鄭 昕，馬建杰，姚 峰，時維才，崔永亮

（中國石化江蘇油田分公司石油工程技術研究院，江蘇 揚州 225009）

為成功實現(xiàn)我國“雙碳”目標，能源行業(yè)積極響應國家號召，以CO2驅(qū)油埋存一體化技術為核心，大力推動生產(chǎn)過程低碳化轉(zhuǎn)型。早在20 世紀90 年代，江蘇油田就已開展CO2驅(qū)油技術探索和擴大試驗，2021 年末總注氣量已達17.92×104t，增油8.15×104t。但在此過程中陸續(xù)有8 口井發(fā)生管柱失效情況，斷裂方式多為脆斷（見圖1），失效深度多在500 m 以內(nèi)，嚴重影響現(xiàn)場生產(chǎn)。針對CO2管柱失效機理已有眾多學者進行了研究，傅海榮［1］通過能譜分析、腐蝕產(chǎn)物結(jié)構(gòu)分析等手段發(fā)現(xiàn)失效管柱斷口存在S 元素，結(jié)合現(xiàn)場套管氣組分推斷管柱失效的原因是H2S 應力腐蝕開裂；張智［2］基于電化學腐蝕和管柱力學等理論建立了CO2吞吐井腐蝕預測模型，通過模擬獲得了管柱的極限吞吐次數(shù)；朱達江［3］通過室內(nèi)實驗評價了封隔器橡膠在CO2環(huán)境下的耐腐蝕性能；王峰［4］研究了CO2-H2S-Cl-共存環(huán)境下溫度、pH 值、H2S 分壓等因素對管柱腐蝕的影響規(guī)律；韓進山［5］認為CO2注采井管柱失效的原因主要包括物理載荷應變和化學腐蝕損傷。前人的研究多偏重于化學腐蝕方面，而關于溫度和應力對管柱結(jié)構(gòu)的影響方面研究相對不足，結(jié)合生產(chǎn)現(xiàn)場發(fā)現(xiàn)大部分失效管柱無明顯腐蝕現(xiàn)象，本文擬從熱力學和結(jié)構(gòu)力學的角度去探討管柱失效原因，為CO2注采管柱防護措施提供理論基礎。

圖1 失效井斷口形貌

1 井筒溫度場模型

向下注入過程中，液態(tài)CO2不斷與管壁、地層進行換熱，逐漸變?yōu)楦邷貧鈶B(tài)。以CO2注入方向為正方向，油管軸線為Z 軸建立坐標系，由Mukherjee-Brill壓力梯度方程和Ramey推薦的井筒傳熱模型為基礎［6-7］，綜合考慮傳熱系數(shù)、流體高壓物性、相態(tài)和流型變化等，建立流體溫度壓力計算耦合模型：

式中：PL為CO2壓力，Pa；ρm為CO2密度，kg/m3；g為重力加速度，m/s2；θ為管斜角，（°）；fm為摩擦阻力系數(shù)；vm為CO2流速，m/s；rti為油管內(nèi)徑，m；vSG為表觀流速，m/s；TL為CO2溫度，K；rto為油管外徑，m；UL為總傳熱系數(shù)，W/（m2·K）；λear為地層熱導率，W/（m·K）；Te為地層初溫，K；cp為CO2比熱容，J/（kg·K）；Wm為質(zhì)量流量，kg/s；f（tD）為Ramey 無因次時間函數(shù)；αJ為焦耳湯姆孫系數(shù)，K/Pa。

其中，總傳熱系數(shù)UL具體表達式為：

式中：hf為油管對流換熱系數(shù)，W/（m2·K）；λtub為油管導熱系數(shù)，W/（m·K）；hc為環(huán)空對流換熱系數(shù)，W/（m2·K）；hr為環(huán)空輻射換熱系數(shù)，W/（m2·K）；rco為套管外徑，m；rci為套管內(nèi)徑，m；λcas為套管導熱系數(shù)，W/（m·K）；rh為水泥環(huán)半徑，m；λcem為水泥環(huán)導熱系數(shù)，W/（m·K）。

根據(jù)圓筒壁傳熱理論，通過隱式求解法可算出油管壁上每處的溫度分布，差分表達式如下：

2 CO2注入井管柱熱力耦合計算模型

如圖2 所示，對CO2注入井管柱取微單元進行縱向受力分析，可以看出管柱除受自身重力和拉力外，還會因溫度效應發(fā)生膨脹或收縮，從而引起額外的加載力Fi，其作用在管柱截面上即為熱應力σi，熱應力σi的大小決定了管柱發(fā)生失效的可能性。

圖2 CO2注入井管柱受力分析

引入管材膨脹系數(shù)α求解熱應力σi，單位1/K，膨脹系數(shù)α隨溫度變化的關系式為［8］：

式中：Ti為油管溫度，K；αi為膨脹系數(shù)，1/K。

徐志東［9］給出了管材在不同溫度下的楊氏模量E計算公式：

式中：E0為油管初始楊氏模量，MPa；Ei為油管在i處的楊氏模量，MPa。

在i處因溫度效應導致的熱應力σi可表示為：

式中：σi為油管在i處的熱應力，MPa。

將式（4）和（5）代入（6）中整理得：

式（3）和式（7）聯(lián)立即為CO2注入井管柱熱力耦合計算模型。

通過管柱低溫力學性能實驗獲得不同溫度下管柱抗拉強度和屈服強度的變化規(guī)律，對實驗結(jié)果進行擬合得到溫度和力學強度關系式：

式中：σb為抗拉強度，MPa；σs為屈服強度，MPa。

使用CO2注入井管柱熱力耦合計算模型，結(jié)合式（8）和（9）即可對管柱進行失效判定。其中，管柱縱向總應力σ總：

式中，σ總為油管所受縱向總應力，MPa；Gx為管柱重力，N。

當σ總＜σs時，熱應力不會導致管柱失效；

當σs＜σ總＜σb時，熱應力易導致管柱失效；

當σb＜σ總時，管柱失效。

3 計算實例

HX26-1 井2019 年3 月28 日開始注氣，初期注氣未加熱，2020 年8 月4 日因管柱失效停注，累計注氣量6 864.16 t，停注時泵壓7.7 MPa，油壓5.4 MPa，套壓4.9 MPa（見圖3）。為研究管柱失效原因，利用CO2注入井管柱熱力耦合計算模型，對HX26-1井進行模擬分析，模擬時所用參數(shù)見表1。

圖3 HX26-1井注氣曲線

表1 模擬所用參數(shù)

圖4 模擬了不同CO2注入溫度下，井筒內(nèi)流體的溫度隨井深的變化，可以看出在井深1 500 m 以上CO2初始注入溫度對井筒內(nèi)流體溫度影響較大，1 500 m 以下影響較小。圖5 模擬了注氣過程中初始注入溫度為5℃時，井內(nèi)流體和油管溫度分布情況，結(jié)果表明：因井口附近油管與低溫CO2接觸時間最長，且原始井筒溫度也較低，導致油管溫度接近流體溫度。隨著井深逐漸增加，地層溫度逐漸升高，油管溫度也越向地層溫度靠近。

圖4 不同注入溫度下的流體溫度剖面

圖5 注CO2過程中井筒溫度分布

通過CO2注入井管柱熱力耦合計算模型，計算不同注入溫度下的管柱熱應力、抗拉強度和屈服強度，結(jié)果如圖6—圖8 所示，可以看出：當注入溫度為-5℃時，CO2注入井縱向總應力要高于抗拉強度，說明管柱在此溫度下注氣會發(fā)生失效。當注入溫度為0℃和5℃時，管柱總應力雖小于抗拉強度，但可以明顯看出在500～900 m 管柱總應力達到峰值，發(fā)生失效的概率要高于其他區(qū)域，與現(xiàn)場失效均發(fā)生在井筒上半段的情況一致。

圖6 HX26-1井注入溫度-5℃的應力剖面

圖7 HX26-1井注入溫度0℃的應力剖面

圖8 HX26-1井注入溫度5℃的應力剖面

2020 年10 月，HX26-1 井作業(yè)起管柱發(fā)現(xiàn)第78根油管本體斷，室內(nèi)模擬結(jié)果與現(xiàn)場失效情況吻合。

此外，為驗證規(guī)律的普遍性，筆者對不同區(qū)塊的注入井（T95-14、Z13-4井等）也進行了模擬，模擬結(jié)果均一致（見圖9、圖10），表明注入溫度過低對注氣管柱性能會造成影響，且主要作用在井筒上半段。目前，現(xiàn)場已使用加熱設備提高的井口注氣溫度，管柱失效問題得到有效緩解，綜合數(shù)值模擬結(jié)果、現(xiàn)場失效管柱情況以及采取措施的效果，證明注氣溫度是影響管柱失效的主要因素。

圖9 T95-14井注入溫度-5 ℃的應力剖面

圖10 Z13-4井注入溫度-5 ℃的應力剖面

4 結(jié)論與建議

（1）CO2注采管柱失效機理錯綜復雜，不僅存在著CO2腐蝕和H2S 腐蝕，溫度也是一個重要的影響因素。金屬管材的抗拉強度、屈服強度和楊氏模量等都隨著溫度的變化而改變，同時，管柱因溫度效應也會產(chǎn)生熱應力，當熱應力較大時易引發(fā)管柱失效。

（2）數(shù)模計算結(jié)果表明CO2初始注入溫度對井筒上半段溫度場影響較大，而在1 500 m 以下影響較小。受CO2持續(xù)注入和地層溫度的影響，油管本體在井口附近的溫度最低。

（3）通過管柱熱力耦合計算模型對CO2注入管柱進行受力分析，結(jié)果表明井筒上半段受溫度效應影響較大，管柱縱向總應力在此區(qū)域達到峰值，若大于管材抗拉強度，管柱會失效，模擬結(jié)果與現(xiàn)場實際情況吻合。

（4）現(xiàn)場實際注氣過程中還存在間歇注入的情況，溫度的反復變化易引起交變載荷，最終發(fā)生疲勞損傷，下步工作可從應變疲勞出發(fā)進行研究。