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  中国石油大学学报(自然科学版)  2019, Vol. 43 Issue (6): 144-150  DOI:10.3969/j.issn.1673-5005.2019.06.017
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黄志宏, 王旱祥, 马珍福, 等. 多级多段细分注水管柱动态力学分析及蠕动规律[J]. 中国石油大学学报(自然科学版), 2019, 43(6): 144-150. DOI: 10.3969/j.issn.1673-5005.2019.06.017.
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HUANG Zhihong, WANG Hanxiang, MA Zhenfu, et al. Study on dynamic mechanical analysis and creep law of multi-stage segmental subdivision water injection pipe string[J]. Journal of China University of Petroleum (Edition of Natural Science), 2019, 43(6): 144-150. DOI: 10.3969/j.issn.1673-5005.2019.06.017.
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基金项目

国家科技重大专项(2016ZX05011-004)

作者简介

黄志宏(1976-), 女, 博士研究生, 研究方向为井下管柱完整性评价。E-mail:huangzhihong.slyt@sinopec.com

通信作者

王旱祥(1967-), 男, 教授, 博士, 博士生导师, 研究方向为油气井管柱完整性技术与非常规油气装备技术。E-mail:wanghx1899@163.com

文章历史

收稿日期:2018-12-22
多级多段细分注水管柱动态力学分析及蠕动规律
黄志宏1,2, 王旱祥1, 马珍福3, 鲍蕊1, 刘延鑫1, 魏振1, 兰文剑1, 汪润涛1     
1. 中国石油大学(华东)机电工程学院,山东青岛 266580;
2. 中国石化胜利油田分公司科技处,山东东营 257000;
3. 中国石化胜利油田分公司石油工程技术研究院,山东东营 257000
摘要: 为准确分析多级多段注水管柱在不同工况下的动态力学性能及蠕动现象, 在考虑井筒三维轨迹及多级多段注水管柱空间受力的基础上建立注水管柱三维力学模型, 分析封隔器处受力连续性条件和注水管柱动态力学性能, 研究封隔器的蠕动机制, 提出多级多段注水管柱力学蠕动计算方法。针对河43-12井注水管柱, 开展不同作业工况下的蠕动分析。结果表明:所提出蠕动算法的计算结果误差范围为8%~15%, 具有较高的准确性; 不同工况转换过程中, 由于温度、压力变化剧烈, 管柱蠕动明显, 各级封隔器蠕动变化规律随时间变化基本一致; 注水管柱施加刚性锚定后, 各级封隔器蠕动量均大幅减小。
关键词: 多级多段    细分注水    管柱力学    动态分析    蠕动    
Study on dynamic mechanical analysis and creep law of multi-stage segmental subdivision water injection pipe string
HUANG Zhihong1,2 , WANG Hanxiang1 , MA Zhenfu3 , BAO Rui1 , LIU Yanxin1 , WEI Zhen1 , LAN Wenjian1 , WANG Runtao1     
1. College of Mechanical and Electronic Engineering in China University of Petroleum(East China), Qingdao 266580, China;
2. Science and Technology Department of Shengli Oilfield Branch, SINOPEC, Dongying 257000, China;
3. Petroleum Engineering Technology Research Institute of Shengli Oilfield Branch, SINOPEC, Dongying 257000, China
Abstract: In order to accurately analyze the dynamic mechanical properties and creep behavior of multi-stage and multi-segment water injection pipe under different working conditions, a three-dimensional mechanical model of water injection pipe string was established. The three-dimensional trajectory of the wellbore and the spatial force of the multi-stage and multi-segment water injection pipe string were considered. The stress continuity conditions at the packer and the dynamic mechanical properties of the water injection pipe string were analyzed, the creep mechanism of the packer was studied and corresponding suggestions were put forward. The creep analyses were performed under different working conditions aiming at the water injection column of the well H 43-12. The results show that the error range of the creep algorithm proposed was 8%-15%, which possesses a high accuracy. During different conditions, due to the extreme changes of temperature and pressure, the creep of the column is very obvious. The creep variation law of the separator is basically the same with time passing by. Moreover, after the rigid injection of the water injection pipe column, the creep amount of the packer at each level greatly reduces.
Keywords: multi-stage and multi-segment    subdivision water injection    string mechanics    dynamic analysis    creep    

细分层注水管柱所在油区储层纵向上层多, 层间非均质性严重, 渗透率级差高达4~13倍, 层间差异加剧, 工况趋于多样复杂化, 易造成封隔器蠕动失效及管柱永久性弯曲等问题。在管柱力学分析方面, 国内外学者的研究主要集中在管柱力学模型及压力温度等参数变化下注水管柱力学状态等方面, 李钦道等[1]建立了力学分析模型, 讨论了变形受力等问题。温后珍[2]考虑温度、压力及管柱屈曲临界载荷等因素, 建立了管柱力学分析模型。蒋敏等[3]针对管柱屈曲、断裂、封隔器失效等诸多安全问题, 建立了管柱轴侧向力耦合分析模型。许志倩等[4]完整地描述了整个高压注水过程中管柱力学状态。刘清友等[5]考虑高温高压及复杂井身结构特点, 建立了管柱力学分析模型。李敬元等[6]开发了管柱力学分析软件, 并进行了初步应用。刘延鑫等[7-8]考虑4种效应以及封隔器的约束条件, 探讨了注水管柱的蠕动机制。彭元东等[9]通过开发防蠕动工具, 形成了不动管柱多级水力喷射压裂工艺技术。目前对于注水管柱动态力学分析及复杂载荷作用注水管柱蠕动问题少有研究。管柱蠕动会改变封隔器坐封位置及管柱力学状态, 易产生胶筒磨损, 影响注水管柱的安全性能, 甚至会造成封隔器窜动。笔者在考虑井筒三维轨迹及多级多段注水管柱空间受力基础上建立注水管柱三维力学模型, 分析封隔器处受力连续性条件和注水管柱动态力学性能, 研究封隔器的蠕动机制, 提出多级多段注水管柱力学蠕动计算方法。

1 细分注水管柱力学分析模型

分层注水管柱在井筒中受到多种载荷的共同作用[10-16], 为真实反映其受力情况, 将分注管柱置于三维空间视角中, 考虑其所受到的内力(矩)、均布外力、内外流体压力、摩擦及井筒几何轨迹等因素的综合影响, 建立分注管柱三维力学模型。

管柱轴线上任一点在切向、法向、副法线方向的单位向量分别用τnb表示, 用k0T0r表示分注井井筒的曲率、挠率以及管柱与套管间隙。在分注管柱上取ss+ds之间的微元体, 上端点A的井斜角为αi, 方位角为φi; 下端点B的井斜角为αi+1, 方位角为φi+1。假设管柱轴线与井筒几何轨迹一致, 分注管柱微元段受力分析如图 1所示。

图 1 管柱微元体受力分析 Fig.1 Mechanical analysis of string infinitesimals body

分注管柱在三维空间中各种载荷的联合作用下处于平衡状态, 因此对于分注管柱有∑Fi=0, ∑M(Fi)=0。

分注管柱在三维空间中的受力包括[5]:

(1) 分注管柱的内力和内力矩。

作用在管柱微元段上部截面上的内力F(s)和内力矩M(s)分别为

$ \mathit{\boldsymbol{F}}\left( s \right) = {F_{\rm{ \mathsf{ τ} }}}\left( s \right)\mathit{\boldsymbol{\tau }} + {F_{\rm{n}}}\left( s \right)\mathit{\boldsymbol{n}} + {F_{\rm{b}}}\left( s \right)\mathit{\boldsymbol{b}}, $ (1)
$ \mathit{\boldsymbol{M}}\left( s \right) = {M_{\rm{ \mathsf{ τ} }}}\left( s \right)\mathit{\boldsymbol{\tau }} + {M_{\rm{n}}}\left( s \right)\mathit{\boldsymbol{n}} + {M_{\rm{b}}}\left( s \right)\mathit{\boldsymbol{b}}. $ (2)

作用在管柱微元段下部截面上的内力为-F(s+ds), 内力矩为-M(s+ds)。

(2) 分注管柱微元段上的均布力。

分注管柱单位长度浮重Q=qb; 套管壁对单位长度分注管柱上的法向正压力N=Ncos θn-Nsin θb; 单位长度分注管柱上, 由于内外流体作用而产生的黏滞摩阻力为(fi+fo)τ; 单位长度分注管柱上, 由井筒内壁产生的摩擦力为f1

其中q为井筒中管柱单位长度浮重; f1为分注管柱与套管壁之间的摩擦系数; fifo分别为内外流体对单位长度分注管柱产生的黏滞摩阻力。

(3) 管柱微元段内外流体压力。

内压可以等效为作用在微元段两端截面上的一对轴向压缩力pi(s)和-pi(s+ds)及作用在整个微元段上的向下分布力dFi(s)=(Aiρigk-fiτ)ds;

外压可以等效为作用在微元段两端截面上的一对轴向拉伸力-po(s)和po(s+ds)及作用在整个微元段上的向上分布力${\rm{d}}{\mathit{\boldsymbol{F}}_{\rm{o}}}(s) = \left({ - {A_{\rm{o}}}{\rho _{\rm{o}}}\mathit{\boldsymbol{gk}} + \frac{{{A_{\rm{o}}}}}{{{A_{\rm{c}}}}}\left({{f_{\rm{o}}} + {f_{\rm{c}}}} \right)\mathit{\boldsymbol{\tau }}} \right){\rm{d}}s$。其中ρiρo分别为管柱内外液体的密度, kg/m3; AiAoAc分别为管柱内、外截面及环空面积, m2; fc为环空流体对单位长度分注管柱的黏滞摩阻力, N/m。

分注管柱在各种载荷的联合作用下处于平衡状态, 由此建立力学平衡方程, 整理得到:

$ \left\{ \begin{array}{l} \frac{{{\rm{d}}{F_{{\rm{e \mathsf{ τ} }}}}\left( s \right)}}{{{\rm{d}}s}} - {k_0}{F_{\rm{n}}} = {q_{\rm{e}}}\cos \alpha + {f_1}N + {f_{\rm{o}}} + \frac{{{A_{\rm{o}}}}}{{{A_{\rm{c}}}}}\left( {{f_{\rm{o}}} + {f_{\rm{c}}}} \right),\\ \frac{{{\rm{d}}{F_{\rm{n}}}\left( s \right)}}{{{\rm{d}}s}} + {k_0}{F_{{\rm{e \mathsf{ τ} }}}} - {T_0}{F_{\rm{b}}} = N\cos \theta - {q_{\rm{e}}}\frac{{\sin \alpha }}{{{k_0}}}\frac{{{\rm{d}}\alpha }}{{{\rm{d}}s}},\\ \frac{{{\rm{d}}{F_{\rm{b}}}\left( s \right)}}{{{\rm{d}}s}} + {T_0}{F_{\rm{n}}} = {q_{\rm{e}}}\frac{{{{\sin }^2}\alpha }}{{{k_0}}}\frac{{{\rm{d}}\varphi }}{{{\rm{d}}s}} - N\sin \theta ,\\ \frac{{{\rm{d}}{M_\tau }\left( s \right)}}{{{\rm{d}}s}} - {k_0}{M_{\rm{n}}} = r\left( {{F_{\rm{n}}}\frac{{{\rm{d}}\sin \theta }}{{{\rm{d}}s}} + {F_{\rm{b}}}\frac{{{\rm{d}}\cos \theta }}{{{\rm{d}}s}}} \right),\\ \frac{{{\rm{d}}{M_{\rm{n}}}\left( s \right)}}{{{\rm{d}}s}} + {k_0}{M_{\rm{ \mathsf{ τ} }}} - {T_0}{M_{\rm{b}}} = {F_{\rm{b}}} - {F_{{\rm{e \mathsf{ τ} }}}}r\frac{{{\rm{d}}\sin \theta }}{{{\rm{d}}s}},\\ \frac{{{\rm{d}}{M_{\rm{b}}}\left( s \right)}}{{{\rm{d}}s}} + {T_0}{M_{\rm{n}}} = - {F_{{\rm{e \mathsf{ τ} }}}}r\frac{{{\rm{d}}\cos \theta }}{{{\rm{d}}s}} - {F_{\rm{n}}}. \end{array} \right. $ (3)

其中

$ {F_{{\rm{e \mathsf{ τ} }}}}\left( s \right) = {F_{\rm{ \mathsf{ τ} }}}\left( s \right) + {p_{\rm{i}}}\left( s \right){A_{\rm{i}}} - {p_{\rm{o}}}\left( s \right){A_{\rm{o}}}. $

式中, Fτ(s)、Fn(s)、Fb(s)、Mτ(s)、Mn(s)、Mb(s)分别表示分注管柱在τnb三个方向上的分力和分力矩; F(s)=Fτ(s)+pi(s)Ai-po(s)Ao为等效轴力。

引入无因次变量$\beta = \frac{{{F_{{\rm{e \mathsf{ τ} }}}}}}{{2EI{\mu ^2}}} = \frac{{{F_{{\rm{e \mathsf{ τ} }}}}}}{2}{\left({\frac{r}{{EI{f_{\rm{n}}}}}} \right)^{1/2}}$, β的不同取值反映了分注管柱在井筒中不同的屈曲形式, 当β≤1时, 分注管柱处于稳定状态, 无屈曲变形; 当1 < β≤1.469时, 分注管柱处于正弦屈曲状态, 空间构型近似正弦曲线; 当β>1.469时, 分注管柱处于螺旋屈曲状态, 空间构型为螺旋线[9]。通过分析得到分注管柱的等效轴向力为

$ \frac{{{\rm{d}}{F_{{\rm{e \mathsf{ τ} }}}}\left( s \right)}}{{{\rm{d}}s}} = {q_{\rm{e}}}\cos \alpha - {f_1}N + {f_{\rm{o}}} + \frac{{{A_{\rm{o}}}}}{{{A_{\rm{c}}}}}\left( {{f_{\rm{o}}} + {f_{\rm{c}}}} \right). $ (4)

则其轴向力为

$ {F_{\rm{ \mathsf{ τ} }}}\left( s \right) = {F_{{\rm{er}}}}\left( s \right) - {p_{\rm{i}}}\left( s \right){A_{\rm{i}}} + {p_{\rm{o}}}\left( s \right){A_{\rm{o}}}. $ (5)
2 注水管柱蠕动算法 2.1 蠕动机制

井下作业时, 注水管柱轴向位置随温度和压力等工况条件的不断变化而发生改变。在封隔器坐封之前, 管柱的轴向位移不受约束, 发生自由变形[17], 管柱自由变形主要由温度效应、鼓胀效应、轴力效应和螺旋弯曲效应引起; 封隔器坐封后, 由于胶筒与套管壁挤压接触, 产生摩擦力, 约束了注水管柱在套管内的自由移动[18], 对坐封后封隔器处取微元段, 进行力学分析, 如图 2所示。图中, 内压为pi, 封隔器上下节点外压poupod及轴力FτuFτd不连续, AiuAou分别表示上部管柱的内外横截面积, AidAod分别表示封隔器的内、外横截面积, f为套管壁对封隔器的摩擦力, Aci为套管内截面积。

图 2 封隔器微元段受力分析 Fig.2 Mechanical analysis of packer infinitesimal section

该处的力学平衡方程为

$ \begin{array}{l} F_{\rm{ \mathsf{ τ} }}^{\rm{u}}\left( s \right) + {p_{\rm{i}}}\left( s \right)\left( {A_{\rm{i}}^{\rm{u}} - A_{\rm{i}}^{\rm{d}}} \right) = F_\tau ^{\rm{d}}(s) + p_{\rm{o}}^{\rm{d}}(s)\left( {{A_{{\rm{ci}}}} - A_{\rm{o}}^{\rm{d}}} \right) - \\ p_{\rm{o}}^{\rm{u}}\left( s \right)\left( {{A_{{\rm{ci}}}} - A_{\rm{o}}^{\rm{u}}} \right) + f. \end{array} $

整理得

$ F_{{\rm{ \mathsf{ τ} }}{\rm{e}}}^{\rm{u}}\left( s \right) = F_{{\rm{ \mathsf{ τ} }}{\rm{e}}}^{\rm{d}}\left( s \right) + \left[ {p_{\rm{o}}^{\rm{d}}\left( s \right) - p_{\rm{o}}^{\rm{u}}\left( s \right)} \right]{A_{{\rm{ci}}}} + f. $ (6)

式(6)为封隔器处管柱连续性方程。当封隔器未坐封时, 其上下两侧外压相同, 套管对胶筒无摩擦力, 此时有Fτeu(s)=Fτed(s), 即等效轴力连续[6]; 封隔器坐封后, pod(s)≠pou(s), 套管对胶筒有摩擦力作用, 等效轴力发生突变。

对式(6)进一步整理可得

$ \begin{array}{l} \left( {F_{\rm{ \mathsf{ τ} }}^{\rm{u}} - F_{\rm{ \mathsf{ τ} }}^{\rm{d}}} \right) + p_{\rm{i}}^{\rm{s}}\left( s \right)\left( {A_{\rm{i}}^{\rm{u}} - A_{\rm{i}}^{\rm{d}}} \right) - p_{\rm{o}}^{\rm{d}}\left( s \right)\left( {{A_{{\rm{ci}}}} - A_{\rm{o}}^{\rm{d}}} \right) + \\ p_{\rm{o}}^{\rm{d}}\left( s \right)\left( {{A_{{\rm{ci}}}} - A_{\rm{o}}^{\rm{d}}} \right) = f. \end{array} $

${F_{\Delta \mathit{\tau }}} = F_{\rm{ \mathsf{ τ} }}^{\rm{u}} - F_{\rm{ \mathsf{ τ} }}^{\rm{d}}, {F_{\rm{p}}} = p_{\rm{i}}^{\rm{s}}(s)\left({A_{\rm{i}}^{\rm{u}} - A_{\rm{i}}^{\rm{d}}} \right) - p_{\rm{o}}^{\rm{d}}(s)\left({{A_{{\rm{ci}}}} - } \right.\left. {A_{\rm{o}}^{\rm{d}}} \right) + p_{\rm{o}}^{\rm{d}}(s)\left({{A_{{\rm{ci}}}} - A_{\rm{o}}^{\rm{d}}} \right)$, 则

$ {F_{\Delta {\rm{ \mathsf{ τ} }}}} + {F_{\rm{p}}} = f. $ (7)

式中, FΔτ为封隔器上、下节点间轴向力之差; Fp为作用在封隔器处的压力引起的力; f为套管壁对胶筒的摩擦力。

在一定范围内轴差力越大, 摩擦力也越大, 且始终保持FS+Fp=f的受力平衡关系, 因此胶筒不会发生移动。但是胶筒有最大静摩擦力, 不能无限增大, 有最大值fmax, 当FS+Fp>fmax, 即轴差力大于最大静摩擦力时, 胶筒无法继续保持受力平衡, 将发生轴向移动, 即管柱蠕动现象。

2.2 锚定力及摩擦力确定

为准确计算管柱轴向力分布情况, 在胜利油田石油工程技术研究院对SZSM-115水力锚的锚定力及SZSK344-115扩张式封隔器与套管间的摩擦力进行试验。测得锚定力、胶筒摩擦力与工作压差关系如图 3所示。

图 3 锚定力和摩擦力与注水压差关系 Fig.3 Relationship of anchoring force, friction force and water injection pressure difference

根据实验结果拟合得到水力锚最大锚定力数学模型和扩张式封隔器摩擦力数学模型分别为

$ {F_{{\rm{md}}}} = 6.279{{\rm{e}}^{ - 6}}\Delta {p^3} - 0.002182\Delta {p^2} + 0.39\Delta p - 12.97, $ (8)
$ {F_{\rm{f}}} = - 1.103\Delta {p^4} + 46.48\Delta {p^3} - 565\Delta {p^2} + 4851\Delta p + 7856. $ (9)
2.3 管柱蠕动算法

为准确计算注水管柱在不同工况条件下的蠕动量, 应根据图 12确定注水管柱各节点轴向力, 进而依据4个效应理论[7]计算得到胶筒的平衡位置。蠕动量为新的平衡位置与初始位置之间的距离。

细分层注水管柱为多级多段管柱, 计算各节点蠕动量时, 要考虑各级封隔器处胶筒摩擦力影响。以nm段注水管柱为例, 其有n个封隔器和m个配水器。以封隔器坐封为初始状态, 先假定第n级封隔器不发生蠕动, 计算第n-1级封隔器受力状态, 分析其蠕动情况。若封隔器蠕动则计算第n-1级封隔器自由移动变形及蠕动量, 若第n-1级封隔器不发生蠕动, 计算管柱的受力变化后再分析第n-2级封隔器受力状态, 以此类推, 直至第一级封隔器。nm段注水管柱蠕动计算的算法流程见图 4

图 4 nm段蠕动分析流程 Fig.4 Peristaltic analysis process of n stage and m segment
3 实例验证

对胜利油田河43-12井注水管柱进行动态力学分析及蠕动量计算。该井井深为2 724 m, 最大井斜角为53.8°, 井眼轨迹如图 5所示。注水压力为18 MPa, 注入排量为2.5 m3/h, 注入液温度为50 ℃。洗井温度为25 ℃, 洗井排量为30 m3/h, 河43-12井注水管柱由泄油器、封隔器、配水器及筛管丝堵等注水工具组成, 共包含3个封隔器及4个配水器, 具体管柱结构如图 6所示。

图 5 河43-12井眼轨迹 Fig.5 Well H 43-12 well track
图 6 河43-12分注管柱结构 Fig.6 Well H 43-12 pipe string structure
3.1 动态力学分析

现场作业过程中2 d后注水管柱达到稳定状态, 故取注水60 h, 停注60 h, 洗井6 h为计算节点, 注水管柱在完成下入和坐封作业后, 对分注管柱的力学性能进行动态分析[18]表 1为分注作业工况参数。

表 1 分注作业工况参数 Table 1 Layered water injection working parameter

图 7为注水阶段稳定后分注管柱的力学状态。最大应力位置发生于距井口2 017 m造斜段处, 应力达到348.99 MPa; 最大轴力出现在井口处, 在每一级封隔器处均发生了轴力突变。表 2表 1中各作业工况条件下分注管柱的最大轴力、最大应力等力学性能分析结果。由表 2可以看出, 因注水时管柱有较大的内压, 其应力及轴力均大于停注及洗井工况, 不同工况转换管柱的受力状态出现明显变化。

图 7 作业完成时分注管柱力学状态 Fig.7 Mechanical condition of layered water injection string
表 2 各工况分注管柱力学分析结果 Table 2 Mechanical analysis result of layered water injection string in every working condition
3.2 蠕动分析

按照表 1的工况参数, 对河43-12井注水管柱进行蠕动分析, 得到注水管柱蠕动规律如图 8所示。

图 8 不锚定作业全工况蠕动规律 Fig.8 Peristaltic law of water injection condition without anchoring

注水工况初期, 由于注水温度及注水压力变化剧烈, 导致轴差力远大于封隔器胶筒所提供摩擦力, 管柱收缩向上蠕动明显; 停注工况由于井筒温度逐渐回复, 管柱伸长向下蠕动几近原始位置; 洗井工况受洗井液温度及排量影响, 井筒迅速降温, 管柱收缩向上蠕动。管柱不施加锚定, 该井管柱作业工况全过程向上蠕动0.911 m, 管柱蠕动较为明显。由于管柱蠕动不是单一封隔器蠕动, 轴向力的传递使得各级封隔器蠕动量相差不多, 因此各级封隔器蠕动量随时间变化规律一致。

第一阶段注水作业完成后, 利用细分注水算法算得第一级封隔器蠕动量为0.96 m, 现场测量得到第一级封隔器处摩擦行程为1.05 m, 误差为8.57%。此外, 对胜利油田河31-161、史8-更38、HJSH109-X1等20余口实例井进行蠕动量计算, 计算结果误差范围为8%~15%, 反映出该蠕动算法的可靠性。

若对该井在第一级封隔器上端施加刚性锚定, 对注水管柱开展蠕动分析, 得到其蠕动规律如图 9所示。

图 9 顶端锚定作业全工况蠕动规律 Fig.9 Peristaltic law of top anchoring water injection condition

在施加锚定的条件下, 该注水管柱总体向上收缩蠕动0.288 m, 在作业过程中施加锚定可以大幅度减小注水管柱蠕动, 注水一定时间后, 管柱趋于稳定状态; 停注工况转换为洗井工况时, 由于水力锚锚爪收回, 且洗井排量较大, 管柱发生蠕动现象。

图 8图 9对比可得, 施加顶部刚性锚定后, 注水工况及工况转换全过程中注水管柱蠕动量均大幅减小, 为防止管柱蠕动造成封隔器失效, 应根据油藏细分开发需求, 合理优化注水参数及锚定工艺, 提高注水管柱使用可靠性。

4 结论

(1) 轴差力是温度、压力等工况条件变化对位移受限管柱的一种作用表现形式, 其作用效果是促使管柱产生位移。注水管柱发生蠕动现象的原因是封隔器处的轴差力大于最大静摩擦力。

(2) 不同工况转换过程中, 由于温度、压力变化剧烈, 管柱蠕动明显; 由于轴向力在管柱上的传递, 各级封隔器蠕动变化规律随时间变化基本一致。注水管柱施加刚性锚定后, 各级封隔器蠕动量均大幅减小, 应根据油藏开发需求, 合理优化注水参数及锚定工艺。

参考文献
[1]
李钦道, 谢光平, 张娟. 不能移动封隔器管柱变形受力分析[J]. 钻采工艺, 2002, 25(2): 53-57.
LI Qindao, XIE Guangping, ZHANG Juan. Mechanics and deformation analysis of immoveable packer string[J]. Drilling and Production Technology, 2002, 25(2): 53-57. DOI:10.3969/j.issn.1006-768X.2002.02.016
[2]
温后珍.精细分层注采管柱力学理论、分析方法及应用研究[D].沈阳: 东北石油大学, 2016.
WEN Houzhen. Mechanics theory, analysis method and application of fine stratified injection-production string[D]. Shenyang: Northeast Petroleum University, 2016.
[3]
蒋敏, 檀朝东, 孙聪聪, 等. 水平井滑套分段压裂管柱力学分析及校核[J]. 中国石油和化工, 2015(11): 61-64.
JIANG Min, TAN Chaodong, SUN Congcong, et al. Mechanical analysis and verification of slip sleeve fracturing string in horizontal wells[J]. PetroChina and Chemical Industry, 2015(11): 61-64. DOI:10.3969/j.issn.1008-1852.2015.11.032
[4]
许志倩, 闫相祯, 杨秀娟. 深井分层注水管柱受力变形计算方法改进[J]. 油气田地面工程, 2010, 29(3): 22-24.
XU Zhiqian, YAN Xiangzhen, YANG Xiujuan. Improvement of calculation method for stress and deformation of stratified water injection string in deep wells[J]. Oil and Gas Field Surface Engineering, 2010, 29(3): 22-24. DOI:10.3969/j.issn.1006-6896.2010.03.012
[5]
刘清友, 何玉发. 深井注入管柱力学行为及应用[M]. 北京: 科学出版社, 2013: 29-43.
[6]
李敬元, 李子丰, 李天降, 等. 井下作业管柱力学分析软件及应用[J]. 石油钻采工艺, 2008, 30(5): 118-121.
LI Jingyuan, LI Zifeng, LI Tianjiang, et al. Mechanical analysis software of downhole operation pipe strings and its application[J]. Petroleum Drilling & Production Technology, 2008, 30(5): 118-121. DOI:10.3969/j.issn.1000-7393.2008.05.028
[7]
刘延鑫, 王旱祥, 房军, 等. 注水管柱力学分析及其应用[J]. 机械强度, 2012, 6(1): 79-82.
LIU Yanxin, WANG Hanxiang, FANG Jun, et al. Mechanical analysis of injection string and its application[J]. Journal of Mechanical Strength, 2012, 6(1): 79-82.
[8]
刘延鑫, 苑得鑫, 王旱祥. 注水管柱蠕动机制分析及蠕动量计算[J]. 钻采工艺, 2016, 39(3): 50-52.
LIU Yanxin, YUAN Dexin, WANG Hanxiang. Analysis of peristaltic mechanism of perfusion columns and calculation of peristaltic momentum[J]. Drilling and Production Technology, 2016, 39(3): 50-52. DOI:10.3969/J.ISSN.1006-768X.2016.03.16
[9]
彭元东, 汤程辉, 宋秉忠, 等. 防蠕动多级水力喷射压裂工艺管柱的研制与应用[J]. 钻采工艺, 2014(3): 75-77.
PENG Yuandong, TANG Chenghui, SONG Bingzhong, et al. Development and application of anti-creep multi-stage hydraulic jet fracturing string[J]. Drilling and Production Technology, 2014(3): 75-77. DOI:10.3969/J.ISSN.1006-768X.2014.03.22
[10]
王旱祥, 杨德伟. 油田注水地面枝状管网水力计算[J]. 中国石油大学学报(自然科学版), 2010, 34(1): 125-128, 133.
WANG Hanxiang, YANG Dewei. Hydraulic calculation of branch form pipe networks for oilfield above-ground water injection system[J]. Journal of China University of Petroleum(Edition of Natural Science), 2010, 34(1): 125-128, 133.
[11]
黄云, 刘清友, 莫丽. 注水管柱温度场数值计算模型研究:注水管柱受力分析系统讨论之一[J]. 钻采工艺, 2008, 31(5): 44-46.
HUANG Yun, LIU Qingyou, MO Li. Study on numerical calculation model of temperature field of water injection pipe: one of the discussion of force analysis system for water injection column[J]. Drilling and Production Technology, 2008, 31(5): 44-46.
[12]
窦益华, 张福祥. 高温高压深井试油井下管柱力学分析及其应用[J]. 钻采工艺, 2007, 30(5): 17-20.
DOU Yihua, ZHANG Fuxiang. Mechanical analysis of well testing down-hole string in deep well with HTHP and its application[J]. Drilling and Production Technology, 2007, 30(5): 17-20. DOI:10.3969/j.issn.1006-768X.2007.05.006
[13]
刘延鑫, 王旱祥, 侯乃贺, 等. 深井试油管柱力学分析及其应用[J]. 钻采工艺, 2012, 35(4): 71-73.
LIU Yanxin, WANG Hanxiang, HOU Naihe, et al. Mechanical analysis of oil test strings for deep wells and its application[J]. Drilling and Production Technology, 2012, 35(4): 71-73.
[14]
冷继先.井下管柱屈曲行为的理论与实验研究[D].南充: 西南石油大学, 2003.
LENG Jixian. Underground column buckling behavior theory and experiment[D]. Nanchong: Southwest Petroleum University, 2003. http://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10615-2005012750.htm
[15]
MITCHELL R F. The twist and shear of helically buckled pipe[J]. SPE Drilling & Completion, 2003, 19(1): 20-28.
[16]
GAO G, MISKA S Z. Effects of boundary conditions and friction on static buckling of pipe in a horizontal well[J]. SPE Journal, 2009, 14(4): 782-796. DOI:10.2118/111511-PA
[17]
刘琦, 蒋建勋, 石庆, 等. 允许自由移动的封隔器管柱受力变形计算分析[J]. 断块油气田, 2007, 14(1): 61-63.
LIU Qi, JIANG Jianxun, SHI Qing, et al. Calculation analysis on force deformation of packer string with free movement[J]. Fault-Block Oil & Gas Field, 2007, 14(1): 61-63. DOI:10.3969/j.issn.1005-8907.2007.01.024
[18]
蒋建勋, 刘琦, 程福平, 等. 分层注水工艺管柱变形量计算[J]. 西南石油大学学报, 2007, 29(5): 145-148.
JIANG Jianxun, LIU Qi, CHENG Fuping, et al. Calculation of string deformation for separate zone water injection technique[J]. Journal of Southwest Petroleum University, 2007, 29(5): 145-148. DOI:10.3863/j.issn.1674-5086.2007.05.040