井筒重构膨胀管密封件损伤失效机理

于会永; 肖梅; 张利伟; 王昊; 林铁军; 钟钱虎

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2500794

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (3) :999-1006 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2500794

论文：石油、天然气工业

井筒重构膨胀管密封件损伤失效机理

于会永 ¹ ,
肖梅 ² ,
张利伟 ¹ ,
王昊 ³^,^* ,
林铁军 ³ ,
钟钱虎 ¹

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Damage and Failure Mechanism of Wellbore Reconstruction Solid Expandable Tubular Sealing Rubber

YU Hui-yong ¹ ,
XIAO Mei ² ,
ZHANG Li-wei ¹ ,
WANG Hao ³^,^* ,
LIN Tie-jun ³ ,
ZHONG Qian-hu ¹

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摘要

非常规油气逐渐成为开发重点,但初次压裂后储集体未完全打碎,产量衰减快,需重复压裂提高采收率。膨胀管井筒重构二次压裂可操作性好,目前已成功应用于中外油田,但存在密封件失效、无法封隔老射孔眼问题,影响剩余产量挖潜。采用室内测试与比选的方式明确了适用于膨胀管密封件的材料本构模型,考虑原射孔毛刺为橡胶损伤失效主要诱因,建立了膨胀管-橡胶-毛刺冲击碰撞损伤失效有限元分析模型,基于应变、应力分别编写了橡胶失效判定准则,明确了橡胶失效演变过程,提出了损伤量归一化处理方法,进一步明晰了不同因素下橡胶损伤失效规律,最终形成了密封件损伤特征值与主控因素关系图版,基于其分别从地面作业与井下处理限定条件两方面对膨胀管井筒重构作业提出了建议,即控制水平段管柱下入速度≥4 min/柱,毛刺高度在3.0 mm内。

Abstract

Unconventional oil and gas has become a major focus of development. However, after initial fracturing, the reservoir is not fully fractured, leading to rapid production decline and necessitating repeated fracturing to improve recovery. Refracturing in a new wellbore which reconstructed by solid expandable tubular is highly operable and has been successfully applied in both domestic and international oil fields. However, issues such as seal failure and the inability to seal old perforations hinder the potential for remaining production. Physical property testing and comparisons was used to determine the appropriate material constitutive model for expansion tube seals. Considering the original perforation burr as the primary cause of rubber failure, a finite element model was developed to analyze the impact of expansion tube-rubber-burr collisions on damage. Rubber failure criteria based on strain and stress were developed, the evolution of rubber failure was analyzed, and a method for normalizing damage volume was proposed. The rubber failure behavior under various factors was further analyzed. Finally, a relationship chart was established between the characteristic value of seal damage and its main controlling factors. Based on these findings, recommendations for expansion tube wellbore reconstruction operations were provided, focusing on two aspects: controlling the horizontal section string entry speed to ≥4 min/column and maintaining burr height below 3.0 mm.

Graphical abstract

关键词

长水平段 / 井筒重构 / 膨胀管 / 射孔毛刺 / 橡胶损伤

Key words

long horizontal section / wellbore reconstruction / solid expandable tubular / perforation burr / rubber damage mechanism

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于会永, 肖梅, 张利伟, 王昊, 林铁军, 钟钱虎. 井筒重构膨胀管密封件损伤失效机理[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(3): 999-1006 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2500794

YU Hui-yong, XIAO Mei, ZHANG Li-wei, WANG Hao, LIN Tie-jun, ZHONG Qian-hu. Damage and Failure Mechanism of Wellbore Reconstruction Solid Expandable Tubular Sealing Rubber[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(3): 999-1006 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2500794

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随着常规油气资源的日益衰竭及全球能源消费的迅猛增加,以页岩、砾岩为代表的低孔、低渗致密油气藏逐渐成为勘探开发的重点^[1],在油气开采中的占比逐年升高,提高其采收率则是开发的重点攻关方向^[2]。针对此类油气藏岩性复杂、非均质性强,物性差等特点^[3-8],常采用水平井以增大储层控制面积,并通过体积压裂实现有效开发。但在初次压裂投产后,广泛存在压后产量、压力递减快,采收率低的现象^[9-12],距离设计产能有较大差距,有较大挖潜前景。对于此类一次压裂动用效果差的初压低产井,重复压裂是有效提高其产量的重要手段^[13-15],国外先期经验显示,重复压裂后井初始年度产量递减约为56%,低于新井的64%,最终可开采量均有不同程度的提高;且单井成本仅为新井钻完井成本的30%~40%^[14]。

2010年,Bybee^[16]提出对于低渗透储层,固体膨胀管系统可用于再入井以隔离旧射孔,从而对新区域或是区域内的新部分进行选择性、精准性水力压裂达到增产目的。2017年以后,井筒重构技术逐渐发展成为国外水平井重复压裂的主体技术^[17-18],主要采用膨胀管补贴等机械封隔方式实现低产低效井的井筒重构,该技术可完全封堵初次压裂射孔炮眼、精准控制重复压裂水力裂缝起裂位置,较好解决了暂堵转向重复压裂不能“定向”“随机性强”的问题。但该类技术对井筒处理要求高,实施难度大,国外主要是以Enventure公司为代表的油田服务公司能够成体系的实施,中国则以中石油北京工程院为代表,先后在长庆油田、新疆油田实现了技术突破^[19-20]。2023年,新疆油田在准噶尔盆地玛湖区块落实了中国首口长水平段膨胀管井筒重构二次压裂井现场试验,对该井水平段进行了完全的膨胀管补贴,封堵了全部老射孔孔眼,基于清晰的地质认识重新规划了射孔位置,重复压裂后产量提升明显^[21]。但在井筒重构作业的试通井过程中发现存在膨胀管橡胶密封件损伤现象,损伤位置集中在高边,损伤形式有局部剥落、划伤以及开裂,划伤呈一条直线形状,判断可能存在老射孔孔眼进砂少,毛刺冲蚀不充分,并由于通井操作在井底反复提拉造成损伤。如橡胶在下入阶段即出现明显的失效行为,膨胀过程将加重这一损伤导致橡胶失去封隔新老孔眼的作用,即使射开新孔眼后压裂液仍将继续注入老缝中,新缝难以扩展,二次增产效果受到严重影响。

目前对于膨胀管密封件失效原因及机理的研究缺失,表现出了“现场应用超过理论研究”的特点,没有针对可能的原因对橡胶损伤形式、规律展开系统性的研究,现场试验得到的定性认识难以推广展开。鉴于此,主要开展橡胶单轴拉伸测试实验以明确橡胶密封件材料力学本构,基于射孔毛刺梯形形貌假设,建立膨胀管水平段下入或拖动过程中橡胶密封件与射孔毛刺接触模型,模拟不同运行速度、毛刺宽度、毛刺吃入深度等工况密封件损伤演化过程及失效规律。

1 膨胀管橡胶密封件超弹性材料本构

橡胶材料基本变形模式可根据其不同应变状态分为多种,常见的包含单轴拉伸、压缩,等双轴拉伸、压缩,平面拉伸、压缩以及等三轴拉伸、压缩,一般来说单一的材料力学试验对于表征橡胶的材料力学性能是不足够的,但每种橡胶测试实验的设备需求差异大,往往不易同时进行,并且橡胶材料硫化于膨胀管管体,取下后形式单一且材料有限,为保证实验的可复现性,在有限橡胶材料的前提下开展了单轴拉伸测试实验,对数据进行拟合明确了橡胶材料本构,有效降低了测试成本。

1.1 拟合流程

依据标准ISO 37:2011制取橡胶单轴拉伸测试试样(狗骨头形),具体几何尺寸如图1(a)所示。为尽量消除马林斯效应的影响(同一应变下的应力最大值减小),首先对橡胶进行若干次循环加载卸载(定伸长),待实验后性能稳定时获取其应力应变曲线;依据实验标准,万能实验机[图1(b)]的加载速率为500 mm/min±50 mm/min。标准试样工程应变的计算式为

(1)

ε c = Δ l / l 0 = (l - l 0) / l 0

式(1)中:

ε c

为工程应变; l₀为试件初始长度; l为试件承载后长度;

Δ l

为试件伸长量。

采用常见的超弹性材料本构,基于最小二乘法对数据进行拟合以获取最贴近的超弹性本构参数。为评估拟合精度,引入评价系数R,包含3个评价指标,分别为平均相对误差E_rr、平均绝对误差E_rs以及中心误差{E_rp^[22]。3个评价指标分别定义为

(2)

E r r = ∑ i = 1 N ε' - ε ε 2 / N

(3)

E r s = ∑ i = 1 N ε' - ε ∑ i = 1 N ε

(4)

E r p = ∑ i = 1 N (ε' - ε) 2 ∑ i = 1 N (ε - ε -) 2

式中:

ε

为实测应力值;

ε'

为拟合应力值; N为每次测试时的采样数据总数;

ε -

为实测名义应力的平均值。

评价系数R定义为

(5)R=1-(E_rp+E_rs+E_rr)/3

评价系数越大代表拟合精度越高。

1.2 拟合结果

如图2所示为实验应力-应变曲线与常见的几种超弹性材料本构拟合结果对比,分别附带了对应的拟合精度评价系数值。由图2可知,当工程应变较小时,每种模型均有良好的拟合精度,但van der Waals、Yeoh以及减缩多项式模型在名义应变为1~1.8内明显低估了材料的名义应力,拟合精度最好的是完全多项式模型(N=2)以及Ogden(N=2)模型,虽然在只有单轴拉伸测试数据下不建议使用Ogden模型,但考虑到该模型在大应变条件下表现出的更好适应性^[23],最终选择其作为膨胀管橡胶密封件力学响应表征模型。该模型是基于连续介质的唯象理论模型,其应变能函数被表示为主伸长比

λ i

的函数W,表达式为

(6)

W = ∑ i = 1 2 ∑ j = 1 n 2 μ j α j 2 (λ i α j - 1) + K (J - 1) 2

式(6)中:

μ j

、

α j

均为材料常数;n为展开项数。为确保解的良好收敛性,应变能密度函数通常大于0。

2 橡胶-原射孔毛刺碰撞损伤分析模型

开展膨胀管井筒重构的实验井前期进行了完备的井筒清理,下膨胀管前井眼条件良好,但仍出现了橡胶刮伤。因此考虑清理水平段时,由于工具受自身重力影响“躺”于下井壁,未有效清理上井壁毛刺,而该部分毛刺由于一次压裂时进砂量小,冲蚀不充分,同样未受到影响,从而在下入过程对橡胶密封件造成损伤。将其作为长水平段井筒重构膨胀管橡胶密封件损伤的主要诱因,基于前述确定橡胶材料力学本构与第四强度理论编写了井下橡胶受冲击损伤失效判定准则,结合“梯形”毛刺形貌假设与现场管柱下放速度,明确了不同毛刺几何尺寸对橡胶损伤影响规律。

2.1 橡胶冲击损伤判断准则

膨胀管橡胶在碰撞毛刺受冲击过程中产生大应变,为保证冲击期间结构完整性,橡胶变形过程中产生的最大主应变应小于橡胶材料许用应变,反之则可得基于应变的橡胶失效判定准则,即

(7)

ε m a x = [ε] = ε U T n 1

式(7)中:

[ε]

为橡胶材料许用断裂应变;

ε U T

为橡胶材料拉伸断裂应变;n₁为安全系数,此处取1。

补充应力判别:橡胶受到冲击时,应力状态极为复杂(图3),而基于第四强度理论的von Mises应力可反映橡胶截面上主应力差值的大小。一般而言,等效应力越大的区域越容易失效,出现结构缺失,橡胶撕裂破坏;因此为保证橡胶不出现应力破坏,橡胶受冲击时产生的von Mises应力须小于材料的许用应力。反之可得基于应力的橡胶失效判定准则,即

(8)

σ v = [(σ x x - σ y y) 2 + (σ y y - σ z z) 2 + (σ z z - σ x x) 2 2 + 3 (σ x y 2 + σ y z 2 + σ z x 2)] 12 = [σ] = σ s n 2

式(8)中:

σ v

为橡胶受冲击时内部von Mises应力;

[σ]

为橡胶材料许用应力;

σ s

为橡胶材料拉伸强度;n₂为安全系数,此处取1。

2.2 橡胶冲击损伤分析模型

射孔时,射流侵彻区域应力迅速增大,超过材料屈服极限使得套管发生塑性变形,孔眼周围材料向孔边堆积外翻形成毛刺,毛刺形式不确定,以其典型形貌梯形[图4(a)]建立有限元模型。模型包含膨胀管,橡胶密封件以及射孔遗留毛刺[图4(b)],单圈密封件尺寸为98 mm×4.5 mm×60 mm(外径/壁厚/宽度),由于橡胶相对管体以及毛刺刚度较小,在分析时单独作为变形体,膨胀管及毛刺作刚体考虑。毛刺位于原套管内壁,而原套管通过水泥固结于地层中,因此对毛刺施加全约束;另外,主要模拟膨胀管柱在水平段运动且与井壁(原技术套管内壁)存在一定间隙,向管体施加轴向速度,具体如表1所示,其他方向自由度不约束, 使得管子可沿径向自由移动或转动;橡胶硫化于管体,模型中将橡胶圈内壁与膨胀管外壁作绑定设置;同时为精确表征橡胶与毛刺接触后的失效行为,确保获取的损伤形貌准确,对可能的接触区域进行了网格加密处理,具体如图4(b)所示。

基于以上模型描述以及现场作业数据,对不同运行速度、毛刺深度、毛刺吃入深度等条件下的密封件损伤演化过程以及规律进行了大量、系统性的模拟研究以得到一些规律性认识。具体工况列表如表1所示。

3 橡胶碰撞损伤行为分析

当膨胀管携带橡胶以一定初速度冲击毛刺时,橡胶表面与毛刺接触部位等效应力急速上升,失效形式为“被切除”,同时橡胶本体同样存在作用于毛刺上的力,与切除橡胶的力近似为一对相互作用力,这一对力将使得橡胶-毛刺产生相互分离的趋势,随着“切除”作用长度的增加,毛刺将离开橡胶表面。

3.1 不同运行速度下橡胶损伤规律分析

以毛刺宽度15 mm、吃入深度1.5 mm为基准分别对3种运行速度下的密封胶损伤规律进行了分析。密封件碰撞到毛刺之后产生的冲击能使得接触位置处橡胶等效应力升高,超过了橡胶应力损伤阈值,超过的部分从本体剥离,表现为冲击后橡胶的外形不完整;运行速度越快对应初始动能越大,对密封件的损害越严重;冲击过程中,毛刺也对橡胶的轴向运动起到一定的阻滞作用,由于惯性,橡胶产生沿着径向向下的力,表现为毛刺在膨胀过程中沿着径向向上离开密封件本体,破坏长度减小,如图5所示。2 min/柱速度下损伤贯穿了第一圈橡胶,3、4 min/柱第一圈橡胶损伤长度分别为50、38 mm,此时受到损伤的第一圈橡胶表面遗留下“楔形”缺损(轴向)。

值得注意的是,真正影响橡胶剩余密封性能的是轴向上的损伤长度与径向上的损伤深度,而毛刺是渐渐离开橡胶表面,在本体上留下“斜坡式”损伤缺损(径向),那么此时获取的损伤长度是无意义的,因为这一损伤长度上的损伤深度是不均等的,即这一损伤长度并不会都发生密封失效。鉴于此,对损伤结果作归一化处理,由现有计算结果可得初始损伤宽度、深度与毛刺宽度、深度几乎一致,则初始损伤面积可求得,且损伤体积量已知(图6),作简单的计算即可获取初始面积下(损伤深度)的损伤长度,即人为控制比较变量只剩下等效损伤长度,更有利于直观的明确不同工况下的损伤演变规律。

3.2 不同毛刺宽度下橡胶损伤规律分析

如图7(a)所示为运行速度2 min/柱,毛刺吃入深度3 mm时不同毛刺宽度刮伤橡胶圈计算结果,由于运行速度较快,即使最宽的毛刺也突破了第一圈橡胶,但结合前述讨论,毛刺宽度越小,对密封件造成损伤越大,5 mm宽度对应目视毛刺损伤长度已延伸值第二圈橡胶中部。

对不同毛刺宽度下的损伤演化规律进行归一化处理得到多种工况下的均一化损伤长度如图7(b)所示,同样证明毛刺宽度与橡胶损伤呈负相关规律,以毛刺吃入深度1.5 mm为例分析:毛刺宽度增加5 mm对应密封件损伤长度降低14%。当毛刺吃入深度增大时,该趋势加剧。但是,显然不能得出毛刺深度越深,对橡胶剩余密封性能影响越小的结论,只能说明毛刺越宽,切削相同长度的橡胶体积越大,能量消耗越大,也就更容易沿径向脱离密封圈,变相地保护了橡胶。

3.3 不同毛刺吃入深度下橡胶损伤规律分析

以运行速度3 min/柱、毛刺宽度10 mm为例[图8(a)],毛刺吃入深度越大,对密封件造成损伤越大,这是由于在“切除”力作用下,毛刺离开橡胶本体所需的距离(径向)更长导致的,值得注意的是,如果不进行归一化处理,按如图8(a)所示获取的毛刺吃入深度为4.5 mm以及3 mm时的损伤长度时一致的,但实际上两者存在区别,此处进一步证明了归一化处理的必要性。如图8(b)所示,毛刺宽度5 mm时毛刺吃入深度每增加1.5 mm对应密封件损伤长度增加17.5%、12%。当毛刺宽度增加时,该趋势缓解。

3.4 损伤特征值与主控因素关系图版

以毛刺宽度、吃入深度以及运行速度为表征参数获取了与损伤特征值(等效损伤长度)的关系图版,如图9所示。结合图6可知较窄的毛刺对密封件威胁更大,虽然其造成损伤体积不是最大,却对应最大等效损伤长度,留下流体泄露通道;但考虑井筒清理方式,无法对毛刺宽窄作针对性处理,只能尽量减少毛刺高度;基于这样的考虑,结合图版建议运行速度>3 min/柱,毛刺吃入深度(毛刺高度)<3 mm,满足这两个要求后的橡胶等效损伤长度均确低于单圈宽度60 mm(图9中绿色虚线框),由于井下橡胶圈都是成对配置,可保证还有一圈完整橡胶承担密封。

4 结论

(1)基于实际井下橡胶密封圈开展了单轴拉伸力学试验,明确了密封件材料力学本构,讨论了橡胶井下失效可能原因,基于原射孔毛刺梯形形貌假设建立了橡胶碰撞毛刺损伤分析模型。

(2)基于不同毛刺几何参数以及下入作业参数明晰了橡胶密封件失效演变过程及过程,提出了计算结果归一化处理方法,获取了损伤特征值(等效损伤长度)与主控因素(毛刺宽度、吃入深度、运行速度)关系图版。

(3)毛刺高度及运行速度对密封件损伤形态影响大,膨胀管下入过程中需控制水平段管柱下入速度≥4 min/柱,毛刺高度应控制在3.0 mm内。

参考文献

原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

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