套管受力分析
套管水泥环在高压注水条件下的受力分析
条件 下， 分 析 套 管 和 水 泥 环 所 受应 力 与 注 水 压 力 之 间 的 关 系。 在 理 论 分 析 的 基 础 之 上 ， 结 合 计 算 机 数 值
计算手段 ， 并通过 Ａ Ｎ Ｓ Ｙ Ｓ有 限元 软 件 模 拟 分析 ， 得 到 套 管 和 水 泥环 在 内 、 外压 作用下 的应力应 变云 图，
力 随着 注水压 力 的 增 大而 逐 渐 增 大 ， 当注 水压 力
厘 恩
为５ ０ ＭＰ ａ时 ， 水 泥环发 生破 坏 。
３ ． ３ 该模 型具 有 通用 性 ， 可 以根 据不 同 的地 层 、
注 水 压 力／ ＭＰ ａ
不 同的深 度 ， 改 变 参 数及 上 覆 岩 层 力 的 大小 来 模 拟套 管和水 泥 环 的受 力 ， 为 预 防 套 管 水 泥环 的破 损 提供 参考 。
１所 示 。 １ ． ４ 设 置 载 荷
取某 井 ２ ８ ４ ７ ． ９ ５ ｍ 深 处 的层 段 作 为 研 究 对 象， 该处 的岩 石 围压 取 ４ ５ ＭＰ ａ ， 三维 原始 地应力 按
杜永军 ， 男， １ ９ ６ ４年 ４月 生 ， 教 授 。 黑龙 江 省 大 庆 市 ， １ ６ ３ ３ １ ８ 。
水平井修井管柱与油层套管受力分析
得 以 再 次 恢 复 自 由直 度 ．抗 弯 曲时 作 用 在 油 层 套 管 表 面 上 的 正 压 力 水 平 井 钻 井 双 增 剖 面 的井 身 结 构 有 直 井 段 一 斜 段 一 斜 段 一 增 稳 增 ‘ △Ｎ’ 随之消失 修井管柱仅在重力作用 下 ． 与油层套 管底部稳定接 斜 段 一 平 井 段 组 成 水 触（ 如例 图一 ： Ｄ点所示 ）但是修井 管柱对油 层套管底部表 面的正压 ．
增剖 面 水平 井钻 井剖 面 ， 对修 井 过 程 中修 井 管 柱 与 油 层 套 管 的 受 力情 况进 行 简要 分析 。
【 关键词 】 双增剖 面地 震技 术； 变曲率单增剖 面； 圆弧单增剖 面
目前 。 胜利油 田水平井钻 井及完井 工艺技术 已经非常成熟 ． 国 是 内水 平井钻井完井 、 投产应用 规模最大 的油 田之一 ． 且为胜 利油 田新 区开发 、 老区挖潜 、 提高采收率 、 保持高产稳产做出 了重大贡献 。 但是 ， 水平井 修井 工艺技术 却严 重滞后 直井及一般斜井 中实施的分层分 在 采、 填砂 、 注灰及 防砂 等修井工 艺技术 ： 用的打捞 、 使 分层及 防砂 等修 井工 具 ．因水平井 的钻井轨迹 及水平段 内重力分散 等特殊性 质的影 响， 无法在水平井 内实施或使用 。尤其是 ： 由于水平 井的特殊钻 井轨 迹 ， 井 管 柱 在 进 行 起 下 、 捞解 卡 及 钻 、 、 等 施 工 时 ， 油 层 套 管 修 打 磨 铣 对 的磨 损 更 是 急 待解 决 技术 难 题 ． ．
曲 ． 在 重 力 及 油 层 套 管 的 斜 度 作 用 下 ． 贴 在 油 层 套 管 底 部 表 面 上 并 紧
套管设计基础
p: 内压力
p
pLeabharlann 井内气体压力分布精确算法示意图
p0为第 0 步的压力； pf为地 层压力； pi 为第 i 步的压力； pi+1 为第 i+1 步的压力； pn 为第 n 步的压力； i 为第 i 步的气体密度； Ti 为第 i 步 的温度； Zi为第 i 步的气体 压缩因子； hi 为第 i 步的气 柱高度； mg为气体分子量； R为普适气体常数。
pi i 1000R Z i Ti
mg
载荷分析
用简化公式和精确算法计算的井口压力比较
0
1000
地层压力 简化公式 精确算法 井涌气体密度=0.700s.g. 温度梯度：2.00℃/100m 井涌气体类型：凝析气
2000
垂深（m）
3000
4000
5000
6000 0 20000 40000 60000 80000 100000 120000
定义一种套管
5. 单根套管的长度
6. 公称重量
(包括接箍重量的平均值，kg/m)
(e.g. 47 lb/ft=70 kg/m)
s e
Casing Threads and Couplings
API round threads - short
API round thread - long
{ CSG }
套管柱载荷的特点
载荷
内压分布
轴向力分布
外压分布
井深
套管柱优化设计问题概述
组合套管柱总费用的组成
C ci
C ci
ci fi Si
i 1, , n
大港港西油田套管受力与修复可行性分析
１ 套管的极限变形与极限载荷
本 次研 究采 用 Ａ Ｓ Ｓ有 限元 分 析 软 件 ， ＮＹ 材料 的本构 关 系取 双线 性 强 化 和理 想 弹塑 性模 型 。港 西油 田油 水 井 所 用 的 套 管 绝 大 部 分 是 Ｊ５ 和 ５
Ｎ８ Ｊ ０
，
相 应 的 材 料 常 数 为 ： 性 模 量 为 ２ １× 弹 ．
１ ａ 泊 松 比为 ０ ３ ０ ＭＰ ， ． 。针 对 不 同规 格 、 同材 料 不 和不 同壁 厚 的 １９ ７ ｍ 套 管 和 １７ ８ ｍ 套 管 ， ３ ． ｍ ７． ｍ 采 取小 面积加 载 （ 侧加 载 面积 为 ４ ０ｍｍ ） 单 ０ 与大 面积加 载 （ 单侧 加 载面 积为 ４０ ０ ｍ 的方式 ， ０ ｍ ） 计 算极 限 载荷 和最 大位移 （ １ ２ 。 表 、 ）
有９ ２口， 占套 管 损 伤井 总数 的 ３． ％ ， 该 油 田 １２ 是 套管 损伤 的 主要 形 式 。 目前 的 套修 作 业 存 在 许 多
不确 定 因素 ， 尤其 是 动 用 了大修 作 业 队伍 ， 时 １ 耗
表 １ １９ ７ ｍ 套 管 计 算 数 据 ３．ｍ
套 管受地 应 力 分 布 面积 的不 同 ，导 致 变 形 的
铣技术 ， 普遍 存在着损伤套管 ， 但 牺牲套 管厚度 ， 修复成功 率低等缺憾 。为此 ， 对港西油田套管
首 次 变形 与 再 次 变形 受 力 情 况 分 析 ， 出 了套 管 缩 径 力 学 机 理 ， 析 预 测 了套 管修 复 的 可 行 提 分 性 ， 免 了无 效 作 业 带 来 的 经 济 损 失 ， 高 了套 管 修 复 成 功 的 几 率 ， 套 管 损 伤 井修 复 提 供 了 避 提 为
套管故障案例剖析
套管故障案例剖析
套管故障案例剖析：
案例一：
故障现象：油管本体严重破裂。
原因分析：
1. 井下工具或落物损坏油管本体。
2. 丝扣磨损或损坏，导致油管本体断裂。
3. 油管长期超期服役，老化、脆化。
4. 油管在运输、搬运、下井过程中，受到剧烈撞击、挤压。
案例二：
故障现象：油管脱扣。
原因分析：
1. 井口操作不规范，上卸扣时发生顶扣或撞击。
2. 油管扣型不匹配，丝扣过松或过紧。
3. 油管长期受拉力或压力作用，导致丝扣松动。
4. 油管接头密封圈老化、失效，导致油管脱落。
案例三：
故障现象：油管内壁堵塞。
原因分析：
1. 原油内含有杂质，如泥沙、石蜡等，导致油管内壁堵塞。
2. 油管长期未进行清洗、保养，内壁积垢严重。
3. 井下落物、工具等掉入油管，卡在油管内壁。
4. 井下压力波动大，导致原油中悬浮物在油管内壁沉积。
以上案例只是套管故障的冰山一角，实际应用中可能还存在其他故障情况。
针对不同的故障，应采取相应的预防和维修措施，确保套管系统的正常运行。
基于有限元模型的油井套管受力情况分析
２ 计 算结果 分析
在 均 匀 水 平 地 应 力 条 件 下 ， 果 地 层 为 横 观 各 向 同性 ， 如
一
３ Ｏ 一 ８
ｌ 有 限元计 算模型 来自套 管 起 到 加 强 保 护 的 作 用 。而 在 一 般 的 钻 井 设 计 中 ， 于 安 异 性 ， 管 内壁 处 的 应 力 均 呈 现 非 均 匀 分 布 规 律 。其 原 因 基 全的考虑 ， 常忽 略 水 泥 环 的 影 响 。本 文 也 作 此 处 理 ， 以便 更 清 可 能 有 两 点 ： （） 管 的 刚 度 远 远 大 于 地 层 ， 此 ， 管 承 受 了 绝 大 １套 因 套 楚 的认 识地 层力 学 性 质各 向异性 对 套 管应 力 的影 响规 律
径 为 １７ １ ５． ｍｍ， 管 弹 性 模 量 ２ ０ＧＰ ， 松 比 ０ ２ ， 层 ［ ３李 军 ， 套 １ ａ泊 ．６地 ２ 陈勉 ， 广 清 ， 辉 ． 张 张 易坍 塌 地 层 椭 圆形 井 眼 内套 管 应 力 的 弹性 模 量 Ｅ —３ Ｐ ， ｚ ２ Ｐ ， ｌ＝ ７ ５ＧＰ 。 １ ０Ｇ ａＥ 一 ０Ｇ ａ Ｇ ｚ ． ａ 有 限 元 分 析 ［ ． 油 大 学 学报 （ 刀 石 自然 科 学版 ） ２ ０． ，０ ５
中图分类号 ： Ｂ Ｔ 文献标 识码 ： Ａ 文 章 编 号 ：６ ２３ ９ （０ ０ １．３ ００ １ ７—１ ８ ２ １ ） ３０ ８— １
套 管损坏是油 田开 发 中后期 面 临 的重 大技 术难 题 ， 近 那 么 套 管 所 受 的应 力 也 是 均 匀 分 布 的 。而 当 地 层 为 各 向 异 年 来 呈 现 愈 演 愈 烈 之 势 ， 石 油 安 全 生 产 构 成 严 重 威 胁 。 性 性 质 时 ， 管 内壁 处 的应 力 则 由 均 匀 转 化 为 非 均 匀 分 布 ， 对 套
轨枕板钢螺纹尼龙套管与硫磺锚固螺栓受力分析
中国铁道科学研究院通信信号研究所 研究员，１０８ 北京 ００１ 收稿 日期 ： ０９１－８ ２０ —１ ０
的有效阻力 （ 当预紧力或拔力 ） 相 。在普通螺栓和 螺母 的螺旋 副 中 ，这就相 当于相反 于轴 向的作用 而 把螺母 旋 紧 。这 时 Ｐ紧 固力 Ｐ 应 为
ｏ ｎ ｔｌａｉ ｎ ｆｉ ｓａｌｔｏ ．
Ｋｅ ｒ ｙ ｗｏ ｄｓ： Ｃａ ｅａ ｄ ｒ ｒ ｒ ｔｒ ｅ ；Ｂｒ ａ ｏ ｃ ｅ ｅ ｔ ｏ ｄ ｃ ｎ ｒ ｔ ｉ ｅ；Ｎｙ ｏ ａ ｉ ｇ ｏ ｔｅ ｈ ｅ ｄ；Ｓ ｌ ｈ ｒｃ ｍｅ ｔａ ｃ ｏ ａ ｅ ｌｎ ｃ ｓｎ ｆｓｅ ｌｔ ｒ ａ ｕｐ ｕ ｅ ｎ ｎ ｈ ｒ ｇ ．
ｓａｌｄ．ｎｙｏ ａ ｉ ｇ ｏ ｔｅ ｈ ｅ ｄ ａ ｕ ｐ ｒ ｃ ｍｅ ｔａ ｃ ｒ ｇ ｏ ｔ ｎ ｔ ｅ ｂ ｏ ｄ ｃ ｎ ｒ ｔ ｉ ｏ ｈｅ ｔｌｅ ｌｎ ｃ ｓｎ ｆｓｅ ｌｔｒ ａ ｎｄ ｓ ｌ ｈｕ ｅ ｎ ｎ ｈｏ ａ ｅ ｂ ｌ ｏ ｈ ｒ ａ ｏ ｃ ｅｅ ｔ ｆ ｒｔ ｓ ｅ ｃ ｒｒ ｔｒ ｅ ｆｅ ｒ ｕ ｌｄ ｏ ｔａ ｄ ｔ ｅ ｂ ｏ ｄ ｃ ｎ ｒ ｔ ｉ ｓ ｄａ ｇ ｄ．ｉ ｃ ｒｉ ｇ ｕ ｎ ｃ ｓ ａ ｙ ｌ ｓ ｅ ． ａ ｅａ ｄ ｒｏｔｎ ａ ｅ ｐ ｌｅ ｕ ｎ ｈ ｒ ａ ｏ ｃ ｅ ｅ ｔｅ ｗａ ｍａ ｅ ｎ ｕ ｒｎ ｎ ｅ ｅ ｓ ｒ ｏ ｓ ｓ Ｔｈ ｓｐ ｐ ｒ ａ ａ ｙ ｅ ｈ ｕ ｌｎ ｏ ｃ ｎ ｔ ｅ ｎ ｌｎ ｃ ｓｎ ｆｓｅ ｌｔ ｒ ａ ｎ ｕｌ ｕ ｅ ｎ ｎ ｈｏ ａ ｅ ｉ ａ ｅ ｎ ｌｚ ｓｔ ｅ ｐ ｌｉ ｇ ｆｒ ｅ ｏ ｈ ｙｏ ａ ｉｇ ｏ ｔ ｅ ｈ ｅ ｄ ａ ｄ ｓ ｐｈ ｒ ｃ ｍｅ ｔａ ｃ ｒ ｇ ｂ ｌｓ ａ ｅ ｌｗｉｈ ｈ ｗ ｏ ａ ｏ ｄ ｔ ｃ ｉ ｅ ｔ ｅ ｔ ｈ ａ ｇ ｓｉ ｒ ａ ｏ ｃ ｅｅ ｔｅ ｄ ｒｎ ｈ ｏ ｒｅ ｏｔ ｎｄ ｄ ｌ ｔ ｏ ｔ ｖ ｉ ｈｅ ａ ｃｄ ｎ ｓｄｕ ｏ ｔ ｅ ｄ ｍａ ｅ ｎ ｂ ｏ ｄ ｃ ｎ ｒ ｔ ｉ ｕ ｉ ｇ ｔ ｅ ｃ ｕ ｓ
水平井中套管力学分析
１ 套 管的力 学分析
梁 。 把 每 个 大 单 元 又 划 分 为 单 元 １ 单 元 ２两 个 长 度 、 相 等 的小 单 元 。在 小 单 元 进 行 有 限 元 分 析 。每 个 小 单 元 的 受 力 包 括 自身 的 浮 重 、 正 器 与 井 壁 之 间 的 扶 接触 力 、 正器 或套 管与 井壁 之 间的摩擦力 。 果是 扶 如
井 固井 的 质 量 。 提 高 套 管 的 居 中度 ， 套 管 串 中加 为 在
入 一 定 数 量 的 套 管 刚 性 扶 正 器 是 一 种 行 之 有 效 的 方 法 。对 于 套 管 串受 力 的计 算 的 目 的在 于 判 断 套 管 能
否 顺 利 的 下 放 和 对 套 管 进 行 屈 服 的校 核 。 本 文 通 过
有 限 元 分 析 方 法 ， 虑 套 管 刚 度 、 斜 角 、 眼 曲 因 考 井 井 素 对 带 冈性 扶 正 器 套 管 柱 受 力 的 影 响 ， 算 出 水 平 Ⅱ 计
井 弯 曲井 段 内 两 个 套 管 扶 正 器 之 间 的 套 管 发 生 变 形
后 的 受 力 情 况 ， 确 保 水 平 井 大 斜 度 井 段 套 管 串 的 以
井 身剖面 得示 意 图。
图 ２ 单 元 受 力 示 意 图
小 单 元 的 刚 度 矩 阵 为 ＇ ： ｌ］ ３
１ ２ ６ ｌ
—
１２
—
６ ｌ ２ １
一
Ｌ ｋ
一
图 １ 扶 正 器示 意 图
ｅ
＿
Ｊ Ｆ —
ＥＩ
６ ｌ
一
４ ｌ
～
６ ｌ
全套管钻进中套管的受力分析与数值模拟
全套管钻进中套管的受力分析与数值模拟本文主要针对全套管钻进过程中经常出现的套管接头变形、断裂、锥销脱落等套管破坏的问题进行研究。
由于国内外的文献中几乎检索不到从理论上分析这方面问题的文献，严重制约了我国全套管钻进机及其工法的广泛使用与发展，因此研究套管的受力与变形变得很重要。
本文主要采用理论分析与数值模拟相结合的方法，深入地研究了全套管钻进过程中套管柱的受力情况，研究总结了套管所受各个外力的计算方法，通过ANSYS数值模拟的方法模拟了套管在钻进过程中的受力及变形。
首先对全套管钻进过程中套管的受力进行了分析，套管受力主要有：套管的自重、套管回转时的驱动扭矩、套管回转时的下压力、套管下部管端的阻力、套管周围土体对套管内外壁的法向约束力、套管周围土体对套管内外壁的摩擦力、套管靴处阻力矩。
然后借鉴国内研究较成熟的静压桩理论，将套管柱的入土深度划分为L1（0.3L）、L2(0.6L)、L3(0.1L)三段（L为套管柱的入土总深度）。
利用开口静压桩理论对套管在沉管阶段和拔管阶段所受的力进行修正，并采用北京海军丰台东大街5号院住宅工程项目的地层参数，对套管所受的力进行计算。
然后利用弹塑性理论分析了套管任意截面的应力状态，并用第四强度理论计算套管入土深度内L1、L2、L3段的等效应力。
从等效应力函数图像可以看出L1段的等效应力几乎不变；L2段的等效应力随深度的增加而减小，在深度为20米时达到最小，此处也即L1与L2段的分界点；L3段的等效应力随深度增加而增大。
验证了套管破坏位置：L1和L2段的交界处，即套管柱的1/3处。
利用ANSYS 有限元软件对套管进行模拟时，首先建立了套管模型，分析套管柱、套管接头的等效应力云图和总位移云图。
分析结果显示：套管柱整体受力均匀，没有应力集中现象，等效应力远小于管体的材料强度，因此套管不会在管体处破坏。
再单独分析套管接头处：接头处出现应力集中现象，应力急剧增大，因此验证了实际情况中，套管柱经常会在接头处破坏的结论。
水平井钻井中造斜井段套管受力分析
水平井钻井中造斜井段套管受力分析发布时间：2021-04-16T14:44:14.413Z 来源：《中国科技信息》2021年5月作者：崔春波[导读] 在造斜段井眼的弯曲迫使套管柱为适应井身轨迹而发生变形，这种和井眼轨迹一致的变形称为初始弯曲。
这样造斜井段中的套管柱，不仅要受到自重的作用，而且还受到轴向载荷的作用，同时还有初弯曲。
中国石化中原石油工程有限公司钻井三公司沙特项目sino29队崔春波摘要：在造斜段井眼的弯曲迫使套管柱为适应井身轨迹而发生变形，这种和井眼轨迹一致的变形称为初始弯曲。
这样造斜井段中的套管柱，不仅要受到自重的作用，而且还受到轴向载荷的作用，同时还有初弯曲。
取两扶正器之间的套管柱为对象进行研究，把两扶正器之间的套管柱看作为两端固定的弯曲梁，在其两端沿其切线方向作用着轴向力。
本文推导在造斜段的弯曲井眼中套管柱在各种载荷作用下再次变形挠度的计算公式，对提高施工质量有一定指导意义。
关键词: 定向井；造斜段；套管柱；变形挠度；计算公式在定向井和水平井中一般都存在造斜段，在造斜段井身处于弯曲状态，受井身的几何约束，位于其中的套管柱会呈现初弯曲，这样就使得弯曲井段中套管柱的受力及变形变得复杂。
而正确计算套管柱的挠曲变形又十分重要，它关系到套管弯曲应力的正确计算、扶正器安放位置的合理确定等。
本文建立了比较切合实际的力学模型，对有初弯曲的套管的挠曲变形分析计算，推导出在造斜段的弯曲井眼中套管柱在各种载荷作用下再次变形挠度的计算公式，其结果对工程实际有一定的指导意义。
1 力学分析图1为造斜井段中任意两相邻扶正器间套管柱的受力图。
为了研究方便作以下假设:①井身剖面位于铅垂面内;②套管为均质等截面。
建立坐标系ouv如图所示，其中u轴为两扶正器的连线并指向右下方，v轴与u轴垂直指向左下方。
设两扶正器间套管柱长度为l，单位长度重量为q，在套管柱中点处的井斜角为α。
4 结论(1)本文建立比较切合实际的力学模型，推导出了在造斜段的弯曲井眼中套管柱在各种载荷作用下再次变形挠度的计算公式，该公式同样也适应斜直井眼，水平井眼，垂直井眼中套管柱变形挠度的计算，具有很大通用性。
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6.1引言套管在井下一般都承受非均匀水平外挤压力，同时套管本身又有壁厚不均 度、椭圆度、制造残余应力等缺陷。
本文首先讨论壁厚不均椭圆套管抗均匀载 荷强度，然后研究等壁厚圆形套管抗非均匀载荷强度，最后给出若干计算实例 并从中得出结论，为研究套管的挤毁问题提供初步的理论依据。
6.2壁厚不均椭圆套管的抗均匀载荷强度壁厚不均度是指最大壁厚与最小壁厚之差除以平均壁厚，即2t maxtmint maxtmin不圆度是指套管长轴与短轴之差除以平均直径，即美国石油学会（API ）应用统计回归方法建立了一套计算套管抗挤强度的 经验公式。
它不考虑不圆度和壁厚不均度对套管抗挤强度的影响，而是在大量 套管挤毁试验数据的基础上，应用统计回归方法求出适用于不同径厚比公式的 系数A 、B 、C 和F 、G 。
当前美国以及许多产油国家是以 API 规范作为套管的 抗挤强度计算标准的。
1994年10月，公布了 API BULL. 5C3第六版。
前后对 照，计算公式只有个别变化。
API 的套管抗挤强度计算公式已经处于相对稳定 状态，但是，研究工作并未停止。
石油工业中使用的套管一般是是合金无缝钢管。
一般情况下，它同时存在 着不圆度和壁厚不均两种原始缺陷。
关于套管的尺寸精度对套管抗挤强度的降 低问题，国外有很多大公司在进行研究而且得出了可喜的成果。
证明了套管的 不圆度、壁厚不均度对抗挤强度的影响是相当可观的。
油田一般不检查套管不 圆度、壁厚不均度，因此具体在每口井上，每个损坏点的结构尺寸影响到底多 大是不可能搞清楚的。
但是，不圆度、壁厚不均度对套管抗挤强度的影响是不 容忽视的。
最早（1930年）考虑这一问题的是布尔卡柯夫（By 孔raKOB ） ，他 得出了变壁厚椭圆套管抗挤强度的计算公式。
这就是布尔卡柯夫公式：套管受力分析2 D maxD min DmaxD min(6— 1) 式中：1933年，铁木辛哥(Timoshenko )从另外的途径也得到了与前者类似的公式：(6—2)上式又叫rMHM 公式(苏联国家石油研究所)，在四十年代曾作为套管抗 挤强度的计算公式。
从五十年代开始，苏联颁布的『OCT 632-50、rOCT 632-57、rOC T 632-64分别采用了不同形式的萨尔奇索夫(『.M . CapkucoB )公式 作为抗挤强度的计算依据。
萨尔奇索夫公式不但考虑了套管不圆度的影响，而 且同时考虑了壁厚不均度的影响。
1960年5月，萨尔奇索夫在前苏联“石油业” 杂志上发表的最新形式的套管抗挤强度公式为：(6—3)式中：t 最小KtK 最小D ； K oD ；KK 0； t o 为K最小4处的壁厚。
耶内敏柯(EpeueHKo )等人根据依留申(A . A . u^romuH)小弹 塑性理论，对材料有硬化效应的椭圆套管的弹塑性失稳问题，进行了大量的试验 研究和理论探讨工作，并获得了一些较好的成果。
耶内敏柯求得椭圆套管的抗挤 强度计算公式为：P c 1.1KEK 21EK 213e 2K4EK 2F C 1.24K2EK 13e 2K24EKP C 1.1K 最小yEK 。
23e 2 3K 最小yEK o 23e 12 3K 最小4EK o 23e 2Ky3e 2K2yEK 124EK y 10.95近几年来，日本管材生产厂家对套管的抗挤强度也有浓厚的兴趣。
日本住 友(Sumiton )金属、新日铁、日本钢管、法国瓦鲁瑞克(Vallarec )等公司研 究了套管抗挤毁问题，进行了大量的有不圆度缺陷和壁厚不均度缺陷的套管抗 挤强度试验研究工作，日本住友金属的试验结果见表6 - 1、表6 - 2。
表61钢管不圆度对临界挤毁压力的影响表6 2钢管壁厚不均度对临界挤毁压力的影响P c(6—4) 式中1.1K A . A 2 ByEK 21322空1 22K当 K 0.055时, 0.03 当 K 0.055时,0.230.1 y苛0.1 y0.01 y 0.01 y 130由此看来，当壁厚不均度不超过10%时，对套管抗挤强度的影响并不大。
非常重要的是要求严格遵循非常小的重量误差（API要求为3.5%）,对于厚套管，由于制造中相对变化量不那么大，壁厚的影响也就不那么重要了。
实际上，应用套管的平均壁厚来进行计算是足够精确的。
壁厚不均度对套管抗挤强度的影响可以通过下式进行计算：（6—5）式中：P eru :实际套管的抗挤强度；P cro :理想圆管的抗挤强度。
日本新日铁研究的结果是不圆度的影响依D/t的比值不同，管壁越薄影响越大，（住友金属的研究结果也证实了这一点），而壁厚不均度的影响并不为D/t所左右。
6.3等壁厚圆形套管抗非均匀载荷强度关于套管的非正常损坏问题，已受到国内外普遍重视。
事实上，大多数油井套管的损坏是由非均匀载荷引起的，其中，盐岩、泥岩塑性流动引起的非均匀载荷是造成套管损坏的重要原因之一。
API套管规范确定了均匀流体静压载荷的影响，而非均匀载荷对套管的影响几乎没有进行研究或作出规定。
本文以弹性力学为基础，对套管在非均匀载荷作用下的挤毁问题进行分析研究。
固井后，套管、水泥环、地层岩石互为一体，根据弹性力学理论，这类问题属于平面应变问题。
本文的力学模型是将套管从水泥环中取出，作为单独的研究对象。
均匀载荷、非均匀载荷和均匀与非均匀复合载荷的力学模型如图6- 1所示。
图6-1套管的力学模型根据弹性力学理论，套管在非均匀载荷下的应力分量r 、 和r （分别代表径向应力、环向应力和剪切应力）是艾瑞 定偏微分(6—6)(6—7)（6—8）设应力函数为Al nr Br 2 Cr 21 nr Ar 2 B^4 C l D 1 cos2r①均匀载荷②非均匀裁楷 ③复合 MAiry ）应力函数的通解的特（6—9）根据弹性力学理论，套管是一个多连体，需满足位移单值条件。
可以证明, 应力函数中Cr2lnr项必须为零，即C 0。
于是：6C1 2A1 41r 4D1rcos2(6—10)2A 12B1r26C1~4~rcos2(6—11)2A6B1r26C1~4~r4D1~2~rsin2(6—12)边界条件为r r r1(6—13)(6—14)q1 q2 cos2(6—15)q2 sin2(6—16)由边界条件确定应力函数系数A、A1、B1、C1、D1 , 表达如下:2 P q11 K r2C1 q2 1 3K r44K r62 2 2 2 4 24K r 1 K r 1 K r2K r2 “q2 K r 12 2222 1 2 4K r 1 K r 1 K rq24「1 1 K r4A1B124K r21 K r22 1 K r42K r r v >2有两种方法可以确定套管的临界载荷 （引起破坏的载荷）：①假设由于弹性 不稳定性引起套管损坏；②假设由于材料的塑性变形引起套管损坏。
实际上， 当外径与壁厚的比值大于32时发生弹性不稳定而引起破坏。
对于塑性变形，当 认为应力分布达到了屈服极限，此时应用 Von Mises 屈服准则。
对于油井套管， 径厚比D/t 在10到25之间，因此，Von Mises 屈服变形更具有代表性，在这种 分析中就要加以考虑。
因此，下列方程将被用于油井套管的塑性变形：2r3 y（6—17）套管首先在rr 1, 0或/2处屈服，由式（6-6）、（6-7）得(6—18)■42B 2A 1 12B 1r 「卑r 1r 1(6—19)将式（6 - 18）、（6 - 19）代入（6 - 17），得套管的抗挤强度计算式为:(6—20) 式中p q 1 K r(6—21)D i2q 2「iK r24K r 1K rK r'A~~2r 1 2B2A 16C 1 4D 1~2~r 1 r 1P c1.154Kpr 12''26C 1 1 K p 2A . 6B 1A T r 12D 12 r 1当 D t YP D tD t PT 时,P API Y pB 6.894757 10 3C(6—25)K r(6—26)（6—27）经过大量的计算表明，公式（6-20）的计算值偏大，这主要是由于没有考 虑套管中实际存在的各种缺陷对抗挤强度的影响。
考虑到各种缺陷对套管抗挤 强度的影响，我们对式（6-20）进行了修正，使得套管抗均匀载荷强度的计算 值与API 标准的规定值一致。
修正后的套管抗挤强度计算式为(6—28)式中： P API 为由API 标准计算的套管抗挤强度值，其计算公式如下:当 D. t D t YP 时，P API2Y p D t 21D't(6—29)1 13K r ‘ 4 6K r 62 4K r 2 1 K r 22 1K r 4222K rK r12 22 2424r 2 K r 1 K r 1 K r14 ,4r 1 1Kr2 4K r 2 1 K r 221K r' 22「1K r 6122 24 24K r 1Kr 1 K rA(6—22)B i(6—23)C i(6—24)D iK pP 2/RP C1 K p2pAPI1 © 1.154 y2A6C 1~4~A2D ；「1(6—37)(6—38)A 2 28 B C Z A 2YP(6—39)pt(6—30)当D.tPT DtD/t TE时,YPDt G(6—31)D/t TE 时,PAPI323.71 1032D t D t 1(6—32)Y p36.894757 10 3(6—33)A 2.87620.10679 10 5Z 0.2130 10 10Z 20.53132 10 16Z 3(6—34)B 0.0262330.50609 10 6Z(6—35)72133C 465.93 0.030867Z 0.10483 10 Z 0.36989 10 Z(6—36)346.95 1063B A2 B AZ3B A2 B A23B A 2 B A(6—40)(6—41) 6.4计算实例例6- 1:已知某些套管的屈服极限和尺寸如表 6-3所示，管材的弹性模 量E 2 1011Pa ，泊松比0.3，套管不圆度e 1%，壁厚不均度 1%。
试分别按公式(6-1)、(6-2)、(6-3)、(6-4)计算这些套管的抗挤强度。
计算结果如表6 -3所示，并将公式的计算值与日本近年来所做的套管挤毁试验 数据进行了对比。
表63例61套管数据及计算结果例6 - 2:已知某些套管钢级和尺寸如表 6 - 4所示，管材的弹性模量E 2 1011Pa ，泊松比 0.3，套管不圆度e 1%，壁厚不均度1%，试分别按公式(6- 1)、( 6-2)、(6-3)、(6-4)计算这些套管的抗挤强度。
计 算结果如表6-4所示，并将公式的计算值与 API 5C2的数据进行了对比。