練章華 萬(wàn)智勇 吳彥先 史君林 趙朝陽(yáng)

(1.西南石油大學(xué)油氣藏地質(zhì)及開(kāi)發(fā)工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 2.中國(guó)石油新疆油田分公司工程技術(shù)研究院)

0 引 言

隨著深井超深井的廣泛開(kāi)發(fā)，大尺寸套管深井越來(lái)越多，井口坐掛載荷控制變得困難。坐掛載荷過(guò)大會(huì)導(dǎo)致井口下沉及卡瓦牙對(duì)套管損傷大等問(wèn)題，過(guò)小可能導(dǎo)致套管頭密封性能差等問(wèn)題。若要避免這些問(wèn)題，需要對(duì)井口卡瓦懸掛器與套管損傷的力學(xué)機(jī)理進(jìn)行深入的理論和試驗(yàn)研究[1-3]。井口裝置作為油井井筒完整性的重要一環(huán)，其承壓能力及密封性能直接影響服役狀況下的安全[4-8]，必須進(jìn)行井口試壓測(cè)試。在該過(guò)程中往往需要施加較高的壓力，并且在套管軸向載荷以及懸掛器卡瓦夾持力等共同作用下，使得井口位置套管受到較大的復(fù)合載荷，極易造成井口管柱變形、損壞等現(xiàn)象，嚴(yán)重影響正常作業(yè)的安全[9-11]。

目前，關(guān)于套管失效方面的研究[12-17]主要集中于地層深處套管在體積壓裂、地層滑移等因素下的失效分析，而有關(guān)試壓生產(chǎn)過(guò)程中井口套管柱的損傷、斷裂研究相對(duì)較少。曾經(jīng)有學(xué)者開(kāi)展過(guò)卡瓦懸掛器套管受力問(wèn)題理論研究[18-20]，其基本方法是采用靜力學(xué)原理對(duì)井下封隔器上的卡瓦進(jìn)行力學(xué)分析，得到卡瓦錨定時(shí)卡瓦牙的正應(yīng)力計(jì)算公式，但是對(duì)于井口坐掛噸位或卡瓦效應(yīng)的套管拉伸極限載荷方面還缺乏系統(tǒng)的理論研究。而將卡瓦夾持過(guò)程中對(duì)套管的徑向載荷視為均勻載荷，只能得到套管內(nèi)壁為塑性失效區(qū)，無(wú)法計(jì)算卡瓦牙吃入套管過(guò)程中套管外壁由于應(yīng)力集中而產(chǎn)生的塑性破壞，并且拉梅公式解析解無(wú)法計(jì)算套管外壁由于卡瓦牙引起的應(yīng)力集中，但有限元法能夠解決此問(wèn)題。為此，筆者將建立套管卡瓦懸掛器有限元計(jì)算的3D模型，開(kāi)展有限元仿真模擬分析，對(duì)井口卡瓦式懸掛器中套管的塑性破壞進(jìn)行安全評(píng)價(jià)，以期為控制或避免套管斷裂失效提供理論依據(jù)和指導(dǎo)，同時(shí)也為卡瓦懸掛器套管的設(shè)計(jì)、各種安全施工作業(yè)提供理論依據(jù)。

1 懸掛器及套管卡瓦效應(yīng)極限載荷

目前國(guó)內(nèi)已經(jīng)多次出現(xiàn)井口套管斷裂情況。圖1為新疆某油田超深井X1井口卡瓦部分高鋼級(jí)155V套管斷裂照片。從井口套管斷裂情況以及裂口可知，套管斷裂發(fā)生在卡瓦下部，且卡瓦部分套管存在較深的牙痕，裂口還沒(méi)有完全斷掉是因?yàn)槠浒l(fā)生裂紋時(shí)被卡瓦抱住，而卡瓦下部沒(méi)有被卡瓦抱住的套管則掉入了井中。結(jié)合大量現(xiàn)場(chǎng)研究和分析可知，圖1中井口套管斷裂失效的主要原因是卡瓦懸掛器的卡瓦牙在套管外壁產(chǎn)生牙痕，導(dǎo)致套管在懸重作用下產(chǎn)生應(yīng)力集中，并且在各種作業(yè)過(guò)程中產(chǎn)生的交變載荷同時(shí)作用于該位置，所以卡瓦下部附近套管在過(guò)大懸重載荷作用下發(fā)生套管縮徑變形，在各種交變載荷作用下，發(fā)生井口套管斷裂，同時(shí)也有可能是套管質(zhì)量及服役環(huán)境問(wèn)題，如材質(zhì)、腐蝕介質(zhì)、惡劣受力環(huán)境等造成的。

圖1 X1井井口卡瓦部分套管斷裂照片F(xiàn)ig.1 Photos of casing failure at slip part of wellhead of Well X1

現(xiàn)場(chǎng)使用的卡瓦式井口套管懸掛器結(jié)構(gòu)如圖2所示，由卡瓦、卡瓦座、密封圈、支撐座以及四通等主要部件組成。

圖2 卡瓦式懸掛器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram for structure of slip-type hanger

在卡瓦式懸掛器坐掛過(guò)程中，支撐座剛好卡在四通的臺(tái)階上，卡瓦座底面通過(guò)橡膠密封環(huán)和背面與四通接觸實(shí)現(xiàn)固定，于是在受力分析時(shí)只需要考慮套管、卡瓦和卡瓦座即可。套管頭卡瓦受力如圖3所示。卡瓦咬緊套管是卡瓦與套管柱相互作用受力的過(guò)程?？ㄍ邉傞_(kāi)始咬緊套管時(shí)，其主動(dòng)力來(lái)自于卡瓦與套管外壁的初始摩擦力。套管自重和下放沖擊力經(jīng)錐面?zhèn)鬟f、放大并反作用于卡瓦，使卡瓦將套管徑向抱緊，直到卡瓦不能滑動(dòng)為止。此時(shí)卡瓦與卡瓦座直接通過(guò)斜面接觸，套管下落帶動(dòng)卡瓦微小下滑繼續(xù)相互擠壓；但由于卡瓦座位置固定不變，卡瓦牙受擠壓咬入套管，產(chǎn)生一個(gè)巨大的擠壓力N2，從而產(chǎn)生足夠的摩擦力，使得套管達(dá)到力學(xué)平衡。如果套管懸掛載荷繼續(xù)增大，則卡瓦會(huì)由于受到更大的擠壓力繼續(xù)咬入套管，直到達(dá)到新的力學(xué)平衡狀態(tài)。

圖3 套管-卡瓦結(jié)構(gòu)軸對(duì)稱(chēng)力學(xué)模型Fig.3 Axisymmetric mechanical model of casing-slip structure

卡瓦套管懸掛器簡(jiǎn)化力學(xué)模型如圖3所示。井口卡瓦懸掛器受到的外載荷主要有：各種作業(yè)中套管受到環(huán)空壓力p1、井筒內(nèi)的生產(chǎn)壓力p2、夾持套管的懸重F2，以及F2產(chǎn)生的卡瓦部分外壓力p3。N1為卡瓦與卡瓦座之間總法向力；N2為套管和卡瓦之間總擠壓力；F1為卡瓦與卡瓦座之間總切向力；F2為套管軸向載荷(懸重)；p1為套管外壓，p2為套管內(nèi)壓；p3為F2引起的卡瓦部分套管外壁平均壓力。

根據(jù)材料力學(xué)第四強(qiáng)度準(zhǔn)則理論[21-23]，當(dāng)套管內(nèi)壁的Mises等效應(yīng)力達(dá)到屈服應(yīng)力σs時(shí)，根據(jù)圖3b中的力學(xué)模型，可推導(dǎo)出卡瓦懸掛套管的拉伸極限載荷，即卡瓦效應(yīng)拉伸極限載荷Tks，計(jì)算模型如下：

(1)

Ts=σsA1

(2)

(3)

AL=2πroutL

(4)

(5)

式中：Ts為無(wú)卡瓦效應(yīng)時(shí)的套管軸向拉伸極限載荷，N；μ為摩擦因數(shù)；K為橫向載荷系數(shù)；AL為卡瓦側(cè)向面積，mm2；A1為套管截面面積，mm2；σs為套管屈服強(qiáng)度，MPa；α為卡瓦背面半錐度，(°)；L為卡瓦有效長(zhǎng)度，mm；rin、rout分別為套管內(nèi)、外半徑，mm。

在坐掛過(guò)程中，井口套管不存在圖3中的內(nèi)外壓力p2和p1，只有軸向載荷F2及其引起的橫向載荷N2產(chǎn)生的外擠壓力p3的共同作用。因此由式(1)可以計(jì)算出套管的卡瓦效應(yīng)拉伸極限載荷Tks，該拉伸極限載荷Tks可為下部套管長(zhǎng)度或懸重控制提供理論依據(jù)。

當(dāng)套管坐掛和固井后，在各種作業(yè)或生產(chǎn)工況下，圖3中將存在內(nèi)、外壓力p2和p1的作用。該內(nèi)、外壓力也會(huì)影響卡瓦部分套管內(nèi)的應(yīng)力分布，這是個(gè)復(fù)雜的力學(xué)過(guò)程，用解析解無(wú)法計(jì)算，只能用有限元法進(jìn)行仿真模擬計(jì)算和評(píng)價(jià)。

2 卡瓦懸掛器套管受力有限元分析

2.1 套管卡瓦懸掛器基本參數(shù)

本文根據(jù)新疆某油田超深Xl井，在拆采油四通更換密封件提起采油四通時(shí)，發(fā)現(xiàn)生產(chǎn)套管管壁上發(fā)生橫向斷裂(見(jiàn)圖1)，其使用的?232.5 mm W型卡瓦懸掛器的卡瓦結(jié)構(gòu)有效長(zhǎng)度為143 mm，卡瓦背面半錐角為24°，各接觸面之間的摩擦因數(shù)為0.25。該X1井套管外徑為232.5 mm，壁厚為16.75 mm，鋼級(jí)為155V，線質(zhì)量約為89.64 kg/m，井深約為7 809 m。由于所有構(gòu)件均為鋼材，泊松比為0.3，彈性模量為210 GPa，其余強(qiáng)度參數(shù)如表1所示。

表1 卡瓦懸掛器及套管各材料力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of slip hanger and casing materials

根據(jù)以上參數(shù)以及式(1)～式(5)，可計(jì)算出無(wú)卡瓦效應(yīng)和有卡瓦效應(yīng)的套管極限載荷，即卡瓦效應(yīng)的套管拉伸極限載荷，如表2所示。從表2可知，由于存在卡瓦效應(yīng)，導(dǎo)致套管在卡瓦部分的拉伸極限載荷由12 380 kN降低到了7 010 kN，降低了43.4%。因此理論上在坐掛套管時(shí)，下部懸掛載荷必須控制在7 010 kN以?xún)?nèi)。

表2 坐掛過(guò)程中套管的極限載荷變化對(duì)比Table 2 Comparison of ultimate load changes of casing during setting process

2.2 有限元模型建立

由于該懸掛器有6瓣結(jié)構(gòu)尺寸相同的卡瓦，且與套管一起呈軸對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)，為了減小計(jì)算工作量，提高計(jì)算速度，根據(jù)有限元理論，將該卡瓦懸掛器建立為軸對(duì)稱(chēng)的3D有限元力學(xué)模型，如圖4所示。其材料力學(xué)參數(shù)如表1所示。卡瓦、卡瓦座與套管相互之間為非線性接觸模型，在卡瓦座外壁施加固定約束，卡瓦齒面與套管、卡瓦背面與卡瓦座接觸面分別設(shè)置摩擦接觸參數(shù)。下部端面施加懸重產(chǎn)生的拉力F2，同時(shí)在套管外壁、內(nèi)壁分別施加壓力p1和p2。為提高計(jì)算效率及精確度，在有限元網(wǎng)格劃分時(shí)，對(duì)卡瓦與套管、卡瓦背面與卡瓦座等接觸部位進(jìn)行網(wǎng)格加密處理。

圖4 懸掛器結(jié)構(gòu)有限元力學(xué)模型(對(duì)稱(chēng)模型)Fig.4 Finite element mechanical model of hanger structure ( symmetric model)

2.3 坐掛過(guò)程套管極限載荷及其下深分析

套管在坐掛過(guò)程中，只有軸向載荷F2及其引起的橫向載荷N2產(chǎn)生的外擠壓力p3的共同作用。根據(jù)圖4的有限元模型，逐漸增加軸向載荷F2，取出每個(gè)計(jì)算載荷下卡瓦部分套管外壁的最大Mises應(yīng)力，通過(guò)大量的有限元仿真模擬計(jì)算，得到坐掛過(guò)程中套管內(nèi)最大Mises應(yīng)力隨軸向載荷的變化關(guān)系，如圖5所示。

圖5 坐掛過(guò)程中套管內(nèi)最大應(yīng)力隨軸向載荷的變化關(guān)系Fig.5 Variation of maximum stress in casing with axial load during setting process

從圖5可知，套管坐掛過(guò)程中，卡瓦部分套管外壁的最大Mises應(yīng)力隨著軸向載荷的增加呈非線性增加，當(dāng)軸向載荷達(dá)到6 400 kN時(shí)，套管上的應(yīng)力達(dá)到其屈服應(yīng)力1 069 MPa，開(kāi)始進(jìn)入塑性變形破壞，即有限元仿真模擬計(jì)算出卡瓦效應(yīng)的套管極限載荷為6 400 kN，小于表2中理論公式計(jì)算結(jié)果7 010 kN，為理論公式(1)計(jì)算結(jié)果的0.913倍。這主要是卡瓦效應(yīng)的應(yīng)力集中引起的，且有限元仿真模擬計(jì)算結(jié)果比較接近實(shí)際工況，可以通過(guò)大量的計(jì)算來(lái)修正理論公式(1)。本文研究的卡瓦結(jié)構(gòu)套管理論拉伸極限載荷公式(1)的修正系數(shù)為0.913。也就是說(shuō)，如果遇到同樣結(jié)構(gòu)尺寸的卡瓦型號(hào)，其套管卡瓦效應(yīng)的極限載荷可以通過(guò)理論公式(1)結(jié)果乘以修正系數(shù)0.913得到。

圖5中軸向載荷F2=7 000 kN時(shí)的有限元計(jì)算結(jié)果如圖6所示。

圖6 套管應(yīng)力云圖及其內(nèi)、外壁路徑應(yīng)力變化關(guān)系Fig.6 Cloud chart of casing stress and stress variation along inner and outer walls of the casing

由圖6可知，沿套管外壁，在卡瓦部分，距離套管頂部A點(diǎn)位置為279～300 mm的套管出現(xiàn)塑性屈服區(qū)域，其最大應(yīng)力為1 146.5 MPa，超過(guò)套管的屈服應(yīng)力1 069 MPa。該區(qū)域是最危險(xiǎn)位置，現(xiàn)場(chǎng)套管斷裂位置也發(fā)生在此處。在圖6中卡瓦部分，由于卡瓦牙齒引起的應(yīng)力集中，卡瓦部分套管外壁的應(yīng)力沿路徑頻繁交變?cè)黾?，且大部分高于套管?nèi)壁應(yīng)力，但只有外壁應(yīng)力超過(guò)了屈服應(yīng)力1 069 MPa，所以套管斷裂失效的裂紋首先發(fā)生在套管外壁。

從圖6中過(guò)渡區(qū)路徑曲線可知：套管內(nèi)、外壁應(yīng)力發(fā)生交變，與卡瓦部分相反，其內(nèi)壁應(yīng)力高于外壁應(yīng)力；遠(yuǎn)離過(guò)渡區(qū)的套管本體部分，其內(nèi)、外壁路徑上的應(yīng)力曲線趨于重合，套管本體部分內(nèi)、外壁應(yīng)力相等，為604 MPa，這是因?yàn)楸倔w只受7 000 kN的拉伸載荷作用，該拉伸載荷除以其橫截面積也剛好等于604 MPa，表明計(jì)算工況正確。

卡瓦懸掛器處，套管的軸向載荷F2主要來(lái)自于下部套管的懸重。該懸重取決于套管的長(zhǎng)度，如果井筒全部掏空，懸重為套管在空氣中的重力；如果井筒內(nèi)充滿(mǎn)鉆井液或清水，則套管懸重為空氣中的重力減去其在液體中的浮力。根據(jù)圖5計(jì)算卡瓦效應(yīng)套管的極限載荷為6 400 kN，考慮套管段重力以及清水密度，可計(jì)算出卡瓦懸掛器套管的下深，如表3所示。從表3可知，如果井筒完全掏空，文中研究的X1井套管下到7 809 m大于7 140 m時(shí)，處于不安全狀態(tài)。但是如果井筒內(nèi)充滿(mǎn)清水，在浮力作用下，其下深為8 175 m，大于設(shè)計(jì)井深7 809 m，可滿(mǎn)足安全要求。因此，在下套管時(shí)，建議向井筒灌滿(mǎn)清水或鉆井液，以便降低套管懸重，保證其安全坐掛。

表3 卡瓦懸掛器套管安全下深Table 3 Safe setting depth of slip hanger casing

套管坐掛時(shí)，套管內(nèi)、外無(wú)壓力，僅受軸向載荷作用，根據(jù)表3中的計(jì)算結(jié)果可得出結(jié)論：該卡瓦懸掛器套管的極限載荷為6 400 kN，只要坐掛套管時(shí)，其軸向載荷在6 400 kN以?xún)?nèi)，卡瓦懸掛器套管不會(huì)發(fā)生塑性變形破壞。

2.4 作業(yè)工況套管塑性失效分析

套管在卡瓦懸掛器中坐掛固井后，在實(shí)際作業(yè)中，套管內(nèi)、外壁同時(shí)受到內(nèi)、外壓力，但是作用效果會(huì)相互抵消，僅受到內(nèi)壓或外壓作用時(shí)為套管受力最?lèi)毫庸r。在作業(yè)過(guò)程中，井筒內(nèi)壓為0時(shí)，只有環(huán)空壓力變化的套管塑性變形破壞情況。

根據(jù)圖4的有限元模型，軸向載荷從0增加到7 000 kN，作業(yè)過(guò)程中，套管外壓p1分別為0、50和70 MPa時(shí)，通過(guò)大量計(jì)算，可得套管外壁最大Mises應(yīng)力隨軸向載荷及其外壓的變化關(guān)系，如圖7所示。從圖7可知：套管外壁最大Mises應(yīng)力隨著軸向載荷及其外壓的增加而增加；當(dāng)Mises應(yīng)力達(dá)到155V套管的屈服應(yīng)力1 069 MPa時(shí)，套管外壁開(kāi)始發(fā)生塑性變形。根據(jù)圖7的計(jì)算結(jié)果，套管發(fā)生塑性破壞的極限載荷如表4所示。從表4可知，作業(yè)過(guò)程中外壓越高，卡瓦部分套管承受的極限載荷越小，當(dāng)外壓達(dá)到最大設(shè)計(jì)壓力70 MPa時(shí)，極限載荷只有4 500 kN，因此在作業(yè)施工時(shí)應(yīng)嚴(yán)格控制套管環(huán)空壓力。

表4 不同作業(yè)外壓下卡瓦效應(yīng)套管的極限載荷Table 4 Ultimate load of slip effect casing at different external pressures

將圖7中環(huán)空最大壓力p1=70 MPa時(shí)的最后一次計(jì)算結(jié)果進(jìn)行應(yīng)力分布云圖分析，即當(dāng)坐掛軸向載荷F2=7 000 kN，套管內(nèi)壓p2=0，按最?lèi)毫庸r進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果如圖8所示。

圖8 外壓70 MPa時(shí)套管應(yīng)力分布云圖Fig.8 Cloud chart of casing stress distribution at 70 MPa external pressure

由于受到卡瓦牙的夾持作用，套管外壁出現(xiàn)條狀非均勻分布的應(yīng)力帶。圖8中Mises應(yīng)力最大值為1 143.6 MPa，位于卡瓦部分套管的外壁，超過(guò)155V套管的屈服應(yīng)力(1 069 MPa)。圖8a中紅色區(qū)為套管塑性破壞區(qū)，發(fā)生在套管外壁卡瓦牙齒咬入位置，且套管外壁塑性區(qū)只有少部分。套管外壁卡瓦牙附近的應(yīng)力為900.0～1 143.6 MPa，見(jiàn)圖8a～圖8c中的黃色區(qū)域，其分布深度見(jiàn)圖8c中ABC位置。此時(shí)卡瓦部分套管內(nèi)壁應(yīng)力為350～550 MPa，處于彈性變形，即卡瓦部分套管內(nèi)的應(yīng)力呈現(xiàn)非均勻分布，尤其是套管外壁非均勻程度較嚴(yán)重，其外壁牙痕上存在的應(yīng)力集中是套管裂紋起裂、斷裂的主要原因。

圖8中過(guò)渡區(qū)為卡瓦部分套管與下部套管本體的交接部分。從云圖上看，該部分套管內(nèi)壁應(yīng)力為黃色區(qū)，即應(yīng)力在900～1 069 MPa之間；外壁應(yīng)力為綠色區(qū)，即應(yīng)力在550～750 MPa之間過(guò)渡區(qū)套管同樣處于非均勻應(yīng)力狀態(tài)，只是其非均勻程度比卡瓦部分套管的非均勻程度輕。

從圖8可知，遠(yuǎn)離卡瓦的套管本體部分應(yīng)力呈現(xiàn)均勻分布，受力情況比前2個(gè)部分優(yōu)良。如果套管發(fā)生斷裂破壞，首先將發(fā)生在卡瓦部分以及過(guò)渡區(qū)位置，而發(fā)生在套管本體上的概率較小。

將圖8中內(nèi)、外壁沿最大應(yīng)力路徑數(shù)據(jù)取出進(jìn)行分析，結(jié)果如圖9所示。由圖9可知，沿套管外壁路徑，在卡瓦部分距離套管頂部A點(diǎn)位置280～300 mm處的套管出現(xiàn)塑性屈服區(qū)域，其最大應(yīng)力為1 143.6 MPa，超過(guò)套管的屈服應(yīng)力1 069 MPa。該區(qū)域是最危險(xiǎn)位置，現(xiàn)場(chǎng)套管斷裂的位置也發(fā)生在此處。過(guò)渡區(qū)套管內(nèi)壁F點(diǎn)附近應(yīng)力達(dá)到了屈服應(yīng)力1 069 MPa，即套管內(nèi)壁也出現(xiàn)了塑性變形破壞區(qū)。而圖6中的工況，此時(shí)套管內(nèi)壁F點(diǎn)應(yīng)力約為630 MPa，遠(yuǎn)低于屈服應(yīng)力。圖9工況中套管內(nèi)、外壁均出現(xiàn)了塑性變形區(qū)，因此套管在卡瓦部分或過(guò)渡區(qū)均有可能發(fā)生斷裂失效破壞，并且在圖9中遠(yuǎn)離過(guò)渡區(qū)的套管本體部分，其內(nèi)、外壁路徑上的應(yīng)力曲線趨于平穩(wěn)，但是套管本體部分內(nèi)、外壁應(yīng)力不相等，分別為977和925 MPa，其差異是外壓70 MPa引起的。

圖9 沿套管內(nèi)、外壁應(yīng)力分布曲線Fig.9 Stress distribution curves along inner and outer walls of casing

3 卡瓦應(yīng)力分析

在圖8工況下，卡瓦上的應(yīng)力分布如圖10所示。圖10中紅色區(qū)為超過(guò)卡瓦屈服應(yīng)力835 MPa的塑性變形區(qū)。由于卡瓦牙比較尖銳，吃入套管時(shí)產(chǎn)生了較強(qiáng)的應(yīng)力集中，所以卡瓦牙附近有較寬的塑性硬化區(qū)，而卡瓦金屬材料在屈服后存在一定的塑性硬化。由于材料硬化作用，卡瓦的屈服強(qiáng)度將會(huì)提高，同時(shí)卡瓦牙受套管擠壓，卡瓦背面有卡瓦座支撐，卡瓦始終處于安全狀態(tài)，現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)也證明了這一點(diǎn)。雖然卡瓦處于塑性變形，但是仍能滿(mǎn)足現(xiàn)場(chǎng)使用要求。

圖10 外壓70 MPa作用下卡瓦應(yīng)力云圖Fig.10 Cloud chart for stress of slip at 70 MPa external pressure

從卡瓦應(yīng)力分布云圖可知，卡瓦下部塑性區(qū)較多，上部塑性區(qū)逐漸減小甚至消失。主要原因是下部卡瓦牙咬入套管后將承擔(dān)主要載荷，向上的每一圈應(yīng)力逐漸遞減，因此卡瓦下部受力較大，從圖8卡瓦部分套管外壁的應(yīng)力分布也可以得出同樣的應(yīng)力變化規(guī)律。因此，建議選擇無(wú)齒痕的卡瓦夾持套管，或者采用全金屬密封的心軸式懸掛器，避免卡瓦懸掛器造成套管損傷破壞。

4 結(jié)論及建議

(1)根據(jù)?232.5 mm W型卡瓦懸掛器六瓣卡瓦軸對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)，建立了卡瓦懸掛器套管坐掛的對(duì)稱(chēng)三維有限元模型。該模型可以仿真模擬套管坐掛以及各種作業(yè)工況對(duì)套管的塑性損傷破壞，為坐掛極限載荷的評(píng)估提供了可靠的理論依據(jù)。

(2)根據(jù)建立的卡瓦懸掛器有限元模型，得到了卡瓦結(jié)構(gòu)套管理論拉伸極限載荷公式的修正系數(shù)為0.913。該修正公式為套管卡瓦效應(yīng)的極限載荷評(píng)價(jià)計(jì)算提供了簡(jiǎn)便的方法和手段。

(3)文中研究的X1井套管實(shí)際下深至7 809 m，大于空氣中下深7 140 m，處于不安全狀態(tài)。但是如果井筒內(nèi)充滿(mǎn)清水，在浮力作用下，其下深可達(dá)8 175 m，大于設(shè)計(jì)井深7 809 m，滿(mǎn)足安全要求。因此，在坐掛套管時(shí)，建議向井筒灌滿(mǎn)清水或鉆井液，以減小套管懸重，保證安全坐掛。

(4)通過(guò)大量的有限元計(jì)算，該卡瓦懸掛器套管的極限載荷為6 400 kN，只要坐掛套管時(shí)，其軸向載荷控制在6 400 kN以?xún)?nèi)，卡瓦懸掛器套管不會(huì)發(fā)生塑性變形破壞。

(5)有限元計(jì)算結(jié)果表明：卡瓦部分套管內(nèi)的應(yīng)力呈現(xiàn)非均勻的應(yīng)力分布，尤其是套管外壁非均勻程度較嚴(yán)重，且外壁存在的牙痕上的應(yīng)力集中是套管裂紋起裂、斷裂的主要原因；套管在卡瓦部分或過(guò)渡區(qū)均有可能發(fā)生斷裂失效破壞。

(6)由于卡瓦牙夾持處套管外壁應(yīng)力分布不均，容易產(chǎn)生疲勞裂紋，造成套管外壁損傷，建議選擇無(wú)齒痕的卡瓦夾持套管，或者采用全金屬密封的心軸式懸掛器，避免卡瓦懸掛器造成套管損傷破壞。