cerere țeavă în Casing sonde de gaz cu temperatură înaltă

Proprietățile din oțel galvanizat Pipe Sudurile
Ianuarie 4, 2019
Rezistența la coroziune a API 5L conducte din oțel cu acoperire de protecție
Ianuarie 7, 2019

cerere țeavă în Casing sonde de gaz cu temperatură înaltă

In ultimii ani, cu scăderea numărului de puțuri de petrol și gaze ușor de exploatat, a devenit necesar pentru sondele de petrol și gaze pentru a merge mai adânc atât în ​​subteran și subacvatic. Și, tuburi și carcasa siruri sunt supuse la temperaturi mai ridicate și presiune mai mare în aceste sonde, ceea ce ar provoca, probabil, eșecul carcasei sau scurgere de gaz în / de înaltă temperatură înaltă presiune (HPHT) puțuri. Prin urmare, mai multă atenție a fost acordată o gaură de sondă de integritate în industria de petrol și gaze în years.1,2 recente Factorul cheie al integrității este în gaura de sondă carcasa conexiuni șir, care sunt de așteptat să furnizeze atât integritatea structurală și de scurgere în condiții grele. Pe măsură ce condițiile de încărcare sunt asociate cu mai adâncă, sonde de gaze de temperatură și presiune ridicate, mulți operatori trecut de la folosirea standard, American Petroleum Institute (API-ul) conexiuni la conexiunile premium.Figura 1 prezintă învelitoarea conexiunilor premium și mecanismul său de etanșare a gazului. Suprafața de etanșare este, de asemenea, numit de metal pe metal etanșări, care asigură o presiune de contact prin intermediul ajustajului. Ce este mai mult, presiunea de contact pe suprafața de etanșare este mai mare decât presiunea gazului bine, iar conexiunile carcasa ar putea împiedica efficiently.3,4 de scurgere a gazelor

Figura 1. Mecanismul de închidere a gazelor de conectare premium.

In ultimii ani, conexiunea de etanșare a gazului a eșuat în unele bine gaz de temperatură foarte ridicată, deși presiunea de contact proiectarea pe suprafața de etanșare a fost mai mare decât presiunea gazului. În China de Sud Mare, temperatura în unele sonde de gaze de explorare poate ajunge până la 240 ° C.5 de bine concepute conexiuni premium ar putea suporta gaz de înaltă presiune în puțul de foraj în stadiu incipient. Cu toate acestea, problema scurgerilor de gaz poate fi detectată după 2 ani de producție a gazelor în unele sonde, care este mult mai mică decât durata de viață preconizată a sondelor de gaze. La temperaturi foarte ridicate, suprafața de etanșare a carcasei conexiunilor va experimenta tulpina târî, ceea ce va duce la reducerea presiunii de contact a suprafeței de etanșare a. Când presiunea de contact este mai mică decât presiunea de bine a gazului, gazul se va scurge din racordul carcasei, ceea ce va reduce durata de viață a gazului bine. În plus, ar aduce o presiune a gazului de carcasă susținută, colaps carcasă, sau abandon bine, provocând o pierdere economică uriașă. Prin urmare, este important de a studia viscoelasticitatea materialului conexiunea carcasei și a afla relaxarea presiunii de contact de pe suprafața de etanșare, care ar putea fi de ajutor pentru explorarea și dezvoltarea sonde de gaz cu temperatură înaltă.

Studii de cercetare cu privire la conexiunile carcasei au fost concentrate în principal pe proiectarea și evaluarea siguranței firului structurii de conectare în ultimii ani. metoda analitică,6,7 element finit (FE) metoda,8,9 și method10,11 experimentale au fost adoptate în mod obișnuit în lucrările de cercetare. Unii cercetători au investigat mecanismul de etanșare a conexiunilor premium,12,13 iar unii cercetători a dezvoltat conexiune premium de înaltă performanță în temperatură înaltă / de înaltă presiune (HTHP) well.14,15However de gaz, aceste lucrări de cercetare sunt efectuate toate în starea de echilibru, nu, având în vedere timpul de schimbare. Și, mecanismul de etanșare a conexiunilor premium în sondă de gaz cu temperatură ridicată nu a fost investigat în totalitate, în special comportamentul viscoelastic al materialului carcasei.

În acest articol, un experiment fluaj de material de acoperire a fost realizat sub același stres tensiune dar temperaturi diferite. Și apoi, comportamentul viscoelastic al materialului carcasei este studiată. În plus, WLF (William-Landel-Ferry) Ecuația pentru materialul carcasei este derivat. In cele din urma, un model FE este folosit pentru a studia relaxarea presiunii de contact de suprafața de etanșare a conexiunii carcasei, care poate prezice durata sa de viață în sondă de gaze cu temperatură ridicată.

Teste materiale experimentale

aparate și Procedura experimentală

În conformitate cu ISO 204:2009, Încercare la fluaj uniaxială materiale metalice în metoda tensiunii de încercare, Experimentele de fluaj sunt realizate sub diferite temperaturi ridicate pentru a estima relaxarea proprietate mecanică de material bazat pe teoria viscoelasticity.16 Așa cum se arată în Figura 2, aparatul fluaj experiment este compus din cuptor, senzor de temperatura, deplasare senor, tension tester, și specimen. Principiul experimentului este prezentată în Figura 2(b). Partea de jos a specimenului este fix, iar partea de sus este încărcat. Temperatura experimentală este controlată de senzor cuptor și temperatură. Între timp, tulpina fluaj este înregistrată de senzorul de deplasare. Materialul carcasei specimen este P110T și compoziția sa chimică este prezentată în tabelul 1. Pe măsură ce experimentul fluaj de metal este consumatoare de timp, un set de teste de sarcină tensiune constantă se realizează la 120 ° C, 200° C, și 300 ° C, respectiv.

Figura 2. (o) Aparate de experiment Creep și (b) principiul experimental.

rezultatul experimental

Tabel 2 prezintă fluaj condițiile experimentale, care includ o sarcină tensiune constantă de 680 MPa, trei temperaturi diferite, și consumatoare de timp experimentale. În plus, solicitarea la tracțiune încărcată este sub limita de elasticitate a materialului P110T. În testul #1, specimen a fost rupt după 570 h experiment sub 300 ° C, așa cum se arată în Figura 3. Aceasta arată că fractura de probă aparține fenomenelor de gâtuire. Cu toate acestea, la o temperatură mai scăzută și după 630 h de testare fluaj, specimenul nu a fractura. Aceasta dovedește că comportarea la fluaj materialului la 300 ° C este mai evidentă decât la temperaturi mai mici. Rezultatele fluaj experimentului sunt prezentate în Figura 4. Curba tulpina timp la 300 ° C este format din toate trei etape de fluaj: primar, secundar, și terțiar. Și, rata deformarii este definită ca raportul dintre tulpina a timpului. În faza primară, rata tulpina este relativ ridicată, dar incetineste cu timpul. Apoi, rata sușa atinge în cele din urmă o valoare minimă și devine o constantă în stadiul secundar, ca curba tulpina de timp este o linie dreaptă, în acest stadiu. In cele din urma, în faza terțiară, rata tulpina crește exponențial cu timpul până fracturile specimenelor, care este cauzată în principal de gâtuire fenomene din specimenul. Cu toate acestea, pentru specimenul la 120 ° C și 200 ° C experiment fluaj, au existat doar două etape, în 630 ore de testare: stadiu primar și secundar etapă.

Figura 4. Rezultatele experimentului fluaj sub diferite temperaturi.

Modelul constitutiv viscoelastice

În acest articol, materialul carcasei este selectat ca vâscoelastic liniar. Relațiile constitutive pot fi exprimate prin principiul linear viscoelasticity superpoziției și utilizarea relaxării și function.17,18 fluaj modulului Pornind de la modelul Maxwell generalizat si adaugand inca un termen de primăvară conduce la un model cunoscut sub numele de model Wiechert, conform Figura 5. Folosind modelul Wiechert, fluajul și relaxarea materialului viscoelastic poate fi descris bine, iar acest model ar putea fi reprezentat de funcția de relaxare modulul E(t) după cum urmează

E(t)=E+Σeu=1nEeuexp(-tTeu)E(t)= E∞ + Σi = 1nEiexp(-tτi)
(1)

Unde Teuτi este timpul de relaxare, Eeunu este modulul de relaxare, EE∞ este modulul de echilibru, și n este numărul total de termeni din seria Prony. Ecuaţie (1) reprezintă suma unei serii de termeni exponențiale și ar putea fi interpretat ca un element de model mecanic, De asemenea, cunoscut sub numele de serie Prony.

Figura 5. Mod de material Wiechert.

Rețineți că, din ecuația (1), dacă t = 0

E(0)=E0=E+ΣEeuE(0)= E0 = + E∞ ΣEi
(2)

unde E0 este instantanee modul de relaxare. Și, ecuaţie (1) poate fi rescrisă după cum urmează

E(t)=E+Σeu=1nmeuE0exp(-tTeu)E(t)= E∞ + Σi = 1nmiE0exp(-tτi)
(3)

Unde meu=Eeu/E0Ei mi = / E0 este definit ca parametru de serie Prony.

caracterizarea materialelor P110T

În ceea ce privește experimentul fluaj, sarcina tensiune de aplicare este o constantă, și modulul de relaxare poate fi reprezentat de o altă formă

E(t)=p[e]E(t)= p[e]
(4)

Unde pp este sarcina de tensionare aplicare; [e][e] este o matrice tulpina pentru experimentul fluaj, [e1,e2,e3,...][e1, e2, e3, ...], corespunzător matricea timpului experimentului [t][t] sau [t1,t2,t3,...][t1, t2, t3, ...]. Deci, relaxarea modulul E(t) în forma de matrice este

E(t)=E0+Σeu=1nmeuE0[1-exp([t]Teu)]E(t)= E0 + Σi = 1nmiE0[1-exp([t]τi)]
(5)

combinând ecuația (4) cu ecuația (5), relația dintre timpul și tulpina este stabilită, așa cum se arată în ecuația (6)

Σeu=1nmeuE0[1-exp(-[t]Teu)]=E0-p[e]Σi = 1nmiE0[1-exp(-[t]τi)]= E0-p[e]
(6)

Prin ecuația de rezolvare (6) prin metoda ecuației matricei liniare și înlocuind matricea timpului [t][t] și matricea tulpinii [e][e] folosind datele experimentale de curgere lenta, parametrul de serie Prony mi pot fi obținute.

În ceea ce privește complexitatea de calcul a funcției seria Prony, software-ul MATLAB este aplicat pentru a găsi parametrul serie Prony. Pentru 200 ° C Temperatura mediului, parametrul seria Prony materialului P110T carcasei este prezentată în tabelul 3, și ecuația sale de relaxare modul poate fi obținut după cum urmează

E(t)=79,827+61,991[1-e-t10]+7367[1-e-t100]+49,615[1-e-t1000]E(t)= 79827 + 61991[1-e-t10]+7367[1−e−t100]+49,615[1-e-T1000]

Conform teoriei conform legii lui Hooke, tulpina fluajul este raportul dintre stresul tensiune constanta la relaxarea modulului E(t). În plus, curba relație a tulpinii fluaj față de timp este reprezentată grafic în Figura 6. Comparativ cu curba tulpina timp în experimentul rezultat la 200 ° C, așa cum se arată în Figura 6, curba model de serie Prony se potrivește bine cu datele experimentale de curgere lenta, care validează modelul constitutiv al materialului P110T. Prin urmare, ecuația seria Prony din P110T materialului carcasei la 120 ° C și 300 ° C pot fi derivate în același mod, așa cum este prezentat în ecuațiile (8) și (9), respectiv

E(t)=125,986+875[1-e-t]+43,314[1-e-t12]+2956[1-e-t100]+38,942[1-e-t1000]E(t)= 125986 + 875[1-e-t]+43,314[1-e-t12]+2956[1−e−t100]+38,942[1-e-T1000]
(8)
E(t)=53,560+66,362[1-e-t5]+6985[1-e-t10]+4802[1-e-t200]+30,015[1-e-t800]E(t)= 53560 + 66362[1-e-t5]+6985[1-e-t10]+4802[1-e-T200]+30,015[1-e-t800]
(9)

Figura 6. Fluaj datele experimentale și la întindere din seria Prony versus la 200 ° C.

Comportamentul termo-reologic al materialului carcasei

Modulul de relaxare este Temperatura dependent.19,20 La temperaturi mai mici, Rata de relaxare a materialului este foarte lent, care poate fi modelat ca un comportament elastic. La temperaturi mai ridicate, Rata de relaxare a materialului devine mult mai rapid, care este comportamentul pur vâscos. Modulul de relaxare, obținut prin metoda seriilor Prony, este reprezentată grafic pe o scală de timp log sub trei temperaturi diferite, așa cum se arată în Figura 7. Se poate constata că toate parcelele au aproape aceeași formă, dar sunt deplasate numai pe orizontală. Aceasta este o proprietate a materialului carcasei și se numește comportament termo-reologic. Media distanței orizontale dintre două curbe, în vârf, Orientul Mijlociu, și de jos, este definit ca factor de schimbare, oTαT, și relația dintre curbele pot fi descrise prin următoarea ecuație

E(Buturuga(t),T)=E(Buturuga(t)-ButurugaoT,T1)E(Buturuga(t),T)= E(Buturuga(t)-logαT,T1)
(10)

în cazul în care E(t, T) este modulul de relaxare la temperatura T și timpul t.

Figura 7. Comportamentul termo-reologic materialului carcasei P110T.

Ecuaţie (10) poate fi rescrisă după cum urmează

E(t,T)=E(toT,T1)E(t,T)= E(tαT,T1)
(11)

Factorul de deplasare oTαT poate fi obținută prin ecuația WLF

ButurugaoT=-C1(T-T0)C2+(T-T0)logαT = -C1(T-T0)C2 +(T-T0)
(12)

unde T este temperatura la care se calculează modulul de relaxare, T0T0 este temperatura de referință. C1 și C2 sunt constante ale ecuației WLF.

Pe baza datelor experimentale fluaj și metoda seriilor Prony în Figura 6, și setare 200 ° C ca temperatura de referință, factorii de schimbare, de la 200 ° C până la 120 ° C și 200 ° C până la 300 ° C, pot fi scalate în complot. Prin substituirea factorilor de schimbare în ecuația WLF, constantele C1 și C2 pot fi rezolvate: C1 = 45.03 și C2 = 4640. Prin urmare, ecuația WLF pentru P110T materialul carcasei este

ButurugaoT=-45.03(T-200)4640+(T-200)logαT = -45.03(T-200)4640+(T-200)
(13)

simulare FE și aplicarea acesteia

modelul FE

Simularea numerică a specimenului testul de tensiune fluaj a fost efectuat cu ajutorul comercial FE ABAQUS software. Bazându-se pe materialul carcasei P110T fluaj experiment încărcare, modelul mecanic FE a fost stabilit, așa cum se arată în Figura 8. Proprietățile elastice, inclusiv modul de elasticitate și coeficientul lui Poisson, 1.99× 105 MPa și 0.3, respectiv, sunt definite în ABAQUS. in afara de asta, proprietățile vâscoase, inclusiv timpul de relaxare și seria Prony, așa cum se arată în tabelul 3, sunt, de asemenea, definite în ABAQUS. Ce este mai mult, simplu termo-reologice (TRS) parametrii, C1 și C2, obținut prin ecuația WLF, De asemenea, sunt incluse în această simulare, și * tip VISCO de analiză a fost aplicată pentru comportamentul viscoelastic.

Figura 8. FE model mecanic utilizat pentru simularea testului de tensiune fluaj.

Comparația între datele experimentale de fluaj și rezultatele simulării la trei temperaturi diferite este prezentată în Figura 9(o)–(c), respectiv. La temperatura de 200 ° C, rezultatul simulării corespunde cu datele experimentale de fluaj bine. Acest lucru se datorează faptului că temperatură de 200 ° C, a fost stabilită ca temperatura de referință în ecuația (13). Dar, pentru temperaturi de 120 ° C și 300 ° C, ca un comportament termo-reologic, există diferențe mici între experimentale și rezultatele simulate, și cea mai mare diferență este mai mică 8%. Motivul pentru această diferență se datorează faptului că, pentru analiza FE, parametrii termo-reologic sunt aplicate în simulare, care se obține din ecuația WLF. În ecuația WLF, 200 ° C, este luată ca temperatura de referință, astfel încât, în Figura 7, curba roșie este deplasată în poziția curbei albastru și curba negru. Și, noile curbe decalate reprezintă comportamentul termo-reologică a materialului carcasei și este folosit pentru a rezolva ecuația WLF. Deoarece curbele decalate nu pot 100% se potrivesc bine cu cel original, care se obține prin rezultatele experimentale, abaterea există între experimentale și simulare. În plus, ca 200 ° C, este luată ca o temperatură de referință, rezultatul de simulare este mai precisă decât altele, așa cum se arată în Figura 9. Prin urmare, rezultatele de simulare arată validitatea teoriei vâscoelastic și metoda TRs în acest articol. în plus, modelul FE poate fi utilizat pentru a estima comportamentul viscoelastic materialului carcasei P110T la diferite condiții mecanice și termice.

Figura 9. Compararea rezultatului datelor și simulării experimentale la temperaturi diferite: (o) 120° C, (b) 200° C, și (c) 300° C.

presiune de contact de pe suprafața de etanșare

Pe baza geometriei 5.5 "SL-APOX conexiune de tip joint, un model de simetrie axială FE pentru suprafața de etanșare a fost construită în ABAQUS, așa cum se arată în Figura 10. Peretele interior este sub presiunea gazului aplicată. Linia roșie din figură reprezintă suprafața de etanșare. În cazul în care presiunea gazului este mai mare decât presiunea de contact de pe suprafața de etanșare, conexiunea în comun va fi mult mai probabil să scurgeri.

Figura 10. Modelul elementului finit al suprafeței de etanșare din racordul comun SL-APOX.

La mediul de temperaturi ridicate, presiunea de contact de pe suprafața de etanșare va scădea în timp datorită viscoelasticitatea materialului. Presiunea gazului pe peretele interior este setat la 75 MPa. Rezultatul simulării relaxării presiunii de contact în medie pe suprafața de etanșare față de timp este prezentată în Figura 11. Rezultatele simulării arată că presiunea medie inițială de contact este 116 MPa la 160 ° C și 230 ° C. Apoi, presiunea medie de contact scade cu timpul. Presiunea medie de contact scade la 76 MPa. În plus, rata presiunii în scădere la 230 ° C este mai rapid decât cel de la 160 ° C mediu. Se arată că în termen de 4000 h (166zi), presiunea de contact scade la 76 MPa la 230 ° C. Cu toate acestea, la un mediu de temperatură mai joasă, va dura 9000 de ore (375zi) să scadă la 76 MPa.

Figura 11. Relaxarea presiunii de contact de pe suprafața de etanșare variind cu timpul.

Conform rezultatului simulării, raportul dintre presiunea de contact inițial și presiunea de contact finial este 1.56, care înseamnă, la mediu la temperaturi ridicate, presiunea de contact finală pe suprafața de etanșare va scadea cu aproape o treime. Pe baza ecuației factor de siguranță

n=[p]pgpn =[p]σgp
(14)

unde n este factorul de siguranță, [p][p] este presiunea de contact de proiectare, pgpσgp este elementul de etanșare presiunea gazului care intenționează. Factorul de siguranță n trebuie să fie mai mult decât 2 pentru luarea în considerare de siguranță.

Concluzie

  1. Relaxarea presiunii de contact pe suprafața de etanșare a conexiunii premium este motivul principal pentru scurgerea gazului din carcasa de bine a gazelor naturale cu temperatură ridicată.

  2. La temperaturi ridicate, experiment tensiune fluaj a fost folosit pentru a studia comportamentul viscoelastic al P110T materialului carcasei. Comportamentul mecanic al materialului carcasei este puternic dependentă de temperatură. Cu cat mai mare mediu de temperatură este, cu atât mai repede rata de curgere lenta este.

  3. Modelul constitutiv pentru P110T materialul carcasei a fost derivată prin date experimentale fluaj, iar parametrul seria Prony a fost calculat. Comportamentul termo-reologică a fost, de asemenea, investigat, și se obțin factorii de schimbare a materialului între temperaturile mediului de 120 ° C până la 300 ° C.

  4. Un model viscoelastic FE pentru P110T materialul a fost stabilit, iar rezultatele de simulare se potrivesc bine cu datele experimentale.

  5. Modelul FE a unei suprafețe de etanșare în conexiunile premium a fost construită în ABAQUS, și starea de relaxare a presiunii de contact a fost investigată. Se recomandă ca presiunea de contact proiectarea pe suprafața de etanșare trebuie să fie de două ori la fel de mult ca și presiunea de etanșare a gazului care intenționează la sondele de gaze naturale cu temperatură ridicată.

Manipularea Editor: Michal Kuciej

Declarația de interese conflictuale
Autorul(sandu) a declarat niciun conflict de interese potențiale în ceea ce privește cercetarea, paternitate, și / sau publicarea acestui articol.

Referințe

Teodoriu, C, Kosinowski, C, Amani, M. Integritatea puț de foraj și eșecul de ciment în condiții HPHT. Int J Eng Appl Sci 2013; 2: 1-13.

Paul Cernocky, E, Valigura, GA, Scholibo, FC. O abordare standardizată pentru analiza elementelor finite conexiuni carcasă tuburi pentru a stabili performanța relativă de etanșare în funcție de geometria desenului, toleranțe de prelucrare, și sarcini aplicate. În: Idelsohn, SANDU, Oñate, E, Dvorkin, E (eds) mecanica computațională. Barcelona: CIMNE, 1988, pp.1-19.

Ong, G, Nizam Ramli, M, Ahmad, H. Evaluarea performanțelor prin oboseală conexiune premium semi pentru aplicarea de găurire carcasa pentru a preveni eșecul oboseala conexiune. În: Lucrările conferinței de tehnologie off shore Asia, Kuala Lumpur, Malaezia, 22-25 martie 2016, https://www.onepetro.org/conference-paper/OTC-26807-MS

Sugino, M, Yamaguchi, SANDU, UGAI, SANDU. VIOREL 21, o primă inovatoare de înaltă performanță cu filet de conectare pentru OCTG. Nippon Steel & Sumitomo Metal raport tehnic nr. 107, Februarie 2015, pp.10-17, http://www.nssmc.com/en/tech/report/nssmc/pdf/107-03.pdf

Takano, J, Yamaguchi, M, Kunishige, H. Dezvoltarea de conexiune premium „KSBEAR“ pentru a rezista mare de compresie, presiune externă ridicată, și Sever îndoire. Kawasaki Steel raport tehnic nr. 47, 2002, http://www.jfe-steel.co.jp/archives/en/ksc_giho/no.47/e47-014-022.pdf

Kim, J, sub vânt, HS, Kim, N. Determinarea moduli de forfecare și vrac solide viscoelastic din testul de fluaj tensiune indirectă. J Eng Mech 2010; 136: 1067-1075. 3

Lopes, J, Alberto, C, Tomas, J. Caracterizarea relaxarea modulului viscoelastic folosind seria Prony. Lat Am J Solide stru 2015; 12: 420-445.

Parc, SW, Schapery, RA. Metode de interconversie între funcțiile de material liniar vascoelastice. Partea I-o metodă numerică bazată pe seria Prony. Int J Solide Struct 1999; 26: 1653-1675.

Ananthsynm, B. Modelarea Computional de turnare de precizie de sisteme optice de sticlă asferice. toate Disertații 326, 2008, http://tigerprints.clemson.edu/all_dissertations/326

Comentariile sunt închise.