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超深氣井油管氣密封檢測應(yīng)力分析及防控措施

文檔作者：練章華　牟易升　張強(qiáng)　施太和　羅澤利文檔來源：西南石油大學(xué)油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室		點(diǎn) 擊數(shù)：	更新時(shí)間： 2025年09月20日
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第40 卷 第3 期
2018 年5 月
石 油 鉆 采 工 藝
OIL DRILLING &amp;amp; PRODUCTION TECHNOLOGY
Vol. 40 No. 3
May 2018
文章編號：1000 – 7393（ 2018 ）03 – 0324– 06　　　DOI:10.13639/j.odpt.2018.03.009
超深氣井油管氣密封檢測應(yīng)力分析及防控措施
練章華　牟易升　張強(qiáng)　施太和　羅澤利
西南石油大學(xué)油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室
引用格式：練章華，牟易升，張強(qiáng)，施太和，羅澤利. 超深氣井油管氣密封檢測應(yīng)力分析及防控措施［J］. 石油鉆采工藝，
2018，40（3）：324-329.
摘要：為預(yù)防氣密封檢測壓力不當(dāng)對超深氣井油管螺紋造成初始損傷，采用接觸問題分析的有限元法，建立了3 種型號的
油管氣密封檢測有限元力學(xué)模型，針對塔里木油田某超深氣井油管螺紋氣密封檢測的應(yīng)力問題進(jìn)行了定量、系統(tǒng)的研究。結(jié)果
表明：當(dāng)下部懸重油管重力超過一定值后，氣密封檢測會(huì)造成油管螺紋大端最后三扣扣跟的塑性變形，隨著提拉力的增加，塑
變面積也隨之增加；在相同的工況下，增加油管的壁厚并不會(huì)明顯改善大端最后三扣扣跟處的應(yīng)力集中現(xiàn)象。通過改進(jìn)氣密
封檢測壓力和提高油管螺紋鋼級可以明顯提升油管螺紋的服役安全系數(shù)，建立的模型可以為油管螺紋氣密封檢測應(yīng)力分布規(guī)
律定量地提供理論依據(jù)。
關(guān)鍵詞：超深氣井；油管；氣密封檢測；油管螺紋；有限元分析
中圖分類號：TE931.2　　　文獻(xiàn)標(biāo)識碼：A
Analysis and control measures on the air tightness detecting pressure
of tubing in ultra-deep gas wells
LIAN Zhanghua, MOU Yisheng, ZHANG Qiang, SHI Taihe, LUO Zeli
State Key Laboratory of Oil and Gas Reservoir Geology and Exploitation, Southwest Petroleum University, Chengdu 610500, Sichuan, China
Citation: LIAN Zhanghua, MOU Yisheng, ZHANG Qiang, SHI Taihe, LUO Zeli. Analysis and control measures on the air tightness
detecting pressure of tubing in ultra-deep gas wells［J］. Oil Drilling &amp;amp; Production Technology, 2018, 40(3): 324-329.
Abstract: In order to prevent the initial damage to the tubing threads of ultra-deep gas wells caused by the improper pressure during
air tightness detection, the finite element mechanical model of air tightness detection for three types of tubing was established by means
of the finite element method which is used to analyze contact problems. Then, the stress during the air tightness detection on the tubing
threads of a certain ultra-deep gas well in Tarim Oilfield was studied quantitatively and systematically. It is indicated that when the gravity
of the tubing with suspending weight in the lower part exceeds a certain value, air tightness detection will lead to plastic deformation
of the last three connection roots at the big end of tubing thread, and the plastic deformation area increases with the increase of the lifting
force. In the same operational mode, the stress concentration at the last three connection roots of the big end cannot be improved significantly
by increasing the wall thickness of tubing. The service safety factor of tubing thread can be improved significantly by modifying
the air tightness detecting pressure and increasing the steel grade of tubing thread. The model established in this paper can provide the
theoretical basis for quantitative study on the distribution laws of air tightness detecting stress of tubing thread.
Key words: ultra-deep gas well; tubing; air tightness detection; tubing thread; finite element analysis
基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金“極端條件下氣井油套管端力學(xué)行為及其螺紋密封機(jī)理研究”（編號：51574198）。
第一作者：練章華（1964-），主要從事CAD/CAE/CFD、套管損壞機(jī)理、管柱力學(xué)及射孔完井等教學(xué)與科研工作，博士，教授，博士生導(dǎo)師。
通訊地址：（610500）四川省成都市新都區(qū)西南石油學(xué)院。電話：028-83032210。E-mail：cwctlzh@swpu.edu.cn
通訊作者：牟易升（1992-），2015 年畢業(yè)于陜西科技大學(xué)石油工程專業(yè)，在讀碩士研究生，主要研究方向?yàn)橛蜌饩こ塘W(xué)。通訊地址：
（610500）四川省成都市新都區(qū)西南石油學(xué)院國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室。E-mail：479824223@qq.com
練章華等：超深氣井油管氣密封檢測應(yīng)力分析及防控措施 325
隨著油氣藏開發(fā)難度的加大，超深氣井的油管
柱完整性問題在世界范圍內(nèi)愈發(fā)受到關(guān)注［1］。油管
螺紋接頭處失效占油管失效事故的80%［2］。根據(jù)美
國Loomis 公司的現(xiàn)場統(tǒng)計(jì)，在不同扣型的螺紋處泄
漏的井占18.4%~40.6%［3］。通過對國際各個(gè)油田油
管柱泄漏與斷裂事故的調(diào)研，發(fā)現(xiàn)失效位置多處于
油管柱中和點(diǎn)附近的油管接頭螺紋處，該處極易發(fā)
生應(yīng)力疲勞斷裂，是井下油管柱最易發(fā)生事故的部
位，由此可見，對油管接頭螺紋的研究可以為良好的
井筒完整性提供理論的參考。
國內(nèi)外學(xué)者對油管螺紋接頭進(jìn)行了相應(yīng)的研究。
1989 年，Schwind 等［4］參照API 圓螺紋抗泄漏能力
的評估方法后得出了大管徑油套管螺紋易發(fā)生泄漏
的規(guī)律，隨后，Schwind［5］又基于彈性力學(xué)參考接箍
外徑、螺紋中徑、管體壁厚、螺紋長度、錐度誤差、上
扣圈數(shù)、拉伸載荷和內(nèi)壓載荷因素影響，推導(dǎo)出API
圓螺紋連接應(yīng)力和抗泄漏理論方程；1997 年，王琍
等［6］基于彈性力學(xué)推導(dǎo)出油套管特殊螺紋扣在上
扣、抗內(nèi)壓以及軸向拉力載荷下沿著油管螺紋的應(yīng)
力分布計(jì)算公式；1998 年，張焱等［7］建立了螺紋連
接的彈簧模型；2010 年，Wittenberghe 等［8］研究了
API 管螺紋中修正接箍對螺紋連接性能的影響，建
議采用有限元方法對現(xiàn)有改進(jìn)接箍性能進(jìn)行系統(tǒng)評
價(jià)；2011 年，練章華等［9］使用有限元方法研究了特
殊鉤形螺紋密封完整性的機(jī)理；2014 年，竇益華等
［10］基于疲勞理論對周期變化應(yīng)力環(huán)境中的特殊螺紋
密封面性能進(jìn)行了研究；2018年，狄勤豐等對復(fù)雜
工況下鉆具接頭連接螺紋臺肩機(jī)理進(jìn)行分析。
以上的研究是在一定的假設(shè)的基礎(chǔ)上重點(diǎn)對螺
紋牙齒、密封面、過盈配合等受力進(jìn)行研究，但是，超
深氣井的氣密封檢測作為一項(xiàng)檢測油管密封性能的
新技術(shù)，國內(nèi)外針對于該技術(shù)檢測油管螺紋時(shí)的應(yīng)
力分析及現(xiàn)場憋壓的參考依據(jù)研究較少，因此前人
的研究無法完整或準(zhǔn)確地描述這一工況下的螺紋應(yīng)
力分析。針對以上不足，基于彈塑性力學(xué)和斷裂力
學(xué)，借助有限元方法，結(jié)合實(shí)際工況，建立了油管螺
紋有限元軸對稱模型，對氣密封檢測時(shí)螺紋內(nèi)部的
應(yīng)力進(jìn)行分析，為超深氣井的油管完整性提供參考
和借鑒。
1　螺紋接頭失效案例分析
2013 年，某油田的一口7 100 m 氣井發(fā)現(xiàn)A、B
環(huán)空帶壓的現(xiàn)象，隨之在該井的修井起油管作業(yè)中，
發(fā)現(xiàn)Ø88.9 mm×6.45 mm 油管的外螺紋與接頭連
接處發(fā)生了橫向斷裂，事故位置在井下4 116.32 m
處。同時(shí)，在另一項(xiàng)修井作業(yè)中發(fā)現(xiàn)相同尺寸的油
管于外螺紋接頭大端處發(fā)生了橫向斷裂，位置在井
深4 285.39 m 處。圖1 為所述現(xiàn)場油管發(fā)生橫向斷
裂的斷口情況。據(jù)統(tǒng)計(jì)，該油田至今在油管外螺紋
接頭大端發(fā)生多起橫向斷裂事故，且大多發(fā)生的位
置在井下4 146.32~4 712.41 m。
（a）4 116.32 m處油管斷口（b）4 285.39 m處油管斷口
圖1　現(xiàn)場油管斷裂圖
Fig. 1 Diagram of on-site tubing fracturing
檢測結(jié)論：（1）應(yīng)力腐蝕是引起該處油管斷裂主
要原因；（2）油管試樣在上卸扣過程中均發(fā)生輕微至
中度不同程度的黏扣，油管在氦氣氣密封檢測（檢
測壓力為油管抗內(nèi)壓強(qiáng)度的1/2）時(shí)沒有泄漏，內(nèi)壓
條件下拉伸至失效極限載荷的試驗(yàn)值，均超出油管
100%von Mises 應(yīng)力載荷值。
通過對所述案例分析得知：油管外螺紋接頭
大端處發(fā)生的斷裂事故均為應(yīng)力腐蝕，且螺紋的外
部大都是裂紋初始發(fā)生部位，斷裂油管的型號多為
Ø88.9 mm×6.45 mm，接頭的螺紋型號為JFE BEAR
螺紋。
2　理論分析
2.1　油管彈塑性力學(xué)準(zhǔn)則
當(dāng)進(jìn)行油管接頭氣密封檢測時(shí)，如果假設(shè)沒有
裂紋或裂紋深度小于壁厚的5%，可采用彈塑性力學(xué)
進(jìn)行分析。針對該工況可運(yùn)用彈塑性厚壁圓筒理論
來處理內(nèi)外螺紋間的連接問題，假設(shè)把一個(gè)圓筒壓
入另一個(gè)圓筒中，兩者的筒壁之間就出現(xiàn)了接觸壓
力，這時(shí)可以通過彈塑性厚壁圓筒公式計(jì)算得到內(nèi)
螺紋與外螺紋之間的接觸應(yīng)力。這種通過計(jì)算得到
的接觸壓力可以表示為內(nèi)外螺紋間的連接應(yīng)力以及
內(nèi)壓作用下的徑向應(yīng)力和周向應(yīng)力。
在內(nèi)壓的載荷下徑向與周向的應(yīng)力計(jì)算公式為
2 2
1 2
r 2 2 2
2 1
i 1 r p r
r r r
&#x1F;
&#x1E; &#x1D;
= &#x1A; ?  ?  
（1）
326 石油鉆采工藝　2018 年5 月（第40 卷）第3 期
2 2
1 2
t 2 2 2
2 1
i 1 r p r
r r r
&#x1F;
&#x1E; &#x1D;
= &#x1A; +  ?  
（2）
利用上述公式也可求出在圓筒過盈配合時(shí)的徑
向位移
? 2 2 + 2
2 2 2 2
1
u 1 r p r p r 1 r r( p p )
E B A E r r
μ ? μ ?
= +
? ?
1 i e 1 i e （3）
式中，σr 為徑向應(yīng)力，MPa；σt 為周向應(yīng)力，MPa；r1
為內(nèi)徑，mm；r2 為外徑，mm；r 為計(jì)算處半徑，mm；
pi 為內(nèi)壓力，MPa；E 為彈性模量，MPa；pe 為外壓
力（pe =0），MPa；μ 為材料泊松比；u 為某處徑向位
移，mm；A、B 為常數(shù)。
2.2　油管螺紋斷裂力學(xué)準(zhǔn)則
當(dāng)裂紋深度達(dá)到油管壁厚的5%~12.5% 時(shí)，可
進(jìn)行斷裂力學(xué)的分析。假設(shè)已有一個(gè)初始裂紋，那
么裂紋的擴(kuò)展速度影響了螺紋的疲勞壽命，它是應(yīng)
力強(qiáng)度因子ΔK 的函數(shù)，由裂紋體的形狀決定，其中
有一個(gè)極限值ΔKth，小于該值為非擴(kuò)展性裂紋，其
定性公式為
th th( 0) ( ) 1 R K R R K = Δ = ? Δ （4）
th th 0 ΔK = FΔσ πa （5）
當(dāng)裂紋為擴(kuò)展區(qū)時(shí)，其擴(kuò)展速率可用帕力斯公
式表示
d
d
a C Kn
N
= Δ （6）
積分后可得擴(kuò)展壽命Np 為
1
1 1
2 2 2
p c 0 1 π
2
n n n
N n CFn σ n a a
?
= ?? ? ? Δ ? ? ? ? ? ? ?? ? ? ? ?
?? ? ? ? ?
（7）
式中，a0 為初始裂紋長度，mm；R 為抗疲勞應(yīng)力比；
F 為油管幾何因子；Δσth 為臨界應(yīng)力，MPa；C、n
分別為材料常數(shù)；ac 為臨界應(yīng)力尺寸，mm。
3　氣密封檢測油管螺紋的有限元分析
3.1　力學(xué)模型與有限元模型的建立
圖2a 為現(xiàn)場氣密封檢測工具，在檢測時(shí)將該工
具放入油管接頭螺紋的內(nèi)部。該工具在進(jìn)行氣密封
檢測時(shí)，整個(gè)油管接頭的受力見圖2b 所示，首先氣
密封檢測工具的膠筒鼓脹與油管內(nèi)壁接觸，接著工
具會(huì)在油管內(nèi)部放出氦氣并保持一定的壓力，由于
氦氣分子較小更加容易泄漏，一旦泄漏會(huì)被接頭外
部的氦分子監(jiān)測儀感應(yīng)到并發(fā)出警報(bào)，以此檢測油
管接頭是否泄漏。圖2b 為根據(jù)某油田現(xiàn)場進(jìn)行氣
密封檢測作業(yè)時(shí)的實(shí)際工況建立的力學(xué)模型。模型
的邊界條件：油管內(nèi)部承受的內(nèi)壓為pi，下部油管
重力對井口油管施加的提拉力為FG，內(nèi)壓對膠筒施
加的活塞力為FP，膠筒膨脹時(shí)對油管內(nèi)壁的擠壓力
為FE。
FG
pi
FP
FE
FP
FE
油管
接箍
油管
氣密封
檢測工具
膠筒
（a）現(xiàn)場氣密封檢測工具（b）油管檢測力學(xué)模型
圖2　油管氣密封檢測工具及力學(xué)模型
Fig. 2 A tool for detecting the air tightness of tubing and its
mechanical model
JFE BEAR 螺紋的牙型見圖3，作為新一代的扣
型其結(jié)構(gòu)特點(diǎn)為：承載牙側(cè)角–5°，導(dǎo)向牙側(cè)角25°，
螺紋錐度1∶16，同時(shí)在末端設(shè)計(jì)了不完全扣的結(jié)
構(gòu)，減少了油管螺紋大端處結(jié)構(gòu)的剛性，從而增加彈
性，提高了服役時(shí)抗疲勞的壽命。建立有限元模型
時(shí)，將內(nèi)外螺紋接觸的附近進(jìn)行二次加密，其他地方
較稀疏。
?5°
25°
1∶16
15°
圖3　油管氣密封檢測有限元模型
Fig. 3 Finite element model for air tightness detection of tubing
練章華等：超深氣井油管氣密封檢測應(yīng)力分析及防控措施 327
在建立氣密封檢測有限元力學(xué)模型時(shí)，考慮到
油管外螺紋與接頭內(nèi)螺紋的接觸壓力的準(zhǔn)確性，尤
其是考慮到扭矩的情況下接觸壓力p，其數(shù)值可利用
法爾公式計(jì)算得出
n
t
s
12
2π cos
p T h R f R f
θ
=
+ + （8）
式中，p 為油管外螺紋小端與接頭臺肩處的接觸壓
力，kN；Tn 為上扣時(shí)的扭矩，kN；h 為螺紋的螺距，
mm；Rt 為螺紋的平均中間半徑，mm；f 為螺紋臺肩
接觸表面的摩擦因數(shù)；Rs 為臺肩的平均半徑，mm；
θ 為螺紋牙型半角。
3.2　不同懸重的油管螺紋有限元分析結(jié)果
分別對現(xiàn)場使用的不同壁厚的S13Cr110 鋼級、
TSH563 扣型Ø88.9 mm 油管進(jìn)行分析，油管參數(shù)見
表1。
表1　現(xiàn)場使用的3 種規(guī)格油管參數(shù)
Table 1 Parameters of three types of tubing used on site
序號外徑/mm 壁厚/mm 抗內(nèi)壓強(qiáng)度/MPa
1# 88.9 6.45 96.3
2# 88.9 7.34 109.6
3# 88.9 9.52 142.2
根據(jù)建立的有限元模型，以1# 油管檢測壓力為
抗內(nèi)壓強(qiáng)度的1/2 為例，從開始下入油管到下入井下
7 100 m 進(jìn)行有限元計(jì)算。由圖4a 可看出，在下部
提拉0~1 000 m 油管再進(jìn)行氣密封檢測時(shí)，油管上
最大的von Mises 應(yīng)力并沒有發(fā)生在油管外螺紋大
端處（從云圖中發(fā)現(xiàn)此時(shí)最大應(yīng)力發(fā)生在在油管小
端與臺肩接觸處，由于篇幅要求，局部圖沒有給出）；
由圖4b 可看出，懸掛的油管柱從2 000 m 增加到
2 400 m 時(shí)，最大von Mises 應(yīng)力集中在螺紋大端處
最后3 扣的扣根上；由圖4c 可看出，當(dāng)下部油管超
過2 400 m 時(shí)，在油管外螺紋大端部分的最后3 個(gè)扣
的扣根上已經(jīng)超過了13Cr110 油管的屈服強(qiáng)度（758
MPa），發(fā)生了塑性應(yīng)變，而且隨著懸重的增加塑性變
形的區(qū)域也越來越大。
取表1 中3 種不同壁厚的油管從井下懸重5 00
~6 000 m 進(jìn)行有限元計(jì)算，取油管外螺紋大端部
分最后3 扣扣根處的最大應(yīng)力。由圖5 可見，壁厚
6.45 mm 與7.34 mm 的油管在底部油管懸重超過2
400 m 左右就已經(jīng)有塑性變形，而壁厚9.52 mm 的
油管在3 100 m 處才會(huì)塑性變形，但總體而言壁厚
對油管完整性影響不大。由圖可見，隨著懸重油管
長度的增加，最后3 扣扣根的最大應(yīng)力也逐漸上漲，
直到超過屈服應(yīng)力。現(xiàn)場油管易失效的井深為4
146.32~4 712.41 m，底部懸重油管從2 387.59 m 開
始，與油管氣密封檢測開始出現(xiàn)塑變點(diǎn)基本靠近，分
析可知外螺紋處發(fā)生了永久性塑性變形，下井后由
于井下苛刻的服役條件，極易在該處形成初始裂紋
進(jìn)而出現(xiàn)在低應(yīng)力條件下的疲勞斷裂。圖6 為根據(jù)
不同懸重下3 種規(guī)格油管氣密封檢測時(shí)的最大應(yīng)力
結(jié)合現(xiàn)場油管服役三軸應(yīng)力安全系數(shù)繪制的曲線，
可以看出，當(dāng)下部懸掛的油管柱長度超過1 800 m
后，3 種型號油管螺紋的安全系數(shù)均小于了1.25。
Mises應(yīng)力/
MPa
提拉500 m油管
提拉1 000 m油管
Mises應(yīng)力/
MPa
Mises應(yīng)力/
MPa
Mises應(yīng)力/
MPa
提拉4 000 m油管 提拉6 000 m油管
提拉2 000 m油管 提拉2 400 m油管
（a）塑變前
（b）臨界塑變
（c）塑變后
29.2108
106.8660
184.5200
262.1750
339.8300
417.4850
495.1390
572.7940
650.4490
23.8224
103.7860
183.7510
263.7150
343.6790
423.6430
503.6070
583.5710
663.5350
33.7022
124.1590
214.6150
305.0720
395.5290
485.9850
576.4420
666.8980
757.3550
34.3437
120.6440
206.9440
293.2440
379.5440
465.8440
552.1440
638.4440
724.7440
Mises應(yīng)力/
MPa
Mises應(yīng)力/
MPa
17.6485
200.0000
300.0000
400.0000
500.0000
600.0000
700.0000
758.0000
887.0260
35.3203
200.0000
300.0000
400.0000
500.0000
600.0000
700.0000
758.0000
818.0050
圖4　壁厚6.45 mm 的Ø88.9 mm 油管大端處外螺紋
最后3 扣處應(yīng)力云圖
Fig. 4 Stress cloud chart of the last 3 connections of external
thread at the big end of Ø88.9 mm tubing
with wall thickness of 6.45 mm
328 石油鉆采工藝　2018 年5 月（第40 卷）第3 期
4　油管螺紋的防控措施
根據(jù)上述分析可知，該油的油管在井口檢測時(shí)
就已經(jīng)出現(xiàn)塑性應(yīng)變主要原因是：（1）檢測壓力選擇
不當(dāng)；（2）由于是深井，當(dāng)下油管作業(yè)進(jìn)行到中后期
時(shí)，井口的油管承受的提拉力過大；（3）油管鋼級不夠。
4.1　改進(jìn)氣密封檢測壓力
以表1 中3 種油管為例，選擇檢測壓力為該油
管抗內(nèi)壓強(qiáng)度的1/4 時(shí)，沿著油管外螺紋路徑上的
von Mises 應(yīng)力分布圖如圖7 所示，可以看出，減小
檢測壓力后，路徑上的應(yīng)力小于屈服應(yīng)力，但最大應(yīng)
力仍然在螺紋大端處，剩余強(qiáng)度20~30 MPa。由此
可見，通過減小檢測壓力的措施對油管螺紋的保護(hù)
效果比較明顯，尤其是下油管作業(yè)到中后期時(shí)，井口
油管承受著較大的軸向載荷，此時(shí)減小檢測壓力能
夠有效預(yù)防塑性變形。
4.2　改進(jìn)油管螺紋材料
由上文分析可知，在改進(jìn)油管的檢測壓力為抗
圖5　不同懸重下3 種Ø88.9 mm 油管外螺紋
最后3 扣處應(yīng)力曲線
Fig. 5 Stress on the last 3 connections of external thread of three
types of Ø88.9 mm tubing with different suspending weights
100
300
500
700
900
0 1 000 2 000 3 000 4 000 5 000 6 000 7 000
最后 3 扣扣根處最大應(yīng)力/MPa
下部油管長度/m
Ø88.9 mm×6.45 mm油管
Ø88.9 mm×7.34 mm油管
Ø88.9 mm×9.52 mm油管
屈服應(yīng)力758 MPa
油管斷裂
高發(fā)區(qū)
0
1 000
2 000
3 000
4 000
5 000
6 000
7 000
0 1 2 3 4 5
下部油管長度/m
von Mises應(yīng)力安全系數(shù)
Ø88.9 mm×6.45 mm油管
Ø88.9 mm×7.34 mm油管
Ø88.9 mm×9.52 mm油管
安全系數(shù)1.25
圖6　氣密封檢測時(shí)不同懸重油管的安全系數(shù)曲線
Fig. 6 Safety factor curve of tubing with different suspending
weights in the process of air tightness detection
內(nèi)壓強(qiáng)度的1/4 后，雖然最大應(yīng)力有一定的改善，
但以懸重3 500 m 油管為例，剩余強(qiáng)度只有20~30
MPa，按安全系數(shù)來算只有1.07，隨著懸重的增加，
條件越來越苛刻，油管也繼續(xù)有斷裂的可能。而如
果繼續(xù)降低檢測壓力可能整體降低了油管氣密封性
能。所以對于深井或超深井的油管柱材料，在此提
出使用15Cr125 鋼材，旨在提高油管的安全系數(shù)，不
僅僅保證深井油管的氣密封檢測工作的進(jìn)行，更為
超深氣井井下油管柱的服役提供系數(shù)更高的井筒完
整性保障。圖8 為鋼級15Cr125 的油管不同懸重下
進(jìn)行氣密封檢測（抗內(nèi)壓強(qiáng)度的1/4）時(shí)的應(yīng)力分布，
應(yīng)力最大處的剩余強(qiáng)度為177 MPa，von Mises 安全
系數(shù)為1.263。
0
300
600
900
0 10 20 30 40 50 60 70 80
Mises應(yīng)力/MPa
外螺紋齒根錐面路徑/mm
24.0 MPa，43 t，6.45 mm
27.4 MPa，49 t，7.34 mm
35.6 MPa，61 t，9.52 mm
屈服應(yīng)力861.0 MPa
內(nèi)壓軸力壁厚
圖8　15Cr125 油管外螺紋齒根上Von Mises 應(yīng)力圖
Fig. 8 Von Mises stress on the root of external thread
of 15Cr125 tubing
綜上，在改善深井超深井油管柱氣密封檢測及
后續(xù)服役作業(yè)的措施中，在中后期時(shí)減少檢測壓力
同時(shí)提高鋼級是有效措施。以現(xiàn)場另一口井深為
6 550 m 的井為例，現(xiàn)提出方案如表2 所示，從中可
知15Cr125 與常規(guī)的13Cr110 級別的鋼材相比，各
0
300
600
900
0 10 20 30 40 50 60 70 80
Mises應(yīng)力/MPa
外螺紋齒根錐面路徑/mm
24.0 MPa，43 t，6.45 mm
27.4 MPa，49 t，7.34 mm
35.6 MPa，61 t，9.52 mm
屈服應(yīng)力758.0 MPa
內(nèi)壓軸力壁厚
圖7　抗內(nèi)壓強(qiáng)度1/4 時(shí)外螺紋齒根上Von Mises 應(yīng)力曲線
Fig. 7 Von Mises stress on the root of external thread in the case
of 1/4 internal pressure strength
練章華等：超深氣井油管氣密封檢測應(yīng)力分析及防控措施 329
5　結(jié)論
（1）當(dāng)下部懸重的油管柱達(dá)到一定重量時(shí)，過大
的氣密封檢測壓力會(huì)造成井口油管螺紋大端最后3
扣扣根的塑性變形。這種初始損傷極易在油管服役
后成為初始裂紋的始發(fā)位置，在顛震的工況下，造成
油管螺紋處的斷裂。
（2）當(dāng)下部懸重的油管柱達(dá)到一定重量時(shí)，油管
接頭螺紋的最大應(yīng)力會(huì)從油管小端轉(zhuǎn)移至油管螺紋
大端最后3 扣扣根。在相同的工況下，增加油管壁
厚對改善塑變現(xiàn)象沒有明顯作用。
（3）依據(jù)不同的井深段減小檢測壓力，同時(shí)提高
鋼級，在此建議選用15Cr125 鋼材的油管，可以預(yù)防
油管螺紋處發(fā)生塑性變形，提高安全系數(shù)。
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（修改稿收到日期　2018-04-22）
〔編輯　朱　偉〕
表2　井深6 550 m 的油管防控措施設(shè)計(jì)方案
Table 2 Prevention &amp;amp; control measure design scheme for the tubing in the well of 6 550 m deep
項(xiàng)目鋼級
油管外徑/
mm
壁厚/
mm
線重/
（kg·m–1）
下深/
m
檢測壓力/
MPa
最小Mises
應(yīng)力系數(shù)
最小抗內(nèi)
壓系數(shù)
最小拉伸
系數(shù)
最小氣密封檢測
應(yīng)力系數(shù)
改進(jìn)前
13Cr110 101.6 10.54 23.96 2 100 74 1.479 1.46 2.319 1.0
13Cr110 88.9 9.52 18.9 6 550 70 1.986 1.919 4.328 0.85
改進(jìn)后
15Cr125 101.6 10.54 23.96 2 100 74 1.68 1.66 2.635 1.95
15Cr125 88.9 9.52 18.9 6 550 35 2.25 2.182 4.914 1.26
項(xiàng)安全系數(shù)均有增長，不僅保證了油管螺紋氣密封
檢測的安全，而且整體提高了油管柱在服役期間的
各項(xiàng)安全系數(shù)，有利于延長油管柱與油管接頭螺紋
的服役壽命。

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