水泥返高對(duì)深水高溫高壓井井口抬升高度的影響

鄭雙進(jìn) 程霖 謝仁軍 黃志強(qiáng) 武治強(qiáng) 錢肖峰

1. 長江大學(xué)石油工程學(xué)院；2. 中海油研究總院有限責(zé)任公司

在深水高溫高壓井開發(fā)過程中，由于地層高溫流體對(duì)井筒內(nèi)油套管以及環(huán)空密閉空間流體加熱，致使井口抬升，容易導(dǎo)致井口螺栓失效、井口管線損壞等安全問題［1］，如墨西哥灣Marlin油田A-2井由于生產(chǎn)過程中的環(huán)空壓力過高導(dǎo)致投產(chǎn)數(shù)小時(shí)后套管和油管破裂變形［2］，南海某氣井由于溫度效應(yīng)導(dǎo)致采油樹法蘭拉脫從而造成天然氣泄漏等事故。因此，開展水泥返高對(duì)深水高溫高壓井井口抬升的影響研究十分重要。早在1986年，Klementich、Aasen、McSpadden等人就通過對(duì)完井及生產(chǎn)階段套管載荷分析，建立了單管柱和多管柱井口抬升高度預(yù)測(cè)模型［3-5］；Liang研究了通過優(yōu)化水泥返深來控制井口抬升的方法［6］；國內(nèi)李軍［7］、林元華［8］、張智［9］、王宴濱［10］、盧亞鋒［11］、董鐵軍［12］、徐剛［13］、龔寧［14］、張琦［15］、何軼果［16］、熊浩［1］、朱達(dá)江［2］、石小磊［17］等人考慮溫差效應(yīng)產(chǎn)生的熱應(yīng)力、環(huán)空熱膨脹壓力等因素建立了井口抬升高度預(yù)測(cè)模型，預(yù)測(cè)手段主要為理論數(shù)值計(jì)算、WellCat軟件計(jì)算和有限元分析。調(diào)研發(fā)現(xiàn)，目前關(guān)于井口抬升預(yù)測(cè)方面的理論模型未考慮水泥環(huán)膠結(jié)強(qiáng)度的束縛影響，且未見水泥環(huán)膠結(jié)條件下開展井口抬升模擬實(shí)驗(yàn)的相關(guān)報(bào)道。

筆者考慮水泥環(huán)膠結(jié)強(qiáng)度影響，建立了井口抬升高度計(jì)算模型，基于自主研制的高溫高壓井口抬升模擬實(shí)驗(yàn)裝置，開展了雙層管柱不同水泥返高及多層管柱耦合且固井條件下的井口抬升模擬實(shí)驗(yàn)，得到了水泥石膠結(jié)對(duì)管柱伸長量的影響規(guī)律。分析表明本文建立的井口抬升計(jì)算模型可用于描述深水高溫高壓井井口抬升問題，為現(xiàn)場(chǎng)預(yù)測(cè)井口抬升高度和優(yōu)化水泥返高提供技術(shù)參考。

1 井口抬升計(jì)算模型

1.1 單層套管井口抬升預(yù)測(cè)方法

假設(shè)深水高溫高壓井生產(chǎn)時(shí)自由段套管某段的溫度由T0i(H)升高至Ti(H)，溫度效應(yīng)所致的單層套管軸向抬升量計(jì)算公式［18］為

式中，ΔLi為溫度場(chǎng)引起的單層套管軸向抬升量，m；Li為第i層套管自由段長度，m；αc為套管鋼材線膨脹系數(shù)，一般可取12.1×10-6；Ti(H)為第i層套管在H處生產(chǎn)過程中的溫度，℃；T0i(H)為第i層套管在H處的初始溫度，℃。

1.2 多層套管井口抬升預(yù)測(cè)方法

井口抬升高度受溫度變化、自由段套管質(zhì)量、油壓、套壓、包括井口裝置在內(nèi)的其他設(shè)備及固井段水泥環(huán)膠結(jié)等因素的影響。針對(duì)多層套管組成的井口，假設(shè)油氣井生產(chǎn)一定時(shí)間后各層套管自由段長度不再增加，各層套管在井口連接在一起組成多管柱耦合系統(tǒng)，其受力分析如圖1所示。

圖1 多管柱系統(tǒng)受力分析圖Fig. 1 Stress analysis diagram of multi-string system

多管柱系統(tǒng)剛度Kz=ΣKi。各層套管自由段的剛度Ki為［17］

溫度變化導(dǎo)致井口抬升高度ΔLt為

其中

自由段套管重力導(dǎo)致井口抬升的高度ΔLm為

油壓和套壓導(dǎo)致井口抬升的高度ΔLe為

包括井口裝置在內(nèi)的其他設(shè)備導(dǎo)致井口抬升高度ΔLw為

固井段水泥環(huán)膠結(jié)導(dǎo)致井口抬升高度ΔLc為

則井口裝置的抬升高度為

式中，Ki為第i層套管剛度，N/m；Ei為第i層套管的彈性模量，Pa；Ai為第i層套管壁橫截面積，m2；εi為第i層套管熱應(yīng)變，無因次；αi為第i層套管線性熱膨脹系數(shù)，℃-1；ΔTi,j為第i層套管第j段的溫度變化值，℃；Li,j為第i層套管第j段的分段長度，m；Ft為多管柱系統(tǒng)受約束而產(chǎn)生的熱載荷，N；qi為第i層套管的線重，N/m；rti為油管內(nèi)徑，m；rto為油管外徑，m；rc為套管外徑，m；pt為油壓，Pa；pc為套壓，Pa；Wh為井口裝置等設(shè)備的重力，N；Pn為水泥環(huán)內(nèi)界面膠結(jié)強(qiáng)度，Pa；Sn為水泥環(huán)內(nèi)界面膠結(jié)面積，m2；Pw為水泥環(huán)外界面膠結(jié)強(qiáng)度，Pa；Sw為水泥環(huán)外界面膠結(jié)面積，m2。

人力資源管理信息系統(tǒng)是伴隨著人力資源管理發(fā)展到一定階段所產(chǎn)生的，它的出現(xiàn)代表著人力資源管理工作達(dá)到了一個(gè)更高的層次，這對(duì)人力資源管理從業(yè)者提出了更高的要求。因此，公司不僅要加強(qiáng)現(xiàn)代人力資源管理理論培訓(xùn)，還要加強(qiáng)信息技術(shù)培訓(xùn)，提升人力資源管理從業(yè)者信息技術(shù)應(yīng)用水平，打造復(fù)合型人力資源管理團(tuán)隊(duì)，從而推動(dòng)人力資源管理信息化建設(shè)，并以此為契機(jī)，推動(dòng)企業(yè)整體信息化水平的提升。

2 井口抬升模擬實(shí)驗(yàn)

2.1 高溫高壓井井口抬升模擬實(shí)驗(yàn)裝置

基于實(shí)驗(yàn)需求設(shè)計(jì)了一套高溫高壓井井口抬升模擬實(shí)驗(yàn)裝置，如圖2所示。本裝置運(yùn)用?244.5 mm-?177.8 mm-?114.3 mm-?73 mm管柱模擬構(gòu)成A、B、C環(huán)空，其中?73 mm管柱長4.0 m，?114.3 mm管柱長3.5 m，?177.8 mm管柱長3.0 m，?244.5 mm管柱長2.5 m。?73 mm管內(nèi)注滿導(dǎo)熱油，A、B、C環(huán)空均注入有不同密度的鹽水以模擬環(huán)空保護(hù)液。裝置底部和頂部均焊接為一體，并保證裝置的整體強(qiáng)度、剛度和密封性。?73 mm管內(nèi)加熱棒長度為2.5 m，加熱功率4 kW，控溫精度±1.0 ℃，管柱伸長測(cè)量精度0.001 mm。

本文重點(diǎn)研究水泥返高對(duì)深水高溫高壓井井口抬升高度的影響，依托上述實(shí)驗(yàn)裝置開展了水泥返高50%及100%條件下的雙層管柱伸長模擬實(shí)驗(yàn)，以及多層管柱耦合且固井條件下的井口抬升模擬實(shí)驗(yàn)，對(duì)比筆者開展的多層管柱自由伸長模擬實(shí)驗(yàn)以及多層管柱耦合不固井條件下的井口抬升模擬實(shí)驗(yàn)［18-19］，獲得了固井水泥膠結(jié)對(duì)井口抬升高度的影響規(guī)律。

圖2 深水高溫高壓井井口抬升模擬實(shí)驗(yàn)裝置結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 2 Schematic structure of simulation experimental device of wellhead uplift of deepwater high temperature and high pressure well

2.2 水泥返高50%條件下的雙層管柱伸長模擬實(shí)驗(yàn)

?73 mm管柱和?114.3 mm管柱構(gòu)成雙層管柱環(huán)空，水泥漿充填50%，水泥面以上充滿密度1.03 g/cm3的鹽水，?73 mm管內(nèi)充滿導(dǎo)熱油，測(cè)量45～150 ℃條件下的管柱伸長量，溫度每升高20 ℃測(cè)試一次。實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D3所示，管柱伸長量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)見表1。

圖3 雙層管柱水泥漿返高50%實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig. 3 Experimental model of double-layer string with 50%cement top

從表1可看出，管柱伸長量隨溫度升高而變大，?73 mm管柱伸長量增長高于?114.3 mm管柱。?73 mm管柱管內(nèi)溫度上升較快，150 ℃穩(wěn)定1.5 h后的伸長量為4.797 mm；依托該實(shí)驗(yàn)裝置測(cè)試套管自由伸長狀態(tài)下的?73 mm管柱井口抬升高度為5.246 mm［19］，本實(shí)驗(yàn)相比自由伸長狀態(tài)下的井口抬升高度降低了約20%(0.449 mm)。?114.3 mm管柱由于受水泥石傳熱的影響，溫度上升較慢，伸長量較小，150 ℃穩(wěn)定1.5 h后的伸長量為3.871 mm；依托該實(shí)驗(yàn)裝置測(cè)試套管自由伸長狀態(tài)下的?114.3 mm管柱井口抬升高度為4.123 mm［19］，本實(shí)驗(yàn)相比自由伸長狀態(tài)下的井口抬升高度降低了約

22.4%(0.252 mm)。

表1 水泥返高50%條件下的雙層管柱伸長模擬實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 1 Simulation experimental data of double-layer string elongation under the condition with 50% cement top

2.3 水泥返高100%條件下的雙層管柱伸長模擬實(shí)驗(yàn)

?73 mm管柱和?114.3 mm管柱構(gòu)成雙層管柱環(huán)空，環(huán)空水泥漿充填100%，?73 mm管內(nèi)充滿導(dǎo)熱油，測(cè)量45～150 ℃條件下的管柱伸長量，溫度每升高20 ℃測(cè)試一次。實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D4所示，管柱伸長量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)見表2。

圖4 雙層管柱水泥漿返高50%實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig. 4 Experimental model of double-layer string with 50%cement top

表2 水泥返高100%條件下的雙層管柱伸長模擬實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 2 Simulation experimental data of double-layer string elongation under the condition with 100% cement top

2.4 多層管柱耦合且固井條件下的井口抬升模擬實(shí)驗(yàn)

相比多層管柱耦合不固井條件下的井口抬升模擬實(shí)驗(yàn)［19］，本實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ驮?177.8 mm管柱外增加了一層?244.5 mm管柱。A環(huán)空充滿密度1.03 g/cm3的鹽水后封閉，B環(huán)空水泥返深50%，水泥面以上環(huán)空充滿密度1.30 g/cm3的鹽水后封閉，C環(huán)空水泥返深100%，?73 mm管內(nèi)充滿導(dǎo)熱油，測(cè)量45～150 ℃條件下的管柱伸長量，溫度每升高20 ℃測(cè)試一次。實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D5所示，管柱伸長量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)見表3。

從表3可看出，在多層管柱耦合固井條件下，由于B環(huán)空和C環(huán)空部分管柱受到了水泥環(huán)的膠結(jié)作用，整體伸長量都受到了影響。?73 mm管柱150 ℃穩(wěn)定1.5 h后的伸長量為4.280 mm，相比筆者在多層管柱耦合不固井條件下測(cè)試的?73 mm管柱伸長量5.143 mm［19］，降低了16.8%；?177.8 mm管柱150 ℃穩(wěn)定1.5 h后的伸長量為2.572 mm，相比不固井條件下測(cè)試的?177.8 mm管柱伸長量4.044 mm［19］，降低了36.4%；?114.3 mm管柱150 ℃穩(wěn)定1.5 h后的伸長量為2.867 mm，相比不固井條件下測(cè)試的?114.3 mm管柱伸長量4.558 mm［19］，降低了37.0%。

圖5 多層管柱耦合固井條件下的井口抬升模擬實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig. 5 Simulation experimental model of wellhead uplift under the condition of multi-layer string coupling cementing

3 模擬實(shí)驗(yàn)與模型計(jì)算結(jié)果對(duì)比

基于筆者開展的多層管柱自由伸長模擬實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，管柱的線膨脹系數(shù)在(10～20) ×10-6/℃之間［19］，結(jié)合實(shí)測(cè)線膨脹系數(shù)，運(yùn)用1.2部分所建立的井口抬升量計(jì)算模型，針對(duì)圖5所示的實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ秃蛯?shí)驗(yàn)方案開展了井口抬升量計(jì)算，計(jì)算模型考慮多層管柱耦合受熱應(yīng)力、圈閉壓力和水泥環(huán)膠結(jié)對(duì)管柱伸長的影響，此外采用相同的水泥漿體系配方開展了水泥環(huán)膠結(jié)強(qiáng)度測(cè)試，膠結(jié)強(qiáng)度平均值為2.35 MPa。管柱伸長量計(jì)算數(shù)據(jù)與模擬實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比見圖6。相比實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，基于模型計(jì)算的管柱伸長量平均誤差6.05%，可以滿足工程計(jì)算需要。

表3 多層管柱耦合固井條件下的井口抬升模擬實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 3 Simulation experimental data of wellhead uplift under the condition of multi-layer string coupling cementing

圖6 多層管柱耦合固井條件下井口抬升量計(jì)算與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比Fig. 6 Comparison between calculated wellhead uplift and experimental data under the condition of multi-layer string coupling cementing

4 結(jié)論

(1)固井水泥環(huán)的膠結(jié)能力對(duì)管柱伸長具有不可忽視的影響，相比水泥返高50%工況，雙層管柱水泥返高100%條件下管柱伸長量明顯降低，相比多層管柱耦合非固井工況，固井條件下的井口抬升模擬實(shí)驗(yàn)管柱最大伸長量可降低36.5%左右。

(2)本文所建立的井口抬升計(jì)算模型與模擬實(shí)驗(yàn)相比誤差小于10%，可用于預(yù)測(cè)實(shí)際井口抬升高度。為了降低井口抬升高度，采用低線膨脹系數(shù)管材，適當(dāng)增加水泥返高以及提高水泥環(huán)膠結(jié)強(qiáng)度有助于降低井口抬升高度，促進(jìn)深水高溫高壓井井口完整性。