摘 要:某井?１７７．８mm 偏梯形螺紋接頭套管發(fā)生脫扣事故,通過分析下套管、固井注水泥及 鉆塞過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大、井眼不規(guī)則、套管引鞋下面 沒有預(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 

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

某井采用扭矩儀下套管,現(xiàn)場端接頭上扣使用 的螺紋脂型號為 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 為 BESTOLIFEＧ２０００,摩擦因數(shù)為０．９,最佳控制扭矩 為１２０００N??m.該井三開鉆進(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,筆者對施工情況進(jìn)行了梳 理,并對失效套管進(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程中多次在造斜井 段遇阻,井眼軌跡見圖１,具體施工情況為:２０１７年 １２月３１日開始下長度為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°)開始遇阻,下入過程 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) 成分符合用戶要求;套管的屈服強(qiáng)度為８０９MPa,抗 拉強(qiáng) 度 為 ９２７ MPa,斷 后 伸 長 率 為 ２５％,硬 度 為 ２５．７~２８．３HRC,－１０ ℃沖擊吸收能量為１５３J,其 力學(xué)性能符合用戶要求;套管晶粒度為８．０級,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,但由于測井遇阻,沒有檢測到套管損壞位置.通 過對套管失效位置的鉆塞深度、下套管深度和測井 深度的分析,認(rèn)為３６號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,說明在 下套管過程中套管沒有脫扣. 

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?。矗叮竚m,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,落魚長 度 為 ３４０．６０ m,按 照 直 井 計(jì) 算 落 魚 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)一步說明套管過載拉伸脫扣的可 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)水泥凝固過程對套管受力的影響 

導(dǎo)致套管脫扣的載荷也與固井過程中的溫度載 荷有關(guān).水泥環(huán)凝固過程中溫度變化過程可分為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 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 周圍物體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小, 下部套管容易承受壓縮和彎曲載荷.該井實(shí)際口袋 長度為０,遠(yuǎn)小于設(shè)計(jì)的口袋長度(２．０m),這不但 阻礙了套管柱受熱伸長,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)井眼軌跡對套管受力的影響 

在造斜井段,套管在下井過程中和下入后容易 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 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,在套管下井過程、注水泥 過程和水泥凝固過程中,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.同一根套管接箍兩端的接頭受力情況 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 端上扣扭矩(１６０００N??m)的７５％,螺紋脂摩擦因數(shù) (０．９)僅有現(xiàn)場端上扣所用螺紋脂摩擦因數(shù)(１．０８) 的８３％,所以對于同一個(gè)接箍兩端的接頭,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 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程中多次在造 斜井段遇阻且全角變化率過高,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大、井眼不規(guī) 則、套管引鞋下面沒有預(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)場端上扣扭矩,上扣位置一般略超 過△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),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),２０１６,５２ (５):３２０Ｇ３２３． 

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

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

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