摘 要:某井?１７７．８mm 偏梯形螺紋接頭套管發(fā)生脫扣事故,通過(guò)分析下套管、固井注水泥及 鉆塞過(guò)程和井下返出的套管殘片的理化檢驗(yàn)結(jié)果找出了套管脫扣的原因.結(jié)果表明:該套管接箍 工廠上扣端脫扣發(fā)生于固井水泥凝固期間;造斜井段全角變化率過(guò)大、井眼不規(guī)則、套管引鞋下面 沒(méi)有預(yù)留口袋使得套管承受異常載荷出現(xiàn)松動(dòng),最終發(fā)生脫扣失效.

關(guān)鍵詞:固井;套管;脫扣;全角變化率

中圖分類(lèi)號(hào):TE９３１ 文獻(xiàn)標(biāo)志碼:B 文章編號(hào):１００１Ｇ４０１２(２０２０)０２Ｇ００６１Ｇ０３

某井采用扭矩儀下套管,現(xiàn)場(chǎng)端接頭上扣使用 的螺紋脂型號(hào)為 TOPＧ１７０４,摩擦因數(shù)為１．０８,上扣 控制的最佳扭矩為１６０００N??m,上扣扭矩曲線正 常.套管工 廠 端 接 頭 上 扣 采 用 的 螺 紋 脂 型 號(hào) 為 BESTOLIFEＧ２０００,摩擦因數(shù)為０．９,最佳控制扭矩 為１２０００N??m.該井三開(kāi)鉆進(jìn)至７７６４m 處完鉆后 出現(xiàn)了?１７７．８mm 偏梯形螺紋接頭套管脫扣現(xiàn)象. 為查明套管脫扣的原因,筆者對(duì)施工情況進(jìn)行了梳 理,并對(duì)失效套管進(jìn)行了檢驗(yàn)和分析.

１ 施工概況

該井在下尾管之前的通井過(guò)程中多次在造斜井 段遇阻,井眼軌跡見(jiàn)圖１,具體施工情況為:２０１７年 １２月３１日開(kāi)始下長(zhǎng)度為１７７．８０mm 的尾管,下套 管期間灌漿量、返出量與下入套管體積相符.下尾 管至井深７４２４．６m(井斜７５°)開(kāi)始遇阻,下入過(guò)程 共遇阻１１次,遇阻期間懸重最小變化量為２２９kN, 最大變化量為１８０４kN.２０１８年１月３日正常下 尾管至井深 ７７６４ m.下完套 管 循 環(huán) 期 間 發(fā) 生 漏 失,密 度 為 １．２６g??cm－３ 的 鉆 井 液 累 計(jì) 循 環(huán) 漏 失 ７８．５m３.固 井 注 密 度 為１．９０g??cm－３ 的 水 泥 漿２０m３后出口失返,固井注水泥期間累計(jì)漏失固井 流體１３５m３,替漿到量未碰壓.固井期間最大泵壓 為２８MPa,排量為０．８~１．２m３??min－１,共注入水泥 漿等液體１０４m３,替漿５３．５m３,固井注水泥期間未 發(fā)現(xiàn)套管脫扣的異常情況.２０１８年１月１０日采用 １５２．４０mm HJ５１７G 三牙輪鉆塞至７４２３．４０ m,扭 矩從４．１kN??m增加至１７．８kN??m,上提鉆具懸質(zhì)量 ２１８t.改變參數(shù)后鉆塞無(wú)明顯進(jìn)尺,循環(huán)起鉆,隨 后井下返出套管外螺紋殘片(圖２),可見(jiàn)套管接頭 工廠上扣端脫扣.

２ 理化檢驗(yàn)

該批套管理化檢驗(yàn)分析結(jié)果表明:套管的化學(xué) 成分符合用戶(hù)要求;套管的屈服強(qiáng)度為８０９MPa,抗 拉強(qiáng) 度 為 ９２７ MPa,斷 后 伸 長(zhǎng) 率 為 ２５％,硬 度 為 ２５．７~２８．３HRC,－１０ ℃沖擊吸收能量為１５３J,其 力學(xué)性能符合用戶(hù)要求;套管晶粒度為８．０級(jí),顯微 組織為回火索氏體.該批套管到貨商檢時(shí)未發(fā)現(xiàn)質(zhì) 量問(wèn)題.

３ 套管脫扣失效分析

３．１ 套管失效位置

依據(jù)鉆塞遇阻之后井下返出的套管外螺紋殘片 判斷,套管工廠上扣端接頭脫扣.鉆塞鉆頭首次遇阻位置井深為７４２３．４０m,這說(shuō)明鉆頭在該井深位 置與工廠端發(fā)生脫扣的外螺紋接頭發(fā)生異常摩擦干 涉,但由于測(cè)井遇阻,沒(méi)有檢測(cè)到套管損壞位置.通 過(guò)對(duì)套管失效位置的鉆塞深度、下套管深度和測(cè)井 深度的分析,認(rèn)為３６號(hào)接箍工廠上扣端脫扣.

３．２ 套管脫扣時(shí)間

該井２０１８年１月３日下尾管作業(yè)正常,說(shuō)明在 下套管過(guò)程中套管沒(méi)有脫扣.

１月３日晚固井作業(yè)完成,固井注水泥期間未 發(fā)現(xiàn)套管脫扣的異常情況.

１月１０ 日該井鉆水泥塞在井深７４２３．４０m位 置鉆到套管接頭工廠端脫扣的外螺紋接頭遇阻.這 說(shuō)明在固井注水泥后、鉆水泥塞之前的水泥凝固期 間套管發(fā)生脫扣.

３．３ 套管脫扣原因分析

３．３．１ 鉆塞鉆頭對(duì)套管脫扣的影響

鉆塞鉆頭尺寸偏大容易磨損套管.該井鉆水泥 塞采用?１５２．４０mm 的牙輪鉆頭,１１０BC套管內(nèi)徑 為１５７．０８mm,通徑為１５３．９０mm,鉆頭外徑比套管 內(nèi)徑小４．６８mm,比套管通徑小１．５０mm.因此,可 以排除由于鉆頭外徑偏大將套管磨損導(dǎo)致脫扣的可 能性,即套管脫扣與鉆塞鉆頭尺寸無(wú)關(guān).另外,套管 在鉆塞之前已經(jīng)脫扣,因此鉆塞鉆具組合及工藝參 數(shù)對(duì)套管脫扣的影響可以不予考慮.

３．３．２ 套管受力分析

(１)套管自重

套管脫扣位置鉆塞井深為７４２３．４０m,落魚(yú)長(zhǎng) 度 為 ３４０．６０ m,按 照 直 井 計(jì) 算 落 魚(yú) 質(zhì) 量 僅 為 １４４．１kN,加上遇阻增加的最大附加載荷１８０４kN, 套管承 受 的 最 大 拉 伸 載 荷 僅 為 套 管 抗 拉 強(qiáng) 度 的 ４７．２ ％.實(shí)際套管脫扣位置至套管鞋位置位于造斜 井段,加之套管鞋以下的口袋深度為０,套管所受的 拉伸載荷更小,套管不可能因拉伸過(guò)載脫扣.研究 表明[１],規(guī)格為?１７７．８ mm×８．０５ mm 的 L８０BC 套管按照 API(美國(guó)石油學(xué)會(huì))公差上限(上扣至△ 頂點(diǎn) 位 置 )、公 差 下 限 (上 扣 至 距 △ 底 邊 位 置 ５．０８mm)和手緊(接箍端面距△底邊１２．７mm)上 扣后拉伸載荷分別達(dá)到了 API標(biāo)準(zhǔn)值的１．２８,１．２７ 和１．２７倍.這進(jìn)一步說(shuō)明套管過(guò)載拉伸脫扣的可 能性不存在,套管脫扣可能是在出現(xiàn)倒扣之后才發(fā) 生的.

(２)水泥凝固過(guò)程對(duì)套管受力的影響

導(dǎo)致套管脫扣的載荷也與固井過(guò)程中的溫度載荷有關(guān).水泥環(huán)凝固過(guò)程中溫度變化過(guò)程可分為３ 個(gè)階段:第一階段為注水泥結(jié)束后,地層向井眼環(huán)空 放熱(吸熱),此時(shí)深部地層主要是井眼從地層中吸 熱升溫,淺部地層與之相反,同時(shí)地層與套管之間也 會(huì)發(fā)生熱交換;第二階段為水泥自發(fā)水化凝固放熱 升溫,水泥凝固時(shí)的放熱現(xiàn)象使得水泥環(huán)及套管內(nèi) 流體與附近井壁巖石溫度升高,套管也會(huì)升溫伸長(zhǎng) 從而承受壓縮載荷;第三階段為溫度遞減階段,這一 階段水泥雖然存在水化放熱,但放出的熱量不能與 周?chē)矬w吸收的熱量維持平衡,溫度逐漸接近地層 溫度[２],套管也隨之降溫縮短而承受拉伸載荷.

(３)井眼口袋深度對(duì)套管受力的影響

若套管下井之后浮鞋距井底的口袋深度過(guò)小, 下部套管容易承受壓縮和彎曲載荷.該井實(shí)際口袋 長(zhǎng)度為０,遠(yuǎn)小于設(shè)計(jì)的口袋長(zhǎng)度(２．０m),這不但 阻礙了套管柱受熱伸長(zhǎng),增加其承受的壓縮和彎曲 載荷,而且導(dǎo)致套管柱中性點(diǎn)上移,使套管接頭具備 了倒扣和脫扣的條件.

(４)井眼軌跡對(duì)套管受力的影響

在造斜井段,套管在下井過(guò)程中和下入后容易 受到異常載荷.該井造斜點(diǎn)井深６７７５m,在井深 ６９０５．０６~７０７５．０３m 的造斜 井 段,全 角 變 化 率 為 ６．５５６~７．３５３°??(３０m)－１,超 過(guò) 了 不 大 于 ６°?? (３０m)－１的設(shè)計(jì)要求.套管脫扣位置鉆塞井深為７ ４２３．４０m,位于造斜井段,在套管下井過(guò)程、注水泥 過(guò)程和水泥凝固過(guò)程中,套管失效位置必然受到異 常載荷的影響.

３．３．３ 上扣扭矩對(duì)套管脫扣的影響

套管脫扣一般發(fā)生在套管柱最薄弱的接頭位 置.在一定扭矩范圍內(nèi),套管接頭上扣扭矩與卸扣 扭矩成正比.上扣扭矩越大,卸扣扭矩越大;上扣扭 矩越小,卸扣扭矩越小.螺紋脂摩擦因數(shù)越大,所需 卸扣扭矩越大;反之,螺紋脂摩擦因數(shù)越小,所需卸 扣扭矩越小.同一根套管接箍?jī)啥说慕宇^受力情況 差別很小,其中上扣扭矩偏小的接頭容易發(fā)生倒扣 和脫扣.

當(dāng)套管在井下受到異常扭轉(zhuǎn)載荷卸扣時(shí),由于 套管接頭工廠端上扣扭矩(１２０００N??m)僅為現(xiàn)場(chǎng) 端上扣扭矩(１６０００N??m)的７５％,螺紋脂摩擦因數(shù) (０．９)僅有現(xiàn)場(chǎng)端上扣所用螺紋脂摩擦因數(shù)(１．０８) 的８３％,所以對(duì)于同一個(gè)接箍?jī)啥说慕宇^,工廠上 扣端接頭更容易卸扣,而套管接頭卸扣到一定程度 之后就會(huì)發(fā)生脫扣.

３．３．４ 導(dǎo)致套管接頭松動(dòng)的載荷來(lái)源

(１)井眼全角變化率大導(dǎo)致套管柱承受異常卸 扣扭矩井斜越大,井眼全角變化率越大,套管柱與井壁 之間摩擦干涉的可能性越大.全角變化率增加時(shí), 套管與井壁接觸力增大,會(huì)限制套管的下入及軸向 載荷沿套管的傳遞,導(dǎo)致套管柱承受異常扭矩,在極 端情況下甚至導(dǎo)致卸扣,例如在全角變化率較大的 井眼起下 鉆 過(guò) 程 中,經(jīng) 常 出 現(xiàn) 鉆 柱 自 行 轉(zhuǎn) 動(dòng) 的 現(xiàn) 象[３].該井在下套管和之前的通井過(guò)程中多次在造 斜井段遇阻且全角變化率過(guò)高,增大了套管柱承受 異常卸扣扭轉(zhuǎn)載荷的可能性.

(２)下套管遇阻使套管柱承受異常卸扣扭矩

該井 在 下 套 管 遇 阻 期 間 最 大 懸 重 變 化 值 達(dá) １８０４kN,遇阻位置均在套管脫扣位置之下,每次遇 阻懸質(zhì)量變化使得套管柱承受了交變載荷,即異常 拉伸、壓縮和扭轉(zhuǎn)載荷[４Ｇ５].

(３)固井注水泥過(guò)程中管柱振動(dòng)導(dǎo)致接頭松動(dòng) 管柱螺紋接頭在振動(dòng)載荷作用下容易發(fā)生松 動(dòng)[６Ｇ７].該井在固井過(guò)程中泵壓為０~２８MPa,排量 為０．８~１．２ m３??min－１,共 注 入 水 泥 漿 等 液 體 １０４m３,替漿５３．５m３,難以避免會(huì)產(chǎn)生振動(dòng)載荷而 導(dǎo)致管柱接頭從薄弱環(huán)節(jié)發(fā)生松動(dòng).

４ 結(jié)論及建議

(１)在固井水泥凝固期間該套管接箍工廠上扣 端接頭脫扣;造斜井段全角變化率過(guò)大、井眼不規(guī) 則、套管引鞋下面沒(méi)有預(yù)留口袋導(dǎo)致套管承受異常 載荷是其發(fā)生脫扣的原因.

(２)建議嚴(yán)格控制工廠上扣環(huán)節(jié),工廠端上扣 扭矩應(yīng)稍大于現(xiàn)場(chǎng)端上扣扭矩,上扣位置一般略超 過(guò)△底邊位置;保證井眼質(zhì)量,防止下套管遇阻.

參考文獻(xiàn):

[１] 呂拴錄,駱發(fā)前,唐繼平,等．某井１７７．８ mm 套管固 井事故原因分析[J]．鉆采工藝,２００９,３２(４):９８Ｇ１０１．

[２] 呂苗榮．固井水泥漿水化凝結(jié)過(guò)程中的溫度變化[J]． 西南石油學(xué)院學(xué)報(bào),２０００,２２(３):６９Ｇ７１．

[３] 呂拴錄,楊向同,馮春,等．跨隔完井管柱封隔器中心管 斷裂原因分析[J]．石油礦場(chǎng)機(jī)械,２０１４,４３(４):５２Ｇ５７．

[４] 楊向同,呂拴錄,彭建新,等．某井特殊螺紋接頭油管 脫扣原因 分 析 [J]．理 化 檢 驗(yàn) (物 理 分 冊(cè)),２０１７,５３ (４):２９１Ｇ２９５．

[５] 楊向同,呂拴錄,彭建新,等．某油井特殊螺紋接頭油 管粘扣原因分析[J]．理化檢驗(yàn)(物理分冊(cè)),２０１６,５２ (５):３２０Ｇ３２３．

[６] 呂拴錄,賈立強(qiáng),樊文剛,等．進(jìn)口?３３９．７ mm 套管 在固井過(guò)程中脫扣原因分析[J]．理化檢驗(yàn)(物理分 冊(cè)),２０１２,４８(２):１３０Ｇ１３３．

[７] 宋周成,呂拴錄,秦宏德,等．套管柱在下井過(guò)程中脫 扣原因分析[J]．理 化 檢 驗(yàn)(物 理 分 冊(cè)),２０１２,４８(增 刊):３４７Ｇ３５１．

<文章來(lái)源>材料與測(cè)試網(wǎng)>期刊論文>理化檢驗(yàn)－物理分冊(cè)>56卷>2期(pp:61-63)>