稠油热采井防砂筛管热应力分析

稠油热采井防砂筛管热应力分析

0热采井热导行性研究海上稠油油田通常采用热采法进行开采。热采将不可避免地导致防砂井波管的工作条件非常恶劣，容易发生屈服和应力疲劳，导致防砂或油田关闭。目前,国内关于稠油热采井套管失效问题的研究较多,但是关于热采井防砂筛管热稳定性的研究较少。其主要原因是:注热流体改变地层环境,地层出砂或者充填效果直接使防砂管柱工况变得极为复杂;另外,由于防砂段较长且筛管基管不同程度的打孔使得对其建立整体有限元模型难度变大,这就进一步增加了研究与探讨筛管破坏机理与控制工艺难度。为此,笔者建立了筛管热应力分析有限元模型,对不同工况下不同钢级的筛管基管进行了研究,并得到一些重要结论。1对过滤热应力分析的有限模型1.1筛管基管温度水平井裸眼砾石充填或者定向井优质筛管简易防砂完井,筛管轴线在井筒居中,若砾石充填防砂,则筛管外部环空完全充满砾石;热流体直接注入筛管,均匀进行热交换;筛管基管内表面温度一致;温度场计算中材料物性均不是时间的函数且无内热源。1.2筛管模型建立海上稠油热采井完井筛管主要采用绕丝筛管或者优质筛管。对于绕丝筛管而言,基管外绕丝层的自由弹性变形能力大于基管;同样,优质筛管基管外的滤网层的抗变形能力大于基管,所以笔者主要研究筛管基管的热应力稳定性。国内很多文献采用套管简化为筛管的打孔基管进行分析与研究,实际上筛管外部边界条件与套管模型存在较大差异。由于基管是套管打孔后加工而成的,结构发生了变化,如果采用套管来代替基管进行模拟,就不能如实地反映实际应力的分布情况,所以必须建立打孔基管的三维模型进行模拟。防砂筛管整体结构具有对称性,因此仅取模型进行分析,以减少计算成本。采用六面体单元网格划分方法。对于筛管防砂管柱而言,基管钻孔直径(12.7mm)与全井段防砂管柱整体尺寸(200m)相比极小,为获得较高精度的网格密度,且在划分网格时不引起网格畸变,只取筛管基管的一部分进行模拟。图1为筛管基管的有限元模型网格。在应力场分析中,忽略多元热流体化学因素的影响,只分析筛管基管的应力分布,采用8节点线性减缩积分应力单元C3D8R,共有3080个单元。根据渤海某稠油井及注热参数,对筛管进行了温度-热应力计算。热流体注入温度350℃,注入压力12MPa,油藏温度69℃,油藏压力10MPa,筛管基管外径101.6mm(4in),壁厚5.7mm,打孔直径为12.7mm(0.5in),母线孔距为50.8mm(2in),螺旋布孔,孔密236孔/m,防砂管柱长200m。计算时基管的导热系数为45W/(m·℃),比热容为450J/(kg·℃),密度为7850kg/m3,泊松比为0.26,20和400℃的热膨胀系数分别是1.21×10-5和1.31×10-5℃-1。1.3防砂筛管热稳定性分析对于防砂筛管,尤其是打孔基管来说,高温注热工况下的物性与常温不同,如何正确地选择与确定参数变得尤为重要。参考吴建平等的部分研究成果,绘制不同钢级筛管基管的弹性模量随温度变化的曲线(图2)。由图可知,对于不同钢级的防砂筛管,弹性模量受温度影响降低幅度较大,在4.7%～37.6%之间;对于N80筛管,弹性模量受温度影响变化最为剧烈,降低率达到37.6%,远大于其他钢级,此时弹性模量按常数计算得到的热应力值会明显偏高。这说明在防砂筛管热稳定性分析时必须考虑管材物性参数随温度的变化情况。参考宋吉水等关于套管打孔后强度降低率模型试验的部分结论,6孔布孔筛管基管强度降低率为:K6=[1+3dfdπ(l−fd)R]−1(1)Κ6=[1+3dfdπ(l-fd)R]-1(1)式中K6——钻孔基管强度降低率;d——钻孔的孔径,mm;f——系数,与弹性模量和应力有关;R——基管内半径,mm;l——同一母线上孔距,mm。图3为不同级别碳钢打孔基管屈服强度随温度变化的曲线。由图可以看出,350℃时,J55基管屈服强度317.10MPa,降低最明显,降低率26.71%,N80和P105基管屈服强度降低率较低,分别为7.89%和7.91%。屈服强度的确定对于选择基管材质和优化防砂管柱设计至关重要。2定向井井断井海上稠油热采防砂井如果采用优质筛管简易防砂工艺,那么防砂管柱一端固定(封隔器坐封),另一端引鞋约束,应视具体情况而定:定向井要根据沉砂口袋中沉砂量而定;水平井近似认为自由伸缩。而对于砾石充填防砂井,防砂筛管受到一定的轴向及侧向约束。本节中模型边界采用2种极端情况,即引鞋自由伸缩和引鞋完全约束。2.1注热温度对防砂筛管轴向伸长的影响当防砂筛管引鞋处于自由伸缩状态时,防砂筛管Mises应力与温度的关系曲线见图4。4种钢级中,最大Mises应力为15.2842MPa,小于材料屈服强度。为了更详细地说明应力分布,分析了N80钢级打孔基管350℃时,最大Mises应力的分布(见图5)。从图可见,最大应力为15.28MPa,明显小于N80材质的屈服强度(478.38MPa)。因此,在防砂管一端自由伸缩的情况下,注热温度引起的Mises应力远小于材料的屈服强度。随着注热温度的升高,防砂筛管轴向膨胀变形显著增加。图6为长度200m防砂筛管轴向伸长位移与温度的关系曲线。从图可见。当温度分别为120、250和350℃时,防砂筛管轴向伸长率分别为0.13%、0.30%和0.43%,也就是说当温度为350℃时,200m长筛管轴向伸长865mm,并且4种钢级基管伸长率基本相同。说明防砂筛管引鞋自由伸缩情况下,注热温度是影响防砂筛管热稳定性的重要敏感因素,与基管材质钢级关系不大。2.2misen应力分析防砂筛管底部完全约束是一种最恶劣工况,即在砾石充填或者简易防砂时,防砂管柱底部引鞋丝毫不能移动。图7为4种不同钢级基管孔眼部位Mises应力随温度的变化曲线。由图可知,在350℃时,J55、N80、P105和P110钢级Mises应力分别为地层温度60℃时的8.07、5.71、8.77和8.09倍,超过各自屈服强度的4.63、2.40、2.78和2.53倍,均发生破坏。图8显示了温度350℃时,P105和N80钢级基管最大Mises应力集中部位——钻孔处。图8350℃时N80和P105钢级基管Mises应力云图由于筛管基管底部引鞋完全约束,热变形明显集中在孔眼处,见图9。孔眼半径轴向伸长曲线见图10。由图可知,当温度为120、250和350℃时,防砂筛管基管孔眼半径轴向伸长16.0、38.0和55.0μm。对于防砂精度要求较高的海上油田完井来说,无疑增加了出砂风险。因此,如果简单采用套管代替打孔基管模拟,在容易发生破坏的部位——打孔处就不能如实反映实际情况。3计算模型仿真结果针对上节筛管极限边界条件,即优质筛管简易防砂或砾石充填防砂工艺中,在防砂筛管轴向位移为0最为严厉的工况下,避免筛管基管在注热温度超过200℃的情况下发生破坏,笔者拟寻找一种优化设计方案。运用二分法位移边界对有限元模型进行优化设计,既能得到满意的符合实际的设计结果,又能大大节约计算成本。模拟热应力补偿器有效补偿量与防砂段长度的关系可避免由于注热过程中温度升高引起的屈服或破坏。图11是模拟长度200m筛管(钢级P110)轴向伸长位移64.9和43.3mm时,350℃下筛管基管的Mises应力分布。图中最大Mises应力分别为384.20和793.10MPa。可见Mises应力明显降低,破坏风险减小。图12为热应力补偿器Mises应力与轴向伸长位移的关系曲线。由图可知,补偿量应该大于500mm,这样筛管基管Mises应力小于屈服强度,可避免发生破坏。此外,根据此种方法还可以确定热应力补偿器销钉数量与剪切力曲线。由此可见,热应力补偿器的配备可显著缓解防砂筛管热应力,提高其热稳定性,是解决稠油热采工艺中防砂筛管被破坏的一种切实可行的方法。4防砂筛管应力应变分析(1)筛管弹性模量、膨胀系数与屈服强度受温度影响变化显著,对筛管热应力有明显的影响,在热采井中筛管选择时应予以重视。(2)不能简单采用套管代替打孔基管进行模拟,基管打孔部分是容易出现屈服、变