渤海油田稠油水平井防砂篩管耐溫能力的確定

于法浩，蔣召平，白健華，劉義剛，孟祥海

(中海石油(中國)有限公司天津分公司，天津 300459)

對于渤海油田黏度大于350 mPa·s的地下稠油，注入熱流體是行之有效的開采方式，但注入的高溫熱流體在降低稠油黏度、提高稠油產(chǎn)量的同時，也使井下防砂篩管的完整性面臨嚴峻的考驗[1-3]。據(jù)統(tǒng)計，渤海油田的5口蒸汽吞吐水平井在第一輪次蒸汽吞吐過程中就出現(xiàn)了出砂現(xiàn)象，產(chǎn)出液中含有大量地層砂和充填的陶粒，其中1#井和2#井大修作業(yè)時起出篩管的孔眼處存在明顯的塑性變形。由此可見，高溫蒸汽造成防砂篩管被破壞，導致防砂失效。目前，渤海油田熱采水平井防砂篩管選型參考的耐溫能力主要通過室內(nèi)試驗和數(shù)值模擬方法獲得[4-6]：1)室內(nèi)試驗法是將整個防砂篩管裹上電加熱帶或?qū)⒑Y管切片放入高溫釜中，持續(xù)升溫至防砂篩管發(fā)生屈服破壞，用此溫度表征防砂篩管的耐溫能力；2)數(shù)值模擬方法是基于熱-固耦合理論，利用有限元軟件模擬高溫下防砂篩管的破壞情況。由于這2種方法均未考慮井況的影響，求得的耐溫能力可能比較高，導致?lián)诉x擇的防砂篩管不能適應井下高溫環(huán)境，這也是該油田熱采水平井防砂篩管破壞的根本原因。因此，筆者以實際井眼中的防砂篩管為研究對象，同時考慮彎曲應力與熱應力對防砂篩管耐溫能力的影響，計算了渤海油田熱采井常用防砂篩管在實際井況下的耐溫能力。實例驗證表明，同時考慮彎曲應力和熱應力作用下計算出的篩管耐溫能力更能反映現(xiàn)場實際，可以指導防砂篩管選型。

1 實際井眼中防砂篩管彎曲狀態(tài)描述

稠油熱采時，為了增加地層的受熱面積、提高單井產(chǎn)量，往往將熱采井設計為水平井。在實際鉆井過程中，由于地層存在非均質(zhì)性，導致水平段的井斜角、方位角、垂深等井眼參數(shù)不斷變化，最終形成三維彎曲井眼[7]。下入防砂篩管后，受井眼的約束也將處于彎曲狀態(tài)，更有甚者，在井眼曲率較大或防砂篩管與井壁間摩阻力較大的情況下，防砂篩管可能發(fā)生屈曲變形。據(jù)統(tǒng)計，渤海油田熱采水平井常用星孔、金屬網(wǎng)布和橋式復合防砂篩管，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 3種防砂篩管的結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of 3 types sand control screen liner

下面以下入3種防砂篩管的熱采水平井為例，根據(jù)管柱力學理論[8-9]，利用篩管的結(jié)構(gòu)參數(shù)(鋼級和內(nèi)、外徑)及下入井段的狗腿嚴重度計算了井下防砂篩管所受的彎曲應力、最小三軸安全系數(shù)及發(fā)生屈曲時的狗腿嚴重度，結(jié)果見表1。考慮到優(yōu)質(zhì)篩管濾網(wǎng)層的強度和抗變形能力較基管大，選擇基管為研究對象。

表1 防砂篩管在實際井眼中的狀態(tài)Table 1 State of sand control screen liner in actual wellbore

由表1可知：1)對于不同尺寸井眼與防砂篩管的匹配，在目前井眼軌跡控制水平下，熱采井水平段幾乎不存在使防砂篩管處于屈曲狀態(tài)的狗腿嚴重度。因此，入井后的防砂篩管不會發(fā)生屈曲變形，而是處于彎曲狀態(tài)；2)雖然井眼的彎曲程度不足以使防砂篩管發(fā)生屈服破壞(最小三軸安全系數(shù)均大于1.25)，但會使篩管承受幾十或上百兆帕的彎曲應力，并與注熱引起的熱應力共同影響防砂篩管的穩(wěn)定性。

2 彎曲狀態(tài)下防砂篩管耐溫能力計算

熱采水平井注蒸汽時，井下防砂篩管除承受彎曲應力外，還要承受由高溫引起的熱應力作用，當某一溫度下防砂篩管受力超過自身的屈服強度時，防砂篩管便發(fā)生屈服破壞，將此溫度定義為防砂篩管的耐溫能力。為了確定彎曲狀態(tài)下防砂篩管的耐溫能力，需要計算防砂篩管在高溫下所受的熱應力。

2.1 注熱時防砂篩管熱應力數(shù)值模擬

渤海油田熱采水平井采用“裸眼礫石充填+優(yōu)質(zhì)防砂篩管”的完井方式。注高溫熱流體時，軸向上因配有熱補償器，防砂篩管可以自由膨脹而不受熱應力作用，但在徑向上，由于膨脹受到礫石層和地層的限制而產(chǎn)生熱應力。計算熱應力時，考慮到防砂篩管濾網(wǎng)層的熱穩(wěn)定性較基管大，選取基管為研究對象。同時，鑒于基管上分布有多個孔眼，結(jié)構(gòu)特殊，現(xiàn)有套管熱應力解析模型[10-11]無法真實反映其熱應力的分布情況，故選擇采用數(shù)值模擬方法[12-14]計算防砂篩管的熱應力。數(shù)值模擬時的假設條件為：

1) 防砂篩管在井眼中居中，防砂篩管與井壁之間的環(huán)空充滿了礫石；

2) 注熱流體時，防砂篩管內(nèi)壁的溫度保持一致，內(nèi)壁到外壁的傳熱方式只有熱傳導，且忽略注入熱流體與基管的化學反應；

3) 建立幾何模型時，考慮到防砂篩管徑向尺寸，尤其是孔眼直徑與軸向尺寸相差較大，容易導致劃分的網(wǎng)格單元畸變，同時由于熱應力僅在徑向上產(chǎn)生，建立模型時對軸向尺寸進行了縮短；

4) 防砂篩管基管材料的彈性模量、線膨脹系數(shù)等物性參數(shù)參與熱應力計算，考慮其隨溫度的變化[15-16]。

根據(jù)以上假設，利用Comsol Multiphysics有限元軟件中的熱-固耦合模塊對防砂篩管熱應力進行模擬。模擬時建立三維基管模型；同時，由于基管整體結(jié)構(gòu)具有對稱性，選取1/4模型作為分析對象，以減小計算量。模擬基礎參數(shù)取自渤海油田4#井注熱施工設計，該井防砂篩管的基管采用螺旋布孔方式，布孔相位角為40°，母線孔距為101.6 mm，孔眼直徑為10.0 mm；基管材料為HS100H鋼，泊松比為0.26，密度為7 800 kg/m3，比熱容為450 J/(kg·℃)，240 ℃時的屈服強度為770 MPa，不同溫度下的彈性模型和線膨脹系數(shù)如圖2所示。建立軸向尺寸為50.8 mm的基管幾何模型(見圖3(a))，定義基管內(nèi)壁為溫度邊界，注熱流體時井底溫度為240 ℃。進行網(wǎng)格劃分時，對于孔眼周圍的圓形區(qū)域，采用六面體網(wǎng)格可以獲得較高的精度(見圖3(b))，共劃分2 230個網(wǎng)格單元，模擬結(jié)果見圖3(c)。

圖2 HS100H鋼在不同溫度下的物性參數(shù)Fig.2 Physical parameters of grade HS100H steel under different temperatures

圖3 HS100H鋼防砂篩管熱應力數(shù)值模擬結(jié)果Fig.3 Numerical simulation results of thermal stress of grade HS100H steel sand control screen liner

從圖3(c)可以看出：1)防砂篩管基管孔眼處存在嚴重的應力集中現(xiàn)象，受到的熱應力最大，注熱流體時的井底溫度為240 ℃，HS100H鋼級防砂篩管受到的熱應力達到了482 MPa，由于HS100H鋼具有較高的熱穩(wěn)定性，熱應力仍低于防砂篩管屈服強度(770 MPa)，防砂篩管不發(fā)生破壞；2)注熱流體時，防砂篩管因徑向不能自由膨脹而承受周向受壓、軸向受拉的熱應力作用，并且周向上的熱應力較軸向大。

2.2 彎曲應力與熱應力共同作用下防砂篩管耐溫能力的確定

以上研究表明，在單一彎曲應力或熱應力作用下防砂篩管不會發(fā)生破壞。在注熱流體過程中，防砂篩管會同時承受彎曲應力與熱應力的作用，兩者對于防砂篩管的破壞是相互協(xié)同還是相互制約，需要進一步分析。與防砂篩管基管相比，防砂篩管孔眼處存在應力集中現(xiàn)象，最容易發(fā)生破壞，分析時以孔眼為研究對象。

當防砂篩管向下彎曲(見圖4(a))時，彎矩會使防砂篩管基管外壁孔眼在軸向上受拉，在周向上受壓，表現(xiàn)為孔眼由圓形變?yōu)闄E圓形。同時，注熱流體時因防砂篩管徑向膨脹受到限制而產(chǎn)生熱應力，也會使防砂篩管基管孔眼在軸向上受拉、在周向上受壓(見圖4(b)。由此可見，彎曲應力與熱應力共同作用會加快防砂篩管的破壞，即考慮彎曲應力防砂篩管的耐溫能力會降低。

圖4 防砂篩管孔眼處的受力分析Fig.4 Stress analysis at the eyehole of sand control screen liner

以渤海油田4#熱采水平井為例，說明彎曲應力與熱應力共同作用下防砂篩管耐溫能力的確定過程：1)計算防砂篩管下入后所受最大彎曲應力,該井防砂篩管下入段最大狗腿嚴重度為4.78°/30m，計算出其所受最大彎曲應力為147.6 MPa；2)計算不同溫度下防砂篩管所受的熱應力，結(jié)果見圖5；3)考慮溫度對鋼材屈服強度的影響；4)考慮鉆孔對基管屈服強度的影響[17]；5)以超過基管屈服強度作為其發(fā)生破壞的臨界條件，得出彎曲應力與熱應力共同作用下防砂篩管的耐溫能力，結(jié)果見圖5。

圖5 4#熱采井彎曲應力作用下防砂篩管的耐溫能力Fig.5 The temperature resistance capacity of sand control screen liner under bending stress in 4# thermal recovery well

從圖5可以看出：1)考慮彎曲應力時防砂篩管的耐溫能力與未考慮彎曲應力時相比降低了50 ℃，說明在井眼中處于彎曲狀態(tài)下的防砂篩管更容易發(fā)生熱破壞；2)只考慮溫度計算出的防砂篩管的耐溫能力比實際井況下防砂篩管能承受的極限溫度高。

3 實例驗證與分析

以渤海油田6口稠油熱采井為例,驗證同時考慮彎曲應力和熱應力確定的防砂篩管耐溫能力是否可行及計算結(jié)果能否指導防砂篩管選型。6口熱采井均采用“裸眼礫石充填+優(yōu)質(zhì)防砂篩管”的完井方式，但所使用防砂篩管的類型不盡相同。1#—5#熱采井采用多元熱流體吞吐開發(fā)，6#采用蒸汽吞吐開發(fā)，注熱時井底溫度存在差異。6口井使用防砂篩管的參數(shù)及出砂情況見表2，采用前述計算方法計算防砂篩管的耐溫能力，結(jié)果見圖6。

表2 6口熱采井防砂篩管的參數(shù)及出砂情況Table 2 Parameters and sand production of sand control screen liners in 6 thermal recovery wells

圖6 6口井熱采井防砂篩管的耐溫能力與井底溫度對比Fig.6 Comparison of temperature resistance capacity of sand control screen liner and bottom-hole temperature in 6 thermal recovery wells

由表2和圖6可知：彎曲應力會使防砂篩管的耐溫能力降低。對于1#和2#熱采井，考慮彎曲應力影響計算出的防砂篩管耐溫能力均低于注熱時的井底溫度，說明防砂篩管會發(fā)生破壞；未考慮彎曲應力影響計算出的防砂篩管耐溫能力均高于井底溫度，說明防砂篩管將保持較好的完整性，但從這2口井的實際出砂情況及孔眼的塑性變形看防砂篩管發(fā)生了破壞。對于3#—6#熱采井，由于防砂篩管使用的鋼級較高，考慮彎曲應力計算出的防砂篩管的耐溫能力仍然高于井底溫度，而3#—6#熱采井經(jīng)歷幾個注熱輪次后未出現(xiàn)出砂現(xiàn)象，說明防砂篩管未被破壞。以上分析可知，考慮彎曲應力影響計算出的耐溫能力更能反映現(xiàn)場實際，可靠性較高。

為指導現(xiàn)場選擇防砂篩管，筆者按照前述計算方法計算了星孔、金屬網(wǎng)布和橋式復合3種防砂篩管單位狗腿嚴重度下的耐溫能力降低幅度，結(jié)果見表3。

表3 不同類型防砂篩管單位狗腿嚴重度下耐溫能力的降低幅度

由表3可知：1)單位狗腿嚴重度會使3種防砂篩管的耐溫能力降低6～16 ℃；2)鋼級越高，彎曲應力對防砂篩管耐溫能力的影響越小，與防砂篩管尺寸相比，鋼級對防砂篩管耐溫能力的影響更大，因此熱采井選擇防砂篩管時，應先考慮鋼級；3)雖然星孔防砂篩管單位狗腿嚴重度下耐溫能力的降低幅度較金屬網(wǎng)布防砂篩管和橋式復合防砂篩管小，但星孔防砂篩管采用的是紐扣裝配結(jié)構(gòu)，基管孔眼的塑性變形易導致紐扣掉落造成防砂失效。綜合考慮，TP110H、BG110H鋼級的金屬網(wǎng)布和橋式復合防砂篩管在熱采井中更具優(yōu)勢。

4 結(jié) 論

1) 以渤海油田實際井眼中的防砂篩管為研究對象，同時考慮彎曲應力和熱應力計算了該油田熱采水平井防砂篩管的耐溫能力。計算結(jié)果與實際生產(chǎn)對比表明，同時考慮彎曲應力和熱應力計算出的防砂篩管耐溫能力更符合實際，指導熱采水平井防砂篩管選型更可靠。

2) 彎曲應力對防砂篩管耐溫能力的影響較大，不考慮彎曲應力影響計算出的防砂篩管耐溫能力比防砂篩管實際的耐溫能力高。為降低彎曲應力對防砂篩管耐溫能力的影響，建議在防砂管柱中加裝扶正器。

3) 鋼級對熱采水平井防砂篩管耐溫能力的影響比尺寸的影響大，因此熱采井水平井選擇防砂篩管應優(yōu)先考慮鋼級，但同時要考慮防砂篩管的結(jié)構(gòu)是否容易被破壞。

4) 在實際井況條件下，除彎曲應力外，熱力補償器的位置、礫石充填的密實程度、砂埋引起的防砂管柱變形受限等因素也會影響防砂篩管的熱穩(wěn)定性，需要進一步研究這些因素對防砂篩管耐溫能力的影響程度。