渤海油田A15井誤射孔影響因素分析

韓耀圖，李君寶，張 磊，林家昱，王一生

(1.中海石油(中國(guó))有限公司天津分公司，天津 300459； 2.海洋石油高效開(kāi)發(fā)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300452； 3.中海油能源發(fā)展股份有限公司工程技術(shù)分公司，天津 300452)

射孔作為連接油氣層與井筒的重要手段，廣泛應(yīng)用于陸地與海上油氣田中[1]。最理想的射孔作業(yè)應(yīng)為射孔槍的第一孔和最后一孔恰好射入油氣層的上界面和下界面，但在實(shí)際作業(yè)過(guò)程中，往往由于各種因素引起射孔作業(yè)失效、存在深度誤差、誤射孔事件等。這直接影響著油氣藏的評(píng)價(jià)與開(kāi)發(fā)、井下作業(yè)進(jìn)度與安全，甚至導(dǎo)致井眼報(bào)廢[2-5]。渤海灣某油田A15井作業(yè)過(guò)程中出現(xiàn)誤射孔事件，本文通過(guò)事后分析并驗(yàn)證確認(rèn)誤射孔時(shí)間，同時(shí)運(yùn)用水動(dòng)力學(xué)原理模擬計(jì)算查明事故原因，更新認(rèn)識(shí)并為后續(xù)作業(yè)提供指導(dǎo)。

1 A15井誤射孔作業(yè)過(guò)程

2012年11月4日下入射孔管柱，射孔槍為86槍，在 RTTS封隔器(177.8 mm尾管用，最大外徑：146.1 mm)下放進(jìn)入尾管掛后多次遇阻，下至4 099.6 m處無(wú)法通過(guò)，決定起鉆，至3 818.63 m時(shí)遇卡。經(jīng)過(guò)多次上下提放處理后起出管柱，發(fā)現(xiàn)井下管柱從安全接頭處脫手，從而開(kāi)展打撈作業(yè)。

經(jīng)過(guò)3次打撈作業(yè)后管柱方取出：第一趟打撈管柱未下入震擊器，多次上下活動(dòng)管柱未能解卡；第二趟打撈管柱組合為：149.2 mm卡瓦打撈筒+變扣+101.6 mm鉆桿1柱+變扣+123.8 mm震擊器+變扣+101.6 mm鉆桿+變扣+139.7 mm鉆桿，撈住落魚(yú)后，累積上擊11次，下?lián)?5次，阻卡位置不變，未能解卡，脫手，起鉆；更換更大震擊力的震擊器進(jìn)行第三趟打撈(組合同第二趟打撈管柱)，撈住落魚(yú)后過(guò)提至震擊器上擊1次，解卡成功。落井管柱出井后發(fā)現(xiàn)負(fù)壓開(kāi)孔裝置下部接頭傳壓孔打開(kāi)，另外射孔彈已發(fā)射，點(diǎn)火頭15顆銷釘已剪切，射孔管柱出現(xiàn)誤射孔事件，通過(guò)下電纜測(cè)自然伽馬確定實(shí)際射孔位置為3 753～3 816.5 m。

對(duì)誤射孔進(jìn)行初步原因分析，排除火工品耐溫指標(biāo)不夠產(chǎn)生自爆導(dǎo)致誤射孔。而本井射孔管柱使用的點(diǎn)火頭為壓力延時(shí)點(diǎn)火頭，在目的層處設(shè)計(jì)點(diǎn)火壓力為13～18 MPa，在遇卡點(diǎn)的起爆壓力最小16 MPa；從壓力延時(shí)點(diǎn)火頭的作用機(jī)理看，只有井內(nèi)產(chǎn)生較高的波動(dòng)壓力時(shí)才能使點(diǎn)火頭動(dòng)作，因此認(rèn)為事故有可能由剪切銷釘疲勞破壞或瞬時(shí)波動(dòng)壓力較高引起剪切銷釘斷裂所致。

2 誤射孔原因分析及建議

2.1 誤射孔發(fā)生時(shí)間定位

由于只有井內(nèi)產(chǎn)生較高的波動(dòng)壓力時(shí)才能使點(diǎn)火頭動(dòng)作，因此根據(jù)該井的施工程序，只有第二、三次打撈時(shí)震擊器的反復(fù)動(dòng)作才可能產(chǎn)生較大的波動(dòng)壓力。

通過(guò)分析現(xiàn)場(chǎng)錄井圖，發(fā)現(xiàn)第三次打撈過(guò)程中，開(kāi)始震擊到解卡共5分鐘時(shí)間里管柱上移10 m，而壓力延時(shí)點(diǎn)火頭延時(shí)時(shí)間為6 min左右。若射孔為第三趟打撈過(guò)程發(fā)生，射孔段應(yīng)為3 740～3 810 m，與測(cè)得的射孔段不符，可推斷射孔發(fā)生在第二次打撈震擊時(shí)。

2.2 誤射孔影響因素及建議

針對(duì)波動(dòng)壓力對(duì)壓力點(diǎn)火頭的作用機(jī)理，造成點(diǎn)火頭動(dòng)作的原因有兩個(gè)：一是反復(fù)的波動(dòng)壓力作用于剪銷，導(dǎo)致剪銷材料疲勞斷裂使點(diǎn)火頭動(dòng)作；二是在震擊瞬間的瞬時(shí)速度在打撈工具與套管之間的實(shí)際間隙情況下產(chǎn)生的波動(dòng)壓力對(duì)剪銷的影響，因此對(duì)這兩種因素進(jìn)行了具體分析。

2.2.1 波動(dòng)壓力對(duì)剪銷材料的影響

(1)該井剪銷設(shè)計(jì)情況。

設(shè)計(jì)剪切銷15支，常溫下剪銷剪切力為3.67 MPa/支，剪銷材料強(qiáng)度與溫度曲線如圖1所示。在遇卡位置，延時(shí)點(diǎn)火頭垂直深度為2 962 m，該處溫度為137 ℃，按圖可知剪切值減少約10%，剪切值精度為：±5%，即可知實(shí)際作業(yè)時(shí)壓力延時(shí)的總剪切值為

p1=3.67×(1±5%)×(1-10%)×15

=49.5±2.5 MPa

該深度處的靜液柱壓力為

p2=ρgh=1.03×10-3×9.8×2 962

=29.9 MPa

圖1 溫度—剪銷材料強(qiáng)度降低百分?jǐn)?shù)曲線Fig.1 Percentage decline curve between temperature and shearing material strength

(2)起爆原因分析計(jì)算。

由于剪切活塞等質(zhì)量小，震擊器形成的震擊沖量對(duì)剪切銷的直接影響(以瞬時(shí)加速度的形式傳播的，和物體質(zhì)量成正比)較??；但因結(jié)構(gòu)的口袋作用，震擊導(dǎo)致的液壓波動(dòng)壓力將在管柱中傳播，并在剪切活塞處加強(qiáng)[6-8]。對(duì)震擊的峰值瞬間進(jìn)行理想化分析，得出未經(jīng)時(shí)間累加的瞬時(shí)值。在該段管柱中，下壓力為12 t時(shí)激發(fā)震擊器，并在管柱中發(fā)生下行液壓，其對(duì)應(yīng)的流量當(dāng)量計(jì)算時(shí)，取管柱最大外徑(即封隔器的外徑146.1 mm)；同時(shí)，假定井液不可壓縮，液壓傳遞均勻，則點(diǎn)火頭處環(huán)空瞬時(shí)的液壓值為

p3=p0×S0/S3=12×104÷{3.14×[(0.146÷2)2

-(0.1÷2)2]}×10-6=13.5 MPa

式中p0——震擊時(shí)在封隔器截面所產(chǎn)生的壓力，MPa；

S0——封隔器截面積，m2；

S3——點(diǎn)火頭處液壓環(huán)空的截面積，m2。

作業(yè)時(shí)多次上下震擊，其產(chǎn)生的波動(dòng)壓力對(duì)點(diǎn)火頭剪切銷進(jìn)行反復(fù)沖擊，當(dāng)波動(dòng)壓力達(dá)到剪切銷材料的屈服強(qiáng)度σs(不銹鋼的取σs≈0.7σb)時(shí)，會(huì)使剪切銷材料產(chǎn)生疲勞，進(jìn)一步降低剪切銷的實(shí)際剪切值。該處剪切值的屈服強(qiáng)度最小約為：p4=47×0.7=32.9 MPa；震擊產(chǎn)生的波動(dòng)壓力與靜液柱壓力之和為：29.9+13.5=43.3 MPa>p4。

同理，當(dāng)震擊器上擊力為25 t時(shí)，計(jì)算產(chǎn)生的波動(dòng)壓力pa=28.1 MPa，與靜液柱壓力之和為58 MPa。

由此可知，在打撈作業(yè)時(shí)震擊產(chǎn)生的波動(dòng)壓力與靜液柱壓力之和大于剪切銷材料的屈服強(qiáng)度，使剪銷材料產(chǎn)生塑性變形，多次震擊使剪銷材料產(chǎn)生疲勞，降低剪切銷實(shí)際剪切值。

同時(shí)可以反推在本趟射孔管柱下入時(shí)，最大的安全遇阻力為2.7 t。超過(guò)此安全遇阻力，多次遇阻將導(dǎo)致剪切材料的疲勞。

2.2.2 震擊時(shí)產(chǎn)生的瞬時(shí)速度與環(huán)空間隙對(duì)剪銷的影響

已知打撈管柱中打撈工具的最大外徑為149.2 mm，工具對(duì)應(yīng)套管內(nèi)徑為157.0 mm。管柱中其他部分情況見(jiàn)表1(未示接頭變徑可忽略)。

表1 打撈管柱各深度外徑Table 1 External diameter at different depth of fishing string

(1)計(jì)算水頭損失時(shí)根據(jù)管柱外徑將井下管柱區(qū)分開(kāi)來(lái)考慮，對(duì)于外徑變化很小且井下長(zhǎng)度很短的管柱段將其與長(zhǎng)柱段近似來(lái)計(jì)算，誤差可以忽略不計(jì)。本次計(jì)算中，177.8 mm套管以上的套管內(nèi)水頭損失計(jì)算可視為139.7 mm鉆桿在其中的沿程水頭損失，其余可忽略。

(2)177.8 mm套管中的沿程水頭損失與局部水頭損失計(jì)算如下。

①下管速度U及溢流流量Q。

(1)

式中D1——封隔管器外徑，為0.146 m；

U——下管柱速度，m/s。

由式(1)可得下管柱的排水量：

②沿測(cè)試管外表面溢流流速v。

A.沿各外徑管段的流速vi的計(jì)算方法。

考慮到動(dòng)邊界的影響，假設(shè)實(shí)際溢流邊界為內(nèi)徑為D、外徑為D0的圓環(huán)，如圖2所示。

圖2 速度分布Fig.2 Velocity distribution

在圖中a1段和a2段分別用此速度分布指數(shù)公式來(lái)確定其速度分布，這兩段的和為溢流流量Q，即Q=Q2-Q1。在計(jì)算沿程損失和局部損失時(shí)用的速度vi取a2段流速的平均值。即

(2)

式中Di——管柱各段外徑(i=1,2,3…)，m；

Q2——溢流流量，m3/s；

a1——由于動(dòng)邊界影響而扣除的長(zhǎng)度，m。

B.計(jì)算各管段的平均流速vi。

計(jì)算各段流量Q2和平均流速：Q2=Q+Q1。

Q1為負(fù)值，它為扣除了的平均流速與a1所在的圓環(huán)的面積的乘積。

(3)

平均流速：

(4)

通過(guò)計(jì)算得各管段的流速見(jiàn)表2。

表2的流速值用于計(jì)算沿程水頭損失和局部水頭損失。

③沿程水頭損失和局部水頭損失。

下管柱引起井下壓力波動(dòng)的波動(dòng)水頭計(jì)算公式：

Δh=∑hm+∑hf

(5)

式中Δh——井下壓力波動(dòng)水頭，m；

∑hm——沿程摩探阻力水頭，m；

∑hf——沿程局部阻力水頭，m。

表2 各管段流速Table 2 Flow velocity of each casing

A.沿程摩探阻力水頭。

沿程摩探阻力水頭∑hm為

(6)

dHi=D-(Di+2a1)

(7)

式中g(shù)——重力加速度，m/s2；

vi——i段流速，m/s；

Li——水力直徑dHi段的長(zhǎng)度(i=0，1，2，3…)，m；

dHi——i段水力直徑，m；

D——套管內(nèi)徑，m；

Di——管柱各段外徑，m。

λi為阻力系數(shù)，在104

(8)

式中Δi——管柱表面粗糙度高度，m。

軋制無(wú)縫鋼管Δi=(0.05～0.1)×10-3mm，取Δi=0.09×10-3mm。

B.局部阻力水頭∑hf。

當(dāng)截面突然縮?。?/p>

(9)

(10)

式中v2——突然縮小后的流速，m/s；

ξm——突然縮小阻力系數(shù)；

A1、A2——縮小前、后截面面積，m2。

當(dāng)截面突然擴(kuò)大時(shí)[11-12]：

(11)

(12)

式中v——突然擴(kuò)大處流速，m/s；

ξL——突然擴(kuò)大的阻力系數(shù)；

S1、S2——擴(kuò)大前、后截面面積，m2。

在該井段，出現(xiàn)146.1→120 mm突然擴(kuò)大1次，和73→100 mm、100→146.1 mm、120→127.5 mm突縮3次。

C.計(jì)算結(jié)果。

由于不同直徑的管段a1的取值與直徑有關(guān)，當(dāng)(a1+a2)較小時(shí)，a1的值要偏小，所以對(duì)a1取一個(gè)比例。當(dāng)取內(nèi)徑為124.7 mm時(shí)，a1+a2=16，以16為基準(zhǔn)，取a1=k×(a1+a2)×(a1+a2)/16，其中k取0.1。

最終計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3。

表3 井下水壓波動(dòng)壓力計(jì)算Table 3 Water fluctuation pressure calculation

④結(jié)果分析。

主要波動(dòng)壓力源于沿程水頭損失上，在震擊引起速度變化時(shí)，其上部鉆桿移動(dòng)速度較小(139.7 mm鉆桿的沿程水頭損失可認(rèn)為為零)，壓力波動(dòng)取下部管柱之和，即水頭損失(mH2O)為19.77，折合波動(dòng)壓力約0.2 MPa；而沿程水頭損失與震擊方向無(wú)關(guān)，局部水頭較小可忽略，則震擊器上擊下?lián)羲a(chǎn)生的波動(dòng)壓力均可認(rèn)為是0.2 MPa(瞬時(shí)速度為0.15 m/s時(shí))。

由此可推知波動(dòng)壓力與速度的關(guān)系，如圖3所示。

圖3 波動(dòng)壓力與管柱速度的關(guān)系Fig.3 Relationship between fluctuation pressure and string velocity

由圖3可知，震擊器上擊或下?lián)魰r(shí)(不考慮鉆桿的沿程水頭損失)，管柱受沖擊大，速度不可控，在打撈工具外徑為149.2 mm、套管內(nèi)徑為157.0 mm時(shí)：

A.若震擊器震擊瞬時(shí)速度達(dá)到1.5 m/s，則產(chǎn)生波動(dòng)壓力20 MPa；

B.若震擊器震擊瞬時(shí)速度達(dá)到2.0 m/s，則產(chǎn)生波動(dòng)壓力35.5 MPa。

上述計(jì)算結(jié)果表明震擊時(shí)產(chǎn)生的波動(dòng)壓力均大于點(diǎn)火頭和負(fù)壓開(kāi)孔工具剪切銷的剪切值，因此出現(xiàn)打撈管柱時(shí)射孔槍起爆、負(fù)壓開(kāi)孔工具滑套動(dòng)作的現(xiàn)象。同理可以推出不同套管內(nèi)徑、不同管柱外徑情況下的最大下行速度。

綜上認(rèn)為A15井誤射孔是反復(fù)的波動(dòng)壓力及震擊瞬間的瞬時(shí)速度對(duì)剪切銷釘?shù)碾p重影響所致，建議深井進(jìn)行射孔作業(yè)若使用壓力點(diǎn)火頭，應(yīng)盡可能提高點(diǎn)火壓力或使用壓差點(diǎn)火頭替代全壓力點(diǎn)火頭[13-15]。

3 總結(jié)及建議

(1)在打撈管柱的過(guò)程中，點(diǎn)火頭處受到靜水壓力和波動(dòng)壓力作用，當(dāng)總壓力大于剪切銷釘?shù)目辜羟袎毫r(shí)，射孔槍就會(huì)起爆。A15井打撈落井管柱時(shí)，認(rèn)為第二次打撈射孔管柱時(shí)震擊器震擊產(chǎn)生的波動(dòng)壓力導(dǎo)致壓力點(diǎn)火頭動(dòng)作起爆射孔槍。

(2)A15井震擊產(chǎn)生的波動(dòng)壓力與靜液柱壓力之和大于剪切銷材料的屈服強(qiáng)度，多次震擊使剪銷材料產(chǎn)生疲勞，降低剪切銷實(shí)際剪切值；而震擊瞬時(shí)速度產(chǎn)生的波動(dòng)壓力大于點(diǎn)火頭和負(fù)壓開(kāi)孔工具剪切銷的剪切值，因此綜合兩種因素出現(xiàn)打撈管柱時(shí)射孔槍起爆現(xiàn)象。

(3)建議深井和復(fù)雜井射孔作業(yè)時(shí)使用壓差點(diǎn)火頭替代全壓力點(diǎn)火頭；若使用壓力點(diǎn)火頭，應(yīng)盡可能提高點(diǎn)火壓力，并提前模擬井管柱和下鉆速度引起的波動(dòng)壓力。