固井与完井.ppt

单击此处编辑母版标题样式,*,单击此处编辑母版文本样式,第二级,第三级,第四级,第五级,第一节,井身结构设计,第二节,套管柱设计,第三节,水泥及注水泥,第四节,完井方式,第五节,试,油,第七章 固井与完井技术,4/8/2026,1,第一节,一、套管柱类型及作用,第一节 井身结构设计,图,3-8-1-1,套管类型,（,a,）,正常压力井；（,b,）,异常压力井,在裸眼井段中存在着,地层孔隙压力,、,泥浆液柱压力,、,地层破裂压力,。,三个压力体系必须同时满足于以下情况：,P,f,P,m,P,p,（,1,）,式中,P,f,地层的破裂压力，,MPa,；,P,m,钻井液的液柱压力，,MPa,；,P,p,地层孔隙压力，,MPa,。,即泥浆液柱压力应稍大于孔隙压力以防止井涌，但必须小于破裂压力以防止压裂地层发生井漏。,使用压力梯度写成：,G,f,G,m,G,p,（,2,）,式中,G,f,破裂压力梯度，,MPa/m,；,G,m,液柱压力梯度，,MPa/m,；,G,p,孔隙压力梯度，,MPa/m,。,二、井眼中的压力体系,考虑到井壁的稳定，还需要补充另一个与时间关系有关的不等式，即：,G,m,（,t,）,G,s,（,t,）（,3,）,式中,G,s,（,t,）,某截面岩石的坍塌压力梯度，,MPa/m,，,即岩层不发生坍塌，缩径等情况的最小井内压力梯度。,以上条件的存在是钻进工艺中所必须的，是在施工中所要遵守的，否则会导致钻井事故，以致钻井失败及破坏油藏。当这些压力体系能共存于一个井段时，即在一系列截面上能满足以上条件时，则这些截面间不需套管分隔，否则就需要用套管去分隔开这些不能共存的压力体系。井身结构中，相邻套管深度间隔的井段应满足以上要求并依此来确定。只有充分掌握上述压力体系的分布规律才能做出合理的井身结构设计。,1,、,能有效的保护油层，使不同压力梯度的油气层不受泥浆污染损害。,2,、,应避免漏、喷、塌、卡等复杂情况产生，为全井顺利钻进创造条件，使钻井周期最短。,3,、,钻下部高压地层是所用的较高密度泥浆产生的液柱压力，不致压裂上一层套管鞋处薄弱的裸露地层。,4,、,下套管过程中，井内泥浆液柱压力和地层压力之间的压差，不致产生压差卡套管事故,三、井身结构确定的原则及依据,1,、地质方面的数据,岩性剖面及其故障提示,地层孔隙压力剖面,地层破裂压力剖面,四、井身结构设计中所需要的基础数据,2,、,工,程,类,数,据,抽吸压力与激动压力允许值（,S,b,或,S,g,）,地层压裂安全增值（,S,f,）,井涌条件允许值（,S,b,）,压差允值（,P,N,与,P,a,）,美 国：,S,b,或,S,g,取,0.06,中原油田：,S,b,=0.05,0.08,；,S,g,=0.07,0.10,该值是为了避免将上层套管鞋处地层压裂的安全增值，它与预测破裂压力值的精度有关，可以根据该地区的统计数据来确定。以等效密度表示,gcm,3,。,美国现场将,S,f,取值为,0.024,，中原油田取值为,0.03,此值是衡量井涌的大小，用泥浆等效密度差表示（用于压井计算，另一种计量方法是以进入井眼的流体的总体积来表示，多用于报警）。美国现场取值为,0.06,。该值可由各油田根据出现井涌的数据统计和分析后得出。中原油田将,S,k,值定为,0.06,0.14,。,裸眼中，泥浆液柱压力与地层孔隙压力的差值过大，除使机械钻速降低外，而且也是造成压差卡钻的直接原因，这会使下套管过程中，发生卡套管事故，使已钻成的井眼无法进行固井和完井工作。压差允值的确定，各油田可以从卡钻资料中（卡点深度，当时泥浆密度、卡点地层孔隙压力等）反算出当时的压差值。再由大量的压差值进行统计分析得出该地区适合的压差允值。,1,）液体压力体系的压力梯度分布,套管层次和下入深度是以力学为基础的，因此首先要分析井内压力体系的压力梯度分布。,2,）最大泥浆密度,max,某一层套管的钻进井段中所用的最大泥浆密度和该井段中的最大地层压力有关。,即：,max,=,pmax,+,S,b,（,4,）,式中,max,某层套管钻进井段中所用最大泥浆密度，,g/cm,3,；,pmax,该井段中的最大地层孔隙压力梯度等效密度，,g/cm,3,；,S,b,抽吸压力允许值，,g/cm,3,。,1,、套管层次和下入深度的确定,五、井身结构设计方法及步骤,3,）最大井内压力梯度,B,为了避免将井段内的地层压裂，应求得最大井内压力梯度。在正常作业时和井涌压井时，井内压力梯度有所不同。,（,1,）正常作业情况,最大井内压力梯度发生在下放钻柱时，由于产生激动压力而使井内压力升高。如增高值为,S,g,，,则最大井内压力梯度,Br,为：,Br=,max+,S,g,（,5,）,（,2,）,发生井涌情况（关封井器并加回压）,为了平衡地层孔隙压力制止井涌而压井时，也将产生最大井内压力梯度。压井时井内压力增高值以等效密度表示为,S,b,，,则,最大井内压力梯度等效密度,Bk,为：,Bk,=,max,+,S,k,（,6,）,但（,6,）式只适用于发生井涌时最大地层孔隙压力所在井深,H,pmax,的井底处。而对于井深为,H,n,处，则：,Br,=,f,S,f,或,Bk,=,f,S,f,（,8,）,式中,f,为上一层套管鞋处薄弱地层破裂压力等效密度值，,g/cm,3,；,S,f,地层压裂安全增值，,g/cm,3,。,（7）,由上式可见，当,H,n,值小时,（即深度较浅时）,Bk,值大,，即压力梯度大，反之当,H,n,值大时，,Bk,小。如图,3-8-1-2,所示。,ak,值随,H,n,变化呈双曲线分布。,为了确保上一层套管鞋处裸露地层不被压裂，则应有：,图,3-8-1-2,井内压力梯度与井深关系,套管层次和下入深度设计的实质是确定两相邻套管下入深度之差，它,取决于裸眼井段的长度,。在这裸眼井段中，应使钻进过程中及井涌压井时不会压裂地层而发生井漏，并在钻进和下套管时不发生压差卡钻事故。,设计前必须有所设计地区的地层压力剖面和破裂压力剖面图，图中纵坐标表示深度，横坐标表示地层孔隙压力和破裂压力梯度，皆以等效密度表示。,设计时由下而上逐层确定下入深度。,油层套管的下入深度主要决定于完井方法和油气层的位置。因此设计的步骤是由中间套管开始。,2,、设计方法及步骤,1,）、各层套管（油层套管除外）下入深度初选点,H,n,的确定。,套管下入深度的依据是，,其下部井段钻进过程中预计的最大井内压力梯度不致使套管鞋处裸露地层被压裂。,根据最大井内压力梯度可求得上部地层不致被压裂所应有的地层破裂压力梯度,fnr,。,正常作业下钻时，由（,4,），（,5,），（,8,）式，有：,fnr,=,pmax,+,S,b,+,S,g,+,S,f,（,9,）,式中,fnr,第,n,层套管以下井段下钻时，在最大井内压力梯度,作用下，上部裸露地层不被压裂所应有的地层破,裂压力梯度，,g/cm,3,；,pmax,第,n,层套管以下井段预计最大地层孔隙压力等效,密度，,g/cm,3,。,发生井涌情况时，由（,4,）、（,7,）（,8,）式，有：,(10),式中,fnk,第,n,层套管以下井段发生井涌时，在井内最大压力,梯度作用下，上部地层不被压裂所应有的地层破裂,压力梯度，,g/cm,3,；,H,ni,第,n,层套管下入深度初选点，,m,。,对比（,9,）、（,10,）两式，显然，,fnk,fnr,，,所以，一般用,fnk,计算，在,肯定不会发生井涌时，用,fnr,计算,。,对中间套管，可用试算法试取,H,ni,值代入式中求,fnk,，,然后由设计井的地层破裂压力梯度曲线上求得,H,ni,深度时实际的地层破裂压力梯度。如计算的值,fnk,与实际相差不多且略小于实际值时，则,H,ni,即为下入初选点。否则另取一,H,ni,值计算，直到满足要求为止。,2,）、校核各层套管下到初选点深度,H,ni,时是否会发生压差卡钻。,先求出该井段中最大泥浆密度与最小地层孔隙压力之间的,最大静止压差,P,rn,为：,P,rn,=9.81,H,mm,（,pmin,+,S,b,-,min,）,10,-3,（,11,）,式中,P,rn,第,n,层套管钻进井段内实际的井内最大静止,压差，,MPa,；,pmin,该井段内最小地层孔隙压力梯度效密度，,g/cm,3,；,H,min,该井段内最小地层孔隙压力梯度的最大深度，,m,。,比较,P,rn,和,P,（,压差允值，正常压力地层用,P,N,，,异常压力地层用,P,a,）。,当,P,rn,P,时,，则,不易发生压差卡钻,，,H,m,即为该层套管下入深度。,当,P,rn,P,时,，则,可能发生压差卡钻,，这时，该层套管下深,H,n,应浅于初选点,H,ni,。,H,n,的计算如下：,令,P,rn,=,P,，,则允许的,最大地层孔隙压力,pper,为：,由地层孔隙压力梯度曲面图上查,pper,所在井深即该层套管下入深度,H,n,。,3,）、当中间套管下入深度浅于初选点,H,n,H,ni,时，则需要下尾管并要确定尾管下入深度,H,n+1,（,i,）,确定尾管下入深度初选点,H,(n+1)i,。,由中间套管鞋处的地层破裂压力梯度,fn,可求得允许的最大地层孔隙压力梯度,pper,，,由（,2-90,）式，有：,式中,fn,中间套管鞋处地层破裂压力梯度，,g/cm,3,；,pper,中间套管鞋处地层破裂压力梯度为,fn,时，其下井段所允许,的最大地 层孔隙压力梯度，,g/cm,3,；,H,n,中层套管下深，,m,；,H,(n+1)i,尾管下入深度初选点，,m,。,其他符号代表意义同前。,（,13,）,（,ii,）,校核尾管下入到深度初选点,H,(n+1)i,时，是否会发生压差下钻。,校核方法同前所述。,4,）、必封点的确定。,以上套管层次、下入深度的确定是以井内压力系统平衡为基础，以压力剖面为依据的。但某些影响钻进的复杂情况因素目前还不能反映到压力剖面上。如吸水膨胀易塌泥页岩、含蒙脱石的泥页岩、岩膏层、盐岩层蠕变、胶结不良的砂岩等。某些复杂情况的产生又与时间因素有关，如钻进速度快，浸泡水时间短，复杂情况并不显示出来，反之钻速慢，上部某些地层裸露时间长或在长时间浸泡下，则发生坍塌、膨胀、缩径等情况。这需要根据已钻过井的经验来确定某些应及时封隔的地层即必封点。某些地区没有复杂情况则不必确定必封点。另外，为了求得控制复杂情况所需的坍塌压力梯度值是非常必要的，这样可以在确定必封点上不必凭经验来进行。如中原油田对盐膏层引起的缩径复杂情况与石油大学合作研究，得出了控制井眼面积收缩率小于,0.1%h,所需的泥浆密度值。图,3-8-1-3,表示盐膏层在该面积收缩率下随井深变化所需的泥浆密度值。,图,3-8-1-3,井眼收缩率在,0.1%/h,下，,不同井深所需泥浆密度值,套管尺寸及井眼（钻头）尺寸的选择和配合涉及到采油、勘探以及钻井工程的顺利进行和成本。,1,、设计中考虑的因素,1,）、,生产套管尺寸应满足采油方面要求。根据生产层的产能、油管大小、增产措施及井下作业等要求来确定。,2,）、,对于探井，要考虑原设计井深是否要加深，地质上的变化会使原来预告难于准确，是否要本井眼尺寸上留有余量以便增下中间套管，以及对岩心尺寸要求等。,3,）、,要考虑到工艺水平，如井眼情况、曲率大小、井斜角以及地质复杂情况带来的问题。并应考虑管材、钻头等库存规格的限制,2,、套管和井眼尺寸的选择和确定方法,1,）、,确定井身结构尺寸一般由内向外依次进行，首先确定生产套管尺寸，再确定下入生产套管的井眼尺寸，然后确定中层套管尺寸等，依此类推，直到表层套管的井眼尺寸，最后确定导管尺寸。,六、套管尺寸与井眼尺寸选择及配合,3,、,套管及井眼尺寸标准组合,目前国内外所生产的套管尺寸及钻头尺寸已标准系列化。套管与其相应井眼的尺寸配合基本确定或在较小范围内变化。图,3-8-1-4,给出了套管和井眼尺寸选择表。使用该表时，先确定最后一层套管（或尾管）尺寸。表的流程表明要下该层套管可能需要的井眼尺寸。实线表明套管与井眼尺寸的常用配合，它有足够的间隙以下入该套管及注水泥。虚线表示不常用的尺寸配合（间隙较小）。如选用虚线所示的组合时，则须对套管接箍、泥浆密度、注水泥及井眼曲率大小等应予注意。,2,）、,生产套管根据采油方面要求来定。勘探井则按照勘探方面要求来定。,3,）、,套管与井眼之间有一定间隙，间隙过大则不经济，过小会导致下套管困难及注水泥后水泥过早脱水形成水泥桥。间隙值一般最小在,9.5,12.7mm,（,3/8,1/2in,）范围，最好为,19mm,（,3/4in,）。,例,1,某井井深,H,=4400m,，,地层孔隙压力梯度及破裂压力梯度剖面见图,3-8-1-5,。,设计给定：,S,b,=0.036g/cm,3,；,S,g,=0.04g/cm,3,；,S,k,=0.06g/cm,3,；,S,f,=0.03g/cm,3,；,P,N,=12MPa,；,P,a,=18MPa,。,油层套管采用,139.7mm,（,5,1,/,2,in,）,套管。,解：由图上查得最大地层孔隙压力梯度为,2.04g/cm,3,，,位于,4250m,。,确定中间套管下入深度。,（,i,）,确定下入深度初选点,H,2i,。,由（,10,）式,图,3-8-1-5,例题井 的压力剖面及井身结构,试取,H,2i,=3400m,，将,3400m,代入上式得：,由图上查得,3400m,处,f3400,=2.19g/cm,3,因为,f2k,f3400,且相似，所以确定中间套管下入深度初选点为,2i,=3400m,。,将各值代入得：,图,3-8-1-5,例题井 的压力剖面及井身结构,因为,P,r2,P,N,，,所以中间套管下深应浅于初选点。,令,P,r2,=,P,pper,由（,1-12,）式得：,由图中地层孔隙压力梯度曲线上查出与,=1.435g/cm,3,对应的井深为,3200m,，,则中间套管下入深度,H,2,=3200m,。,由于,H,2,H,2i,，,所以还必须下入尾套管。,（,ii,）,校核中间套管下入到初选点,3400m,过程中是否会发生差卡套管。,由图上查得：,3400m,处，,f3400,=1.57g/cm,3,；,H,mm,=3050m,，,min,=1.07g/cm,3,则由（,1-11,）式得：,P,r2,=9.813050,（,1.57+0.036-1.07,）,10,-3,=16.037MPa,确定表层套管下深,H,1,。,由（,10,）式，将各值代入有：,试取,H,1,=850m,，,代入上式得：,由剖面图查得井深,850m,处,f850,=1.740g/cm,3,，因,flk,f850,，,且相近，所以满足设计要求。,图,3-8-1-5,例题井 的压力剖面及井身结构,确定各层套管及相应井眼尺寸。,已知油层套管规定为,114.3mm,（,4,1,/,2,in,），,由图（,3-8-1-4,）套管和井眼尺寸选择，按常用的尺寸配（按实线）可得出,114.3mm,套管相应井眼尺寸为,155.5mm,（,6,7,/,8,in,），,尾管用,196.9mm,（,7,3,/,4,in,）,相应井眼为,241.3mm,（,9,1,/,2,in,）。,中层套管选用,273mm,（,10,3,/,4,in,），,相应井眼尺寸为,347.6mm,（,14,3,/,4,in,）。,表层套管用,406.4mm,（,16in,），,相应井眼尺寸用,508mm,（,20in,）。,以上所选用的配合还要结合库存的套管及钻头规格以及钻机负责情况来考虑，否则要作适当修改。,例,2,具有异常低破裂压力漏失层的井身结构设计如图（,3-8-1-6,）所示。设计时，同样由压力剖面上最大地层孔隙压力处开始，向上逐层确定，设计方法及步骤同前。向下在封隔高压层后，用低密度泥浆钻到预定井深度下尾管。如果下边地层有油气时，也可将尾管回接作为油层套管。,第二节,套管柱设计,套管柱设计的主要内容是,根据套管柱在井内所受的外载，,正确选择套管的钢级和壁厚，,使之既要有足够的强度，以保证下入井内的套管不断、不裂、不变形，又要符合节约钢材、降低成本的要求。,由于对套管柱在井下的受力和设计方法的不同考虑，所设计出的套管柱是不相同的，究竟哪一种设计最佳，要经过长期的生产和各种作业考验后才能做出正确的判断。这里着重介绍经过长期生产实践考验的,API,常规设计理论与方法。,一、套管柱外载分,从套管柱入井、注水泥到以后生产的不同时期，套管柱的受力是变化的，且在不同的地层和地质条件下，套管柱所受的外载是不相同的。人们经过长期大量生产实践和分析表明：虽然套管柱受力是复杂的，但是,影响套管柱设计的基本载荷是轴向拉力、外挤压力和内压力。,在设计中应根据不同情况按该井最危险情况来考虑套管柱所承受的基本载荷。,轴向拉力,（,1,）,套管本身自重产生的轴向拉力,W,c,=,q,c,L,cs,10,-3,（,2,）,井眼弯曲产生的附加拉力,W,Cb,=0.0733,d,A,cs,（,3,）,套管内的水泥浆使套管柱产生的附加拉力,（,4,）,其它附加拉力,目前,API,套管柱设计中仍按钻井液液柱压力计算，我国一些油田按盐水柱压力（压力梯度为,10.7,11.52kPa/m,）,计算。,在具有,高塑性,的岩层，如盐岩层、泥岩层段，在一定条件下，垂直方向的岩层压力能全部加给套管。此时，套管柱的外挤压力应按,上覆岩层压力,计算，其压力梯度为,23,27kPa/m,。,计算外挤压力时，在,API,常规套管柱设计中都,按最危险情况考虑,，即认为套管内没有液柱压力的全掏空状态。,外挤压力计算式为,p,=,d,gD,W,10,-6,管外钻井液液柱压力,地层中流体压力,易流动岩层侧压力,挤水泥和压裂时的挤压力,外挤压力,套管柱内压力的来源主要是地层流体（油、气、水）压力以及特殊作业时所施加的压力（如酸化压裂、挤水泥等）。因地层压力难以预先准确确定，所以准确确定套管柱内压力是困难的。,井深较小时，地层压力相对较低，一般中、薄壁厚套管的抗内压强度都相应地,大于,抗挤强度，因此内压力的确定及套管柱抗内压设计的问题不突出。随着井深和井底压力的增加，由内压力引起的套管柱强度问题和经济问题，已引起人们的重视。目前,对内压力的考虑和计算方法,主要有下述三种：,1,）最大地表内压力按套管内完全充满天然气考虑。,一般按井口处内压力作用于整个套管柱考虑。由于井口以下有外挤压力同时作用，所以认为井口是最危险的。,2,）以井口装置承压能力作为控制套管内压力的依据。,当井口内压力超过井口装置允许压力时，应放喷。很显然这种情况是井口内压力和套管抗内压强度大于井口装置承压能力。,3,、内压力,3,）以井口压力及套管内、外压差之和来计算有效内压力。,当套管内、外钻井液密度相等时，套管柱上、下内压力也相等，即为井口压力；当套管柱内、外钻井液密度不相等时，则套管内压力为井口压力及套管内、外压差之和。在井深,D,W1,处套管内压力,p,cin1,的计算式为,p,cin1=,G,Do,D,W-,G,Dg,（,D,W-,D,W1,）,-,dg,D,W110-6,（,2-7,）,式中,p,cin1,井深,D,W1,处套管的内压力，,MPa,；,G,Do,上覆岩层压力梯度，,MPa/m,；,D,W,井深，,m,；,D,W1,计算点井深，,m,；,G,Dg,天然气压力梯度，,MPa/m,；,d,套管外钻井液密度，,kg/m3,。,为了设计安全，套管的内压力以上覆岩层压力为依据，同是还考虑套管内是完全充满天然气，即按套管内右能达到的最大内压力考虑。在理论上很难确定实际井内是否完全充满天然气或有一定高度液柱（钻井液或油），一般是根据经验确定。,目前我国现场所用套管绝大多数为,API,标准的圆螺纹套管。螺纹形状为,V,型，螺纹根和螺纹尖为圆弧形，每英寸,8,扣，如图,3-8-2-1,所示。,二、套管柱强度计算,1,、套管抗拉强度,为了准确掌握套管抗拉强度，美国石油学会曾用,162,根,API,标准长、短圆螺纹套管作拉伸试验，其中包括三种钢级（,K-55,，,N-80,，,P-110,）,和各种不同尺寸及壁厚的套管。试验结果是,14,次,管体拉断，符合半经验公式（,2-8,）式：,148,次,螺纹滑脱，符合半经验公式（,2-9,）。,F,j,=0.095,A,jp,min,（,2-8,）,（,2-9,）,螺纹滑脱为圆螺纹套管在轴向拉力作用下的主要破坏形式。,在下部套管柱自重（,W,c,）,的作用下（见图,3-8-2-2,），通过螺纹斜面把下部载荷（,W,c,）,传递到上部套管上，在每个螺纹的斜面上的轴向截荷，在径向产生一个水平分力，这个径向分力将使管径缩小，接箍,胀大，当轴向载荷增大到某一定值,（即滑脱负荷）时，套管就从接箍中滑,脱出来。,图,3-8-2-2,套管螺纹连接图,1,套管；,2,接箍,圆螺纹套管滑脱负荷小于套管本体趋服拉力负荷，为了充分利用管体强度，,API,标准还有梯形螺纹和无接箍螺纹套管。,值得注意，,在轴向载荷作用下，不仅存在套管连接强度问题，而且常引起螺纹密封性的破坏。,产生丝扣滑脱的原因,2,、套管抗挤强度,（,1,）无轴向载荷作用时套管的抗挤强度,套管柱在外挤压力作用下的破坏形式，除少数小直径和厚壁的套管外，,主要是失稳破坏,，,而不是,强度破坏,。,失稳后的套管被挤扁（轻者）或破裂，使钻头或其它井下工作不能通过，地层封隔遭到破坏，将被迫停钻或停产，套管损坏严重者油气井报废。,套管抗挤强度取决于材料性能、横截面的几何形状和套管所承受负荷的状况。理论分析和实验研究表明，套管径厚比,d,/,c,（,外径,/,壁厚，无量纲）较大时，属于失稳破坏，即当外挤压力达到套管抗挤强度时，套管管壁产生弯曲变形（挤扁）或破裂。,当套管径厚比较小，外挤压力达到套管抗挤强度时，套管将发生强度破坏。,图,3-8-2-3,套管截面的挤毁,无轴向载荷条件下，不同径厚比的相应抗挤强度,当,d,/,c,不大于表,8-2-1,中所列数值时，套管发生屈服破坏,当,d,/,c,为表,3-8-2-2,中所列数值时，套管发生塑性失稳破坏,当,d,/,c,为表,3-8-2-3,中所列数值时，套管将在弹塑性过渡区发生失稳破坏,当,d,/,c,大于或等于表,3-8-2-4,中所列数值时，套管发生弹性失稳破坏,（,2,）有轴向载荷作用时套管的抗挤强度,有轴向载荷作用时套管的抗挤强度分两种情况讨论。,1,）套管双向应力椭圆。,套管柱在井内处于复杂受力状态，有的处于同时受外挤压力与轴向拉伸载荷；有的处于同时受内压力与轴向压缩载荷（如同时有内外压力存在时，可看为抵消后剩余内压力或外挤压力的单项作用）。由于轴向载荷的存在，对套管的抗挤强度将发生重要的影响。,设套管自重引起的轴向拉应力为,z,，,外挤压力或内压力引起的周向应力为,及径向应力为,r,。,由于套管为薄壁或中厚壁管，,r,比,小得多，可忽略不计。故只考虑套管受轴向拉应力,z,及周向应力,的两向应力作用。根据第四强度理论，,套管破坏的强度条件为,z,2,+,2,-,z,=,s,2,双向应力椭圆,第一象限是拉伸与内压的联合作用,，表明在轴向拉力作用下能使套管,抗内压强度增加,，在套管柱设计中一般不考虑将更为安全。,第二象限是轴向压缩与内压力的联合作用,，从曲线中可以看出，当套管受到轴向压力作用时会,降低套管抗内压强度,。这种情况在井下只可能发生在套管柱下部，而套管柱下部的主要载荷是外挤压力，所以一般不予考虑。,第三象限是轴向压缩与外挤压力的联合作用,，从图上可知轴向压力能,提高套管抗外挤强度,，在套管柱设计中不考虑更为安全。,第四象限是拉伸与外挤的联合作用,，从曲线可看出，轴向拉力的存在使套管的,抗挤强度降低,，因此在套管柱设计中应考虑进去。在,API,常规套管柱设计中一般都考虑这一影响。,2,）轴向拉力作用下套管抗挤强度的计算公式,为了便于计算，国内提出了线性化套管双向应力计算方法，其计算公式为,理论上已证明，在,范围内线性化双向应力计算法误差,小于,2%,。另外，为了简化,Dc,的计算，可使计算式写为,Dc,=K,D,K,称为双向应力外挤压力系数，其值随套管轴向拉力与管体屈服强度的比值而变化，可查有关数据表,图,3-8-2-5,有轴向负荷时的挤毁曲线,（图中未明确画出弹、塑性抗挤强度曲线）。纵坐标为挤毁压力，横坐标为给定某种钢级套管的径厚比。曲线,0,没有轴向负荷，随曲线序号增加，轴向拉力增加，曲线,4,的轴向拉力最大。虚线,为一种给定的套管截面下轴各负荷为零时呈现塑性挤毁，但随着轴向负荷增大到某一定值时，失效模式（形式）变成极限强度挤毁（即屈服强度挤毁，把原初始屈服强度换成极限强度为条件得出）。,套管挤毁压力随轴向负荷增加的变化曲线,图,3-8-2-5,有轴向负荷时的挤毁曲线,虚线,示出初始挤毁模式（曲线,0,没有轴向负荷）是弹性的。注意，将挤毁压力保持在最初的弹性挤毁值，使套管的轴向负荷增加到曲线,1,，此时挤毁负荷（即抗挤强度）没有因轴向负荷而减小。从这一点开始，随着轴向负荷的增加，挤毁负荷将减小，失效模式通过塑性挤毁和极限强度挤毁区。,从图,3-8-2-5,和上述分析可知，套管的抗挤强度和破坏形式，不仅与钢材性能和断面几何形状有关，而且也与受力状况有关。,套管抗破裂能力和抗挤强度一样，取决于套管横截面的几何形状、材料强度和所承受载荷的状况。套管在内压力下的破坏是属于强度破坏。,抗内压强度计算公式是在把套管视为两端开口薄壁圆筒、筒内受到均匀分布压力作用的假设条件下导出的。由材料力学可知两端开口薄壁圆筒受均匀内压,p,i,时，周向应力,为,3,、套管抗内压强度,一般套管管体与螺纹连接处抗内压强度是一致的，但是有的同一外径套管随着壁厚增加，套管抗内压强度增加，而接箍壁厚并未增加，因此接箍强度相对较低，考虑接箍后的套管抗内压强度计算式为,d,1,=,E,1,（,S,L,1,）,T,+,H,2,r,1,d,1,用紧螺纹机紧螺纹后，管子末端处的接箍螺纹根直径，,mm.,对圆螺纹套管,套管柱设计是在套管柱受力分析的基础上，再根据套管本身所具有的强度，建立一个安全可靠的平衡关系，通式为,安全系数,外载套管强度,套管柱在不同井深所受外载（外挤压力、轴向拉力和内压力），可根据井下具体情况计算出来；安全系数是根据套管强度的计算方法、室内套管强度实验、井下套管柱受力状况以及套管柱设计方法等并结合经验来确定。由通式算出不同井深所需套管强度，再由“套管强度数据表”查出各井段所需的不同钢级、壁厚和螺纹型的套管，这样便可设计出所需的套管柱。,三、套管柱设计方法,1,、确定安全系数,c,安全系数取值,抗挤安全系数：,1.00,1.25,，常用的为,1.125,抗拉安全系数：,1.60,2.00,，常用的为,1.80,抗内压安全系数：,1.10,1.33,，常用的为,1.10,2,、套管柱等安全系数设计法,套管柱设计方法有等安全系数法、边界负荷法和最大载荷法。目前国内外普通用等安全系数法。,所谓等安全系数法，即在套管柱上各段的最小安全系数等于 （或大于）所规定的某个安全系数值。,图,3-8-2-6,套管柱受力示意图,轴向拉力、外挤压力及内压力在套管柱各截面上不是均匀分布的。轴向拉力自下而上增加；外挤压力自下而上减小；内压力从有效内压力（内压力与外挤压力的差值）来看，一般总的趋势自下而上增加。,在设计中为了达到既安全又经济的原则,，,整个套管柱应由不同钢级、壁厚和螺纹型的套管所组成，,使各段最小安全系数等于（或大于）所规定的安全系数值（即等安全系数法）。同时为了避免反复计算和设计，,在一般地层压力井中，先对下部（自下而上）进行抗挤设计，而后对上部（自下而上）进行抗拉设计，最后校核抗内压强度。,在高压井中，首先进行抗内压设计，选出满足抗内压强度的套管，然后再进行抗挤和抗拉设计。,设计的步骤和方法,：,例：某井,7,（,177.8mm,）,套管下入深度,3500m,，,井内钻井液密度,1300kg/m,3,，,水泥返至,2800m,。,要求进行抗挤、抗拉设计。抗挤安全系数不低于,1.00,，抗拉安全系数不低于,1.75,。试设计此井套管柱。,1,）掌握已知条件（套管尺寸和下入深度、安全系数、钻井液密度水泥返高及套管强度性能表等）。,尺寸：,177.8mm,，,下深,3500m,，,钻井液,d,=1300kg/m,3,，,返高,2800m,，,安全系数：抗挤,S,D,：,1.125,，,抗拉：,S,T,：,1.80,套管强度性能表,2,）根据外挤压力和抗挤安全系数确定下部第一段套管钢级和壁厚。,p,co1,=,d,g,D,1,10,-6,=1300,9.8,3500,45.5MPa,式中,D,1,第一段套管下入深度，,m,；,d,钻井液密度，,kg/m,3,；,p,co1,套管在井底所受外挤压力，,MPa,。,因下部第一段套管所受的井底外挤压力和安全系数的乘积应等于（或小于）抗挤强度，即,d,g,D,1,S,D,10,-6,D1,D1,=45.5,1.125=51.119MPa,式中,D1,第一段套管抗挤强度，,MPa,；,S,D,抗挤安全系数。,根据,D1,即可由套管强度性能表中选出下部第一段套管。,由套管性能表查得,N,80,、,壁厚,11.51mm,套管，其抗挤强度为,60.46MPa,。,因此，实际安全系数为：,3,）确定第二段套管可下深度和第一段套管的使用长度。,由于外挤压力愈往上愈小，根据既安全又经济的原则，第二段套管可选钢级或壁厚较低一级（即抗挤强度小一级）的套管，其可下深度为,P,co2,=,d,gD,2,10,-6,式中,D,2,第二段套管的可下深度，,m,；,Dc,第二段套管抗挤强度，,MPa,。,则第一段套管使用长度,L,1,为,D2=,P,co2,S,D,若选：,N-80,，,壁厚,10.36mm,，,抗挤强度,D2,=49.35MPa,，,实际取第二段下入深度,D,2,=3300m,L,1,=,D,1,-,D,2,=3500-3300=200m,第,一,段,200,该段套管每米重量为,0.476,千牛，抗拉强度,3048kN,第一段套管重为：,W,c1,=,q,c1,L,cs1,10,-3,W,cd1,=,B,F,q,c1,L,cs1,10,-3,W,c1,=0.47620095.24kN,W,cd1,=0.8330.476200=79.33kN,1.80,（安全）,浮力系数,第二段套管抗挤安全系数：,S,D2,1.125,（安全）,第一段套管抗拉安全系数：,ST1,3,按抗挤强度选择钢级或厚度更低一级的套管,第三段套管选,N-80,、,壁厚,9.19mm,，,抗挤,D3,=38.03MPa,可下深度：,按抗挤强度第三段套管下入深度为,2600m,（,在水泥面以上）,表明第二段套管顶部已超过水泥面。所以在第二段水泥面处和第三段底部都应考虑双向应力的影响。,在水泥面处套管能否满足抗挤要求，决定于水泥面是否靠近该段底部和水泥面大部套管的重量。,显然第三段套管底部由于承受了第一段套管；第二段套管的重量抗挤强度下降，,导致安全系数必,1.125,。,因此，应将第二段套管长度增长，即减少第三段的下入深度，提高其底部的抗挤系数，以补偿双向应力的影响。但第二段增长后，对第二段的轴向拉力增加，又将进一步引起第三段套管抗挤强度降低，为此可采用试算法。,计算降低后的抗挤强度值，校核抗挤安全系数能否满足要求，若不能满足要求，采用试算法将下段抗挤强度较大的套管向上延伸，直至抗挤安全系数满足要求。这样可从下向上确定下部各段套管。由于愈往上外挤压力愈小，故可选择抗挤强度更小的套管，当到达某一深度后，由于套管自重产生的拉力载荷增加，抗拉强度表现为主要矛盾时，则按抗拉设计确定上部各段套管。,4,）,当按抗挤强度设计套管柱超过水泥面或中和点（由于钻井液浮力使套管柱中不受轴向力的截面）时，应考虑下部套管柱浮重引起套管抗挤强度的降低，即按双向应力设计套管柱。,按式,或式,首先对水泥面处抗挤安全系数,S,D2,校核,第二段套管每米重量为,0.4315,千牛，段长：,3300-2800=500m,水泥面下套管浮重：,W,cd1,+,W,cd2,=79.33+5000.43150.633=259kN,按线性公式计算轴向拉力下抗挤强度，第二段管体屈服强度,F,g,=3066kN,（安全）,水泥面处抗挤符合要求。,4,用试算法求第三段在双向应力作用下的可下深度。,假设下至,2300m,第二段长：,L,2=3300-2300=1000m,W,c2=10000.4135=431.5kN,W,cd2=0.833,W,c2=359.4kN,第一二段累积浮重,W,cd1+,W,cd2=79.33+859.4=438.7kN,第三段管体屈服强度,F,g3=2740kN,第,一,段,200,第,二,段,1000,第三段底部抗挤强度为,抗挤安全系数：,1.125,安全,第三段下至,2300m,时抗挤安全。,第,一,段,200,第,二,段,1000,第,三,段,？,可见第三段,N,-80,、,9.19mm,延伸至井口抗拉强度不符合要求。,1.80,（不安全）,（安全）,校核第二段套管顶部截面积的抗拉安全（不考虑浮度）,第二段抗拉强度,F,j2,=2708kN,第二段抗拉符合要求。,若将第三段设计到井口，（,F,j3,=2354kN,，,q,c3,=0.3869kN,）,5,按抗拉强度设计确定上部各段套管：,设自下而上第,i,段以下各套管的总重为,该段抗拉强度,Ti,，,则该段套管顶截面的抗拉安全系数,S,T,为,（安全）,第,一,段,200,第,二,段,1000,第,三,段,2000,第,四,段,300,第四段选用，,N-80,，,10.36mm,长度：,L,4,=,D,W,-,L,1,-,L,2,-,L,3,=3500-200-1000-2000=300m,q,c4,=0.4315,W,c4,=3000.4315=129kN,第三段取,2000m,，,抗拉符合要求,(,安全,),实取,L,3,=2000m,，,W,c3,=20000.3869=774kN,顶面抗拉安全系数,抗拉安全系数,设计步骤中，第,4,）步进行套管柱双向应力设计是采用的试算法，一般要进行多次试算才能完成。为了避免试算，可以应用有足够精度、计算简便的线性化公式计算法。,根据式（,2-20,），可推导出在轴向拉力和外挤压力同时作用下的套管许下深度，并由此可直接计算出双向应力条件下各段套管制使用长度，即,代入有关数据后，便可不必试算而求得结果。,资料表明，中深井或深井，地层压力在正常力梯度下，按以上设计步骤设计出的套管柱，一般能满足抗内压要求；若实际抗内压安全系数,S,I,小于所规定抗内压安全系数，则控制井口压力，井口压力限制在套管（或井口装置）允许的最大压力之内或将套管柱设计步骤改为先作抗内压强度设计，选出满足抗内压强度的套管后再作抗挤和抗拉设计。,6,抗内压安全系数校核,第三节 水泥及注水泥,一、油井水泥类型及标准,二、油井水泥的矿物成分,三、水泥的水化作用,四、水泥的物理性能与固井工程的关系,五、影响油井水泥性能的因素,六、影响注水泥质量的因素,七、水泥浆在凝结过程中的油、气、水窜问题,八、注水泥工艺,九、注水泥质量评价,二、油井水泥的矿物成分,油井水泥主要是硅酸盐水泥,，主要由四种熟料矿物组成。,C,3,A,（,铝酸三钙）由氧化钙和三氧化二铝结合生成。,C,3,A,对水泥最终强度影响不大，但对水泥凝固速度影响，对水泥早期强度形成起重要作用。它的凝固时间靠石膏控制。,C,3,A,水化最终产物易受硫酸盐水侵蚀。,HSR,水泥中要求控制,C,3,A,含量小于,3%,。但对具有高早期强度水泥,C,3,A,含量可达,15%,。,C,3,S,（,硅酸三钙），由氧化钙和二氧化硅形成，它是波特兰水泥主要成分。缓凝水泥中占,40,45%,，在高早期强度水泥占,60,65%,，,C,3,S,对水泥强度形成有较大影响，尤其是对早期强度的影响。,C2S,（,硅酸二钙），也是氧化钙和二氧化硅反应产物，对水泥最终强度起重要