韓 玲

（中國(guó)石油化工股份有限公司江漢油田分公司石油工程技術(shù)研究院，湖北武漢 430000）

利用非均勻外載數(shù)值模擬法優(yōu)化鹽間油藏套管類型

韓 玲

（中國(guó)石油化工股份有限公司江漢油田分公司石油工程技術(shù)研究院，湖北武漢 430000）

此文從鹽間油藏套管損壞現(xiàn)狀出發(fā)，分析了套管變形井的力學(xué)影響參數(shù)。利用現(xiàn)有測(cè)井資料、巖石力學(xué)參數(shù)及水力壓裂參數(shù)建立與垂向地應(yīng)力、水平地應(yīng)力和蠕變外載力相關(guān)的非均勻載荷計(jì)算模型，然后利用非均勻外載與套管屈服強(qiáng)度、套管等效強(qiáng)度及徑厚比的轉(zhuǎn)換關(guān)系，計(jì)算出套管變形狀態(tài)下的等效破壞載荷和應(yīng)具備的抗擠強(qiáng)度，最后優(yōu)選出適合鹽間油藏不同區(qū)塊的套管類型。通過(guò)非均勻外載數(shù)值模擬法研究，定量分析了鹽間油藏套管損壞的力學(xué)機(jī)理，形成了一套適合鹽間油藏套管優(yōu)選的理論計(jì)算方法，對(duì)國(guó)內(nèi)外相似油田也起到了一定的指導(dǎo)作用。

非均勻外載；構(gòu)造系數(shù)；蠕變；等效載荷

1 鹽間油藏套管損壞現(xiàn)狀

鹽間油藏屬于潛江凹陷，主要分布在王場(chǎng)北、王場(chǎng)南、廣華等區(qū)塊，多數(shù)地區(qū)尤其是王場(chǎng)北區(qū)塊斷層多而且走向復(fù)雜，構(gòu)造引起壓力不平衡是使套管發(fā)生彎曲變形一個(gè)重要因素；其次鹽間儲(chǔ)層巖性以泥巖、白云巖和鹽巖為主，上下遮擋層均為鹽巖，油井開發(fā)過(guò)程中泥巖吸水蠕變和膨脹，鹽層蠕變、坍塌和塑性流動(dòng)都會(huì)使套管產(chǎn)生一個(gè)非均勻的變形，其變形量隨時(shí)間增加而增大，直至套損。

通過(guò)統(tǒng)計(jì)23口套管井井筒狀況，套管完井的套管變形（以下簡(jiǎn)稱套變）井達(dá)到12口，套變率為52.2%，嚴(yán)重影響了油井的正常生產(chǎn)。

油層套管主要采用N80 139.7 mm×7.72 mm、N80 139.7 mm×9.17 mm、P110 139.7 mm×9.17 mm三種類型，其中N80型套管總計(jì)損壞12井次，占N80型油層套管使用井的80%，平均套變時(shí)間為1.65年；鋼級(jí)P110套損井為3井次，占P110型油層套管井（8井次）的37.5%，平均套變時(shí)間為3.5年，見表1。

表1 套管損壞井油層套管類型統(tǒng)計(jì)

套損井主要分布在王場(chǎng)北，其中套管完井19口，套損井12口，王場(chǎng)南、廣華及外圍區(qū)域尚未出現(xiàn)套變井，見表2。

表2 套變井分布區(qū)塊統(tǒng)計(jì)

就目前的套管損壞情況來(lái)看，表現(xiàn)特征：①鋼級(jí)與抗擠強(qiáng)度越高，套損越輕微，P110套管的總體損壞情況好于N80型套管，但仍然不能滿足地層的抗壓需求，需要研究與地層應(yīng)力匹配，能夠有效延長(zhǎng)套管壽命的套管鋼級(jí)和類型，滿足生產(chǎn)的需要；②套損井主要集中在王場(chǎng)北區(qū)塊，外圍區(qū)域套損有所差異，如王場(chǎng)南區(qū)的王19-8井套管為N80 139.7 mm×（9.17 mm +7.72 mm），目前生產(chǎn)2.5年，經(jīng)過(guò)多輪次的擠水作業(yè)，井筒狀況依然較好。不同區(qū)塊鹽間儲(chǔ)層的套變規(guī)律不一致，需要針對(duì)鹽間儲(chǔ)層結(jié)合儲(chǔ)層構(gòu)造應(yīng)力、蠕變影響及最終損壞狀態(tài)分析套管非均勻外載，優(yōu)選適合鹽間儲(chǔ)層的套管類型。

2 鹽間油藏套變井力學(xué)影響參數(shù)分析

2.1 高陡構(gòu)造、大傾角、高地應(yīng)力地層引起套管損壞

王場(chǎng)背斜的鹽間泥質(zhì)白云巖油藏在車擋斷層附近，背斜軸面直立，走向NW向，兩翼傾角上陡下緩，地層傾角10~70°不等，樞紐主體向NW傾伏并稍有起伏，傾伏角5~10°不等，王場(chǎng)背斜是一個(gè)典型的在鹽底辟作用下形成的生長(zhǎng)背斜。王場(chǎng)背斜的高陡構(gòu)造、大傾角、高地應(yīng)力地層是引起套管損壞的一個(gè)重要因素。統(tǒng)計(jì)該井區(qū)19口套管完井，其中有12口井套管變形，套損率達(dá)到了63.2%，其余鹽間油藏區(qū)塊目前未出現(xiàn)套變，表明套管變形與構(gòu)造具有直接關(guān)系。

2.2 鹽巖、泥巖、鈣芒硝泥巖含量高，見水后易泥化，加劇蠕變變形，加劇非均勻外載導(dǎo)致套管損壞

當(dāng)注入水進(jìn)入泥巖和鹽巖時(shí)，泥巖和鹽巖吸水軟化，其成巖的膠結(jié)力逐漸消失，變?yōu)樗苄?，蠕變速度增大，在井眼周圍產(chǎn)生非均勻應(yīng)力分布，套管受橢圓形應(yīng)力作用無(wú)法釋放，迫使非均勻水平應(yīng)力擠壓套管，當(dāng)?shù)刃茐妮d荷大于套管屈服強(qiáng)度時(shí)，套管產(chǎn)生橢圓形變形，最終造成套管損壞（圖1）。

圖1 儲(chǔ)層巖石礦物組成與套變示意圖

為了正確認(rèn)識(shí)鹽間油藏套管擠毀的力學(xué)機(jī)制，需要在非均勻載荷受力分析模型引入構(gòu)造系數(shù)及蠕變載荷，以分析不同區(qū)塊的油井的受力狀況，優(yōu)選適合的鋼級(jí)類型。

3 非均勻外載模型建立

主要利用現(xiàn)有測(cè)井資料解釋、巖石力學(xué)參數(shù)及水力壓裂參數(shù)建立與垂向地應(yīng)力、水平地應(yīng)力和蠕變外載力相關(guān)的非均勻載荷計(jì)算模型，然后利用非均勻外載與套管屈服強(qiáng)度、套管等效強(qiáng)度及徑厚比的轉(zhuǎn)換關(guān)系，計(jì)算出套管變形狀態(tài)下的等效破壞載荷和應(yīng)具備的抗擠強(qiáng)度，最后結(jié)合目前不同鋼級(jí)套管的抗擠強(qiáng)度優(yōu)選出適合鹽間油藏不同區(qū)塊的套管類型[1]。

3.1 垂向地應(yīng)力

垂向地應(yīng)力是由上覆地層重力引起的，它是隨著地層密度和深度而變化的，因此可用密度測(cè)井資料來(lái)求出垂向地應(yīng)力。

式中：σv為垂向地應(yīng)力；h為地層埋藏深度；ρ(h)為地層密度隨深度變化的函數(shù)；g為重力加速度。

3.2 水平地應(yīng)力

假設(shè)地層為均質(zhì)各向同性的線彈性體，并假定在沉積后期地質(zhì)構(gòu)造運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，地層與地層之間不發(fā)生相對(duì)位移，所有地層兩水平方向的應(yīng)變均為常數(shù)。

3.3 非均勻外載等效破壞載荷

美國(guó)力學(xué)專家Neste的理論和試驗(yàn)研究表明，套管受類似橢圓形載荷、剪切載荷或徑向載荷作用時(shí)，在套管徑厚比（D/t）小于32的情況下，在局部套管壁上產(chǎn)生屈服破壞所需要的載荷比套管產(chǎn)生彈性失穩(wěn)的載荷小得多。因此，對(duì)于現(xiàn)場(chǎng)常用的API系列套管（D/t在10~32之間）來(lái)說(shuō)，當(dāng)其承受非均勻外載時(shí)，屈服破壞是主要的[2]。

假設(shè)套管壁上的任一區(qū)域發(fā)生屈服時(shí)，套管就開始發(fā)生塑性屈服破壞。當(dāng)套管滿足下式時(shí)，該處就首先發(fā)生屈服。

在非均勻地應(yīng)力作用下，泥巖蠕變將對(duì)套管產(chǎn)生一個(gè)非均勻的外擠壓力，其大小隨時(shí)間的增大而增大；開始增加速度較快，隨后增加速度變緩，當(dāng)經(jīng)過(guò)較長(zhǎng)時(shí)間后套管所受的蠕變外載力會(huì)趨于一個(gè)穩(wěn)定值而不再增加。在套管周圍不同方向所受蠕變外載力是不同的，在最大地應(yīng)力方向受力最大，與之垂直的方向上受力最小，套管周圍蠕變載荷外載的分布形式為橢圓形，其分布規(guī)律可表示為：

式中：σn為套管所受的徑向蠕變外載力，MPa； θ為與最大水平主應(yīng)力方向的夾角；S1、S2為與地層性質(zhì)及地應(yīng)力相關(guān)的常數(shù)，MPa。其中：

式中：σH為最大水平地應(yīng)力，MPa； σh為最小水平地應(yīng)力，MPa；K1和K2為與蠕變地層性質(zhì)有關(guān)的常數(shù)，通常，K1=1.05~1.20，K2=0.8~1.0。

通過(guò)實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，套管強(qiáng)度降低的程度取決于橢圓形載荷的比值K，K 值越小，強(qiáng)度降低越多。

式中：a為考慮蠕變及構(gòu)造影響的校正最大水平應(yīng)力，MPa；b為考慮蠕變及構(gòu)造影響的校正最小水平應(yīng)力，MPa。

非均勻外載等效破壞載荷[3]：

4 非均勻外載計(jì)算與套管類型優(yōu)選

4.1 王場(chǎng)北區(qū)

結(jié)合王場(chǎng)北套管損壞資料發(fā)現(xiàn)，套管變形井多數(shù)在鹽層發(fā)育帶，井深超過(guò)1 500 m，套管強(qiáng)度均達(dá)不到實(shí)際要求，因此本文分別對(duì)1 500 m以上深度的套管進(jìn)行強(qiáng)度校核，以王** 10井為例，異常井段頂深~底深為1 715~1 780 m（其基本數(shù)據(jù)見表3），打鉛印四次，帶出鉛模側(cè)面有刮痕，變形分別為：∫116mm×112mm、∫116mm×113mm、116mm×112mm、∫116mm×106mm ，分析為套管變形，屬于泥巖吸水膨脹形成外擠力或軸向拉力作用下，套管產(chǎn)生縮徑變形。依據(jù)上述理論公式進(jìn)行套管強(qiáng)度校核，具體步驟如下（借鑒同層位鄰井王**井壓裂數(shù)據(jù)及巖石力學(xué)參數(shù)，靜態(tài)泊松比0.26，楊氏模量2.79 GPa）：

表3 王** 10井的基本數(shù)據(jù)（1 715~1 780 m處）

計(jì)算得出：K = b/a = 0.74，等效破壞載荷Pc=ab = 36.08 MPa，Pc/ Yp= 36.08 / 758 = 0.05。

根據(jù)套管的等效破壞強(qiáng)度同鋼材屈服強(qiáng)度比與徑厚比的關(guān)系可知，對(duì)于K=0.74，徑厚比（D/t）為15.23的井，該套管的所能承受的載荷只相當(dāng)于12~14 MPa的橢圓形載荷。因此該井受泥巖蠕變的影響，此時(shí)的等效破壞載荷是22.74 MPa，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于套管的承受能力，原有套管不能承受住現(xiàn)有載荷的作用，將發(fā)生橢圓變形損壞。

只有當(dāng)套管的D/t＞13時(shí)，才能滿足強(qiáng)度要求，根據(jù)API套管徑厚比（D/t）與外擠強(qiáng)度Pco的關(guān)系，可得滿足上述載荷抗非均勻外擠強(qiáng)度Pyp的套管：

按照上述方法對(duì)鹽間油藏的套損井進(jìn)行套管強(qiáng)度校核，可以得到所有套變井需要的抗外擠強(qiáng)度。

如表4和圖2顯示結(jié)果可知，套管損壞時(shí)的最大擠毀強(qiáng)度達(dá)到了107.6 MPa，且不論構(gòu)造高部位還是低部位最大擠毀強(qiáng)度均達(dá)到了101 MPa以上。

表4 套損井套管數(shù)據(jù)

圖2 套變井校核分布情況

因此，王場(chǎng)北區(qū)不論是在構(gòu)造變化帶還是平緩帶，采用鋼級(jí)P110、壁厚10.54 mm的5-1/2"套管均不能避免套管損壞，建議采用TP130TT或TP165V高抗擠套管，抗擠毀強(qiáng)度見表5。

表5 高抗擠套管抗擠毀強(qiáng)度對(duì)比

4.2 王場(chǎng)南區(qū)及廣華區(qū)塊

目前鹽間油藏王場(chǎng)南區(qū)及廣華區(qū)塊總計(jì)壓裂投產(chǎn)4井次，目前均未出現(xiàn)套變現(xiàn)象，油層段主要鋼級(jí)為P110，只有王19-*井為N80，見表6。

表6 王場(chǎng)南及廣華等深層凈套管鋼級(jí)統(tǒng)計(jì)

以王19-*井儲(chǔ)層段2 610 m計(jì)算蠕變條件下的非均勻外載，具體參數(shù)見表7。

表7 王19-*井的基本數(shù)據(jù)（2 610 m處）

Pc=ab=51.9 MPa，Pc/Yp= 51.9/552=0.09。根據(jù)套管的等效破壞強(qiáng)度同鋼材屈服強(qiáng)度比與徑厚比的關(guān)系可知，對(duì)于K=0.9套管采用N80套管，Pc/Yp大于0.09時(shí)，徑厚比應(yīng)小于13.5。根據(jù)API套管徑厚比（D/t）與外擠強(qiáng)度Pco的關(guān)系，可得能夠承受的非均勻外擠載荷強(qiáng)度Pyp為：

雖然目前王19-*井未出現(xiàn)套損現(xiàn)象，但由于儲(chǔ)層泥質(zhì)和鹽類含量高，考慮后期蠕動(dòng)效應(yīng)，套管抗擠毀強(qiáng)度應(yīng)大于75.7 MPa；其余3口井油層段均為P110套管抗擠強(qiáng)度在87.1 MPa以上，基本滿足套管抗擠毀需要。因此針對(duì)構(gòu)造應(yīng)力影響較低的王南、廣華等區(qū)塊，為了保證井筒穩(wěn)定性，建議提高套管壁厚，可以采用壁厚9.17 mm / 10.54 mm的P110套管。

5 結(jié)論

因?yàn)榈叵路蔷鶆虻貞?yīng)力的存在，直接導(dǎo)致作用在套管的徑向外載呈橢圓形分布。在遠(yuǎn)場(chǎng)地應(yīng)力包括地層蠕變作用下，這種外載分布的不均勻性更加嚴(yán)重，即在最大和最小地應(yīng)力方向上，外載荷分別相應(yīng)地增加或者減小。因此采用非均勻外載的計(jì)算方法來(lái)優(yōu)選套管類型是合理的，根據(jù)上述對(duì)不同區(qū)塊套管強(qiáng)度的校核初步形成以下認(rèn)識(shí)：

（1）鹽巖蠕變及構(gòu)造作用產(chǎn)生的非均勻外載力比單純?nèi)渥儺a(chǎn)生的非均勻外載力還要大，一是王場(chǎng)北區(qū)潛3410韻律埋深均在1 500~1 700 m產(chǎn)生的非均勻外載在107.6 MPa，而王南廣華等深層（2 600~2 800 m）潛3410韻律儲(chǔ)層產(chǎn)生的非均勻外載僅為75.7 MPa；二是根據(jù)目前P110套管應(yīng)用情況及損壞情況來(lái)看，王場(chǎng)北區(qū)的P110套管井出現(xiàn)套變，而其他區(qū)塊套管依然完好。

（2）王場(chǎng)北區(qū)塊，套管厚鋼級(jí)P110壁厚9.17 mm的套管出現(xiàn)了損壞，需要鋼級(jí)更高，壁厚更厚的高抗擠套管，從目前計(jì)算結(jié)果來(lái)看，建議王場(chǎng)北區(qū)鹽間層段采用TP130TT或TP165V高抗擠套管。

（3）王場(chǎng)南、廣華等區(qū)塊，采用鋼級(jí)P110 壁厚9.17/10.54 mm的套管能夠達(dá)到維持井壁穩(wěn)定的目的。

（4）本文采用非均勻外載數(shù)值模擬法，引入構(gòu)造系數(shù)與蠕變載荷等地質(zhì)影響參數(shù)，定量分析了鹽間油藏套管損壞的力學(xué)機(jī)理，形成了一套適合鹽間油藏套管優(yōu)選的理論計(jì)算方法，對(duì)國(guó)內(nèi)外相似油田也起到了一定的指導(dǎo)作用。

[1]游園， 魯進(jìn). 王場(chǎng)油田套損機(jī)理及防治技術(shù)研究[R]. 江漢油田分公司采油工藝研究院， 2011.

[2]張洪坤. 地層和水泥環(huán)聯(lián)合作用下套管柱外載荷計(jì)算及強(qiáng)度分析[D]. 青島： 中國(guó)石油大學(xué)， 2011.

[3]王桂華， 蓋永革， 程遠(yuǎn)方. 非均勻外擠力作用下套管強(qiáng)度特征分析[J]. 石油鉆探技術(shù)， 2003， 31（5）： 58-60.

Optimization of Casing Type in Inter-salt Reservoir via Numerical Simulation of Non-uniform External Load

HAN Ling
（Petroleum Engineering Technology Research Institute, SINOPEC Jianghan Oilfield Company, Wuhai Hubei 430000, China）

Based on the present situation of casing damage in the inter-salt reservoirs, the author studied the mechanical parameters which cause the deformation of casing in the well. First of all, the non-uniform load calculation model which is related with the vertical crustal stress, horizontal crustal stress and creep load was established by using the available logging data, rock mechanical parameters and hydraulic fracturing parameters. And then, the equivalent collapse resistance under the condition of the casing deformation and the necessary compressive strength were calculated via using the transformation relationship between the non-uniform load and the yield strength of casing, the equivalent casing strength and the ratio of diameter to thickness. Finally, the casing type suitable for the inter-salt reservoirs in different blocks was optimized. Based on the numerical simulation of non-uniform external load, the author quantitatively analyzed the mechanical mechanism for the casing damage in the inter-salt reservoirs, proposed a theoretical calculation method for the optimization of casing type suitable for the inter-salt reservoirs.

Non-uniform external load; structure coeffcient; creep; equivalent load

TE38

A

10.3969/j.issn.1008-2336.2017.01.043

1008-2336（2017）01-0043-06

2016-08-22；改回日期：2016-12-12

韓玲，女， 1980年生，工程師，2009年畢業(yè)于中國(guó)石油大學(xué)（北京）化學(xué)工藝專業(yè)，從事儲(chǔ)層改造工作。E-mail: binggufuni@163.com。