高压注水下套管蠕变损坏的机理研究

胡 琼 万禧煌 黄祥峰

1.中国石化江汉石油机械研究院工程技术研究所，湖北 武汉 430000；2.中国海洋油田服务股份有限公司油田生产事业部，天津 300450；3.长江大学石油工程学院，湖北 荆州 434023

0 前言

钻井打开地层时，井眼附近的地应力不断被释放，固井时，水泥环将套管与地层紧密地连接成一个整体，地应力在水泥环的阻隔作用下无法直接作用在套管壁上，起到保护套管的作用［1］。注水开发时，泥岩层中水敏性岩石颗粒吸水发生膨胀，进而发生塑性变形，在远场地应力影响下，泥岩层从远处逐渐向井眼发生蠕动，地应力源源不断地传递给套管，一旦套管的蠕变载荷超过了其抗挤强度，将导致套管径向缩径变形。随着注入水的不断侵入，泥岩的蠕变作用不断增强，直到水侵速度逐渐变弱，蠕变作用加速并最终趋于缓和。目前，套管损坏的问题非常普遍，给油田生产带来极大不便。为了有效遏制套损问题的蔓延，对高压注水下套管损坏机理的研究势在必行［2-7］。

1 泥岩蠕变模型

1.1 泥岩水侵蠕变试验

泥岩水侵蠕变，地应力会逐渐向套管传递，促使套管外载分布不均匀性加剧。套管外载在最大地应力方向上增加；在最小地应力方向上减小［8］，见图1。

图1 非均匀地应力作用下套管外载分布

泥岩蠕变挤压套管试验结果也表明，蠕变载荷值在最大地应力方向最大，在最小地应力方向最小。泥岩蠕变外载呈椭圆形分布方程：

式中：σn为套管径向蠕变载荷，MPa；θ为与最大地应力

方向夹角，（°）；S1、S2为相关折算载荷，MPa。

式中：σ0°、σ90°分别为最大、最小地应力方向上套管径向蠕变载荷，MPa；K1、K2为与泥岩性质相关的常量。泥岩蠕变过程中，K1增大、K2减小。通过岩心试验，可以确定K1≈1.05～1.20、K2≈0.8～1.0。 套管外载的非均匀系数 K=可知套管外载非均匀系数较水平地应力的非均匀系数大些，随着泥岩中水侵量的增加，套管外壁载荷的非均匀性加剧，故高压注水引起泥岩层套管外载不均匀分布是套管损坏的主因。

1.2 泥岩蠕变模型

对于均匀地应力分布通常采用常规的解析方法求解。然而实际地应力多为非均匀分布，套管与水泥环外壁蠕变载荷的求解问题属于非线性粘弹性范畴，故利用有限元数值模拟来分析。根据弹性理论可以将研究的对象简化为二维平面应变问题，最大地应力设为σH，最小水平地应力为σh，计算模型见图2。

图2 套管蠕变载荷计算模型

1.3 模型参数设置

以某油田资料为例，分析危险井段2 200m井深下典型泥岩的吸水蠕变特性。套管—水泥环—泥岩计算模型的几何及力学参数，见表1。泥岩的黏性系数为5×109MPa·s， 最大、 最小地应力分别为：σH=62.5MPa，σh=43 MPa。

2 计算结果分析

2.1 井壁泥岩蠕变载荷与蠕变时间关系

注入水侵入泥岩的过程中，井壁泥岩蠕变载荷大小随蠕变时间的变化而变化，见图3。由图3可知，其变化规律如下：

表1 套管—水泥环—泥岩几何及力学参数

图3 井壁泥岩蠕变径向载荷与蠕变时间的关系

a）泥岩吸水蠕变后，对套管产生的外挤大小随时间变化逐渐增大，初始蠕变载荷增速较快，随后增速放缓，最终，井壁泥岩蠕变载荷将逐步趋近一个稳定值。

b）不同方向上井壁泥岩的蠕变载荷分布不同，在0°方向（最大主应力方向）所受载荷最大，在90°方向（最小主应力方向），所受载荷最小，从0°～90°方向随着角度逐渐增大，所受载荷量依次递减。

c）不同方向上泥岩蠕变载荷增加的速率不同，在0°方向泥岩蠕变载荷增加的速率最快；在同一时刻上，随着角度的增加泥岩蠕变载荷增加的速率依次下降。

d）不同方向上蠕变载荷稳定的时间也有明显的区别，在0°方向上（最大地应力方向）蠕变载荷稳定需要时间最长，为160 d左右，随着角度的增加，蠕变载荷稳定的时间逐渐缩短，90°方向上（最大地应力方向），蠕变载荷稳定需要的时间最短，为60 d左右。可见其蠕变载荷稳定的时间均在60～160 d左右，而不少油田油井转注或提高注水压力到套管损坏的时间段恰好与其吻合；

e）在泥岩蠕变的过程中，井眼处蠕变载荷非均匀系数是逐步增加的，初期增加速度较快，而后逐渐变缓，最终趋于平衡。

2.2 套管缩径变形与蠕变时间关系

泥岩层蠕变导致的结果是套管发生非均匀变形，0°～90°方向上套管均发生压缩变形，见图4。由图4可知，套管最终在0°方向（最大水平主应力方向）上管径缩小量最大，在90°方向（最小水平地应力方向）管径缩小量最小；另外，在套管周围0°～45°方向上管径缩小量随时间推移不断增加，45°～90°方向上管径缩小量随时间推移不断变小，最后趋于稳定，最终套管呈椭圆形变形，见图5。套管椭圆变形程度随时间推移而逐渐加剧，当套管能承受住岩石蠕变外载时，套管的椭圆度最终趋于一个稳定值，地应力大小及套管的刚度决定了该稳定值大小。地应力增大会促使套管岩石蠕变载荷增大，套管变形程度加剧，随着地应力的增加，一旦套管上的岩石蠕变载荷超过套管强度时，套管发生屈服变形，直到发生套损。

图4 套管径向缩径变形量与蠕变时间关系

图5 套管和水泥环径向缩径变形图

2.3 径向及环向载荷分布

由图6可知，水泥环径向载荷与地应力分布相同，而套管径向载荷与地应力分布相反，水泥环径向载荷的最大、最小值分别位于最大、最小地应力方向。由表2可知，水泥环和套管外壁的最大载荷均远小于最大主应力值，水泥环最小载荷略大于最小水平地应力值，套管外壁最小载荷略低于最小主应力值，套管和水泥环的外载非均匀系数均小于地应力非均匀系数。这是由于水泥环的调节作用，降低了套管外壁椭圆载荷的非均匀性，对套管起到了一定的保护作用。

由图7可知，水泥环与套管外壁环向载荷同地应力分布均相反，其最大、最小值分别位于最小、最大地应力方向。水泥环的最大环向应力达到其抗剪强度时，将使水泥环在最大地应力方向发生缩径变形，当套管外壁环向应力达到套管的抗剪强度时，套管将在最大地应力方向发生缩径变形，使得套管呈现椭圆形。

表2 泥岩蠕变下水泥环、套管外壁附加径向、环向载荷

图6 套管与水泥环外壁径向载荷分布图

图7 套管与水泥环外壁环向载荷分布图

水泥环上径向载荷与环向载荷分布均促使水泥环在最大地应力方向发生缩径变形，套管外壁上径向载荷分布与套管在最大地应力方向发生缩径变形的事实不一致，而套管外壁环向载荷的分布与套管在最大地应力方向发生缩径变形的事实一致，即说明套管变形损坏的直接原因是套管外壁环向载荷分布不均匀。套管沿最大地应力方向缩径使得其最小地应力方向上有扩径趋势，挤压水泥环，导致套管外壁径向载荷与地应力分布相反。

3 结论

a）泥岩蠕变对套管产生的一个外挤压力，其大小随时间变化逐渐增大，初始蠕变载荷的增速较快，随后增速放缓，最终，井壁泥岩蠕变载荷趋于一个稳定值；在套管周围不同方向上，井壁泥岩的蠕变载荷大小是不同的，在0°方向（最大主应力方向）所受载荷最大，在90°方向（最小主应力方向），所受载荷最小；在泥岩蠕变的过程中，井眼处蠕变载荷非均匀系数是逐步增加的，初期增加速度较快，而后逐渐变缓，最终趋于平衡。

b）套管在 0°～90°方向上均发生压缩变形，在 0°～45°方向上套管管径缩小量随时间推移不断增加，45°～90°方向上套管管径缩小量随时间推移不断变小，最后慢慢趋于稳定，最终套管呈椭圆形变形；最大水平主应力方向上套管管径缩小量最大，最小水平地应力方向上套管管径缩小量最小。

c）水泥环径向载荷与地应力分布一致，而套管径向载荷与地应力分布相反；水泥环上径向载荷与环向载荷分布均促使水泥环在最大地应力方向发生缩径变形；套管外壁上径向载荷分布与套管在最大地应力方向发生缩径变形的事实不一致，故套管径向载荷不是套管变形损坏的直接原因。

d）水泥环环向载荷与套管环向载荷均与地应力分布相反，套管外壁环向应力最大、最小环向应力的作用迫使套管发生椭圆形变形，故引起套管变形损坏的直接原因是套管外壁环向载荷非均匀分布的结果。套管在最小地应力方向上有扩径趋势，对水泥环进行挤压，最终导致套管外壁径向载荷与地应力分布相反。

［1］王仲茂，卢万恒，胡江明.油田油水井套管损坏的机理及防治［M］.北京：石油工业出版社，1994.61-84.Wang Zhongmao，Lu W anheng，Hu Jiangming.Oiland Water Well Casing Damage Mechanism and Control［M］.Beijing：Petroleum Industry Press，1994.61-84.

［2］郑俊德，张艳秋，王文军，等.非均匀载荷下套管强度的计算［J］.石油学报，1998，19（1）：119-123.Zheng Junde，Zhang Yanqiu，W angW enjun，etal.Calculation of Casing Strength under Nonuniform Load ［J］.Journal of Oil，1998，12（1）：119-123.

［3］刘新华，王建龙，张卫东，等.营8断块油水井套损原因及预防措施［J］.中外能源，2012，17（7）：57-61.Liu Xinhua，Wang Jianlong，Zhang Weidong，et al.Ying 8 Fault Block O ilW aterW ellsCasing Damage Causesand Prevention Measures ［J］.Chinese and Foreign Energy，2012，17（7）：57-61.

［4］魏兆胜，王文军.榆树林油田套管损坏机理研究［J］.大庆石油学院学报［J］.1997，21（3）：21-33.Wei Zhaosheng，Wang W enjun.Study on the Mechanism Forest of Casing Damage in Yushlin Oilfield Oilfield ［J］.Journal of Daqing Petroleum Institute.1997，21（3）：21-33.

［5］许 涛，殷桂琴，张公社，等.高压注水引起套损的机理研究［J］.断块油气田，2007，14（1）：70-73.Xu Tao，Yan Guiqin，ZhangGongshe，etal.Study on the Mechanism of Casing Damage Due to High-Pressure Water Injection［J］.Fault Block Oiland Gas Fields，2007，14（1）：70-73.

［6］黄祥峰，张光明，曹 畅，等.水泥环性质对套管强度影响的有限元分析［J］.天然气与石油，2012，30（4）：50-53.Huang Xiangfeng，Zhang Guangming，Cao Chang，et al.Finite Element Analysison Effect of Cement Ring Propertieson Casing Strength ［J］.Journal of Natural Gasand O il，2012，30（4）：53-50.

［7］孙 超，王 军，刘成双.吉林油田套管损坏因素分析及预防对策［J］.天然气与石油，2011，29（2）：43-47.Sun Chao，W ang Jun，Liu Chengshuang.Jilin Oilfield Casing Damage Factor Analysis and Prevention Countermeasures［J］.JournalofNaturalGasand Oil，2011，29（2）：43-47.

［8］闫向祯，杨恒林，杨秀娟.泥岩蠕变导致套管变形损坏机理分析［J］.钻采工艺，2003，26（3）：65-68.Yan Xiangzhen，YangHenglin，Yang Xiujuan.Analysison Casing Deformation Damage Mechanism Due to Mudstone Creep［J］.Journal of Drilling Technology，2003，26（3）：65-68.