水平井套管磨損規律及防磨優化研究

陳力力, 李玉飛, 張 智, 蔡 楠, 鄭鈺山

1中國石油西南油氣田分公司工程技術處 2西南石油大學 3油氣藏地質及開發工程國家重點實驗室 4中國石油集團安全環保技術研究院有限公司

0 引言

套管磨損現象在水平井中十分普遍，國內也有很多現場案例，例如塔里木油田地區的KS1井、DQ8井、QL1井、QL4井等均出現了不同程度的套管磨損。其中，KS1井與QL1井的磨損情況最為嚴重，均出現了套管磨損破裂的現象，造成嚴重的經濟損失。而在海上油氣田中，渤海地區的BZ13-1-2井和CFD18-2-1井也出現了套管磨損破裂，造成后續消耗大量時間與人力去修復處理。尤其是在水平井鉆井階段，由于造斜段井眼曲率大、水平段鉆具受重力影響靠向井眼底邊，且鉆井周期較長，導致技術套管磨損嚴重，進而降低套管的抗內壓及抗外擠強度，為之后的安全生產埋下隱患[1-5]。

國內學者對降低套管磨損的措施多關注于包括轉盤轉速、鉆壓與大鉤載荷等鉆井工藝參數的調整來降低鉆柱對套管的磨損，以及采用防磨套、減少起下鉆次數、鉆井液減磨劑等方式緩解套管磨損情況。但缺乏井眼軌跡、套管內徑、鉆桿接頭耐磨帶等因素對套管磨損的精準研究，從而不能提前從方案設計中提出針對性防磨優化方案[6-10]。本文采用套管磨損實驗和套管磨損效率預測模型相結合的方法，對技術套管的磨損厚度、磨損系數、磨損后套管的剩余強度進行了精準研究，為水平井的套管防磨提供科學依據。

1 套管磨損系數測定實驗

1.1 磨損實驗原理

實驗裝置及具體原理如圖1所示，套管試樣固定于圓筒容器內壁上，容器內添加鉆井液，加重托盤上添加砝碼，通過定滑輪牽引容器向左平移，套管試樣與鉆桿試樣產生恒力接觸，恒力大小等于砝碼重量，當電機帶動鉆桿試樣旋轉，鉆桿試樣與套管試樣發生的接觸摩擦。根據現場實際工況，優選三種不同的耐磨帶開展套管磨損實驗，耐磨帶型號為：BoTn5000、BoTn3000、BoTn1000，分別用A1、A2、A3代替。如圖2所示，BoTn系列耐磨帶采用敷焊工藝固定在鉆柱接頭上，耐磨帶外徑比鉆柱接頭外徑大3.2 mm，洛氏硬度HRC在58～62之間。實驗轉速恒定在120 r/min，側向力恒定在30 N。

1.機座；2.帶旋轉計數器的電機；3.鉆桿試樣；4.套管試樣; 5.定滑輪；6.加重托盤；7.圓筒容器。

圖2 BoTn系列耐磨帶敷焊位置圖

1.2 耐磨帶效果評價

通過實驗對比分析3種耐磨帶的性能，得到對應耐磨帶的磨損系數。不同耐磨帶的磨損系數隨時間變化的規律分別如圖3所示。

從圖3可以看出,套管磨損系數的變化和套管磨損情況的變化一致，較大的套管磨損系數會造成較大的磨損量。在相同實驗條件下，A1、A2、A3三種耐磨帶平均磨損系數分別為1.02×10-13Pa-1、1.12×10-13Pa-1和0.54×10-13Pa-1，平均磨損系數A2>A1>A3。

圖3 鉆桿接頭敷焊耐磨帶與套管磨損系數對比圖

其中，A1、A2耐磨帶磨損系數相近，A2耐磨帶的平均磨損系數約為A3耐磨帶的2.1倍。隨著磨損時間的增加，三種耐磨帶的磨損系數呈下降的趨勢，主要是因為長時間磨損導致耐磨帶與套管之間貼合度上升，表面粗糙度降低，由于磨損所剝落的鐵屑相應降低。三種耐磨帶磨損系數在0.42×10-13～1.52×10-13Pa-1之間變化，按磨損最嚴重情況考慮，取磨損系數最大值1.52×10-13Pa-1作為后期計算依據，以確保計算所得套管剩余強度在安全范圍內。

2 套管磨損預測及剩余強度評價

2.1 套管磨損效率預測模型

圖4為鉆柱與套管內壁接觸后形成磨損的示意圖。鉆柱在鉆井過程中，當一段鉆柱受到兩端的軸向力與浮力的作用與套管壁的一側接觸后，由套管給予的側向力保持受力平衡，此時鉆柱不斷旋轉，在接觸力的作用下，鉆柱不斷與套管接觸產生摩擦磨損。由于鉆桿接頭的外徑大于鉆桿外徑，實際上與套管內壁產生接觸摩擦的為鉆桿接頭部分，如圖4(a)所示。接頭與套管摩擦產生的陰影部分即為磨損后的月牙形磨損溝槽，如圖4(b)所示，接頭向套管壁內部侵入的深度即為磨損厚度。月牙形磨損溝槽的規律研究是國內外套管磨損問題的主要研究對象[11-15]。

圖4 套管磨損示意圖

旋轉鉆進過程中，鉆桿與套管之間因發生相對旋轉滑動，摩擦力做功產生摩擦熱和金屬磨損，該做功量U可表示為：

U=μFsLs=μFsπNrDj

(1)

式中：μ—套管的摩擦系數；Fs—鉆柱與套管之間的接觸力，N;Ls—鉆柱與套管之間的相對運動路程，m；Nr—接箍的總轉動圈數，Nr=RPL/Rm，其中：RP—轉盤轉速，r/min；L—純鉆進尺，m；Rm—機械鉆速，m/h;Dj—接箍外徑，m。

由此可以算得套管的磨損體積為：

V=Um/H=EU/H=EμFsπNrDj/H

(2)

式中：V—套管磨損體積，m3；H—套管布氏硬度，N/m2；Um—套管磨損所用能量，J；E—磨損所用能量與總做功量的比值。

最終磨損橫截面積可由式(2)中的體積除以該段鉆進長度，但由于實際與套管發生磨損的部分僅為接箍部分，故最終磨損面積還需乘以接箍長度與鉆桿的長度比。定義磨損系數δ=Eμ/H，單位m2/N，則磨損面積A為：

(3)

式中：A—套管磨損橫截面積，m2；Lj—單個接箍的長度，m；Ld—單根鉆桿的長度，m。

式(3)中存在諸多能影響最終磨損面積的因素。其中，Fs、Rp、Rm均可從實時鉆井數據中求得，包括鉆壓、轉速、鉆井液當量密度、機械鉆速等。決定磨損系數δ的三個參數E、H和μ主要受鉆井液體系、套管與鉆桿材質等難以量化的因素影響，故需要根據磨損系數測定實驗獲得。

2.2 套管磨損厚度幾何計算

套管發生磨損后，鉆柱接箍和套管的幾何關系如圖5所示。圖中橙色月牙形部分，為接箍的外圓和套管的內壁圓相交所形成的磨損區域，t0為套管磨損厚度，當t0大于或等于套管壁厚時，則被視為套管已發生破裂失效[16-19]。

圖5 磨損套管截面圖

聯立兩圓方程得x1x2長度為：

(4)

式中:x1，x2—接頭外圓與套管內圓在坐標軸上的兩個交點;R—套管內半徑，m；r—鉆桿接箍外半徑，m；k—鉆桿相對套管圓心的偏心距，m。

幾何磨損面積A為：

(5)

聯立式(3)與式(5)得到k的關系式：

(6)

即可求得鉆柱偏移量k，進而得到磨損后剩余壁厚。套管磨損后的磨損量t0為：

t0=k+r-R

(7)

磨損初始時，t0=0，k=R-r；若套管被磨穿，則有t0=t，k=R+t-r；由上述邊界條件可得套管的最大磨損面積Amax。如果A小于Amax，則通過迭代計算求出偏移量；如果A大于Amax，則停止迭代，輸出套管已破裂失效。

2.3 磨損套管剩余強度計算

KleverISO 10400最終極限狀態公式是由Klever推導的，可得抗外擠強度公式為：

(8)

其中：

式中：Peult—極限彈性擠毀壓力，MPa；Pyult—極限屈服擠毀壓力，MPa；Hult—消耗因子，必須大于等于0，無因次；Kels—最終彈性外擠的校準因子，取1.09；Ec—彈性模量，MPa；ν—泊松比，無因次；Kyls—最終屈服外擠的校準因子，取0.99；σs—屈服強度，MPa；ε—壁厚不圓度，無因次，φ=100(Dmax-Dmin)/Dave；ε—壁厚不均度，無因次，ε=100(tmax-tmin)/tave；σR—殘余應力，MPa；hn—應力-應變曲線形狀因子，無因次，一般沒有必要修正，hn=0；Dave、Dmax、Dmin—分別為套管的平均外徑、最大外徑、最小外徑，mm；tave、tmax、tmin—分別為套管的平均壁厚、最大壁厚、最小壁厚，mm。

根據ISO 10400抗內壓屈服公式，即：

(9)

式中：σy—最小屈服強度，MPa；dwall—套管校核內徑，mm，dwall=D-2kwallt；D—套管名義外徑，mm；kwall—計算套管壁厚的規定允許誤差因子。

3 現場應用

3.1 試驗井基本情況

X1井設計井深3 900 m，水平段設計長度為360 m，井斜角90.97°；?244.5 mm技術套管下至井深3 200 m，?177.8 mm尾管井深為3 000～3 540 m；為繞障、防碰，設計分兩次定向造斜作業，第一段造斜點位于井深180 m，第二段造斜點位于井深2 490 m；第五開起始井深3 540 m，井斜角90.97°。技術套管詳細參數如表1所示。

表1 套管管材參數

3.2 設計方案全井段套管磨損分析

五開水平段鉆井時，鉆壓為40～80 kN、轉速80～100 r/min，取其平均值做全井段狗腿度、側向力與磨損量的關系，如圖6所示。

圖6 全井段套管磨損量變化示意圖

三者沿井深的變化呈現明顯的相關性，在第一段造斜段中，狗腿度取1°/30 m時，其磨損量與側向力均小于狗腿度取2°/30 m時。穩斜段中套管側向力與磨損量均無明顯變化。第二段造斜段中，狗腿度取2 °/30 m，計算所得側向力與磨損量隨井斜角增加而增加，?244.5 mm套管與?177.8 mm套管的最大值均在其對應井斜角最大處。其中，第二段造斜段的3 000 m處套管磨損量存在一點突變，該點上部為?244.5 mm套管,下部為?177.8 mm套管。

3.3 套管防磨優化設計

3.3.1 套管內徑優化

根據月牙形磨損的幾何模型可知，磨損面積相同時(即磨損做功相等)，未發生套管磨穿的磨損厚度與鉆柱接頭的外徑以及套管內徑相關，而現場因所用鉆桿的規格為鉆桿接頭外徑為127 mm。圖7為鉆桿接頭外徑不變、不同套管內徑對應的磨損厚度，在磨損面積與接頭外徑相同的情況下，套管內徑越大，其磨損厚度越大，故為降低磨損量，可在磨損嚴重井段采用內徑更小的套管以降低磨損厚度。根據本井情況，可將原內徑為216.8 mm的?244.5 mm套管改為原內徑為214.25 mm的?244.5 mm套管；177.8 mm套管為滿足BHA的下入條件，無法進一步優化，維持原狀。

圖7 不同套管內徑的磨損深度

3.3.2 鉆桿接頭外徑優化

當?244.5 mm套管內徑固定為?216.8 mm時，不同鉆桿接頭外徑對應的磨損厚度如圖8所示。在磨損面積與套管內徑相同的情況下，接頭外徑越大，套管磨損厚度越小，二者近似呈線性關系。本井所用鉆桿接頭外徑已固定，調整成本很大，在此維持原數據不動，但后期在選用鉆桿規格時可將此影響考慮進去，適當增大鉆桿接頭外徑以降低對套管磨損的影響。

圖8 不同接頭外徑的套管磨損厚度

3.3.3 鉆桿接頭耐磨帶的優選

在常用鉆柱接頭外加裝耐磨帶后，不僅可增加接頭外徑，還可選用磨損系數更小的耐磨帶以起到更好的防磨效果。三種A系列耐磨帶用在該井后的磨損量沿井深變化如圖9所示。采用磨損系數較小的耐磨帶可明顯降低套管磨損厚度，其中A3耐磨帶的平均磨損量約為A2耐磨帶的48%，第一造斜段最大磨損厚度對比下降43%，第二造斜段最大磨損厚度對比下降55%，防磨效果十分明顯。

圖9 不同耐磨帶的套管磨損量

3.3.4 井眼軌跡優化

考慮避障以及靶點等因素的影響，該井分兩段造斜。這里主要討論第二段造斜在不同狗腿度時對套管磨損量的影響。為確保造斜點與入靶點、水平段長等不變，第二段造斜又分2次造斜，中間夾一段穩斜段，另狗腿度為2°/30 m的軌跡中間的穩斜段長為0 m，如圖10所示。

圖10 不同狗腿度的井眼軌跡圖

如圖11所示，相同井深下造斜段的狗腿度越大，套管剩余壁厚越小，剩余強度也越??；不同狗腿度的磨損最嚴重點井深有細微區別，如表2。穩斜段中，套管磨損量只取決于井斜角大小，相同的井斜角磨損量相同；由于狗腿度越大的井眼軌跡中穩斜段越長、造斜段越短，因此，第二段造斜段+穩斜段全段的平均磨損量反而隨狗腿度越大磨損量越小，如表2所示。

圖11 不同狗腿度的套管磨損剩余壁厚及剩余強度

表2 不同狗腿度最小壁厚點數據

為進一步降低井眼軌跡對技術套管的磨損影響，防止技術套管某一點的剩余套管強度降低，影響井筒完整性，對井眼軌跡進行進一步優化，將第二段造斜段的狗腿度減小至1.71°/30 m，全程小角度造斜至入靶點附近。

3.4 套管防磨優化效果

優化后的全井段套管磨損厚度如圖12所示。

圖12 優化后的磨損厚度對比

平均磨損厚度下降了56%；第一段造斜段的最大磨損厚度與平均磨損厚度分別下降46%與47%；第二造斜段的最大磨損厚度與平均磨損厚度分別下降58%與74%，防磨效果十分突出。尤其是第二造斜段在井眼軌跡優化后，套管防磨效果要優于未經優化的第一造斜段。

4 結論

(1)通過實驗獲得了3種鉆桿接頭上的耐磨帶對套管磨損的影響效果，建立了磨損套管剩余厚度及剩余強度的套管磨損效率預測模型。

(2)通過將X1水平井作為實例分析，得到磨損套管的相關參數變化規律，即套管磨損隨著狗腿度的增大而更加嚴重；相同狗腿度下井斜角越大，套管磨損越嚴重；優選耐磨帶可大幅降低磨損系數，從而降低套管磨損嚴重程度；接頭外徑與套管內徑同樣會影響磨損深度，在磨損面積相同的情況下，二者尺寸越接近，磨損厚度越??；套管磨損剩余強度變化規律與磨損厚度類似。

(3)通過井眼軌跡、鉆具組合、井身結構優化后的套管全井段磨損量要明顯小于優化前的磨損量，該優化思路可推廣用于水平井的套管防磨設計。