某超深復(fù)雜井二開套管井下泄漏原因分析

盧小慶，呂慶鋼，張 永，李 征

（1.寶山鋼鐵股份有限公司，上海 201900；2.中國石油化工股份有限公司西北油田分公司，新疆 烏魯木齊 830011）

1 井身結(jié)構(gòu)及鉆完井施工基本情況

某超深復(fù)雜井是部署在塔里木盆地的一口四開評價井，于2018年4月27日開鉆，到2019年2月25日四開完鉆，歷時11個月，鉆井周期超過330天，其中二開下完套管、固完井以后的鉆井時間達(dá)到250天，該井裸眼完井，完鉆井深8 024 m。該超深復(fù)雜井各開次的開完鉆日期及鉆井周期見表1。

該超深復(fù)雜井二開在二疊系發(fā)生井漏、卡鉆，導(dǎo)致鉆具斷裂并掉入井內(nèi)，無法打撈，隨后采取先回填、后側(cè)鉆的方式繼續(xù)鉆進(jìn)，二開側(cè)鉆深度為4 240 m。根據(jù)鉆井設(shè)計，井眼最大造斜率為4°/30 m。該井三開、四開共出現(xiàn)15次井漏，起下鉆次數(shù)近百次。

該超深復(fù)雜井完井期間組下酸壓管柱，分隔器坐封后環(huán)空驗封時發(fā)現(xiàn)無法穩(wěn)壓，2018年4月27—28日下RTTS封隔器對二開技術(shù)套管進(jìn)行驗漏，初步確定泄漏點位置在2 895～3 041 m處，后經(jīng)注入剖面測井和噪聲測井，最終確認(rèn)泄漏點在2 964.6 m的管體上，距上接箍6.3 m，距下接箍4.7 m。

表1 某超深復(fù)雜井各開次的開完鉆日期及鉆井周期

該超深復(fù)雜井的井身結(jié)構(gòu)和套管柱結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 某超深復(fù)雜井的井身結(jié)構(gòu)和套管柱結(jié)構(gòu)示意

2 套管井下泄漏原因分析

2.1 套管泄漏時間推定

該超深復(fù)雜井二開套管柱在2018年7月23日一級固井，注完替漿后，投重力開孔塞，開孔壓力8 MPa；2018年7月24日，進(jìn)行二級固井，碰壓壓力11 MPa，正常關(guān)孔，固完井放回水無回流；2018年7月29日，探塞面，探得下塞塞面深度為5 116.28 m。從固井和掃塞情況可以推定，二開套管在固井過程中未出現(xiàn)泄漏，套管正常工作［1］。

表2 二開套管固井掃塞完成至酸壓以前包含疑似泄漏點的套管柱試壓情況

2.2 套管坐掛時套管柱受力狀態(tài)分析

根據(jù)該超深復(fù)雜井的鉆井日志記載，二開套管在2018年7月24日二級固井后，進(jìn)行井口安裝（套管坐掛，坐掛噸位105 t）。根據(jù)固井質(zhì)量測試報告，1 000～3 800 m為水泥空段，考慮到坐掛時反擠水泥還未進(jìn)行；因此，可以認(rèn)為，坐掛時套管自由段長度3 800 m。套管坐掛時自由段套管情況見表3，坐掛后自由段套管柱的受力狀態(tài)分析見表4。

從表3～4可以看出，套管柱坐掛以后，中和點1 123 m以下的套管處于壓縮狀態(tài)。

根據(jù)文獻(xiàn)［2］的研究成果，水泥未封固段套管柱發(fā)生彎曲失穩(wěn)的臨界軸向壓縮載荷F臨和套管柱發(fā)生失穩(wěn)的臨界半波長度Lcr的計算公式為：

表3 套管坐掛時自由段套管情況

表4 套管坐掛后自由段套管柱的受力狀態(tài)分析

式中qs——單位長度套管的質(zhì)量，kg/m；

C——單位長度套管所受浮力，kN/m；

I——套管慣性矩，mm4；

E——彈性模量，GPa，取206 GPa。

避免側(cè)滑的發(fā)生要做到正確熟練操作，例如: 不急轉(zhuǎn)彎、不突然加速等。與此同時，對于車輛的日常檢測與維護(hù)也顯得尤為重要。目前我國主要應(yīng)用滑板式側(cè)滑試驗臺來檢測車輛車輪外傾與前束的匹配情況，進(jìn)而得出車輪的側(cè)滑量數(shù)據(jù)。側(cè)滑檢測時，汽車以3km/h～5km/h的速度垂直側(cè)滑板駛向側(cè)滑試驗臺，使前輪(或后輪)平穩(wěn)通過滑動板，在行進(jìn)過程中，不允許轉(zhuǎn)動方向盤，轉(zhuǎn)向輪通過臺板時，測取橫向滑動量[9]。根據(jù)機(jī)動車運(yùn)行安全技術(shù)條件(GB7258-2017)的規(guī)定，用側(cè)滑試驗臺檢測側(cè)滑量不應(yīng)超過5m/km[10]。

套管柱實際所受的軸向壓縮載荷F實為：

式中F壓——作用在套管柱上部的軸向壓縮載荷，kN；

F浮——水泥未封固段套管浮重，kN。

由于該超深復(fù)雜井二開套管泄漏點在2 964.6 m的Φ244.48 mm×11.99 mm規(guī)格110S套管上，為了簡化，僅計算Φ244.48 mm×11.99 mm規(guī)格110S套管柱發(fā)生彎曲失穩(wěn)的情況。將井口1 506.89 m的Φ250.83 mm×15.83 mm規(guī)格110S套管柱的質(zhì)量減去105 t的坐掛噸位，剩余的載荷作為Φ244.48 mm×11.99 mm規(guī)格110S套管柱頂部所受的軸向壓縮載荷。泥漿密度按1.24 g/cm3計算，則可以得到F臨=79 981 kN，F(xiàn)實=1 676 588 kN，Lcr=134.53 m。由于F實遠(yuǎn)大于F臨，二開套管柱在二級固井套管柱坐掛105 t時，Φ244.48 mm×11.99 mm規(guī)格套管柱將發(fā)生嚴(yán)重彎曲失穩(wěn)，失穩(wěn)的臨界半波長度為134.53 m。

2.3 試壓時泄漏點處套管應(yīng)力分析及泄漏風(fēng)險評估

該超深復(fù)雜井在二開固井以后，共進(jìn)行了6次套管柱試壓，其中5次與泄漏點（2 964.6 m）套管相關(guān)。為了評估這5次試壓是否對泄漏點處套管造成損壞，采用文獻(xiàn)［3］中的管體應(yīng)力計算公式，計算2 964.6 m處套管材料在內(nèi)壓、外壓、軸向載荷及環(huán)境溫度和壓縮及彎曲等復(fù)合載荷下套管應(yīng)力水平。計算時套管按公稱外徑和壁厚考慮，材料的最小屈服強(qiáng)度按81℃環(huán)境溫度下下降3%（735.26 MPa）考慮［4-5］，彎曲按鉆井設(shè)計時井眼的理論造斜率考慮，并未考慮套管柱的實際彎曲變形情況。試壓過程中疑似泄漏點處套管的應(yīng)力水平見表5。

表5 試壓過程中疑似泄漏點處套管的應(yīng)力水平

從表5可以看出，2019年2月20日試壓時，套管所受的總應(yīng)力水平最高，也最有可能發(fā)生失效。現(xiàn)重點對2019年2月20日試壓時套管發(fā)生失效的可能性及如何失效進(jìn)行計算分析。

根據(jù)訂貨技術(shù)協(xié)議及中國石油化工股份有限公司的招標(biāo)規(guī)格書要求，套管的最小壁厚允許是公稱壁厚的0.9倍，即10.79 mm；因此，在任何一支套管上，壁厚10.79 mm是有可能存在的。因此，從最小壁厚10.79 mm開始，評估泄漏點處套管壁厚減薄對套管安全性的影響，具體見表6。

表6 泄漏點處套管壁厚減薄對套管安全性的影響

通過以上計算發(fā)現(xiàn)，當(dāng)套管的壁厚在允許最小壁厚的基礎(chǔ)上減少0.60 mm，套管的總應(yīng)力水平達(dá)到80.09%，套管開始處于不安全狀態(tài)，在井內(nèi)壓力波動及其他不可預(yù)見的載荷作用時，套管隨時會發(fā)生失效；在壁厚磨損減薄2.70 mm時，井口壓力達(dá)到32.1 MPa時套管會發(fā)生爆裂。

3 問題討論

從二開套管的固井及掃塞過程看，二開套管在固井及掃塞過程中未見異常。從6次與套管泄漏點相關(guān)的井筒試壓結(jié)果看，只有第3次和第6次井筒試壓時，出現(xiàn)保不住壓、井筒發(fā)生泄漏的情況。第3次試壓時壓力明顯下降，主要是三開套管固井質(zhì)量不好，無上塞所致，后通過擠水泥補(bǔ)上塞成功，再對井筒試壓，井筒未再出現(xiàn)泄漏，說明此時套管正常。第6次試壓的目的是測試7 783 m處的地層破裂壓力，在井口套壓升高至32.1 MPa時，井口套壓明顯下降，當(dāng)時判斷地層發(fā)生破裂。通過理論計算發(fā)現(xiàn)，在歷次試壓中，2019年2月20日井筒試壓時泄漏點處（2 964.6 m）套管的總應(yīng)力水平最高，此時發(fā)生套管泄漏的可能性最大。通過改變套管的壁厚再次計算泄漏點（2 964.6 m）套管的總應(yīng)力水平時，發(fā)現(xiàn)套管壁厚在訂貨允許最小壁厚的基礎(chǔ)上減少0.60 mm時，套管的總應(yīng)力水平超過80%，處于不安全狀態(tài)；套管壁厚在訂貨允許最小壁厚的基礎(chǔ)上減少2.70 mm時，套管的總應(yīng)力水平超過100%，套管隨時會發(fā)生爆裂、泄漏。

由于二開套管固井時，井下水泥漿大量漏失，形成了從井口到井深3 800 m處的較長水泥空段。由于二開套管坐掛噸位（105 t）遠(yuǎn)小于水泥空段套管柱的質(zhì)量，導(dǎo)致1 123 m以下的套管處于壓縮狀態(tài)，理論計算表明，此時套管已發(fā)生彎曲失穩(wěn)［6］，套管柱坐掛以后井下彎曲狀態(tài)如圖2所示?？拷? 123 m處的套管，由于自重載荷小，彎曲程度相對較低，套管與井壁接觸產(chǎn)生摩擦力，支撐一部分套管質(zhì)量。接近3 800 m處的套管由于受已凝固水泥的約束，其彎曲變形程度也相對較小。在1 123～3 800 m井深中部2 000～3 000 m處的套管變形相對較大。

圖2 套管柱坐掛以后井下彎曲狀態(tài)示意

二開套管下完井以后直到該井完鉆用時近250天，鉆井進(jìn)尺非常緩慢。在此期間，由于井下地層頻繁發(fā)生漏失及取巖芯作業(yè)和遇阻，起下鉆頻繁，而且大量使用PDC鉆頭（Polycrystalline Diamond Compact bit，聚晶金剛石復(fù)合片鉆頭）［7-8］；因此，套管的磨損導(dǎo)致壁厚減薄是客觀存在的。

由于坐掛噸位偏小，導(dǎo)致固井水泥空段套管發(fā)生側(cè)向彎曲，在三開鉆進(jìn)的過程中，鉆桿接頭與彎曲內(nèi)側(cè)的套管內(nèi)壁接觸，在旋轉(zhuǎn)的情況下，鉆桿接頭會嚴(yán)重磨損套管。三開鉆井過程中鉆桿接頭對套管內(nèi)壁的磨損作用如圖3所示。由于三開鉆井周期長，鉆速慢，導(dǎo)致鉆桿接頭長時間在同一位置磨損套管。由于二開套管為110鋼級抗硫套管，其設(shè)計的最大硬度為29 HRC，套管材料的硬度偏低，而鉆桿接頭上焊接有硬度超過40 HRC的保護(hù)鉆桿的耐磨帶。由于鉆桿接頭耐磨帶的硬度遠(yuǎn)大于套管，所以在旋轉(zhuǎn)鉆進(jìn)時，套管的磨損量遠(yuǎn)大于鉆桿接頭。與此同時，三開地層壓力高，需在鉆井液中添加重晶石等加重劑，這些加重劑也進(jìn)一步加劇了套管磨損。

圖3 三開鉆井過程中鉆桿接頭對套管內(nèi)壁的磨損作用示意

材料力學(xué)中薄壁圓筒的抗內(nèi)壓強(qiáng)度P為：

式中U——薄壁圓筒材料的抗拉強(qiáng)度，MPa；

Tmin——薄壁圓筒的最小壁厚，mm；

D——薄壁圓筒的外徑，mm。

從公式（4）可以看出，薄壁圓筒的抗內(nèi)壓強(qiáng)度與圓筒的最小壁厚成正比，最小壁厚越小，其抗內(nèi)壓強(qiáng)度越低。因此，無論是均勻磨損還是非均勻磨損，只要最小壁厚小到一定程度，圓筒都會發(fā)生爆裂失效。

4 結(jié) 論

（1）二開套管固井時水泥漿大量漏失，雖然采取反擠水泥漿方式進(jìn)行補(bǔ)救，但仍在1 000～3 800 m井深形成水泥空段，為后面套管發(fā)生泄漏失效留下隱患。

（2）二開套管柱的坐掛噸位（105 t）偏小，導(dǎo)致1 123～3 800 m井深處的套管處于壓縮狀態(tài)，在較大套管自重產(chǎn)生的壓縮力的作用下，事故段套管發(fā)生彎曲失穩(wěn)。

（3）井下連續(xù)多次發(fā)生泄漏和取巖芯作業(yè)，導(dǎo)致鉆井進(jìn)尺緩慢，引起鉆桿接頭長時間在同一位置磨損套管內(nèi)壁，以及反復(fù)多次起下鉆過程中PDC鉆頭保徑齒刮削彎曲套管內(nèi)壁，導(dǎo)致套管壁厚減薄，當(dāng)減薄處套管的總應(yīng)力超過材料許用應(yīng)力，在井內(nèi)壓力波動及其他不可預(yù)見的載荷作用下，套管隨時發(fā)生爆裂或泄漏失效。