ISO10400油管套管抗内压爆裂设计_孙永兴

第38卷第3期2010年5月石油钻探技术PET RO L EU M DRIL LI NG T ECHN IQ U ES Vo l 138No 13M ay, 2010

#设备与工具! do i:10. 3969/j. issn. 1001-0890. 2010. 03. 015

ISO10400油管套管抗内压爆裂设计

孙永兴1, 2 林元华2 廖平3 沈向东3 刘洪斌1 王志斌1

(11川庆钻探工程公司钻采工艺技术研究院, 四川广汉 618300; 21CNPC 石油管力学和环境行为重点实验室(西南石油大学) , 四川成都 610500; 31中国石油西南油气田分公司川东北气矿, 四川达州 635000)

摘要:随着高温(150e ) 、高压(100M P a) 、高含H 2S(2%~70%) 气井日益增多, 该类气井中的油管、套管一旦爆裂失效, 将会导致油套管串通, 甚至含硫气体溢出地面, 危害巨大。在油套管的设计中, 尽管A PI 5C3给出了油管、套管的最小抗内压强度, 但没有给出最大的爆裂失效强度, 而准确预测出油管、套管的抗内压极限强度即爆裂强度是非常重要的。分析了ISO10400:2007标准, 介绍了油管、套管抗内压爆裂计算模型, 并用套管实测爆裂强度与该模型计算爆裂强度进行了对比。结果表明, 该模型计算出的油管套管爆裂强度精度较高, 能够较好地反映油管套管真实的抗内压强度, 对改善油管套管设计具有一定的参考价值。

关键词:油管; 套管; 抗内压强度; 爆裂; ISO 10400标准

中图分类号:T E931+12 文献标识码:A 文章编号:1001-0890(2010) 03-0067-03

提供依据。

1 概述

2 A PI 5C3抗内压屈服设计

随着高温高压、高含H 2S 油气田勘探开发的不断深入, 油套管的工作环境也趋于恶劣和复杂, 该类气井中的油管、套管一旦发生内压爆裂, 后果十分严

重。内压爆裂与挤毁失效不同, 在挤毁失效中虽然套管会发生变形, 但不起下套管一般不会影响生产。而抗内压爆裂失效则不同, 油管、套管一旦发生爆裂失效, 油套管串通, 甚至含硫气体溢出地面, 危害巨大。API 5C3[1]中, 套管、油管和钻杆的抗内压强度用薄壁筒巴罗(Barlow ) 公式计算。该公式假设在内压力作用下, 管壁周向应力使管子内壁材料开始屈服时, 管子即失效。实际上, 管子内壁开始屈服时, 仍不会丧失压力完整性, 内壁屈服在实际试验中和现场应用中都体现不出来, 爆裂能真实地体现套管丧失压力完整性[2-4]。

在高温、高压、高H 2S 含量的/三高0气井中, 按API Bulletin 5C3设计油管、套管强度, 在常规井中会造成管材浪费, 在苛刻井中套管强度达不到设计标准, 则必须增加壁厚或采用高钢级套管, 这不但会改变已有的井身结构, 也可能导致套管抗拉强度不够。为此, ISO10400:2007根据出厂时新套管含5%壁厚以下的裂纹, 给出了具有较高计算精度的油管、套管韧性爆裂模型, 该模型能够较好地反映油API 5C3油管、套管的内壁屈服公式为[1]:p A PI =2f ymn k wall t/D

式中:D 为油套管名义外直径, m m; f

ymn

(1)

为油套管最

小屈服强度, MPa; k wall 为管壁公差因子(例如, 当公差为-1215%时, k wall =01875) ; p API 为油套管发生

屈服时的内压, M Pa; t 为管壁厚, mm 。

式(1) 没有考虑断裂韧性和断裂失效问题, 因此, 不能全面地反映油管、套管的制造技术和真实抗内压强度。

3 ISO 韧性爆裂设计

Svensso n [5]根据vo n Mises 准则给出了任意壁

收稿日期:2009-05-05; 改回日期:2010-03-23

基金项目:国家新世纪优秀人才支持计划项目/高含H 2S 气藏完井管柱设计及其可靠性研究0(编号:NCET -08-0907) 和四川省杰出青年学科带头人培养基金项目/石油膨胀管关键技术研究0(编号:06ZQ026-028) 资助

作者简介:孙永兴(1977) ) , 男, 吉林永吉人, 2002年毕业于西南石油学院应用物理专业, 2008年获油气井工程专业博士学位, 现从事酸性油气田油、套管设计方面的研究工作。

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石油钻探技术2010年5月

厚两端堵口管子爆裂强度的精确解法的隐形式, Chakrabarty [6]对其进行了讨论和论证, 并给出了油管、套管爆裂强度的计算式:

p =1+n R 2

ref

般要小于015%。由von M ises 屈服准则推导出的解析模型计算的平均值要高于预测爆裂压力9%; 另一方面, 使用T resca 准则计算的平均值低于预测爆裂压力7%。两种预测平均值提供了平均爆裂强

度无偏估计量, 标准偏差仅为3%。

将k =1和k =2/3分别代入式(2) , 就可以得出轴向拉力为零时的ISO10400:2007爆裂模型[3]:

p ISO =D -t

1+n

(2)

式中:p ref 为预测管的爆裂强度, MPa ; n 为真实应力-对数应变曲线的硬化系数; t 为理想管的壁厚, mm ; f u 为材料的极限拉伸强度, MPa ; k 为屈服准则参数, 对于von Mises 准则, k =2/3, 对于Tresca 准则, k =1; R 为管的平均半径, mm 。

Stew art [7]用Tresca 屈服准则计算, 通过与精确解的对比, 式(2) 的误差非常接近(t/2R ) 3阶, 一

1+n

(3)

式中:p ISO 为理想管的爆裂压力, MPa ; 不同钢级管的n 取值见表1。

表1 套管实测爆裂值与模型计算值对比

序号[***********]415

实测屈服强度/M Pa

[***********][***********]906466585

实测极限抗拉强度/M Pa

[***********][***********]994738703

n [***********][***********][***********]110110

p test /M Pa

[***********][***********]77

p I SO /M Pa

[***********][***********]75

p API /M Pa

[***********][***********]

p test /p I SO

[***********][***********][***********]001103

p te st /p API

[***********][***********][***********]701131

p ISO /p API

[***********][***********][***********]701127

式(3) 即ISO 爆裂模型, 通过硬化系数n 包含了材料的加工硬化特性参数。从Plaslay 对规则套管试样爆裂试验测试总结和测试数据计算对比可

知[8], 使用最小壁厚t min , ISO 爆裂模型能很好地估算理想OCT G 的爆裂强度[3]。

表1为ISO10400:2007提供的套管爆裂测试数据。笔者仅列出部分试样测试数据, 其他相关数据见文献[3]。p test 表示实物测试的爆裂强度, p ISO 表示用ISO 公式计算的抗内压爆裂强度, p API 表示用API 5C3公式计算的抗内压强度。从表1可以看出, ISO 韧性爆裂模型计算的结果与爆裂测试值p test 基本吻合, 而采用A PI 5C3中公式计算的内压屈服强度至少比实物爆裂强度低20%, 说明套管内壁开始屈服时, 油管、套管的抗内压强度的余量是很, 值。依据p ISO /p A PI 比值就可以调整抗内压安全系数上限值, 具体取值的大小要视井的工况而定。笔者建议取API 内压屈服强度与ISO 爆裂强度的折中值, 这样既能提高抗内压安全系数, 同时也能保证套管抗爆裂强度还有一定的余量。

对于基于式(3) 的有轴向力和外压共同作用下的复合载荷韧性爆裂设计, 可参考文献[2]的附录B , 这里不再赘述。图1为复合载荷作用下, 轴向力和外压对韧性爆裂的影响关系示意图。在轴向力和内压力共同作用下, 油管、套管破坏形式应注意以下三种情况:1) 当内压较小, 轴向拉力也较小时, 以韧性爆裂为主; 2) 当内压较小, 而轴向拉力较大时, 可能出现在爆裂前就发生缩颈; 3) 当轴向力为压力时, 可能会发生失稳及褶皱。

:x ,

第38卷第3期孙永兴等:ISO10400

油管套管抗内压爆裂设计

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及判别准则应是套管失效的判别准则。

2) 对比实物爆裂测试数据与ISO 爆裂模型计算结果可以看出, 两值基本吻合, 说明ISO 爆裂模型具有足够高的精度。

3) ISO 油管、套管爆裂设计, 对于解决当前高温、高压、高含H 2S 气井的油管和套管选材难的问题, 及优化油管、套管设计有一定的参考价值。

x 为有效轴向拉力(有效拉伸载荷F eff /极限拉伸载荷F uts ,

拉伸为正, 压缩为负) ; y 为压力差(p i -p o ) /p ref ; 11真实的爆裂压力线; 21计算爆裂压力线;

31过渡部分; 41缩颈; 51起皱

[1] API Bulletin 5C3, 6Edition, 1994. Bulletin on formulas and cal -culations for casin g, tub ing, d rill pipe and line properties[S ].[2] ISO 10400:2007. Petroleum and natu ral gas industries -form ula

and calculation for casing, tubing, drill pipe and lin e pipe pr op -erties[S].

[3] 孙永兴, 施太和, 林元华, 等. 含微裂纹油井套管的抗内压断裂

强度预测[J]. 石油钻探技术, 2009, 37(6) :35-38.

[4] 孙永兴. 油套管抗内压抗挤强度研究[D]. 四川成都:西南石油

大学石油工程学院, 2008.

[5] Svennson N L. T he bur sting pr ess ure of cylindrical and s pher-i

cal vess els [J ]. Journal of Applied M echanics, 1958, 25(1) :89-96.

[6] Chakrabarty. T heory of plasticity [M ]. New York:M cGraw -H ill, 1987:409-423.

[7] Stew art G, Klever F J, Ritchie D. An analytical m odel to pre -dict th e bu rst capacity of pipelin es:pr oceeding of the 14th Inter -national Conference on Offs hore M echanics and Arctic Eng-i neering, H ouston, T exas, 1994[C].

[8] Pas lay P R, Cemocky E P, Wink R. Bur st pres sure prediction

of thin -w alled, du ctile tubulars sub jected to axial load[R]. S PE 48327, 1998.

参考文献

图1 轴向力和外压对韧性爆裂的影响关系

大, 轴向拉力减小, 油管发生缩颈的概率减小, 当轴向拉力为零, 压力达到最大值时, 爆裂值接近真

实爆裂值, 这种情况主要发生在井口部位; 在x 轴负方向, 随着内压的减小, 轴向压缩增加, 发生爆裂的概率减小, 爆裂值明显小于真实爆裂值, 而油管发生缩颈或起皱的概率大大增加, 这种情况主要发生在井底部位。

将套管、油管的设计引入复合载荷爆裂设计, 对于解决当前高温、高压、高含H 2S 气井油套管选材难的问题具有重要的参考价值。

4 结论

1) 管内壁开始屈服并不会丧失压力完整性, 内壁屈服在实际试验和现场应用中都体现不出来, 爆裂则能真实地体现套管丧失压力完整性, 爆裂公式

[审稿韩志勇]

Burst Design of Casing and Tu bing String Using ISO10400

1, 2

Sun Yongxing Lin Yuanhua Liao Ping Shen Xiangdong Liu Hongbin Wang Zhibin (11Drilling &Pr oduction T echnology R esear ch I nstitute, Chuanqing Dr illing Eng ineer ing Comp a -ny L imited , G uanghan, Sichuan, 618300, China; 21K ey L abor ator y f or M echanical and Environm ental Behav ior of T ubular Goods , Southw est Petr oleum University , Chengdu, S ichuan, 610500, China; 31Nor theast Sichuan Gas F ield , Southw est Oil &Gas Co. , CN P C, Daz hou, Sichuan, 635000, China) Abstract:With the increase of g as w ells w ith hig h pressure (100M Pa) , high tem perature (150e ) , and high H 2S content(2%~70%) , the burst of casing and tubing in these w ells w ill cause the connection of casing and tubing , and the gas w ith H 2S flow up to surface which causes damage. T he API 5C3provides the minimum com pression str ength for casing and tubing , w hile it did not give the m aximum bur st streng th w hich is sig nificant to casing desig n. This paper analy zes the ISO10400:2007casing desig n stand -ard and presents casing burst model. T he com pariso n betw een the calculated and measur ed burst str ength indicates that this m odel is g ood in calculating casing burst strength and can repr esent the actual bur st streng th, therefore it provides r efer ences to im pro ve casing desig n.

; st; standard