场分布,将温度场导入到应力场中计算套管残余拉应力与吞吐周期的变化规律,并进行曲线拟合,建立了适合于蒸汽吞吐过程中套管残余应力评估的关系式;结合套管的剩余强度和极限剩余强度对套管进行了安全评价.该研究结果为建立合理的热采井套管损坏预防措施提供了理论依据.【总页数】4页(P16-19)【作者】陈勇;练章华;陈若铭;宋朝晖;艾才云;钟智慧【作者单位】西部钻探工程有限公司,克拉玛依钻井工艺研究院,新疆,克拉玛依,834000;西南石油大学,油气藏地质及开发工程国家重点实验室,成都,610500;西部钻探工程有限公司,克拉玛依钻井工艺研究院,新疆,克拉玛依,834000;西部钻探工程有限公司,克拉玛依钻井工艺研究院,新疆,克拉玛依,834000;西部钻探工程有限公司,克拉玛依钻井工艺研究院,新疆,克拉玛依,834000;西部钻探工程有限公司,克拉玛依钻井工艺研究院,新疆,克拉玛依,834000【正文语种】中文【中图分类】TE931.2【相关文献】1.热采井循环注蒸汽套管残余应力研究 [J], 路利军;张波;冯少波;肖志高2.热采井套管残余应力计算新方法 [J], 孙凯;李黔;聂海光3.应用有限元分析法分析热采井套管柱应力 [J], 高立峰;费明;刘雅红4.基于应变数值分析的稠油热采井套管优选 [J], 王建军;杨尚谕;纪海涛;韩礼红;田志华;王航5.基于应变数值分析的稠油热采井套管优选 [J], 王建军;杨尚谕;纪海涛;韩礼红;田志华;王航;因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
基于应变的热采井套管设计方法
基于应变的热采井套管设计方法韩来聚;贾江鸿;闫振来【摘要】提出基于应变的热采井套管设计方法,确定基于应变的设计准则,通过建立三维弹塑性有限元模型,模拟分析热采井多轮次生产过程中应力和应变变化规律,并以胜利油田A井为例进行实例设计.结果表明,该设计方法密切结合热采井“注-焖-采”生产过程,可考虑多轮次循环温度载荷对套管的损伤程度,通过计算多轮次生产条件下套管上的累积塑性应变,依据热采井生产轮次要求及应变准则,科学灵活地设计套管,可以为热采井套管柱设计提供新思路.【期刊名称】《中国石油大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2014(038)003【总页数】5页(P68-72)【关键词】稠油油藏;热采井;塑性应变;套管设计;蒸汽吞吐【作者】韩来聚;贾江鸿;闫振来【作者单位】中石化胜利石油工程有限公司钻井工艺研究院,山东东营257017;中石化胜利石油工程有限公司钻井工艺研究院,山东东营257017;中石化胜利石油工程有限公司钻井工艺研究院,山东东营257017【正文语种】中文【中图分类】TE26稠油热采井套管损坏问题在世界范围内都特别突出，有的套损高发区套损率甚至超过30%，严重制约着稠油油藏的高效开发。
目前在套管柱设计方面都是采用应力准则进行设计，主要有安全系数法及屈服强度校核方法。
安全系数法主要是考虑完井过程中套管设计［1］，不能考虑后期高温载荷对套管的影响;屈服强度校核方法虽然能考虑后期高温载荷［2］，然而在稠油热采井注蒸汽生产过程中，高温蒸汽、地层出砂沉降等原因导致作用在套管上的应力有可能在第一轮次就已经超出套管屈服强度，产生永久塑性变形［3-4］，采用该方法往往无法找到满足要求的套管，同时该方法无法考虑多轮次循环温度载荷对套管强度等性能的影响，因此应力设计方法无法满足热采井设计要求。
笔者结合蒸汽吞吐热采井生产过程，提出基于应变的热采井套管柱设计方法，确定基于应变的设计准则，并进行实例分析，为热采井套管设计提供新思路。
稠油热采井射孔孔眼应力分析及影响因素
稠油热采井射孔孔眼应力分析及影响因素
梁疆岭;杨洪;苏宏益;林铁军;赵朝阳;但晗
【期刊名称】《特种油气藏》
【年(卷),期】2024(31)1
【摘要】针对稠油热采井生产过程中,射孔井段套管频繁出现损伤断裂的问题,基于弹塑性和热力学理论,采用有限元方法建立注汽—焖井—生产过程射孔套管有限元热力学耦合模型,对各阶段射孔套管应力分布特征进行研究,并开展不同射孔参数下射孔套管强度影响规律分析。
研究表明:生产过程中射孔孔眼位置出现明显应力集中现象,在温差及内外压差等共同作用下,注采前期套管应力最大可达498.16 MPa,并逐渐产生塑性失效现象,当注采作业完成时,套管塑性失效现象最严重;随着射孔相位角增大,射孔密度对Mises应力值的影响逐渐减小,而套管孔眼最大应力与射孔相位角成反比关系。
该研究对延长稠油热采井射孔套管使用年限和保障正常生产作业具有十分重要的意义。
【总页数】7页(P152-158)
【作者】梁疆岭;杨洪;苏宏益;林铁军;赵朝阳;但晗
【作者单位】中国石油新疆油田分公司;西南石油大学油气藏地质及开发工程全国重点实验室
【正文语种】中文
【中图分类】TE357
【相关文献】
1.稠油热采井机采系统效率影响因素及应对措施
2.稠油热采井机采系统效率影响因素分析
3.稠油热采井机采效率影响因素分析与技术对策．
4.射孔参数对热采井套管抗热应力能力影响分析
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热采井套管应力的弹塑性分析
我国稠油资源是油气资源的重要组成部分,在总资源中的比例达到20%-25%。
稠油有多种开采方式,其中以蒸汽驱、蒸汽吞吐和火烧油层三种方法为主,我国一般以蒸汽吞吐方法为主。
稠油开采中套管损坏现象时常发生,影响稠油开采进程,对油田经济造成严
重影响。
在稠油的开采过程中注入高温高压蒸汽,套管产生热应力,多个生产周期循环作用,套管冷热交替还可能产生残余应力,加快套管的破坏程度。
为了更好的优化稠油井的井筒结构、高效安全的进行稠油活动,准确预测稠油开采过程中井筒内温度场和热载荷的分布,分析每个生产周期内套管的应力分布是具有重要意义的。
本文针对热采井套管每个生产周期内的工况,对热采井套管进行了以下几方面分析:在分析热采井采油方式和其井筒结构基本特点的基础上,以热采井井筒-地层危险段为研究对象,分析了一个生产周期内的耦合温度场,并建立温度场的非稳态数学模型;得到套管、水泥环及地层三者的温升函数,分析了稠油热采井内套管、水泥环及地层在整个生产周期内的温度变化。
在热弹性力学和均匀内外压作用的厚壁筒理论的基础上,建立了井筒-地层
耦合应力场的力学模型,在弹性条件下分析了套管、水泥环及地层的应力情况,
并计算出三者的应力和位移表达式;根据某油田热采井的常规参数,分析出单个
生产周期内三种不同钢级套管的应力分布及屈服情况。
在屈雷斯卡屈服条件的基础上,建立了井筒-地层耦合应力场弹塑性力学模型,分别推导了套管、水泥环弹性区及塑性区应力及位移的分布公式;根据套管、水泥环、地层三者紧密接触,
满足位移协调方程,得到套管-水泥环-地层系统的接触压力及屈服半径,并求得
一个生产周期后套管、水泥环发生的不可恢复塑性变形,重复计算得到套管的安
全生产周期。
运用VB编程软件编写了套管-水泥环-地层系统弹性及弹塑性应力分析软件,并结合某油田热采常规参数计算了三种钢级套管的生产周期。