4 测试管柱的力学分析
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冷弯方管柱受力性能分析第一部分冷弯方管柱概述 (2)第二部分材料属性与力学性能 (5)第三部分冷弯工艺对性能的影响 (7)第四部分受力模型与理论分析 (9)第五部分实验方法与数据采集 (12)第六部分结果分析与讨论 (15)第七部分结论与应用前景 (19)第八部分研究展望与建议 (22)第一部分冷弯方管柱概述# 冷弯方管柱受力性能分析引言随着现代建筑工程的复杂性和多样性不断增加,冷弯方管柱作为一种重要的结构构件,其受力性能的研究显得尤为重要。
本文旨在对冷弯方管柱进行概述,并对其受力性能进行分析,以期为相关工程实践提供理论依据和技术支持。
冷弯方管柱概述# 定义与分类冷弯方管柱是指通过冷弯成型工艺制成的方形截面空心柱体。
根据截面形状的不同,可分为等边角钢冷弯方管和不等边角钢冷弯方管;按照壁厚是否均匀,又可分为等壁厚冷弯方管和变壁厚冷弯方管。
# 材料特性冷弯方管通常采用低碳钢或低合金钢作为原材料,这些材料具有良好的塑性和韧性,以及较高的强度和硬度。
在受力过程中,材料的力学性能直接影响着冷弯方管柱的承载能力和稳定性。
# 生产工艺冷弯方管的制造过程主要包括卷板、预弯、成型和切割等步骤。
在生产过程中,需要严格控制原材料的质量、成型设备的精度和操作人员的技术水平,以确保产品的几何尺寸和表面质量满足设计和使用要求。
# 应用领域冷弯方管柱因其独特的结构特点和良好的力学性能,被广泛应用于建筑结构、桥梁工程、机械设备和车辆制造等领域。
特别是在高层建筑、大跨度结构和轻钢结构中,冷弯方管柱发挥着关键作用。
受力性能分析# 轴心受压性能当冷弯方管柱承受轴向压力时,其受力性能主要表现为弹性变形、屈服平台、局部屈曲和整体失稳。
在弹性阶段,柱子的变形与荷载成正比;达到屈服点后,柱子进入塑性阶段,产生较大的塑性变形;当荷载继续增加,柱子可能出现局部屈曲,即某些部位的横向弯曲;最终,柱子可能因整体失稳而破坏。
# 偏心受压性能冷弯方管柱在偏心受压情况下,受力性能更为复杂。
钢管混凝土柱受力性能分析李海锋河海大学土木工程学院,南京(210098)E-mail:lihai_feng@摘要:本文分析了钢管混凝土结构的基本力学性能找出了此结构形式承载力高的原因,并用算例比较了钢管混凝土结构与普通混凝土结构的差异,得出了一些结论并对工程建设提出了几点建议。
关键词:钢管混凝土结构;承载力;受压中图分类号:TU171. 前言近年来由于钢管混凝土结构承载力高,塑性和韧性好,经济效果显著和施工快速方便等优点而越来越受到工程界的重视[1]。
在我国钢管混凝土结构主要应用于单层和多层工业厂房柱,高炉和锅炉构造柱,各种设备支架柱以及送变电杆塔结构等,近年来随着工程技术水平提高已被广泛应用于桥梁和多,高层建筑中,取得了很好的经济效益。
钢管混凝土结构与钢结构相比在不增加或少许增加结构自重条件下,可大幅节省钢材;与混凝土结构相比,可大幅减轻结构自重,空钢管骨架的吊装重量大为减轻,不需模板和钢筋,施工大为简化。
在高层建筑中采用钢管混凝土结构可发挥它的抗压和抗剪性能好,承载力高,抗震性能优越,延性好,控制构件长细比后可以不限制轴压比,并能充分发挥高强混凝土的承载力防止其脆性破坏等一系列优点[2]。
多年来的研究表明,钢管混凝土结构中的钢管具有套箍,支架,模板三打作用,使钢管混凝土结构表现出用钢量小,刚度大,安装重量轻,承载力高,施工快速方便,经济效益明显等一系列突出优点。
由于以上钢管混凝土结构各种优点,应该大力推广这种结构形式,使其为我国社会主义现代化工程建设做出更突出的贡献。
2. 钢管混凝土柱力学性能钢管混凝土柱为钢管混凝土结构中主要结构形式,在这种结构中可以充分发挥钢材和混凝土这两种材料的性能。
下面主要分析钢管混凝土柱力学性能,找出其力学上受力合理的原因。
2.1组成材料的力学性能[3]钢管混凝土柱是有钢管和混凝土两种材料组成,而钢管混凝土柱的承载力并不是钢管和混凝土两种构件承载力简单的加和,从后面的算例可以看出钢管混凝土柱的承载力是钢管和混凝土两种构件承载力加和的1.61倍左右。
《水平井杆管柱力学的有限元分析及应用》篇一摘要:随着油田开发的深入,水平井技术日益受到重视。
本文通过对水平井杆管柱力学进行有限元分析,深入探讨其在实际应用中的关键作用和优势。
首先介绍了有限元法的基本原理及在杆管柱力学分析中的应用;然后详细阐述了水平井杆管柱的力学模型和有限元模型的建立过程;接着通过实例分析,展示了有限元分析在水平井杆管柱设计、优化及安全评估中的应用;最后总结了该方法的优点及未来研究方向。
一、引言随着石油资源的不断开发,水平井技术因其能够提高采收率、降低开发成本等优势,在油田开发中得到了广泛应用。
水平井杆管柱作为油气开采的关键设备,其力学性能的优劣直接关系到油田开发的效率和安全。
因此,对水平井杆管柱进行力学分析具有重要意义。
有限元法作为一种有效的数值分析方法,在杆管柱力学分析中得到了广泛应用。
本文将通过对水平井杆管柱力学的有限元分析,探讨其在实际应用中的价值和效果。
二、有限元法的基本原理及应用有限元法是一种通过离散化处理连续体问题的数值分析方法。
它通过将连续体划分为有限个单元,对每个单元进行近似求解,从而得到整个连续体的近似解。
在杆管柱力学分析中,有限元法可以有效地模拟杆管柱在复杂地质条件下的受力情况,为杆管柱的设计和优化提供有力支持。
三、水平井杆管柱的力学模型及有限元模型建立1. 力学模型:水平井杆管柱的力学模型主要考虑了杆管柱的几何尺寸、材料性能、边界条件等因素。
通过建立合理的力学模型,可以更好地描述杆管柱在复杂地质条件下的受力情况。
2. 有限元模型建立:在建立有限元模型时,需要首先对杆管柱进行离散化处理,划分为若干个有限元。
然后根据力学模型,对每个有限元进行分析和求解,从而得到整个杆管柱的受力情况。
在建模过程中,需要考虑杆管柱的材料性能、几何尺寸、边界条件等因素,以确保模型的准确性和可靠性。
四、实例分析以某油田的水平井杆管柱为例,通过有限元分析,探讨了其在不同地质条件下的受力情况。
◀石油管工程▶高温高压天然气开采用钛合金油管柱力学分析∗胡芳婷1㊀刘强2ꎬ3㊀赵密锋1㊀郭文婷4㊀张伟福2㊀张强5㊀练章华5(1 中国石油塔里木油田分公司油气工程研究院㊀2 中国石油集团工程材料研究院有限公司㊀3 石油管材及装备材料服役行为与结构安全国家重点实验室㊀4 中国石油集团测井有限公司长庆分公司㊀5 西南石油大学)胡芳婷ꎬ刘强ꎬ赵密锋ꎬ等.高温高压天然气开采用钛合金油管柱力学分析[J].石油机械ꎬ2023ꎬ51(2):115-122HuFangtingꎬLiuQiangꎬZhaoMifengꎬetal.Mechanicalanalysisoftitaniumalloytubingstringunderhightempera ̄tureandhighpressurefornaturalgasproduction[J].ChinaPetroleumMachineryꎬ2023ꎬ51(2):115-122.摘要:我国油气开发环境较为恶劣ꎬ油井管在井下面临高温高压㊁硫化氢㊁二氧化碳㊁高浓度盐水/完井液㊁单质硫和强酸等腐蚀环境的作用ꎮ钛合金材料以其高强度低密度㊁低弹性模量㊁优异的韧性㊁疲劳性能和耐蚀性ꎬ成为油井管和海洋开发工具的热门材料ꎬ但其在高温高压气井开采过程中的受力状态和安全可靠性研究尚不足ꎮ为此ꎬ以我国西部某油田典型高温㊁高压㊁高产量气井开采工况为典型参考环境ꎬ设计了3种油管柱结构方案ꎬ使用有限元模拟方法ꎬ计算分析3种方案下的管柱力学情况ꎮ分析结果表明ꎬ使用钛合金油管可使气井生产中的油管柱载荷减小㊁安全系数增大ꎬ部分时刻管柱内无中和点ꎻ使井筒与套管之间轻度接触甚至不接触ꎬ可以有效改善生产过程中管柱的振动状态ꎮ研究结果为钛合金油管柱在气井中的使用提供了理论依据ꎮ关键词:钛合金油管ꎻ管柱力学分析ꎻ高温高压天然气开发ꎻ管柱振动ꎻ屈曲中图分类号:TE921㊀文献标识码:A㊀DOI:10 16082/j cnki issn 1001-4578 2023 02 016MechanicalAnalysisofTitaniumAlloyTubingStringUnderHighTemperatureandHighPressureforNaturalGasProductionHuFangting1㊀LiuQiang2ꎬ3㊀ZhaoMifeng1㊀GuoWenting4㊀ZhangWeifu2㊀ZhangQiang5㊀LianZhanghua5(1 OilandGasEngineeringInstituteꎬPetroChinaTarimOilfieldCompanyꎻ2 CNPCTubularGoodsResearchInstituteꎻ3 StateKeyLaboratoryofPerformanceandStructuralSafetyforPetroleumTubularGoodsandEquipmentMaterialsꎻ4 ChangqingBranchofCNPCLoggingCo.ꎬLtd.ꎻ5 SouthwestPetroleumUniversity)Abstract:ThedownholeenvironmentofoilandgasproductioninChinaisharshꎬandwelltubularsaresub ̄jectedtocorrosionattributedtohigh ̄temperatureꎬhigh ̄pressure(HTHP)ꎬhydrogensulfideꎬcarbondioxideꎬhigh ̄salinitybrineanddrill ̄influidsꎬelementalsulfurandstrongacids.Duetotheabove ̄mentionedꎬtitaniumal ̄loycharacterizedbyhighstrengthꎬlowdensityꎬlowelasticmodulusꎬhightoughnessꎬandfavorablefatigueandcorrosionresistancehasbecomethepreferredmaterialforwelltubularsandtoolsofoffshoreresourcerecovery.Howeverꎬtheresearchontheloadingstatusandsafereliabilityofsuchmaterialsinapplicationstohigh ̄tempera ̄turehigh ̄pressuregasproductionisinsufficient.ThereforeꎬbasedontheoperationconditionsoftherepresentativeHTHPhigh ̄rategasproductionwellofanoilfieldinWestChinaꎬthreeproductiontubingstringstructureschemesaredevelopedꎬandthemechanicalstatusofthetubingstringofthesethreeschemesisanalyzedviathefinite ̄ele ̄511 ㊀2023年㊀第51卷㊀第2期石㊀油㊀机㊀械CHINAPETROLEUMMACHINERY㊀㊀㊀∗基金项目:国家重点研发计划项目 高承载钛合金特殊螺纹接头制造及连接关键技术研究与应用 (2021YFB3700804)ꎻ中国石油天然气集团有限公司科学研究与技术开发项目 耐蚀㊁抗菌㊁高强度低密度油井管新材料开发 (No 2021DJ2703)ꎻ陕西省自然科学基金项目 Nb对极端油气工况下钛合金微观结构与耐蚀性交互影响机制研究 (2021JM-607)ꎮment ̄methodnumericalsimulation.Theanalysisshowsthattheuseoftitaniumalloycanreducetheloadofthetub ̄ingstringandincreasethesafetyfactor.Insomecasesꎬthetubingstringisassociatedwithnoneutralpointꎬandthecontactbetweenthetubingandcasingisminimizedoreveneliminatedꎬwhicheffectivelysuppressesthetubingvibrationduringgasproduction.Thefindingsofthisresearchprovidethetheoreticalbasisforapplicationsoftheti ̄taniumalloytubingstringtogaswells.Keywords:titaniumalloytubingꎻpipestringmechanicalanalysisꎻHTHPgasproductionꎻpipevibrationꎻbuckling0㊀引㊀言深井超深井㊁ 三高环境 和大位移井㊁长段水平井等非常规油气资源勘探开发环境对石油管材的要求不断提高[1-2]ꎮ油管作为井下管柱的主要通道及完整性防护主体ꎬ在井下不仅要经受高温高压以及多种腐蚀性环境的综合作用ꎬ还会受到石油天然气开采过程中引起的冲击㊁振动及疲劳等复杂受力行为[3-4]ꎬ因此对管材的综合性能要求非常苛刻ꎮ钛合金材料以其较高的强度㊁较低的密度㊁优异的抗疲劳性能㊁优秀的耐腐蚀性能ꎬ以及低弹性模量和高韧性ꎬ已经成为石油管材料开发的热门材料[5-6]ꎮ早在20世纪80年代ꎬ国内外企业㊁高校及科研机构已开始对钛合金材料用于油气开发的可行性和性能等进行探讨及研究ꎮ美国RMI公司的R W SCHUTZ等[5-7]对油气工况下使用钛合金材料的性能进行多种测试及评价ꎬ综合结果认为ꎬ钛合金材料在石油天然气开发领域有巨大的应用潜力ꎮR D KANE和B CRAIG等[8-9]模拟高温高压下天然气开采环境ꎬ对多种钛合金的性能进行了试验评价ꎬ初步得出了不同钛合金油井管材料在不同工况下的耐腐蚀性能ꎮ美国RMI公司通过大量试验和模拟ꎬ证实了钛合金材料在高温㊁高压㊁高腐蚀环境中使用的可行性并发现了性能局限[10]ꎬ并针对钛合金在应用中出现氢脆提出了防治办法[11]ꎬ成功开发出钛合金油管㊁钻具㊁海洋隔水管等产品ꎬ在Oryx海王星钻井项目和墨西哥湾的MobileBayField的油气开发中成功应用[12-13]ꎮ国内方面ꎬ中国石油集团石油管工程技术研究院(简称管研院)最早对钛合金管在油气开发行业应用的可行性进行了分析ꎬ展望了钛合金材料在石油工业的应用前景[6]ꎬ并对钛合金石油管服役工况极限和环境适用性进行研究[14-16]ꎬ解决了钛合金油套管应用的一些瓶颈问题ꎬ推动了钛合金油套管产品在国内天然气水合物㊁高温高压油气开采中投入现场应用ꎮ东方钽业等对TA18材质的钛合金管材产品开展了热加工及试制ꎬ成功制备出了TA18材质的厚壁钛合金管[17]ꎮ天钢㊁攀钢等企业均试制出了钛合金油管ꎬ并在我国西南油气田元坝区块进行了试验性使用[18-19]ꎮ由于钛合金材料价值较高ꎬ生产工艺更为复杂ꎬ考虑到材料特性和应用成本ꎬ所以主要用于高温㊁高压㊁高腐蚀介质(三高)的高产油气开发领域ꎬ如我国的西部塔里木油田和西南区域的油气田ꎮ在这些开发环境中ꎬ除了井筒对管柱的载荷外ꎬ还有生产的高速油气对管柱的冲击㊁冲蚀和交互作用ꎬ大多为三高环境并且油管柱受力情况较为复杂ꎮ目前国内外对钛合金油井管在这种复杂环境管柱力学方面的研究鲜有报道ꎬ但管柱的力学性能对于钛合金油管的设计㊁使用和安全评估具有重要的意义ꎮ因此ꎬ笔者以我国西部某油气田的典型井况为基础ꎬ研究设计使用不同钛合金管柱时的管柱静力学和动力学性能ꎬ分析由于钛合金油管柱的加入对整体管柱振动状态方面的改善情况ꎬ以期为今后钛合金管的设计和使用提供参考ꎮ1㊀管柱力学模拟1 1㊀模拟条件㊀选取我国西部某油气田高产气井为模拟环境ꎬ模拟井深大约为7500mꎬ酸压完井管柱采用177 8mm(7in)套管ꎬ液压封隔器的坐封深度大约为7100mꎮ假设井筒温度分布如图1所示ꎮ试验中为高温高压气藏ꎬ产层地层压力为86 88MPaꎬ地层压力系数为1 17ꎬ温度梯度为每100mm上升2 0ħꎮ酸压完井管柱按高排量10m3/min设计ꎬ井口泵压125MPaꎬ最小安全系数为1 50ꎬ压裂液密度1 10g/cm3ꎬ破裂压力梯度每100m1 80MPaꎬ井底破裂压力140MPaꎮ计算用开发管柱结构为:ø114 3mmˑ12 7mm(气密扣)ˑ2300m+ø114 3mmˑ7 37mm(气密扣)ˑ4800mꎮ环空液体密度611 ㊀㊀㊀石㊀油㊀机㊀械2023年㊀第51卷㊀第2期为1 15g/cm3ꎬ地层压力系数取低值ꎬ套管控制抗内压安全系数为1 41(2123m)ꎮ图1㊀假设的井筒温度分布曲线Fig 1㊀Assumedwellboretemperaturedistribution1 2㊀模拟计算条件与方法为了分析钛合金油管对管柱力学的影响ꎬ管柱结构方面假设最内层套管规格为ø177 8mmˑ11 51mmꎬ在套管内设计了3种油管柱结构方案ꎬ如图2所示ꎮA方案为全部使用钢制油管ꎬ上部2300m为ø114 3mmˑ12 7mm规格油管ꎬ下部4800m为ø114 3mmˑ7 37mm规格油管ꎻB方案上部2300m为ø114 3mmˑ12 7mm规格752MPa钢级的钢制油管ꎬ下部4800m为ø114 3mmˑ7 37mm规格同等强度的钛合金油管ꎻC方案油管柱规格与A方案相同ꎬ但全部使用同等强度的钛合金油管ꎮ图2㊀计算用开发管柱结构Fig 2㊀Productiontubingstringschemesforcomputation利用Matlab(2017)b版软件建立3种管柱方案的有限元模型ꎮ由于建模的管柱具有超长细比特征ꎬ所以对模型做如下假设:①管柱质量分布均匀且各向同性ꎻ②管柱是完全弹性的ꎻ③管柱变形属于小变形ꎻ④管柱截面不发生翘曲ꎻ⑤井筒的截面为圆形ꎮ取固定于地面井口的整体坐标系为O-XYZꎬ原点O为井口ꎬX轴沿重力方向为正ꎻY轴指向正北方向ꎻZ轴指向正东ꎮ固定于钻柱上的单元局部坐标系为O-XYZ(X轴沿钻柱轴线的切向方向为正ꎬY轴沿主法线方向)ꎮ三维空间梁单元及坐标系见图3ꎮ图3中标出了节点i的载荷(FixꎬFiyꎬFiz)与相应方向的力矩(MixꎬMiyꎬMiz)ꎬ节点j的位移(ujxꎬujyꎬujz)及相应方向的扭转(θjxꎬθjyꎬθjz)ꎮ图3㊀空间梁单元及坐标系Fig 3㊀Spatialbeamelementandthecoordinatesystem在有限元模型建立方面ꎬ首先将整体管柱离散为有限个单元ꎬ建立管柱单元的三维力学有限元模型ꎬ再形成管柱整体的三维力学有限元模型ꎮ细长钻柱在井下处于静力平衡状态ꎬ其平衡方程为:Λσ+f=0(1)式中:σ为应力分量矩阵ꎬPaꎻf为体积力向量ꎬN/m3ꎻΛ为微分算子ꎮ几何方程为:ε=ΛTu(2)式中:u为位移分量矩阵ꎬmꎻε为应变分量矩阵ꎬ无量纲ꎮ物理方程为:σ=Dε(3)式中:D为弹性矩阵ꎬPaꎮ由哈密尔顿变分原理得到单元的力平衡矩阵方程[20]:(KeL+KeN)ue=Fe(4)式中:KeL㊁KeN㊁Fe分别为单元的线性刚度矩阵㊁非线性刚度矩阵和外力矩阵ꎬPaꎻue为位移分量矩阵ꎮ在管柱动力学计算中ꎬ使用弹性动力学的Hamilton原理[21]ꎬ在满足位移边界约束的情况下ꎬ弹性体由t1时刻到t2时刻的运动状态的所有可能运动中ꎬ弹性体的真实运动使Hamilton作用量泛函取驻值ꎬ即:δʏt2t1(T-E-W)dt=0(5)式中:δ为变分符号ꎻT为弹性体的动能ꎬJꎻE为711 2023年㊀第51卷㊀第2期胡芳婷ꎬ等:高温高压天然气开采用钛合金油管柱力学分析㊀㊀㊀弹性体的势能ꎬJꎻW 为弹性体所受的保守力所做的功ꎬJꎮ用Euler ̄Bernoulli梁单元对管柱离散后ꎬ梁单元的位移包括平动位移和转动位移ꎮ相应地ꎬ其动能也包含平动动能和转动动能2部分ꎮ梁单元平动速度v可以用单元轴线的运动表示为:v=u•oI+v•oJ+w•oK(6)式中:u•o㊁v•o㊁w•o分别为梁单元轴线的速度ꎬm/sꎻI㊁J和K分别为井眼坐标系X㊁Y和Z轴的单位矢量ꎮ据此ꎬ梁单元的平动动能Tt可以表示为:Tt=12ʏvρu•o()2+v•o()2+w•o()2[]dV=12ʏle0ρAu•o()2+v•o()2+w•o()2[]dx(7)式中:ρ为管柱密度ꎬkg/m3ꎻle为梁单元的长度ꎬmꎻA为梁单元横截面面积ꎬm2ꎻV为梁单元的体积ꎬm3ꎮ梁单元的势能(又称应变能)可以根据管柱受力变形后的应力和应变表示为:E=12ʏVσTεdV(8)式中:应力矢量σ=σxxꎬσyyꎬσzzꎬτxyꎬτxzꎬτyz[]TꎬPaꎻ应变矢量ε=εxxꎬεyyꎬεzzꎬγxyꎬγxzꎬγyz[]Tꎮ对梁单元做功的外力主要有重力㊁不平衡力以及液体的黏性阻力ꎮ梁单元所受重力做功可以表示为:Wg=ʏle0qxuo-qyvo()dx(9)式中:Wg为重力功ꎬJꎻqx㊁qy为X轴和Y轴上的动量ꎬkg/sꎮ在梁单元的动能㊁势能和外力项的表达式基础上ꎬ利用形函数对梁单元的连续位移进行插值后ꎬ推导出钻柱动力学有限元方程ꎬ推导后写成矩阵的形式为:MeU••e+CeU•e+KeUe=Fe(10)式中:U••e㊁U•e㊁Ue分别为单元节点的广义加速度(m/s2)㊁广义速度(m/s)和广义位移(m)矢量ꎻFe为广义力矢量ꎬNꎻMe㊁Ce㊁Ke分别为单元质量矩阵(kg)㊁阻尼矩阵(kg/s)和刚度矩阵(kg/s2)ꎮ边界条件方面ꎬ在井口和7100m深封隔器处对管柱分别进行全约束ꎬ计算静力学时选取井口温度为16ħꎬ选取封隔器处温度为160ħꎬ其余部分的井筒温度按照图1的数据进行设定ꎮ封隔器坐封后管柱外环空保护液密度为1 15g/cm3ꎬ生产时按日产气量8ˑ105m3计算ꎬ井口流压为68MPaꎬ无背压ꎬ井口温度为125ħꎮ为了简化计算ꎬ模拟工况计算时所选取的钢制油管和钛合金油管材料强度均设定为758MPaꎮ考虑到升温对材料强度的影响ꎬ按照高温拉伸试验结果ꎬ设定钢制油管强度在150ħ时下降10%ꎬ为682MPaꎻ200ħ时强度下降13%ꎬ为660MPaꎮ同样ꎬ钛合金材料在150和200ħ时的强度分别为608和558MPaꎮ材料其他性能ꎬ如热膨胀系数等如表1所示ꎮ采用软件内置的材料模型ꎬ在计算时自动带入ꎮ然后分别计算3种管柱方案的静力学㊁动力学及管柱屈曲ꎮ表1㊀计算用油管柱材料特性2㊀结果及讨论2 1㊀3种管柱结构静力学分析对3种管柱结构加内㊁外压力载荷后的轴向受力进行分析ꎬ结果如图4所示ꎮ其中正值为拉应力ꎬ负值为压应力ꎮ由图4可知:全钢管柱A方案中井口和封隔器处的拉应力均为最大ꎻ当采用下半部为钛合金油管的B方案时ꎬ井口和封隔器处的应力均有所降低ꎻ当管柱全部使用钛合金油管的C方案时ꎬ轴向载荷最低ꎮ这主要是由于钛合金材料的密度较低ꎬ由此带来了管柱自重降低的效果ꎮ同时由图4还可以发现ꎬ钛合金油管对管柱的受力中和点也有较大影响ꎮ3种方案中ꎬ中和点从A方案的井下4858m处降低到C方案的井下5669m处ꎮ图4㊀加钛合金后管柱轴向力变化对比Fig 4㊀Axialforcevariationafterapplicationsoftitaniumalloys811 ㊀㊀㊀石㊀油㊀机㊀械2023年㊀第51卷㊀第2期模拟日产8ˑ105m3天然气时的生产工况ꎬ据此分析井口的安全系数ꎬ结果如图5所示ꎮ由图5可知:A方案的全钢油管柱在8ˑ105m3/d产量时井口三轴安全系数为1 868ꎻB方案中8ˑ105m3/d产量时井口三轴安全系数为1 898ꎻC方案的管柱结构ꎬ在8ˑ105m3/d生产时井口三轴安全系数为1 964ꎮ可以看出ꎬ随着钛合金管柱使用量的增加ꎬ井口的安全系数随之增大ꎮ图5㊀3种方案管柱结构井口安全系数对比(日产量8ˑ105m3)Fig 5㊀Comparisonofwellheadsafetyfactorsforthethreetubingstringschemes(dailygasproduction=8ˑ105m3)㊀㊀图6为模拟日产8ˑ105m3天然气时3种管柱方案井底的三轴㊁抗拉及抗内压安全系数的对比图ꎮ图6㊀3种管柱结构的三轴㊁抗拉和抗压安全系数对比Fig 6㊀Comparisonoftriaxialꎬtensileandcollapsestrengthsafetyfactorsforthethreetubingstringschemes㊀㊀由图6可知ꎬ随着钛合金管柱用量的不断增加ꎬ抗拉及三轴安全系数也随之增大ꎬ而抗内压安全系数基本保持不变ꎮ2 2㊀3种管柱结构动力学分析从2 1节的分析中可以看出ꎬ将钢制管柱部分或者全部更换为钛合金管柱后ꎬ管柱中和点位置将发生下移ꎮ但是在实际生产中ꎬ由于高压天然气产流的冲击作用ꎬ管柱在复杂受力下产生高速震颤ꎬ受力变化不同ꎬ动力学作用不同ꎬ需要对其进行动力学分析ꎮ本文仍按照模拟日产气8ˑ105m3的工况ꎬ计算油管柱不同振动时间下的模态和振型ꎬ分析油管柱的振动姿态随着时间t的变化而产生的复合效果ꎬ分析结果如图7所示ꎮ图7㊀3种方案管柱结构的振动轴向力对比Fig 7㊀Comparisonofvibratingaxialforcesforthethreetubingstringschemes911 2023年㊀第51卷㊀第2期胡芳婷ꎬ等:高温高压天然气开采用钛合金油管柱力学分析㊀㊀㊀㊀㊀由图7可知ꎬ管柱振动使得油管柱的轴向力分布发生了变化ꎬ相比于全钢管柱ꎬ部分或者全部更换为钛合金管柱后ꎬ轴向应力发生了显著下降ꎬ同时中和点位置也发生了变化ꎮA方案中的油管中和点深度变化范围为4265~7016mꎬ而另外2个方案中的中和点深度变化范围逐渐减小ꎬ甚至在部分时刻(见图7c中t=6 0s㊁t=7 5s和t=8 5s时)ꎬ由于多阶振动的耦合效应ꎬ使得这些时刻瞬间管柱全部处于拉伸状态ꎬ管柱结构无中和点ꎬ这种改变会极大地改善中和点附近螺纹接头的受力状态ꎬ减小螺纹密封失效的载荷因素ꎬ有利于油管柱结构和密封的完整性ꎮ对中和点处的Mises应力进行分析ꎬ结果如图8所示ꎮ由图8可知:油管柱在中和点处承受交变应力ꎬ在3种油管结构中ꎬA方案全钢油管柱的中和点处的应力交变幅度最大ꎬ达到42 82MPaꎬ更换钛合金管后油管柱中和点处的应力交变幅度得到了降低ꎻB方案中管柱应力交变幅度降到16 05MPaꎻC方案中管柱中和点处应力幅度变化约为17 82MPaꎮ分析认为ꎬ由于钛合金密度的减小ꎬ有效地减小了管柱的载荷ꎬ所以在中和点处的Mi ̄ses应力交变幅度得到了有效降低ꎮMises应力交变幅度的降低有利于延长其疲劳寿命和提高管柱的安全性ꎮ图8㊀3种方案管柱结构的中和点处Mises应力交变对比Fig 8㊀ComparisonofalternatingMisesstressatneuralpointsforthethreetubingstringschemes2 3㊀钛合金油管对管柱振动位移的影响生产管柱在井底受到多重复杂交变应力的影响ꎬ易发生屈曲变形ꎬ已知屈曲问题是引发油井管柱在井下发生失效的主要因素之一[21-22]ꎬ而造成屈曲的因素中振动位移的影响较大ꎬ因此对比研究钢管㊁钛合金油管对管柱振动位移的影响至关重要ꎮ图9㊀3种方案管柱结构的油管柱横向位移对比Fig 9㊀Comparisonoftubingstringlateraldisplacementforthethreetubingstringschemes图9为基于日产量8ˑ105m3天然气的工况ꎬ3种不同管柱结构处于复杂受力下的高速震颤而带来的管柱横向位移ꎮ由图9可知ꎬA方案中的全钢油管柱在X方向的最大位移为20 24mmꎬ在Y方向的最大位移为20 24mmꎮ这是由于计算时设定的外层套管内径为154 78mmꎬ此时油管柱与外层套管之间的间隙最大为20 24mmꎬ所以A方案中的钢制油管柱与外层套管井筒发生了接触ꎬ如图9a所示ꎬ此时由于井壁的干涉ꎬ油管柱在振动的过程中对管柱及螺纹的伤害较大ꎻ当使用B方案底部加钛合金油管柱后ꎬ油管柱沿X方向最大位移为20 24mmꎬY方向最大位移为5 16mmꎬX方向与井壁接触ꎻ使用全部为钛合金油管的C方案时ꎬ021 ㊀㊀㊀石㊀油㊀机㊀械2023年㊀第51卷㊀第2期油管柱X方向最大位移为11 56mmꎬY方向最大位移为0 29mmꎬX和Y方向均未与井壁接触ꎮ上述结果表明钛合金油管柱可以有效地缓解管柱的振动幅度ꎬ改善管柱的受力状态ꎮ图10为天然气日产量8ˑ105m3时ꎬ3种管柱结构方案的弯矩计算结果ꎮ由图10可知ꎬA方案中的全钢油管最大弯矩值为12kN mꎬ底部加钛合金的B方案油管柱最大弯矩值为4 9kN mꎬ全部使用钛合金的C方案油管柱最大弯矩值仅为0 64kN mꎬ表明钛合金油管弯矩极限得到了明显改善ꎮ图10㊀加钛合金管柱后油管柱弯矩对比Fig 10㊀Tubingstringbendingmomentvariationafterapplicationsoftitaniumalloys3㊀结㊀论本文通过有限元分析ꎬ模拟我国典型区块高温高压井生产工况下ꎬ3种方案油管柱结构的管柱静力学和动力学性能ꎬ并分析钛合金油管柱的使用对管柱振动状态方面的改善情况ꎮ得出以下结论:(1)使用钛合金油管作为生产管柱后ꎬ气井生产时油管柱的安全系数均增大ꎬ井口处轴向拉力减小ꎬ全部使用钛合金油管的完井方案比下半部使用钛合金油管的完井方案具有更低的载荷和更大的安全系数ꎬ在8ˑ105m3/d的产气情况下其安全系数可达1 964ꎮ(2)管柱振动使得油管柱的轴向力分布和Mi ̄ses应力分布发生了变化ꎬ中和点位置也发生了变化ꎮ含有钛合金或全钛合金油管柱部分时刻管柱内无中和点ꎬ管柱处于拉伸状态ꎮ(3)增加钛合金材质后的油管柱屈曲状态得到了改善ꎬ使用和全部使用钛合金管柱ꎬ可使管柱的横向位移和弯矩均减小ꎬ使套管与井管之间轻接触或不接触ꎬ说明增加钛合金管柱有利于改善油管使用时的振动状态ꎮ(4)在高温高压油气开采中使用钛合金管柱ꎬ可以有效地降低管柱载荷㊁增大安全系数ꎬ改善振动ꎬ提高管柱的安全可靠性和完整性ꎮ参㊀考㊀文㊀献[1]㊀谷坛ꎬ霍绍全ꎬ李峰.酸性气田防腐蚀技术研究及应用[J].石油与天然气化工ꎬ2008ꎬ37(增刊1):63-72.GUTꎬHUOSQꎬLIF.Researchandapplicationofanti ̄corrosiontechnologyinsourgasfields[J].Chemi ̄calEngineeringofOilandGasꎬ2008ꎬ37(S1):63-72.[2]㊀叶登胜ꎬ任勇ꎬ管彬ꎬ等.塔里木盆地异常高温高压井储层改造难点及对策[J].天然气工业ꎬ2009ꎬ29(3):77-79.YEDSꎬRENYꎬGUANBꎬetal.Difficultyandstrategyofreservoirstimulationonabnormal ̄hightem 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2023年㊀第51卷㊀第2期胡芳婷ꎬ等:高温高压天然气开采用钛合金油管柱力学分析㊀㊀㊀comprehensivestudyoftitaniumalloysforhighpressurehightemperature(HPHT)wells[C]ʊCORROSION2015 DallasꎬTexas:NACEꎬ2015:NACE2015-5512.[9]㊀SCHUTZRW.Performanceofruthenium ̄enhancedal ̄pha ̄betatitaniumalloysinaggressivesourgasandgeo ̄thermalwellproduced ̄fluidbrines[C]ʊCorrosion97NewOrleansꎬLouisiana:NACEꎬ1997:NACE97032. 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关于高应变法检测大型预制管柱承载力适用性分析摘要:对于我国的高应变法检测的大型预制管柱来说,其管柱的承载力适用性具有一定的不稳固性。
这种不稳固性极易造成安全事故的发生。
目前建筑技术已经被广泛应用在多个领域,因此保证建筑工程的安全性能尤为重要。
本篇文章对高应变法检测大型预制管柱承载力的适用性展开论述,希望能够对相关工作人员提供利力所能及的帮助。
关键词:高应变法;检测;大型预制管柱;承载力适用性引言:目前随着国家的综合国力不断得到提升,我国的多个领域也在稳步向前发展。
其中建筑行业得到了较为迅速地发展。
高应变法检测技术在建筑工程中被广泛应用,但对于该项技术的预制管柱的承载力还需展开进一步分析,本篇文章对此展开进一步论述。
一、高应变法检测技术的内涵高应变法检测技术是一种以检验桩身是否完整以及具备承载力大小的检测方法。
此种检测方法的应用原理主要是利用锤重与桩身的重量差进行自由落体的方式击落桩顶,在其后收集相关动力系数数据,做好相应的记录工作。
在对其动力系数收集完成后,将其引入到相应的程序软件,加强分析功能,进而获得后续桩身的各项数据,记录下完整的参数以及桩身的承载力大小。
这种应用原理可称为Case法,是高应变法检测技术目前常用的应用原理。
该种检测技术的适用范围只针对于桩身完整性的问题,以及单桩承载力的大小。
值得注意的是,该种检测技术在应用过程中往往容易受到外界因素的影响,从而对实际应用过程中出现误差的情况。
因此,在实际应用过程中,需要尽可能得规范外界因素带来的影响。
二、高应变法检测技术大型预制管柱承载力的适用情况(一)打桩检测法从目前我国高应变法检测技术的应用来说,打桩检测法应用的较为广泛。
该项检测技术是对预制桩的击打过程展开检测的。
它能够实时得对击打过程展开监控,对可能出现的异常情况及时得进行接收,给予相关工作人员提前量进行解决措施的制定,对可能发生的事故技及时得做好防范工作。
此外,打桩检测法能够检测预制桩嵌入桩身力度的大小,冲击能量的大小等等,对于在打桩设备上的选择上也能够制定更为合理的选项,进一步促进高应变法检测技术的应用。
柱的力学分析轴向压力弯曲与屈曲分析柱的力学分析:轴向压力、弯曲与屈曲分析柱是结构力学中常见的一种构件,它承受着轴向压力、弯曲和屈曲等力学作用。
在工程设计和施工过程中,对柱的力学性能进行准确的分析和计算是至关重要的。
本文将对柱的轴向压力、弯曲和屈曲进行详细的力学分析。
一、柱的轴向压力分析柱的轴向压力是指作用在柱上的沿着柱轴线方向的压缩力。
当柱受到轴向压力作用时,其内部会产生各种反力和内力分布情况。
根据力学原理,可以通过受力分析和平衡条件来确定柱顶部和底部的轴力大小。
为了进一步分析柱的轴向压力分布情况,需要考虑到柱材料的特性和几何形状等因素。
通常,通过应变理论和材料力学分析等方法可以得到柱内部应力和轴力的公式表示。
在工程实践中,常常采用欧拉公式或者变截面法来计算柱的轴向压力承载能力。
二、柱的弯曲分析除了轴向压力,柱在承受载荷时还可能会受到弯曲力的作用。
即使是纯轴向压力作用下的柱,在实际应用中也很难避免发生轻微的侧向偏转和弯曲变形。
因此,对柱的弯曲分析是非常重要的。
柱的弯曲分析可以通过应力和应变分析来实现。
根据梁理论和材料力学知识,可以得到柱弯曲的基本方程。
在计算过程中,需要考虑柱的截面形状、材料特性和受力情况等因素。
为了使得柱具有足够的强度和刚度抵抗弯曲力,工程实践中常常采用加固措施,如在柱的截面处设置钢筋、加大截面尺寸等。
三、柱的屈曲分析当柱所承受的轴向压力超过其极限承载能力时,柱将发生屈曲失稳现象。
屈曲是柱在轴向压力作用下由稳定状态向不稳定状态转变的过程。
柱的屈曲分析是基于弹性和稳定性理论的。
根据欧拉屈曲理论,可以得到柱屈曲的计算公式。
在屈曲分析过程中,需要考虑到柱的几何形状、材料特性、端部条件和作用力等因素。
柱的屈曲分析是工程设计中的重要内容,它对于确定柱的极限承载能力和采取适当的设计措施具有重要意义。
常见的柱的屈曲控制措施包括增加柱的有效长度和采用适当的支撑方式。
结语柱作为结构力学中的重要构件,其力学分析涉及轴向压力、弯曲和屈曲等多个方面。
第一章管柱结构及力学分析1.1水平井修井管柱结构1.1.1修井作业的常见类型修井作业的类型很多,包括井筒清理类的、打捞落物类的、套管修补类的。
1)井筒清理类(1)冲砂作业。
(2)酸化解堵作业。
(3)刮削套管作业。
2)打捞类(1)简单打捞作业。
(2)解卡打捞作业。
(3)倒扣打捞作业。
(4)磨铣打捞作业。
(5)切割打捞作业。
3)套管修补类(1)套管补接。
(2)套管补贴。
(3)套管整形。
(4)套管侧钻。
在各种修井作业中,打捞作业约占2/3以上。
井下落物种类繁多、形态各异,归纳起来主要有管类落物、杆类落物、绳类落物、井下仪器工具类落物和小零部件类落物。
1.1.2修井作业的管柱结构1)冲砂:前端接扶正器和冲砂喷头。
图1 冲砂管柱结构2)打捞:直接打捞,下常规打捞工具。
图2 打捞管柱结构3)解卡:水平段需下增力器和锚定器。
图3 解卡管柱结构4)倒扣:水平段需下螺杆钻具和锚定器。
图4 倒扣管柱结构5)磨铣:水平段需下螺杆钻具、锚定器和铣锥。
图5 磨铣管柱结构6)酸化:分段酸化需下封隔器。
图6 分段酸化管柱结构1.1.3刚性工具入井的几何条件在水平井打捞施工中,经常使用到大直径、长度较大的工具,工具能否顺利通过造斜率较大的井段是关系到施工的成败关键,对刚性工具,如果工具过长或工具支径过大,工具通过最大曲率处将发生干涉。
对于简单的圆柱形工具,从图7可以得出工具通过最大曲率井段的极限几何关系为:22)d 2/D R (2)/D (R 2L +--+=式中:L —工具长度;R —曲率半径;D —套管直径;d —工具直径。
图7 简单工具入井极限几何关系 图8 刚性工具串入井极限几何关系对于复杂外形的工具或刚性工具串,从图8可以得出工具通过最大曲率井段的极限几何关系为:222212)2d 2d 2D R ()2D R ()2d 2d 2D R ()2D (R L ++--++++--+= 式中:L —工具长度;R —曲率半径;D —套管直径;d —工具中部直径;d 1—工具上端直径;d 2—工具下端直径。
深水测试管柱测试过程中横向振动特性分析!!孙巧雷! "王高磊!靳祖文!孟文波R冯!定! ")张!崇R!!#长江大学机械工程学院#荆州!$R $%"R ""#湖北省油气钻完井工具工程技术研究中心#荆州!$R $%"R "R #中海石油!中国$有限公司湛江分公司#湛江!))"$%)($摘要!基于85I ;:0.6原理#建立了充分考虑内外流惯性力&隔水管作用力&内外流与隔水管摩阻力等影响下的深水测试管柱横向振动模型#通过数值求解得到了管柱的各阶振幅及最大位移计算公式"应用编程求解#研究了悬挂力&水深&产量&管柱壁厚对测试管柱前六阶振幅及最大位移的影响%结果表明.测试管柱整体受拉能避免产生复杂的横向振动#管柱受拉时的最大位移和振幅值随悬挂力的增大而减小"悬挂力在水深增加而保持不变时#测试管柱各阶振幅值变化复杂#悬挂力随水深增大而增加时#最大位移及振幅随水深增大而增大"管柱的最大横向振动位移随管柱壁厚的增大而增大"随着产量的增加#测试管柱的最大横向振动位移增大#但幅度较小%结论认为#适当增大悬挂力能有效减小测试管柱的最大横向振动位移#当水深增大时#现场除应增大悬挂力外#还应考虑适当增大测试管柱与隔水管间的环空间隙#以减小两者可能存在的接触碰撞%关键词!深水"测试管柱"横向振动"振幅"最大位移"悬挂力"壁厚"测试产量中图分类号 1S +)!文献标志码 *文章编号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a 0/F 65:;6/F 0;5J .F M /#F ;D /F J .F M /#J F ;M 0;.6]/0L //60C /F ;D /F 56G 0C /;60/F 65:56G/a 0/F 65:J :.L#1C /J .F I @:5D J .F M 5:M @:50;6<0C /5I E :;0@G /56G I 5a ;I @I G ;D E :5M /I /60.J 0C /0/D 0D 0F ;6<L /F /.]05;6/G]N 6@I /F ;M 5:D .:@0;.6#1C //J J /M 0D.JC 56<;6<J .F M /#L 50/FG /E 0C #E F .G @M 0;.6F 50/#56G L 5::0C ;M \6/D D .60C /I 5a ;I @IG ;D E :5M /I /6056G 5I E :;0@G /.J 0C /J ;F D 0D ;a.F G /F D .J 0C /0/D 0D 0F ;6<L /F /D 0@G ;/G]N E F .<F 5II ;6<#1C /F /D @:0D;6G ;M 50/0C 50#J ;F D 0#0C /0/D 0D 0F ;6<L C ;M C;D E @::/G M 565H .;G M .I E :/a0F 56D H /F D /H ;]F 50;.6#56G 0C /I 5a ;I @I G ;D E :5M /I /6056G5I E :;0@G /.J 0C /D 0F ;6<G /M F /5D /DL ;0C0C /;6M F /5D /.J 0C /C 56<;6<J .F M /#>65G G ;0;.6#L C /60C /L 50/F G /E 0C ;6M F /5D /D 56G 0C /C 56<;6<J .F M /F /I 5;6D @6M C 56</G #0C /5I E :;0@G /H 5:@/.J /5M C.F G /F .J 0C /0/D 0D 0F ;6<H 5F ;/D M .I E :;M 50/G :N #1C /I 5a ;I @IG ;D E :5M /I /6056G 5I E :;0@G /H 5:@/;6M F /5D /L ;0C 0C /;6M F /5D /.J L 50/FG /E 0C #L C ;:/0C /C 56<;6<J .F M /;6M F /5D /D L ;0C0C /;6M F /5D /.J L 50/FG /E 0C #V .F /.H /F #0C /I 5a ;I @I 0F 56D H /F D /H ;]F 50;.6G ;D E :5M /I /60.J 0C /D 0F ;6<;6M F /5D /D L ;0C 0C /;6M F /5D /.J L 5::0C ;M \6/D D #第&卷!第!期!"%"!年+月海洋工程装备与技术2P S *3S 34>3S S T >34S U B >'V S 31*3W1S P 832X 24?Y .:#.#!Z /E##"%"!0+"!0海洋工程装备与技术第&卷[@F0C/F I.F/#0C/I5a;I@I0F56D H/F D/H;]F50;.6G;D E:5M/I/60.J0C/0/D0D0F;6<;6M F/5D/D L;0C0C/;6M F/5D/D.JE F.G@M0;.6#]@00C/5I E:;0@G/G/M F/5D/D#>0;D M.6M:@G/G0C500C/I5a;I@I0F56D H/F D/H;]F50;.6G;D E:5M/I/60.J0C/0/D0D0F;6<M56]//J J/M0;H/:N F/G@M/G]N5E E F.E F;50/:N;6M F/5D;6<0C/C56<;6<J.F M/#9C/60C/L50/F G/E0C;6M F/5D/D#0.F/G@M/0C/E.D D;]:/M.605M056G M.::;D;.6]/0L//60/D0D0F;6<56G0C/F;D/F#6.0.6:N0C/C56<;6<J.F M/D C.@:G]/;6M F/5D/G#]@00C/566@:@D M:/5F56M/]/0L//60C/0/D0D0F;6<56G0C/F;D/F D C.@:G5:D.]/;6M F/5D/G#>&9("'!=!G//E L50/F"0/D0D0F;6<"0F56D H/F D/H;]F50;.6"5I E:;0@G/.J H;]F50;.6"I5a;I@IG;D E:5M/I/60"C56<;6< J.F M/"L5::0C;M\6/D D"0/D0;6<E F.G@M0;.6!引!言自"%!$年我国自营深水勘探的第一个重大油气田陵水!("被发现以来#我国的深水作业技术逐步得到发展#深水海域的作业也进一步增多*!"+%深水测试作业是深水油气田勘探开发的关键环节#为深水油气田的参数获取&储能评价&后期高效开采提供相关依据"深水测试管柱是安全高效完成测试作业的关键基础#为深水油气测试提供安全通道*R$+%在深水测试作业过程中#测试管柱与隔水管组成(管中管)结构#在风浪流等海洋环境载荷的作用下#测试管柱与隔水管均会受到钻井平台的运动影响"同时#隔水管在海流作用下的横向变形使得其与测试管柱间存在接触碰撞"此外#由于内部气流与环空流体的影响#深水测试管柱的横向振动参数势必变得复杂#在极端载荷作用下易导致测试管柱的弯曲&碰撞&磨损等*)+%在深水管柱领域#此前研究较多的是隔水管与柔性立管等*Q&+#而在深水测试管柱领域#近几年的研究才逐渐增多%唐海雄*++&X;@*!%+&何玉发*!!+&杨志*!"+等围绕测试管柱的温压场分布&管柱变形&管柱的优化等开展了研究#并提出了相关的计算模型"谢鑫*!R+&刘秀全*!$+&刘红兵*!)+等基于构建的理论分析模型#应用有限元法#分别进行了波浪载荷作用下的管柱动力响应分析&测试管柱与隔水管间的接触特性及涡激振动分析%但目前有关测试管柱动力学相关的理论研究较少#基于此#笔者基于我国南海自营深水测试所使用的(管中管)结构特点#结合测试管柱的实际承载特性#应用85I;:0.6能量法#建立了深水测试管柱横向振动模型"应用数值仿真求解与编程的方法#对测试管柱的横向振动参数进行了求解#并研究了测试管柱悬挂力&水深&管柱壁厚及产量对测试管柱横向振动参数的影响#为深水测试作业安全控制提供了一定的理论依据%@!深水测试管柱横向振动模型的建立!#!!深水测试管柱简介深水测试管柱主要由海水段与地层段的管柱两部分组成#其中地层段的管柱由悬挂器坐挂在泥线井口处#其可借鉴陆上管柱进行分析%深水段测试管柱由于位于隔水管内#其结构如图!所示#其主要组成包括测试油管&提升短节&扶正器&快速接头&储能器&承留阀&剪切短节&悬挂器&水下测试树等%测试管柱本身不受风浪流等环境载荷的直接作用#但在隔水管与平台以及内部测试流体的综合影响下#测试管柱的横向振动依然较复杂%图!!深水段测试管柱结构简图[;<#!!Z M C/I50;M G;5<F5I.J D0F@M0@F/0/D0D0F;6<;6G//E L50/F D/M0;.6!#"!深水测试管柱横向振动模型建立在建立深水测试管柱的力学模型时#需对其结构和运动做一定假设.!假设深水段测试管柱是匀质&各向同性的线弹性等截面圆管"*管柱微元的变形量及其变形角均为小量"+不考虑隔水管对测试管柱刚度的影响",假设测试管柱与隔水管接触力稳定"-考虑实际扶正器的复杂性和实例井情第!期孙巧雷#等.深水测试管柱测试过程中横向振动特性分析0+R !0!况#本研究暂忽略扶正器的影响%在测试过程中#可认为初始状态下测试管柱与隔水管同心对中#取长度为G .的测试管柱微元#以泥线处管柱中心为原点#在假设单元为小变形量时#可认为G .N G M #管柱中点的倾角为*2'*M #管柱端面的力包括轴向力D &弯矩<和剪力F #内外流体及隔水管等对测试管柱微元的横向作用合力为L 2!M #+$%根据85I ;:0.6定理*!Q +#管柱微元的能量变化可表示为G J N G J X R G J <P G J D P G J L!!$式中.G J X为管柱微元的动能#G J XN H .+*"2*+"#H .+为管柱微元的重量#2为管柱横向位移#+为时间"G J <为管柱微元弯矩产生的形变能#G J <N !"C A *"2*M "!$"G M #C 为管柱弹性模量#A 为管柱惯性矩"G J D 为管柱轴向力产生形变能#G J DN !"D *"2*M"!$"G M #D 为管柱轴向力"G J L为等效横向外载荷所做的功#G 0L N L 9!M #+$2G M %假设测试管柱振动是周期性的#且横向振动周期为*#则长度为7的测试管柱在一个周期内总能量变化为J N !"+*%+7%1C A *"2*M "!$"R D *2*M !$"P H .+*"2*+"P "L 9!M #+$24G M G +!"$由式!"$可知#能量函数J 是关于测试管柱横向振动曲线2!M #+$的泛函数%根据能量最低!稳态$原理#可能的横向振动曲线2!M #+$应使得J 取极小值*!(+#根据泛函数的变分相关理论#J 取极小值的必要条件需满足欧拉公式#即*"*M "C A *"2*M "!$"*+P **M D *"2*M "!$"*+P **+H .+*"2*+"!$R *P "L 9!M #+$+N %!R $由式!R$可获得海上测试管柱横向振动的微分方程.C A *$2*M $PD *"2*M "R H .+*"2*+"N L9!M #+$!$$!#R !测试管柱横向载荷计算在深水测试管柱作业过程中#测试管柱的横向载荷可表示为L 9!M #+$N L 2!M #+$R L A .R L A !R L A "R L A R R ,*R L 9!!)$式中#L A .为管柱微元的惯性力#3"L A !&L A "&L A R分别为内部流体的牵连惯性力&相对惯性力和科式惯性力#3",*为管柱内外壁与内外流体间的横向摩阻分量#3"L 9!为测试管柱外部流体的附连惯性力#3%管柱微元的惯性力为L A .NP #.+O .*"2*+"GM !Q$式中.#.+为测试管柱的密度#\<'I R"O .为管柱微元的横截面面积#I "%内部流体的惯性力可表示为L A !NP #,$O $*"2*+"G M L A "NP #,$O $B ",$*"2*+"G M L A R NP #,$O $B ,$*"2*M *+G M !($式中.#,$为管柱内流体密度#\<'I R"O $为管柱内部流道截面面积#I "%在考虑内外流体流动时#假设流体流动方向均为向上#忽略压力瞬时波动的影响#,*计算公式为,*NP !,+9R ,+$$*2*M N!&'$#,$!B $P B .$[B $P B .[R !&'9#,9!B 9P B .$[B 9P B .[,-./*2*M !&$式中.,+$&,+9分别为管柱与其内外流体间的摩阻力#3"'$为内部流体与管柱间的摩阻系数"'9为环空流体与管柱间的摩阻系数"#,9为环空流体密度#\<'I R"B $为内部流体流速#I 'D "B 9为环空流体流速#I 'D "B .为管柱运动速度#I 'D %环空流体的附连惯性力L 9!可表示为L 9!NP !"H !P !$H ,9*"2*+"!+$式中."H !为测试液附加质量系数#反映环空间隙及附加横向力的影响*!(+#一般通过试验或应用经验公0+$!0海洋工程装备与技术第&卷式求得"H ,9为单位时间环空流体的质量流量#\<'I %结合式!$$"式!+$#令H ,$N #,$O $#H .+N #.+O .#则深水测试管柱横向振动的控制方程可表示为C A *$2*M $R !H ,$B "$P D $*"2*M "R H.+R H ,$R *!)H !P !$H ,9+*"2*+"R "H ,$B $*"2*M *+R !,+9R ,+$$*2*M N L 2!M #+$!!%$B !模型求解"#!!控制方程的解在深水测试作业产量测试过程中#测试管柱的环空流体为保温测试液#测试液的相态和流动一般变化较小#可忽略环空流体的影响"同时假设测试管柱横向动态位移函数为2!M #+$#对2!M #+$进行分离.2!M #+$N K !M $D !+$N K !M $D ;6!,+R "$!!!$式中.K !M $为测试管柱主振型"D ;6!,+R "$为周期函数",为角频率""为相位差%假设测试管柱横向振动为周期振动#隔水管与测试管柱间的接触力为周期性的#此时D ;6!,+R "$反映了隔水管对测试管柱周期性的参量值%在式!!%$中忽略了小量的影响#同时取式!!%$的齐次方程求解#此时获得产量稳定下的管柱横向振动齐次方程为C A *$2*M $R !H ,$B "$P D $*"2*M "R !H .+R H ,$$*"2*+"N %!!"$将式!!!$代入式!!"$#令D !M $N H ,$B "$P D &H N H .+R H ,$&&N D !M $C A槡&S N $,"H C A 槡#同时两侧同时除以C A 0D ;6!,+R "$#则*$K *M $P &"*"K *M "P S $K N %!!R$同时#根据深水测试管柱上下端的约束形式#可将其上下端认为固定铰链支座约束#即M N %时#K !%$N %#*"K *M "N %"M N 7时#K !7$N %#*"K *M "N %%结合高等数学四阶齐次方程解的形式#式!!R $的解可表示为K !M $N LD ;6%.7M !$!%N !#"#R #5!!$$"#"!振型求解方法基于傅里叶级数展开原理#测试管柱位移2!M #+$由不同振幅和频率的无穷个正弦波的形式进行叠加*!&+#不考虑相位差"的影响!"N%$#2!M #+$可表示为2!M #+$N 0m%N !L %D;6%.7!$D ;6,+!!)$在计算测试管柱振幅时#在测试管柱单个周期的横向振动范围内#+*%H *"2*+"G +N P 0m%N !,"H L %D ;6%.7M !$D ;6,+N %#则管柱的横向振动形式与横向载荷L 9!M #+$的非常数项相关#定义式!"$中L 9!M #+$2!M #+$有效积分项!非零积分项$为!"0m%N !L %D ;6%.7M !$D ;6",+#此时将式!!)$代入式!"$#结合J 取极小值的条件#则*J *L%N%#此时有*+M %C A 0m %N !L %%"."7"D;6%.7M !$"R D !M $0m%N !L %%.7M .D %.7M !$"P &0m%N !L %D;6%.7M *+G M *L %N %!!Q$!!对于管柱的振动#考虑到振动的衰减与能量主要集中在其前几阶#本文选取了管柱的前Q 节振幅L %进行求解#则振动模型最终的求解方程可转化为*+M%C A 0Q %N !L %%"."7"D;6%.7M !$"R D 0Q%N !L %%.7M .D %.7M !$"P &0Q%N !L %D ;6%.7M *+G M *L %N %!!($!!式!!($即为测试管柱前六阶振幅L %的线性方程组#在系数C A &D !M $&H 已知的情况下#可通过数值求解软件V 50:5]对L %进行求解#随后将L %的值代入测试管柱位移方程即可获得测试管柱的横第!期孙巧雷#等.深水测试管柱测试过程中横向振动特性分析0+)!0!向振动方程"对于测试管柱的横向振动频率#由于其受隔水管对测试管柱作用力的频率影响#因此#这里不对其进行讨论%G!实例分析与应用R#!!测试管柱相关参数以我国南海已完成测试的某*井为例#该井水深+()I#测试管柱主体外径为!!$#RII#内径为&)#&)II#弹性模量C k"%Q4'5#大钩悬挂力为!%Q Q\3#环空流体密度为!R!%\<'I R#!%%万方测试产量下D!M$k"!"&()g&()M&H k)%#")"\<'I*!+"%+%此时#求得测试管柱的最大横向振幅如图"所示#此时管柱整体受拉#各阶振幅随阶数的增大而减小#管柱最大振动位移受前三阶振幅影响较大#与隔水管的振动规律相似*"!+%R#"!不同悬挂力对测试管柱横向位移的影响测试过程中的悬挂力受海洋环境载荷以及海上钻井平台的影响较大#其可通过改变测试管柱配长&测试管柱与封隔器的相对位置进行适当调整#一般测试前需对大钩的悬挂力进行设计%针对悬挂力对测试管柱横向振动的影响#本节基于*井坐封后D%k!%Q Q\3的悬挂力#选取悬挂力范围为%#)D%"!#)D%分析悬挂力对深水测试管柱横向振动的影响%获得测试管柱的前六阶振幅如表!所示#最大横向位移如图R所示%由表!和图R的相关结果可知.在悬挂力为%#)D%"%!&D%范围内#测试管柱的各阶振幅变化复杂#主要原因是此时测试管柱局部受压明显#测试管柱横向振动的振幅各阶值变化较大"而在%#&D%"!!)D%内#管柱整体受拉#测试管柱的最大位移以一阶振幅为主#最大横向位移随着悬挂力的增大而减小#但减小幅度逐步减小#最大位移点由靠近泥线处转换为逐渐靠近一阶最大位移的中点%因此#对于深水测试管柱而言#适当增大测试管柱的悬挂力能有效减小测试管柱的横向振动位移%!5$横向振动最大位移!5$V5a;I@IG;D E:5M/I/60.J:50/F5:H;]F50;.6!]$各阶振型对比!]$P.I E5F;D.6.JI.G/D图"!测试管柱横向振型图[;<#"!X50/F5:H;]F50;.6I.G/.J0/D0D0F;6<表@!不同悬挂力对应的前六阶振幅 值+)<A@!M#'=1=#N)0/.#14!&%).4&=5"''&=/"*!#*81"!#,,&'&*1=4=/&*=#"*,"'5&=倍数各阶振动的振幅值L%L!L"L R L$L)L Q%#)%#R%+(h%#%(%h%#!$+h%#%)$%#%))%%#%Q$( %#Q!#%!"$%#$(!%#%Q!h%#!Q&h%#"R!h%#!$Q% %#(h%#%(Q h%#!(+h%#!Q)h%#!R$"h%#%+$h%#%$&Q %#&%#"!+)%#%(Q$%#%$%%%#%""Q%#%!R$%#%%Q$ %#+%#!$!!%#%R R$%#%!)!%#%%(!%#%%$!%#%%!+ !%#!%&+%#%"%"%#%%&&%#%%R Q%#%%""%#%%%+0+Q !海洋工程装备与技术第&卷!续表$倍数各阶振动的振幅值L%L !L"LRL $L)LQ!#!%#%&+&%#%!R &%#%%Q %%#%%""%#%%!$%#%%%Q !#"%#%(Q &%#%!%!%#%%$Q %#%%!)%#%%!%%#%%%$!#R %#%Q (R%#%%(&%#%%R (%#%%!!%#%%%&%#%%%R !#$%#%Q%%%#%%Q "%#%%R !%#%%%+%#%%%(%#%%%"!#)%#%)$!%#%%)%%#%%"Q%#%%%(%#%%%Q%#%%%"!5$%!)D %"%!&D %海水段测试管柱振型图!5$W ;5<F 5I.J D /5L 50/F D /M 0;.60/D 0D 0F ;6<H;]F 50;.6D C 5E/.J %#)1%%#&1%!]$%#&D %"!#)D %海水段测试管柱振型图!]$W ;5<F 5I.JD /5L5/F D/M;.6/DDF;6<H;]F50;.6DC 5E/.J %#&1%!#)1%图R !不同悬挂力下的测试管柱最大横向振动位移[;<#R !V 5a ;I @I:50/F 5:H ;]F 50;.6G ;D E:5M /I /60.J 0/D 0D 0F ;6<@6G /F G ;J J /F /60D @D E/6D ;.6J .F M /D R #R !水深对测试管柱横向位移的影响随着我国在南海测试作业技术的提高与完善#我国自营深水测试作业的水深逐步增大#目前最大水深已超过!&%%I #在后续的规划中#测试水深将进一步增大%随着水深与井深的增大#测试管柱的横向振动特性也将改变#本文在*井设计的基础上#在水深增大的同时#按管柱浮重同比例增大测试管柱悬挂力%根据水深)%%I &!%%%I &!)%%I &"%%%I &")%%I &R %%%I 时对应悬挂力的大小#得到了测试管柱横向振动的各阶振幅#如图$所示#此时测试管柱的各阶振幅随水深呈线性增长%而在悬挂力为!%Q Q \3时#测试管柱的各阶振幅如表"所示%图$!悬挂力等比例变化下不同水深对应的最大横向振动位移[;<#$!V 5a ;I @I:50/F 5:H ;]F 50;.6G ;D E :5M /I /60M .F F /D E .6G ;6<0.G ;J J /F /60L 50/F G /E 0C D ;60C /E F .E .F 0;.65:M C 56</.J 0C /D @D E/6D ;.6J .F M /由图$和表"的相关结果可知.管柱悬挂力随水深增大对应增大#测试管柱最大横向振动随水深增大而增大#最大横向位移与水深似线性增加"悬挂力不变时#水深的增加使下部受压段长度增长#各阶振幅值无规律变化的同时#各阶振型变化较大%因此#当测试作业水深增大时#除需对应增加测试管柱的悬挂力外#还应考虑适当增大测试管柱与隔水管间的环空间隙#以减少隔水管与测试管柱接触与碰撞的可能性%第!期孙巧雷#等.深水测试管柱测试过程中横向振动特性分析+(!!表B!悬挂力不变不同水深对应的前六阶振幅值+)<AB !M#'=1=#N)/.#14!&%).4&=5"''&=/"*!#*81"!#,,&'&*1()1&'!&/17=)1)5"*=1)*1=4=/&*=#"*,"'5&水深'I各阶振动的振幅值L%L !L "L RL $L )L Q )%%%#%!+$%#%%!R %#%%%&%#%%%"%#%%%"%#%%%%!%%%%#!!&"%#%"R !%#%!%!%#%%$R %#%%"Q %#%%!!!)%%%#R R )(%#%"R R h %#%(Q +h %#!%)%h %#%+!!h %#%)%("%%%!#%$%&h %#%)R )h %#$!&$h %#!+R %%#!R +&%#!&&+")%%%#!(((h %#$))&h %#%$(R %#"R )R %#%!"R h %#!$$(R %%%h R #R !%R%#"+%!!#!Q (Rh %#Q (Q !h %#R Q !)%#)(!(R #$!管柱壁厚对测试管柱横向位移的影响对于固定尺寸的测试管柱#即外径不变的测试管柱而言#合理选择壁厚也是减小管柱振动参数的关键%结合现场$!'"j 油管的尺寸系列#选取了现场常用壁厚分别为(II &&#))II &!%#)II 和!$#"")II 的测试油管#进行产量相同时的测试管柱横向振动特性研究%通过计算其对应的温压场及其他相关数据#获得前六阶振幅#如表R 所示#对应不同壁厚的最大横向振动振型如图)所示%由表R 和图)可知#各阶振幅值随着测试管柱壁厚的增大而增大#增幅近似为线性增加"横向横向振动位移随壁厚的增加而增加#靠近泥线上$%%I 区域的横向位移最大#且随壁厚增大的幅度较大%增大管柱的壁厚时#管柱的强度增大#同时管柱的横向振动增大#加大了测试管柱与隔水管接触的概率%表G !不同测试管柱壁厚对应的前六阶振幅值+)<A G !M #'=1=#N )0/.#14!&%).4&=5"''&=/"*!#*81"!#,,&'&*11&=1=1'#*8()..17#5P *&==&=壁厚'II产量'!I $'G$各阶振动的振幅值L%L !L "L R L $L )L Q (%#%+!&%#%!"%%#%%)$%#%%!&%#%%!"%#%%%$%#%+!&&#))%#%+$(%#%!R R %#%%)+%#%%"!%#%%!$%#%%%)%#%+$(!%#)%#%++Q %#%!))%#%%Q &%#%%")%#%%!Q %#%%%Q %#%++Q !$#"")%#!%&+%#%"%"%#%%&&%#%%R Q%#%%""%#%%%+%#!%&+图)!不同壁厚下测试管柱的最大横向振动位移[;<#)!V 5a ;I @I:50/F 5:H ;]F 50;.6G ;D E:5M /I /60.J 0/D 0D 0F ;6<50G ;J J /F /60L 5::0C ;M \6/D D /D R #)!不同产量对测试管柱横向位移的影响产量测试是深水测试作业的关键部分#产量变化时#测试管柱温压场&轴向力等均会发生变化#基于*井不同产量下的轴向力&流速等参数*!++#获得不同产量下的测试管柱振幅及最大位移#分别如表$和图Q 所示%由表$及图Q 相关结果可知.测试管柱的各阶振幅及最大位移随着测试产量的增加而增大#且近似呈线性增加#但增加的幅度较小#且最大横向振动位移以一阶振幅值为主"深入分析其原因#在井口悬挂力不变的情况下#由于单位长度内气体质量流量和流固间摩阻的增大#泊松耦合和摩擦耦合效应使得自海平面以下的管柱轴向力减小量一定程0+&!海洋工程装备与技术第&卷度上略增#最终引起管柱横向振动位移一定程度的增大%上述结果与已有研究结果*""+的变化趋势基本一致#因此#当测试产量稳定后#产量的变化对测试管柱横向振动的位移影响不是太大#重点注意产量调整过程中振动参数的变化%表K!不同产量对应的前六阶振幅值+)<AK !M#'=1=#N )0/.#14!&%).4&=5"''&=/"*!#*81"!#,,&'&*1"41/41=产量'!I $'G$各阶振动的振幅值L%L !L "L R L $L )L Q $)%#!%%!%#%!)&%#%%Q +%#%%"Q %#%%!Q %#%%%Q Q R %#!%")%#%!Q +%#%%($%#%%"+%#%%!&%#%%%(&(%#!%Q &%#%!+!%#%%&R %#%%R $%#%%"%%#%%%&!%%%#!%&+%#%"%"%#%%&&%#%%R Q%#%%""%#%%%+图Q !不同产量下的测试管柱最大横向振动位移[;<#Q !V 5a ;I @I:50/F 5:H ;]F 50;.6G ;D E:5M /I /60.J 0C /0/D 0D 0F ;6<50G ;J J /F /60E F .G @M 0;.6F 50/D R #Q !现场应用在上述研究的基础上#以我国南海某测试井悬挂力的优选为目标%井作业水深超过!&%%I #井深超过R %%%I #基于前期的勘探开发经验#现场作业拟使用与*井相同内外径油管和隔水管进行测试#最大测试产量按!Q %万方'天进行设计%根据上述研究结果#水深超过!Q %%I 时#在环空间隙不增大的情况下#应考虑随水深增大原设计的有效悬挂力!'"%\:]D '!%%I $#最终计算悬挂力须大于!R !%\3"在考虑到管柱的抗拉强度!最大拉应力Q R %V '5$及安全系数!#Q 后#管柱最大悬挂力为!(Q !\3%基于极限测试产量"%%万方下管柱最大横向振动量需小于隔水管与测试管柱环空间隙#该井最终坐挂后的有效悬挂力为!$""\3!不考虑大钩等悬重$%测试完工后#对作业油管检测和观察#海水段油管未出现明显磨损和弯曲#说明了所推荐悬挂力是合理的%K !结!语!!$基于深水测试管柱的横向振动模型的求解结果表明.当测试管柱整体受拉时#测试管柱的最大振动位移随悬挂力的增大而减小"当悬挂力不变时#水深的增加会导致深水测试管柱局部受压#使得各阶振幅及总位移变化较大"当悬挂力随水深的增加相应增大时#测试管柱各阶振幅及最大横向位移随水深的增大而增大#最大横向位移与水深似线性增加%!"$测试管柱的各阶振幅及最大位移随着测试产量及壁厚的增加而有一定程度的增大#最大横向振动位移均以一阶振幅值为主"当管柱的壁厚增大时#管柱最大横向振动位移增大#会增大测试管柱与隔水管接触的概率%!R$为了减小隔水管和测试管柱的潜在接触风险#在测试作业水深增大时#为减小测试管柱的横向振动位移#除需等比例增加悬挂力#还应适当增大测试管柱与隔水管间的环空间隙"同时测试现场应关注产量调整过程中测试管柱振动参数的变化#结合管柱强度合理选择壁厚%参考文献*!+谢玉洪#南海北部自营深水天然气勘探重大突破及其启示*^+#天然气工业#"%!$#R $!!%$.!&#*"+唐咸弟#孙巧雷#李中#等#深水测试管柱应力分布规律与动态响应分析*^+#石油机械#"%"%#$&!R $.+&!%R #*R +孙巧雷#李中#王尔钧#等#深水测试管柱与隔水管横向承载特性*^+#天然气工业#"%"%#$%!!"$.!%Q !!)#*$+何玉发#周建良#蒋世全#等#深水井测试安全控制技术*^+#石油钻采工艺#"%!)#R (!!$.!Q R !Q )#*)+魏晓东#刘清友#深水测试管柱力学行为研究进展及发展方向*^+#西南石油大学学报!自然科学版$#"%!)#R (!!$.!("第!期孙巧雷#等.深水测试管柱测试过程中横向振动特性分析0++!0!!(&#*Q+高德利#王宴滨#深水钻井管柱力学与设计控制技术研究新进展*^+#石油科学通报#"%!Q#!!!$.Q!&%*(+钟功祥#严鹏#张言开#等#考虑粘度差异影响下隔水管力学响应分析*^+#机械科学与技术#"%"%#R+!)$.Q Q&Q()#*&+3>Z8>?#V212?2Z8>V#B S W*1#4F.L0C56G M./a;D0/6M/.J D0F@M0@F5:56G:;J0J.F M/I.G/D;6H.F0/a,;6G@M/G H;]F50;.6.J5J:/a;]:/F;D/F*^+#^.@F65:.JV5F;6/Z M;/6M/56G 1/M C6.:.<N#"%!&#"R!$$.&+++!$#*++唐海雄#张俊斌#汪顺文#等#高温致测试管柱伸长和受力计算分析*^+#石油机械#"%!%#R&!)$.&$&Q#*!%+X>B^#8S=#9S>=#/05:#P5:M@:50;.6.J D C5J00/I E/F50@F/ J;/:G;6G//E,L50/F0/D0;6<D N D0/I*^+#P.I E@0/F V.G/::;6< 56G3/L1/M C6.:.<;/D#"%!R#!(!$$.!%"!!!#*!!+何玉发#周建良#深水测试管柱优化设计技术研究*^+#石油机械#"%!(#$)!R$.)")(#*!"+杨志#陈晓宇#孟文波#等#隔水管循环注液对深水气井测试管柱温度分布的影响*^+#中国海上油气#"%!+#R!!R$.!"(!R"#*!R+谢鑫#付建红#张智#等#深水测试管柱动力学分析*^+#天然气工业#"%!!#R!!!$.(((+#*!$+刘秀全#刘康#刘红兵#等#深水高压气井开关井作业窗口分析*^+#中国海上油气#"%!Q#"&!$$.&&+R#*!)+刘红兵#陈国明#刘康#等#深水测试管柱h隔水管耦合涡激疲劳分析*^+#中国石油大学学报!自然科学版$#"%!(#$!!!$.!R&!$R#*!Q+9>X X>*V P4#P S X Z2''#2685I;:0.6n D E F;6M;E:/J.F G;D M F/0/D N D0/I D.J H5F;5]:/I5D D56G0C/M.F F/D E.6G;6< X5<F56</n D/`@50;.6D*^+#^.@F65:.J0C/K F5O;:;56Z.M;/0N.J V/M C56;M5:Z M;/6M/D56G S6<;6//F;6<#"%!(#R+!Q$.!+Q+!+(Q#*!(+吴天新#陆鑫森#钻柱内外沿轴向流动的钻井液对钻柱横向振动的影响*^+#振动与冲击#!++)#)!"$.!Q#*!&+V P4S S24#[:/a@F5:H;]F50;.6D.JM:5I E/G J F//F C.I];M E:50/DL;0CM.F6/FD0F/D DD;6<@:5F;0;/D#E5F0>>.M.I E5F;D.6.JD.:@0;.6D*^+#^.@F65:.JY;]F50;.6i P.60F.:#"%!)#"!!!R$."Q R+"Q Q%#*!++张崇#任冠龙#董钊#等#深水气井测试井筒温度场预测模型的建立及应用*^+#中国海上油气#"%!Q#"&!)$.(&&$#*"%+孙巧雷#李中#孟文波#等#轴向载荷波动下海上测试管柱动力响应与安全系数分析*^+#中国安全生产科学技术#"%!&#!$!!!$.!+")#*"!+刘清友#周守为#姜伟#等#基于钻井工况和海洋环境耦合作用下的隔水管动力学模型*^+#天然气工业#"%!R#R R!!"$.Q!"#*""+莫丽#贾杜平#毛良杰#等#不同气体产量下水平井完井管柱振动机理的试验研究*^+#工程设计学报#"%"%#"(!Q$.Q+%Q+(#。
井下管柱力学分析及优化设计软件测试报告2007年12月井下管柱力学分析及优化设计软件测试报告目录1前言 (1)2软件介绍 (1)2.1模型选择 (1)2.2核心功能介绍 (1)3测试内容 (2)3.1软件功能测试 (2)3.2软件用户界面正确性测试 (2)3.3软件计算模块测试 (2)3.4测试环境 (2)3.5测试准备 (2)3.6测试人员 (3)3.7测试步骤 (3)3.8测试实例 (3)B702井现场测试...................... 错误!未定义书签。
4. 测试结论 (16)引进软件测试评价与应用安排责任书软件名称:井下管柱力学分析及优化设计软件软件用途:钻井、完井、采油、措施作业井下管柱的力学分析、设计以及校核软件主要模块清单:7个子系统:生产敏感性分析模块、管柱组合设计模块、管柱变形分析、管柱摩阻扭矩分析、井眼轨迹图、管柱数据库。
主要功能简述:1)计算井眼轨迹:采用了精确地自然曲线和螺旋曲线模型计算井眼轨迹:2)计算不同管柱点轴向拉力、侧向力与扭矩:对不同工况下(正常生产、酸化压裂、起钻、下钻、坐封、解封等)的井下管柱力学特性进行分析,计算管柱点轴向拉力、侧向力与扭矩;3)计算带封隔器管柱的伸长量:根据管柱力学理论,综合考虑虎克效应、螺旋弯曲效应、活塞效应和温度效应的影响,根据井下管柱与封隔器之间存在的不同关系(自由移动、有限移动、不能移动),计算相应的管柱的伸长量和综合应力等,从而判断封隔器是否解封失效等。
4)管柱设计及校核:即计算不同管柱组合(直径、钢级、壁厚、长度等)受力的(轴向拉力、侧向力)及稳定性与安全系数,从而优选出合理的管柱设计方案;5)计算井口动态载荷,包括钩载和转盘扭矩;6)计算摩擦系数,包括套管段与裸眼段;7)生成图、文、表并茂的分析报告,报告输出Word和EXCEL格式文档应用单位:石油工程所测试单位:北京雅丹石油技术开发有限公司测试安排:测试时间:2007年11月14日~11月17日测试环境:P4;Windows XP操作系统;IE6.0测试人员:工程所:王丽荣、张传新、刘丛平、承宁、李桂霞、赵克勇、吴勇测试结果:该软件在Windows XP操作系统上运行正常。
井下管柱力学分析及优化设计一、本文概述随着石油工业的发展,井下管柱作为石油开采过程中的关键组成部分,其力学性能及优化设计日益受到业界的广泛关注。
本文旨在全面探讨井下管柱的力学特性,以及针对其在实际工作环境中的受力情况进行详细分析,从而提出有效的优化设计策略。
通过对井下管柱的力学分析,可以深入理解其在石油开采过程中的行为规律,预测潜在的安全风险,并为提高管柱的承载能力和延长使用寿命提供理论支持。
优化设计的提出将有助于降低开采成本,提高石油开采效率,为石油工业的可持续发展做出贡献。
本文的研究不仅具有重要的理论价值,而且具有广泛的应用前景。
二、井下管柱力学基础在石油、天然气等地下资源开采过程中,井下管柱作为重要的设备之一,其力学特性对于确保开采过程的安全和效率具有决定性的影响。
因此,深入理解和掌握井下管柱的力学基础,是优化设计井下管柱结构、提高开采效果的前提。
井下管柱的力学行为主要受到轴向力、弯曲力、剪切力以及压力等多种力的影响。
这些力主要来源于地层应力、流体压力、温度变化、管柱自身的重量以及操作过程中的外力。
其中,轴向力主要由管柱自身的重量和地层应力引起,弯曲力则是由地层弯曲和管柱自身的挠曲造成,剪切力则可能由流体流动、温度变化等因素产生。
在力学分析中,我们通常采用弹性力学、塑性力学以及断裂力学等理论工具,对井下管柱在各种力作用下的行为进行深入的研究。
例如,通过弹性力学,我们可以分析管柱在弹性范围内的应力、应变分布,以及管柱的变形情况;而塑性力学则可以帮助我们理解管柱在塑性变形阶段的力学行为,以及管柱的承载能力;断裂力学则可以揭示管柱在断裂过程中的力学规律,为预防管柱断裂提供理论依据。
井下管柱的力学行为还受到流体压力的影响。
在开采过程中,地层流体(如石油、天然气、水等)的压力会对管柱产生压力作用,从而影响管柱的力学行为。
因此,在力学分析中,我们还需要考虑流体压力对管柱的影响,以及管柱与流体的相互作用。
4 测试管柱的力学分析测试管柱在井筒中要受到各种外力的作用,如内外压力、重力、井壁的反力等的作用。
这些作用力与温度共同作用在测试管柱上,造成管柱的变形,如拉伸变形和屈曲变形等,以及在测试管柱中产生内力,如轴向力、弯矩等。
如果这些变形或内力过大,就可能对测试管柱产生损坏。
在不同的操作中,这些外力是不同的。
因而,各种工况所产生的内力也不尽相同。
例如,下放测试管柱时,测试管柱受的外力为重力和完井液对管柱的浮力,上部则由钻机大钩吊着;在坐封时,大钩逐步加上钻压,即松弛力,使封隔器坐封;在开井时,测试管柱中有天然气流过,因而测试管柱内外压力会发生变化,此外,测试管柱的温度变化会使管柱伸长。
因此,在分析时必须根据不同工况进行具体分析。
管柱在受到外力作用时产生变形,根据不同的内力,变形有所不同。
众所周知,当管柱的轴向力是受拉时,管柱只是伸长,而当管柱的轴向力是受压时,除了轴向缩短外,对于这种长细比很大的管柱,管柱还会产生屈曲变形。
屈曲变形反过来又会影响内力。
因此,对测试管柱在井筒中的力学分析有助于合理地设计测试管柱及其测试操作。
在本章中,我们研究井眼中管柱的受力分析、受压部分的屈曲分析和测试管柱的强度分析。
4.1 测试管柱各工况的受力分析在地层测试过程中,需要进行测试管柱的下放(简称为下钻)、用低比重流体替代测试管柱中的流体(简称为低替)、封隔器坐封(简称为坐封)、打开井口关井阀诱喷(简称为开井)、井下关井阀关井(简称为1关)、井口关井阀关井(简称为2关)、高比重泥浆循环压井(由井口油管将高比重泥浆压入,从环形空间流出;简称为循环)或高比重泥浆反循环压井(由井口环形空间将高比重泥浆压入,从油管流出;简称为反循环)和压裂与酸化(简称为高挤酸)等操作。
在这些操作中,测试管柱受力是不一样的。
下面我们根据不同工况分析测试管柱的受力情况。
4.1.1 下钻完 测试管柱在下放的过程中,井眼中存在有完井液。
测试管柱此时受有重力、悬挂力和液体的作用力(浮力)。
设井眼垂直,测试管柱全长为l ,从井口沿井眼中心垂直向下建立坐标系,深度坐标为z ,参见图4-1。
重力均匀作用在测试管柱整个深度范围,微长d z 的管柱所受的重力d Q 为z g Q d d ρ= (4-1) 式中: ρ为单位长度测试管柱的质量,kg/m ;g 为重力加速度,m/s 2。
悬挂力P 直接作用在测试管柱的顶部。
悬挂力的大小按下式计算Vg Lg P γρ-= (4-2) 式中: γ为完井液密度,kg/m 3;L 为测试管柱长度,m 。
V 为测试管柱浸入井筒完井液的体积,m 3。
浮力与测试管柱的下放深度成正比。
当下放到深度z = l 时,测试管柱受的浮力F b 作用在测试管柱的底部,其大小为glA F γ=b (4-3) 式中: A 为测试管柱底部的面积,m 2。
对于组合测试管柱,即由不同截面积组成的测试管柱,各段管柱分别计算该段管柱的浮力。
假设组合管柱的某一分界面位于深度z = l 1的地方,则应在此分界面上加上一个向上的集中力F 1图4-1 下钻测试管柱受力图)(2111A A gl F -=γ (4-4) 式中: A 1为组合管柱分界面以上段底部的面积,m 2;A 2为组合管柱分界面以下段顶部的面积,m 2。
4.1.2 低替进行低比重液体替换操作时,测试管柱仍然是由大钩悬挂,作用在测试管柱上的重力不变。
悬挂力P 由平衡方程计算出。
低替时,从井口油管内将低比重液体压入井中,井中多余完井液从井口的环空处流出。
低替载荷最大时是低替完成的时候。
此时,在测试管柱内充满低比重液体,环空中则仍有完井液占据。
测试管柱在井底的压力应等于环空在井底的压力。
由于测试管柱中低替液比重小于完井液的比重,在测试管柱的井口必须加上压力pgl p )(21γγ-=(4-5) 式中: γ 1为完井液的密度,kg/m 3;γ 2为低替液的密度,kg/m 3;假设组合管柱的某一分界面位于深度z = l 1的地方,则应在此分界面上加上一个向上的集中力F 12121111')('A p gl A gl F +-=γγ (4-6) 式中: )('22211O O r r A -=π,m 2;1O r 和2O r 分别为测试管柱分界面上段的外半径和下段外半径,m 。
)('2221i 2i r r A -=π,m 2;1i r 和2i r 分别为测试管柱分界面下段的外半径和上段外半径,m 。
图4-2测试管柱坐封受力图4.1.3 坐封坐封是在低替之后进行的操作。
坐封操作时,通过旋转测试管柱使封隔器动作,再将大钩往下放,封隔器坐封。
大钩松弛力越大,封隔器坐封力也越大。
作用在测试管柱上的载荷除了低替的载荷外,还有封隔器上作用有坐封力。
在封隔器以下的测试管柱的重量已经通过封隔器传递到套管上,因此,对封隔器以上的测试管柱已经不再起作用。
坐封后,封隔器成为固定支点,坐封以后各操作封隔器以上测试管柱的变形以此为基准计算。
一般来说,封隔器坐封力大小与井口松弛力的大小并不相同,原因是大钩在下放的过程中,下部的管柱因受压而进入螺旋屈曲,测试管柱与井壁接触,一部分力被摩擦力抵消。
在计算封隔器坐封力时,必须考虑测试管柱的螺旋屈曲。
封隔器的坐封力与井口松弛高度的距离的关系在下节中导出。
4.1.4 射孔坐封之后,通过油管加压或通过环空加压进行射孔,建立起油层与测试管柱之间的通道,诱导油气由测试管柱喷出。
射孔操作与坐封操作不同的是,在射孔时,在井口测试管柱中或在环空中施加井口压力。
该压力的大小必须能使射孔枪动作。
4.1.5 开井射孔之后,建立起油气流的通道。
储油层的油气流在地层压力的驱动下流入封隔器下套管口袋中,并经由测试管柱流出。
如第三章所述,流体在流过测试管柱时,压力和温度要发生变化,变化的规律由一组非线性微分方程描述。
开井后在测试管柱上,外部压力仍然维持坐封时的状态,测试管柱的内部压力和测试管柱的温度需要用数值方法求出(见第三章)。
测试管柱内流体的压力和温度变化使得测试管柱的变形产生变化。
4.1.6 井下关井阀关井开井以后第一次关井一般采用井下关井阀关井。
通过在井口的环空加压使得井下关井阀动作,从而达到关井的目的。
关井后,地层油气流通过测试管柱流出井口的途径被阻断,测试管柱中的流体密度仍然保持开井时的密度,井口测试管柱压力减为零。
由于流量减为零,井底的流压逐渐增加,作用在关井阀上的压力将使封隔器受很大的向上的力。
4.1.7井口关井阀关井当最后关井时,采用井口关井阀进行关井操作。
关井后,井中测试管柱中的流体密度仍然保持开井时的密度。
由于流量为零,井口的压力进一步升高,直到井底的流压恢复到地层压力。
4.2 考虑摩擦井眼中杆柱屈曲方程的建立4.2.1 无摩擦井眼中管柱的屈曲方程假设测试管柱和井眼内壁摩擦力可以忽略,管柱是均匀的(无接头),井眼垂直,管柱无初始弯曲内力。
设井眼中心线向下为x 轴,y 轴、z 轴如图4-3所示,井眼的半径为c R ,杆柱的半径为t R ,杆柱受压发生螺旋屈曲后,其轴线上任一点必在以井眼中心为轴线,半径为t c R R r -=的圆柱面上,圆柱面的矢径为k j i r θθcos sin )(r r x x ++= (4-7)微元体x d 作用有内力++=j i R y x F F x )(k z F ,内力矩i M x M x =)(k j z y M M ++及图4-3 井眼与测试管柱的几何关系z分布外力fk j i f θθμcos sin )(N N q N +--=(4-8) 其中: q 为单位长度杆柱重量(N/m);N 为井壁对杆柱的法向支反力(N/m)。
微元体的静力平衡方程为 f R=x d d ,x x d d d d rR M⨯=(4-9) 即 q N x F -=μd d x ,θsin d d y N x F -=,θcos d d zN x F=(4-10) x F F r x M d d )cos sin (d d z y xθθθ-=(4-11) x r F F x M d dcosd d x z y θ+=(4-12) y x zd dsin d d F x r F x M -=θ(4-13) 式(4-10)中: μ为管柱与井筒内壁之间的滑动摩擦系数。
井眼的约束使屈曲变形仍在弹性小变形范围内,梁假设仍起作用,因此2222y d cos d d d x EJr x z EJ M θ-==(4-14) 2222z d sin d d d x EJr x y EJ M θ-=-=(4-15)上二式中:E 为管柱材料的弹性模量,MPa ;J 为管柱的截面惯性模量,m 4。
根据方程(4-10)至(4-15),用Maple 软件,可导出杆柱在垂直井眼中的屈曲方程, Maple 程序如下:mz:=-EJ*r*diff(sin(th(x)),x$2);Fy:=-diff(mz,x)+Fx(x)*r*diff(sin(th(x)),x);my:=-EJ*r*diff(cos(th(x)),x$2);Fz:=diff(my,x)-Fx(x)*r*diff(cos(th(x)),x);N:=diff(Fz,x)*cos(th(x))-diff(Fy,x)*sin(th(x));simplify(N);dFz:=diff(Fz,x);eq:=dFz-N*cos(th(x));simplify(eq);运行后,得到垂直井眼中的屈曲方程: 0d d d d 6d d d d d d d d 22244x 22x =⎥⎥⎦⎤⎢⎢⎣⎡⎪⎭⎫ ⎝⎛-⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛++⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛x x x EJ x x F x F θθθθθ (4-16)反力N 的表达式为 ⎪⎭⎪⎬⎫⎪⎩⎪⎨⎧⎥⎥⎦⎤⎢⎢⎣⎡⎪⎭⎫ ⎝⎛-⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛+⋅+⎪⎭⎫ ⎝⎛=4222332d d d d 3d d d d 4d d x x x x EJ x F r N x θθθθθ (4-17)以及弯矩M 的表达式 22242z 2y d d d d ⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛+⎪⎭⎫ ⎝⎛=+=x x EJr M M M θθ (4-18)在方程(4-16)中,如果假设轴向力为常量,则方程左边的第二项为零,屈曲方程可简化为: 0d d d d 6d d d d 2224422=⎥⎥⎦⎤⎢⎢⎣⎡⎪⎭⎫ ⎝⎛-⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛+⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛x x x F EJ x x θθθθ (4-19)4.2.2 有摩擦屈曲方程的解根据方程(4-19),Lubinski 等得出了井眼中管柱的等重、与井壁无摩擦的螺旋屈曲解[1]。
⎪⎪⎩⎪⎪⎨⎧<>⎪⎭⎫ ⎝⎛-=qL F EJq rF qL F qL L F EJ r u 0200028,214 (4-20)式中: F 0为管柱的轴向载荷,N ;L 为管柱的长度,m 。