完井剪切球座沖擊失效分析及設(shè)計(jì)改進(jìn)*

包陳義 李躍謙 鞠少棟 閆 紳 嚴(yán)孟凱 王 曉 張 斌

(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)

在完井作業(yè)過(guò)程中，不管是投球坐封封隔器[1-3]，還是投球開(kāi)關(guān)滑套[4]，保證鋼球順利送入到位[5]和球座剪切值準(zhǔn)確穩(wěn)定是實(shí)現(xiàn)其各項(xiàng)功能的必要條件。據(jù)統(tǒng)計(jì)，在南海恩平油田完成的10余口裸眼井簡(jiǎn)易防砂作業(yè)中，有5井次在送球坐封頂部封隔器時(shí)出現(xiàn)了球座提前剪切失效問(wèn)題。經(jīng)過(guò)追溯和逐級(jí)排查發(fā)現(xiàn)，為滿足水平裸眼井完井防砂管柱大排量洗井和頂替完井液的安全作業(yè)需要，采用了投送單球逐級(jí)升壓剪切啟動(dòng)的內(nèi)置彈性球座和傳壓孔屏蔽機(jī)構(gòu)于一體的坐封工具，以及內(nèi)置普通剪切球座的送入工具管柱組合，但工況條件限制了2個(gè)球座之間的預(yù)留緩沖距離，且工具內(nèi)部的減阻臺(tái)肩不足以抵消下級(jí)球座受到的瞬時(shí)沖擊載荷，即當(dāng)鋼球在加壓剪切并快速通過(guò)第一級(jí)彈性球座后，球和管內(nèi)液體會(huì)對(duì)下級(jí)球座及其剪切銷釘產(chǎn)生較大的沖擊載荷[6-7]，導(dǎo)致下級(jí)球座提前剪切(圖1)而無(wú)法完全坐封封隔器，最后只能投送備用球完成坐封，增加了額外送球和返球的工時(shí)損失和作業(yè)風(fēng)險(xiǎn)。由于海上井況的復(fù)雜性和完井工藝的多樣性，其送球?qū)е录羟星蜃崆凹羟械氖?wèn)題愈加突出;同時(shí),考慮到地層漏失和完井液密度差等影響因素會(huì)加大球座剪切值大幅降低的風(fēng)險(xiǎn)，以致于封隔器或滑套無(wú)法加壓至最佳工作壓力，進(jìn)而導(dǎo)致封隔器無(wú)法完全坐封或滑套沒(méi)有順利開(kāi)關(guān)，嚴(yán)重影響后續(xù)作業(yè)的實(shí)施。更為嚴(yán)重的是，因送球過(guò)程中提前剪切球座而突發(fā)漏壓，存在直接壓漏地層造成儲(chǔ)層污染和井筒出砂等災(zāi)難性風(fēng)險(xiǎn)。此外，目前國(guó)外和國(guó)內(nèi)常規(guī)完井工具在實(shí)際作業(yè)過(guò)程中均存在受送球沖擊載荷影響球座剪切精度下降的問(wèn)題，且均無(wú)配套免送球沖擊影響的剪切球座。

圖1 球座提前剪切Fig.1 Accidental shear of ball seat

針對(duì)上述問(wèn)題及海上完井工況中對(duì)投球剪切精度要求較高的關(guān)鍵作業(yè)需要，本文研究了單獨(dú)送球入座和單球逐級(jí)升壓剪切多級(jí)球座過(guò)程中的沖擊問(wèn)題，同時(shí)設(shè)計(jì)并改進(jìn)了現(xiàn)有普通剪切球座，解決了完井剪切球座因沖擊載荷造成其提前剪切失效的問(wèn)題，具有較好的推廣應(yīng)用價(jià)值。

1 沖擊失效模型的建立

完井管柱的單級(jí)和多級(jí)剪切球座在送球到位時(shí)，球座的剪切銷釘主要承受來(lái)自球和流體的沖擊載荷。針對(duì)單球逐級(jí)升壓剪切多級(jí)球座的工況，需要考慮球通過(guò)第一級(jí)彈性球座剪切后繼續(xù)帶壓下行至下級(jí)球座的極限工況，分析球和流體對(duì)剪切銷釘造成的沖擊載荷，同時(shí)考慮地層漏失和完井液密度差的額外影響。因此，研究剪切球座沖擊失效問(wèn)題時(shí)，需簡(jiǎn)化球座剪切銷釘受力分析模型(圖2)，依次計(jì)算其承受鋼球的沖擊力，流體的沖擊力和壓差推力，以及地層漏失和完井液密度差造成的額外載荷。

圖2 單級(jí)和多級(jí)剪切球座受力簡(jiǎn)圖Fig.2 Force diagram of single-stage and multi-stage shear ball seat

1.1 鋼球的沖擊力

對(duì)于直井工況的單級(jí)球座，送球到位時(shí)鋼球相對(duì)于流體受力平衡，沿井眼軌跡向下為鋼球重力和送球壓差推力，鋼球向上受液體阻力、浮力和黏帶摩阻，其到位前已達(dá)到勻速運(yùn)動(dòng)，鋼球受力平衡方程如式(1)所示。

(1)

式(1)中：G為鋼球重力，N；Δp1為送球壓差，Pa；ρ為完井液密度，kg/m3；vQ為鋼球到位時(shí)的速度，m/s；R為鋼球半徑，m；g為重力加速度，m/s2；η為完井液黏度，Pa·s。

送球到位時(shí)，通過(guò)式(1)發(fā)現(xiàn)黏帶摩阻值遠(yuǎn)小于液體阻力值，故可忽略黏帶摩阻,并基于動(dòng)量定理推導(dǎo)得到球座和剪切銷釘受鋼球的沖擊力方程，如式(2)所示。

(2)

式(2)中：FQ為鋼球?qū)η蜃图羟袖N釘造成的沖擊力，N；m為鋼球的質(zhì)量，kg；t1為鋼球撞擊球座的持續(xù)時(shí)間，s；V為送球排量，m3/s；d1為中心管內(nèi)徑，m。

對(duì)于水平井工況的單級(jí)球座，鋼球需要依靠足夠的泵送排量才能送入到位，可假設(shè)鋼球碰撞初速度與該位置的流體速度基本一致，可根據(jù)式(2)推導(dǎo)得到水平井工況下球座和剪切銷釘受鋼球的沖擊力方程，如式(3)所示。

(3)

對(duì)于直井和水平井的單球逐級(jí)剪切多級(jí)球座，由于其球座間距相對(duì)較短，需要分析鋼球通過(guò)第一級(jí)球座后帶壓碰撞下級(jí)球座的沖擊力，且該沖擊力遠(yuǎn)大于鋼球重力、浮力和黏帶摩阻，但鑒于流體摩阻的影響，其到位時(shí)仍可相對(duì)流體實(shí)現(xiàn)受力平衡。沿井眼軌跡，向下鋼球主要受其上下的壓差推力，向上鋼球主要受液體阻力，其到位前已達(dá)到勻速運(yùn)動(dòng)，基于動(dòng)量定理可得到下級(jí)球座受鋼球的沖擊力方程，如式(4)所示。

(4)

式(4)中：Δp2為鋼球通過(guò)第一級(jí)球座后撞擊至下級(jí)球座過(guò)程中所攜帶的上下壓差，Pa。

1.2 流體的沖擊和壓差推力

當(dāng)流體以一定壓差流動(dòng)而流速突然變化時(shí)，流體慣性和壓縮性會(huì)造成靠近球座的一定液體在短時(shí)間內(nèi)停止流動(dòng)，同時(shí)該段液體因壓縮而壓力增高，即出現(xiàn)流體沖擊壓力(水擊壓力)[8-11]，其沖擊壓力方程如式(5)所示。

(5)

式(5)中：ΔpLmax為流體對(duì)下級(jí)球座和剪切銷釘造成的最大沖擊壓差，Pa；vL為流體在加壓通過(guò)第一級(jí)球座后加速運(yùn)動(dòng)至下級(jí)球座的速度，m/s；EL為流體的彈性模量，Pa；E0為中心管的彈性模量，Pa；e為中心管壁厚，m。

對(duì)于單球逐級(jí)加壓剪切的多級(jí)球座，因無(wú)成熟數(shù)學(xué)模型參考，本文研究使用ANSYS Workbench Fluent有限元分析模塊進(jìn)行分析。首先簡(jiǎn)化流體模型為鋼球帶壓運(yùn)動(dòng)至下級(jí)球座附近的速度場(chǎng)分析模型，然后劃分流體網(wǎng)格并在入口處設(shè)定流體的攜帶壓差Δp2，最后計(jì)算得到靠近球座的上部流體速度vL。例如φ36.5 mm鋼球在第一級(jí)球座承受9.7 MPa壓差釋放后，分析得到其下級(jí)球座附近的液體速度vL約為8.3 m/s(圖3)。

送球到下部球座時(shí)，考慮撞擊瞬間建立密封后流體對(duì)下級(jí)球座剪切銷釘?shù)膲翰钔屏?，可根?jù)式(5)推導(dǎo)得到流體對(duì)下級(jí)球座的剪切銷釘造成的沖擊和壓差合力方程，如式(6)所示。

(6)

圖3 下級(jí)球座附近的流體速度場(chǎng)Fig.3 Fluid velocity field near the next ball seat

式(6)中：FL為流體對(duì)下級(jí)球座的剪切銷釘造成的沖擊和壓差合力，N；D為下級(jí)球座的活塞外徑，m。

1.3 地層漏失和完井液密度差的額外載荷

當(dāng)球入座密封后，地層漏失會(huì)造成球座下部形成負(fù)壓空腔，如持續(xù)時(shí)間越長(zhǎng)，則會(huì)帶來(lái)較大的額外負(fù)壓載荷，導(dǎo)致剪切球座低于設(shè)計(jì)值而提前剪切。本文研究假設(shè)地層漏失造成球座下部管柱虧空且為直井段，其漏失造成額外負(fù)載，如式(7)所示。

(7)

式(7)中：F漏失為地層漏失對(duì)球座和剪切銷釘造成的額外負(fù)壓載荷，N；Qs為地層漏失率，m3/s；t2為漏失持續(xù)時(shí)間，s；d2為球座下部管柱的內(nèi)徑，m。

當(dāng)井筒內(nèi)初始工作液為密度較低的鉆井液，而后續(xù)采用密度較高的完井液進(jìn)行送球和剪切球座等完井作業(yè)時(shí)，如球座入井越深，則密度差帶來(lái)的額外壓差負(fù)荷越大，造成剪切球座低于設(shè)計(jì)值而提前剪切，其密度差造成的額外負(fù)載如式(8)所示。

(8)

式(8)中：F密度差為工作液密度差對(duì)球座和剪切銷釘造成的額外負(fù)壓載荷，N；Δρ為剪切球座上下工作液的密度差值，kg/m3；h為剪切球座上部液柱的垂深，m。

2 案例分析與模擬實(shí)驗(yàn)

相比單獨(dú)送球工況較小的沖擊載荷，本文研究基于實(shí)驗(yàn)井條件選擇了與南海恩平油田相近的4個(gè)作業(yè)井次，針對(duì)受沖擊載荷影響較大的單球逐級(jí)剪切多級(jí)球座的復(fù)雜工況進(jìn)行案例分析和模擬實(shí)驗(yàn)。

2.1 案例分析

本文研究所選擇的與恩平油田相近的4個(gè)作業(yè)井次均為相同作業(yè)類型的優(yōu)質(zhì)篩管簡(jiǎn)易防砂完井，封隔器坐封井深為1 500～1 600 m，使用φ127 mm鉆桿下入完井管柱。防砂管柱下入到位后投送φ36.5 mm鋼球坐封封隔器，完井液密度為1 030 kg/m3，黏度為25×10-3Pa·s，兩級(jí)球座之間的距離為2 m，中心管內(nèi)徑為φ57.4 mm，剪切球座活塞直徑為φ62.8 mm，鋼球質(zhì)量為0.2 kg。作業(yè)時(shí)無(wú)明顯漏失和密度差影響，現(xiàn)場(chǎng)記錄第一級(jí)彈性球座的剪切啟動(dòng)壓差依次為4.8、8.9、9.7和15.2 MPa，下級(jí)普通剪切球座的懸掛銷釘載荷均為63 kN，其中當(dāng)?shù)谝患?jí)彈性球座啟動(dòng)壓差≥8.9 MPa時(shí)，下級(jí)球座均發(fā)生同步剪切，即提前剪切。根據(jù)以上現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)和模型計(jì)算，得到了第一級(jí)彈性球座在不同啟動(dòng)壓差時(shí)對(duì)下級(jí)球座剪切銷釘造成的沖擊合力和擬合曲線(圖4)。

圖4 本文案例分析中得到的下級(jí)球座剪切銷釘受沖擊載荷曲線Fig.4 Load curve of next ball seat shear pin were impacted in this paper

從圖4中可以看出，當(dāng)下級(jí)球座剪切銷釘受沖擊合力為63 kN時(shí)，鋼球通過(guò)第一級(jí)球座的壓差為7.1 MPa，因此，當(dāng)?shù)谝患?jí)彈性球座啟動(dòng)壓差≥8.9 MPa時(shí)，其理論沖擊力和壓差推力的合力≥76 kN,超出了下級(jí)球座剪切銷釘?shù)膽覓燧d荷63 kN,易導(dǎo)致下級(jí)球座剪切失效，這與實(shí)際作業(yè)中下級(jí)球座發(fā)生提前剪切失效的情況一致，雖然工具內(nèi)部設(shè)置有減阻的變徑臺(tái)肩，但因?yàn)榫疀r差異而不能通過(guò)控制碰撞以消除沖擊載荷的影響，故始終存在因沖擊問(wèn)題而導(dǎo)致下級(jí)球座提前剪切的作業(yè)風(fēng)險(xiǎn)。

2.2 模擬實(shí)驗(yàn)

為驗(yàn)證以上數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性，本文研究參考實(shí)際工況選擇在實(shí)驗(yàn)井JJSY-2H水平段1 500 m進(jìn)行多次模擬送球的沖擊力測(cè)試，同時(shí)為準(zhǔn)確獲取沖擊載荷及消除緩沖機(jī)構(gòu)的影響，針對(duì)性地研制了一套可預(yù)設(shè)多組別剪切值的單球逐級(jí)剪切測(cè)試裝置(圖5)。該裝置內(nèi)部采用超大倒角過(guò)渡以規(guī)避變徑臺(tái)肩的緩沖影響，可適用于單獨(dú)送球和單球逐級(jí)剪切球座的單向和復(fù)合沖擊載荷測(cè)試。實(shí)驗(yàn)井使用φ127 mm鉆桿下入，鋼球、彈性球座和普通剪切球座與現(xiàn)場(chǎng)工具一致，通過(guò)預(yù)設(shè)不同組別的剪切銷釘和檢查下級(jí)球座剪切銷釘是否正常剪切，分析得到了改進(jìn)前當(dāng)?shù)谝患?jí)彈性球座在不同壓差啟動(dòng)時(shí)對(duì)下級(jí)剪切球座造成的沖擊合力(表1)。

圖5 本文研制的測(cè)試裝置(含普通剪切球座)Fig.5 Test device developed in this paper(including general shear ball seat)

表1 改進(jìn)前實(shí)驗(yàn)井JJSY-2H水平段沖擊合力測(cè)試Table 1 Test data of impact load before improvement in horizontal section of testing Well JJSY-2H

根據(jù)測(cè)試數(shù)據(jù)分析發(fā)現(xiàn)，改進(jìn)前當(dāng)?shù)谝患?jí)球座以7.9 MPa壓差剪切時(shí)，可對(duì)下級(jí)球座剪切銷釘造成63 kN的沖擊載荷，該值略低于理論分析的69 kN，偏差為8.7%，其準(zhǔn)確性滿足工程分析的使用要求。

3 剪切球座設(shè)計(jì)改進(jìn)

為有效解決完井作業(yè)常見(jiàn)送球沖擊載荷造成剪切球座提前剪切失效的問(wèn)題，保證投球坐封封隔器等關(guān)鍵作業(yè)工序中球座剪切值的準(zhǔn)確和穩(wěn)定，調(diào)研發(fā)現(xiàn)目前國(guó)內(nèi)外均無(wú)針對(duì)解決送球沖擊問(wèn)題的同類技術(shù)產(chǎn)品，因此本文考慮不同完井工藝管柱和尺寸規(guī)格的限制，研制出2種可避免沖擊影響的新型旁通剪切球座。

3.1 無(wú)需加長(zhǎng)中心管的旁通剪切球座

針對(duì)中心管長(zhǎng)度和承壓受限的完井工藝管柱，設(shè)計(jì)了由2組球座串連一體構(gòu)成的免沖擊旁通球座(圖6)。該球座可適用于單獨(dú)送球和單球逐級(jí)剪切多級(jí)球座的作業(yè)工況，首先投送小球坐落在連接套的球座上，然后管內(nèi)升壓至封隔器完全坐封或滑套順利開(kāi)關(guān)后剪切下接頭，由于小球不直接接觸下接頭，故可完全避免小球的沖擊影響。同時(shí),在連接套旁通孔與下接頭承壓艙室之間設(shè)計(jì)有狹窄的傳壓通道，該通道摩阻可大幅降低液體沖擊壓力的影響。除此之外，為規(guī)避異常高壓造成下接頭受液體沖擊而提前剪切的作業(yè)風(fēng)險(xiǎn)，設(shè)計(jì)了可選擇性投球的備用免沖擊旁通剪切球座，即可通過(guò)投送大球繼續(xù)完成封隔器坐封和滑套開(kāi)關(guān)，最后升壓至剪切選擇啟動(dòng)活塞以導(dǎo)通管柱循環(huán)，徹底解決剪切球座受鋼球和液體沖擊影響而失效的問(wèn)題。由于該工具無(wú)需采用加長(zhǎng)中心管柱的復(fù)雜方式以緩解沖擊影響，可實(shí)現(xiàn)整體工具管柱的精簡(jiǎn)最大化和風(fēng)險(xiǎn)最小化。

圖6 本文研制的無(wú)需加長(zhǎng)中心管柱的旁通剪切球座Fig.6 Bypass shear ball seat without long center pipe developed in this paper

3.2 需加長(zhǎng)中心管的旁通剪切球座

針對(duì)工具外徑受限而中心管長(zhǎng)度、承壓不受限的完井工藝管柱，本文研究考慮流體隨壓強(qiáng)變化的壓縮系數(shù)的影響，選取35 MPa工作壓力下的完井液體積壓縮系數(shù)為1.57%，設(shè)計(jì)了需加長(zhǎng)中心管柱的旁通剪切球座(圖7)，即通過(guò)送球到位時(shí)給鋼球和流體預(yù)留足夠的緩沖空間以消除沖擊影響。同時(shí),設(shè)計(jì)了與球座配套的可承托鎖定和旁通循環(huán)的支撐軸，實(shí)現(xiàn)了通過(guò)一層中心管可再次建立球座剪切后的循環(huán)通道，且優(yōu)化了旁通過(guò)流當(dāng)量面積，保證了后續(xù)動(dòng)管柱替液和洗井作業(yè)的可靠和安全。

圖7 本文研制的需加長(zhǎng)中心管柱的旁通剪切球座Fig.7 Bypass shear ball seat with long center pipe developed in this paper

4 實(shí)驗(yàn)測(cè)試及現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用

為驗(yàn)證2種新型旁通剪切球座的抗沖擊性和工作可靠性，在實(shí)驗(yàn)井JJSY-2H水平段1 500 m使用測(cè)試裝置和無(wú)需加長(zhǎng)中心管的旁通剪切球座(圖8)進(jìn)行模擬送球測(cè)試，通過(guò)預(yù)設(shè)不同組別的剪切銷釘和檢查下級(jí)球座剪切銷釘是否正常剪切，分析得到改進(jìn)后當(dāng)?shù)谝患?jí)彈性球座在不同壓差啟動(dòng)時(shí)對(duì)下級(jí)剪切球座造成的沖擊合力(表2)。

根據(jù)表2測(cè)試數(shù)據(jù)分析發(fā)現(xiàn)，改進(jìn)后無(wú)需加長(zhǎng)中心管的旁通剪切球座克服了鋼球的撞擊影響，雖存在異常高壓≥11 MPa后會(huì)產(chǎn)生72 kN以上的流體沖擊和壓差載荷，但通過(guò)選擇性啟動(dòng)活塞可完全避免鋼球和液體沖擊合力的影響。

圖8 本文研制的測(cè)試裝置(含旁通剪切球座)Fig.8 Test device developed in this paper(including bypass shear ball seat)

表2 實(shí)驗(yàn)井JJSY-2H水平段無(wú)需加長(zhǎng)中心管的旁通剪切球座實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果Table 2 Experimental result of bypass shear ball seat without long center pipe of horzontal section of testing Well JJSY-2H

此外,在恩平23-2油田A2H井防砂作業(yè)中使用與實(shí)驗(yàn)井相同的坐封和送入工具，完成了需加長(zhǎng)中心管旁通剪切球座坐封頂部封隔器的現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用。該井使用的剪切球座活塞直徑53 mm，剪切銷釘理論懸掛載荷53 kN，球座頂深3 360 m，加長(zhǎng)中心管為φ88.9 mm油管(表3)。

表3 需加長(zhǎng)中心管的旁通剪切球座在恩平23-2油田A2H井的現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用結(jié)果Table 3 Application result of bypass shear ball seat with long center pipe applied in Well A2H of EP23-2 oilfield

根據(jù)表3測(cè)試數(shù)據(jù)分析發(fā)現(xiàn)，考慮液體體積壓縮系數(shù)為1.57%而增設(shè)32.3 m的φ88.9 mm油管后，在第一級(jí)球座以11.4 MPa壓差剪切時(shí)，第二級(jí)球座剪切值保持正常，實(shí)際剪切值與理論值相差6%，滿足工程作業(yè)要求，即預(yù)留中心管長(zhǎng)度滿足上部管柱液體受壓釋放能量的空間。

由此可見(jiàn)，通過(guò)實(shí)驗(yàn)井測(cè)試和現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用驗(yàn)證了改進(jìn)后2種旁通剪切球座解決送球沖擊失效問(wèn)題的可靠性和穩(wěn)定性。

5 結(jié)論

1) 建立了完井作業(yè)中常見(jiàn)單獨(dú)送球入座和單球逐級(jí)剪切多級(jí)球座時(shí)沖擊模型，為解決投球坐封封隔器等關(guān)鍵作業(yè)中出現(xiàn)沖擊失效問(wèn)題和提高球座剪切精度提供了理論支持。

2) 通過(guò)實(shí)例分析和模擬實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證了本文建立模型與實(shí)際狀況基本吻合，即當(dāng)球和液體的沖擊合載大于球座剪切銷釘?shù)膽覓燧d荷時(shí)，則會(huì)造成球座提前剪切失效;當(dāng)球和液體的沖擊合載小于球座剪切銷釘?shù)膽覓燧d荷時(shí)，則球座剪切正常。

3) 針對(duì)普通剪切球座出現(xiàn)的沖擊失效問(wèn)題，考慮不同完井工藝管柱下工具外徑、中心管長(zhǎng)度和承壓能力的局限性，設(shè)計(jì)了2種可避免沖擊影響的新型旁通剪切球座。其中，無(wú)需加長(zhǎng)中心管柱的旁通剪切球座，可完全避免球和液體的沖擊影響，實(shí)現(xiàn)整體工具管柱的最大化精簡(jiǎn)；需加設(shè)足夠長(zhǎng)度中心管的旁通剪切球座，推薦考慮35 MPa工作壓力下的完井液體積壓縮系數(shù)為1.57%。

4) 通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)試和現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用，驗(yàn)證了2種改進(jìn)方案解決送球沖擊失效問(wèn)題的有效性和可靠性，為完井作業(yè)安全提供了技術(shù)支持。