李明飛,竇益華,曹銀萍,于洋

(西安石油大學機械工程學院,陜西 西安 710065)

0 引 言

隨著射孔技術和射孔工藝的進步,射孔穿深不斷增加,應用原射孔技術無法獲得工業(yè)油氣流的儲層可通過重復射孔獲得再生。為了解重復射孔套管抗外擠強度安全性,為生產過程中套管安全控制提供關鍵參數(shù),需要分析重復射孔套管的抗外擠剩余強度。

1995年,楊學文等[1]最早提出了重復射孔的概念并實施。王旱祥等[2]分析了新、舊2孔不同位置對篩管剩余強度的影響,篩管采用環(huán)向均勻布孔,重復射孔具有隨機性,與套管射孔的螺旋布孔方式不同,將影響射孔套管的力學特性。鄭子君等[3]采用有限元方法,分析了重復射孔對套管抗外擠強度的影響,主要考察了相對角度和相對距離對射孔套管剩余強度的影響。劉鐵牛[4]、徐道臨[5]等主要研究射孔孔邊開裂套管和復雜載荷作用下射孔套管的剩余強度。近期研究熱點主要包括:①孔眼缺陷、結構完整性與塑性變形、材料加工硬化對套管屈曲強度的影響規(guī)律分析[6];②射孔沖擊相變對射孔套管抗擠性能的影響[7],為較新的思路和想法,但是沒有考慮孔邊裂紋的影響,未考慮井下高溫高壓的實際工況,界定相變寬度時與真實情況會略有偏差,影響計算精度;③定面射孔套管結構動態(tài)響應分析及應用[8];④射孔套管剩余抗擠能力分析[9],考慮了孔邊塑性區(qū)對套管抗外擠強度的影響,與賈曦雨等人[7]的研究角度有相似之處,但沒有給出計算公式;⑤射孔套管抗外擠壓模擬試驗研究[10]。國外有關重復射孔的文獻,主要為射孔后炸藥的二次清孔爆炸,對孔內堵塞的清孔作用[11],不是真正意義的重復射孔[12]。岳艷芳等[13]綜合考慮內外壓、油層出砂及套管自重等因素,運用斷裂力學理論和有限元法分析射孔段套管的應力,分析其強度安全性。竇益華等[14]分析在內壓、外壓與軸向力共同作用下,不同射孔參數(shù)對套管抗內壓強度的影響,以此優(yōu)選出最佳的射孔參數(shù)。唐汝眾等[15]分析了套管Mises應力分布,重點研究了不同孔徑、射孔密度和相位角的套管最大Mises應力,得出最大應力與孔徑、射孔密度和相位角間的關系。陳威等[16]采用ANSYS方法,重點研究了不同徑、孔密和相位角下套管的最大Mises應力,得出最大應力與孔徑、孔密間和相位角間的關系。

為了解重復射孔套管抗外擠強度安全性,為生產過程中套管安全控制提供關鍵參數(shù),本文以常用5in×9.17 mm的P110套管為例,采用16孔/m、90°相位角、10 mm孔徑射孔,應用ANSYS分析軟件建立重復射孔套管有限元模型,用強化Mises屈服準則為套管模型分配材料屬性,應用映射法劃分網格,在射孔邊緣10倍細化網格,并進行了網格無關性測試?？紤]重復射孔孔眼和原射孔孔眼沿軸向、沿螺旋線、沿周向相切3種不利分布,分析外壓作用下重復射孔套管的剩余強度。

1 重復射孔段套管有限元模型建立

如圖1所示,在ANSYS中建立長度為500 mm的套管三維模型,對套管管體進行網格劃分,對孔眼處進行局部網格10倍細分。選用SOLID185八節(jié)點六面體實體單元。套管模型采用強化的Misies屈服準則作為破壞準則。射孔段套管的一端為固定端約束,另一端施加x和y向約束,不限制軸向位移。模型共有35 656個單元、49 865個節(jié)點。

圖1 重復射孔套管有限元模型

2 新舊孔軸向分布時孔距對套管抗外壓強度的影響分析

圖2為新孔沿舊孔軸向分布示意圖。AA′為套管的軸線,BB′為套管的環(huán)向線。圖2中b、d端點處的2孔為初次射孔形成的同一螺旋線上臨近的孔眼。假設重復射孔孔眼分別位于孔1～孔5的位置。通過計算5種不同布孔方式的管體最大等效應力分布情況,分析新舊孔軸向分布時孔距對套管抗外壓強度的影響。

圖2 沿軸向重復射孔示意圖

圖3為新舊孔沿軸向不同中心距重復射孔示意圖。試算發(fā)現(xiàn),完全相切時,有限元計算會出現(xiàn)畸變,計算不收斂,無法得到分析結果,故最近的2孔之間取相距11 mm,近似代替相切的情形。由表1可以發(fā)現(xiàn),圖3(b)至圖3(e)的4種重復射孔后套管的最大等效應力均高于初次射孔時套管的最大等效應力,隨著孔距增加,等效應力值呈減小趨勢。說明2孔越近,強度降低越多。

為考察射孔后套管抗外壓強度的變化,以套管首次出現(xiàn)屈服點時所施加的外壓值為參考點(見圖4)。圖5和圖6所示,只列出了新舊孔相距11 mm和30 mm重復射孔套管的應力云圖,從中提取關鍵數(shù)據(jù)點,表2為新舊孔之間采用不同中心距布孔時套管出現(xiàn)屈服點時的外壓值,可以看出,與初次射孔相比,重復射孔后套管承受的最大外壓進一步降低,5組數(shù)據(jù)取平均值,平均下降10.71%,軸向近似相切為最不利分布,套管剩余強度最大降低15.17%。

表1 不同中心距軸向重復射孔套管等效應力最大值

圖3 不同軸向中心距重復射孔示意圖

圖4 初次射孔套管應力云圖及局部放大圖

圖5 軸向中心距11 mm重復射孔套管應力云圖及局部放大圖

圖6 軸向中心距30 mm重復射孔套管應力云圖及局部放大圖

表2 不同中心距軸向重復射孔套管外壓對照表

圖9 新舊孔環(huán)向相距11 mm應力云圖及局部放大圖

3 新舊孔環(huán)向分布時孔距對套管抗外壓強度的影響分析

圖7為新舊孔沿環(huán)向重復射孔示意圖。圖8為新孔與舊孔的中心距離(孔距)為11 mm、環(huán)向角為10°、30°、45°、60°、80°與85°示意圖。圖8(a)中新、舊孔之間中心距離為11 mm,此時新、舊孔邊緣距離1 mm,近似相切。通過計算7種不同布孔方式管體最大等效應力的分布情況,分析新舊孔環(huán)向分布時孔距對套管抗外壓剩余強度的影響。如表3所示,重復射孔后施加相同載荷,得到的套管的最大等效應力,據(jù)此計算套管的安全系數(shù),反算得到剩余強度降低值。重復射孔后套管的最大等效應力均高于初次射孔時套管的最大等效應力,隨著孔距增加,等效應力值呈減小趨勢。說明孔距越近,強度降低越多。

圖7 環(huán)向重復射孔示意圖

圖8 不同環(huán)向角重復射孔示意圖

為了考察射孔后套管抗外壓強度的變化,以出現(xiàn)屈服點時所施加的外壓值為參考點。圖9和圖10列出了新舊孔環(huán)向中心距11 mm和60°重復射孔套管的應力云圖,從中提取關鍵數(shù)據(jù)點,可以看出,與初次射孔相比,重復射孔后套管承受的最大外壓進一步降低,7組數(shù)據(jù)取平均值,平均下降12.32%,環(huán)向近似相切為最不利分布,套管剩余強度最大降低16.35%。從圖9和圖10還可以看出,孔眼軸向處的應力明顯大于孔眼環(huán)向處的應力。

表3 不同環(huán)向角復射孔套管等效應力最大值

圖10 新舊孔環(huán)向相距角60°應力云圖及局部放大圖

新舊孔環(huán)向角/(°)初次射孔外壓/MPa重復射孔外壓/MPa外壓降低/%542.235.316.351042.236.513.513042.236.912.564542.237.710.666042.239.66.168042.238.88.068542.238.68.53

圖12 孔1布孔方式射孔套管應力云圖及局部放大圖

4 新舊孔沿螺旋線分布時孔距對套管抗外壓強度的影響分析

圖11為新舊孔沿螺旋線重復射孔示意圖。依據(jù)螺旋線軌跡,經計算得到孔1至孔5的依次相對坐標:孔1距離舊孔邊緣1 mm;孔2軸向上升20 mm,環(huán)向角右偏30°;孔3軸向上升30 mm,環(huán)向角右偏45°,孔4軸向上升40 mm,環(huán)向角右偏60°;孔2軸向上升50 mm,環(huán)向角右偏75°。計算5種不同布孔方式的管體最大等效應力的分布情況,分析新舊孔螺旋線分布時孔距對套管抗外壓剩余強度的影響。

初次射孔后施加載荷,套管的最大等效應力為613 MPa。沿螺旋線重復射孔數(shù)值分析過程,圖12、圖13列出了孔1和孔4的重復射孔套管的應力云圖。由表5可以發(fā)現(xiàn),重復射孔后套管的最大等效應力均高于初次射孔時套管的最大等效應力,隨著孔距增加,等效應力值呈減小趨勢。說明孔距越近,強度降低越多。

表5 不同環(huán)向角復射孔套管等效應力最大值及安全系數(shù)

圖13 孔3布孔方式射孔套管應力云圖及局部放大圖

為了考察射孔套管抗外壓強度的變化,以出現(xiàn)屈服點時所施加的外壓值為參考點。表6為新舊孔之間采用不同中心距布孔時,套管出現(xiàn)屈服點時的外壓值,可以看出,與初次射孔相比,重復射孔后套管承受的最大外壓進一步降低,5組數(shù)據(jù)取平均值,平均下降11.28%,螺旋向近似相切為最不利分布,套管剩余強度最大降低15.88%。由圖12和圖13中重復射孔段套管的應力云圖還可以看出,孔眼軸向處的應力明顯大于孔眼環(huán)向處的應力。

表6 不同中心距螺旋線向重復射孔套管外壓對照表

5 結論與建議

(1)應用ANSYS有限元軟件,首次考慮重復射孔不利分布的沿軸向、螺旋線、周向相切3種情況,進行了外壓作用下重復射孔最不利分布的對比分析。

(2)3種不利分布重復射孔套管強度平均降低約11.43%,重復射孔孔眼和原射孔孔眼環(huán)向相切為最不利分布,強度降低16.35%。

(3)實際生產中,應重視重復射孔對套管強度降低,如保守設計,強度降低幅度可取最大值16.35%;如一般設計,強度降低幅度可取平均值11.43%。