稠油熱采井防砂篩管失效機(jī)理及完整性研究

賈立新，韓耀圖，陳毅，陳彬，徐濤

（1.中海石油（中國(guó)）有限公司天津分公司，天津 300452；2.海洋石油高效開發(fā)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300452）

我國(guó)渤海灣具有豐富的海上稠油資源[1]，其中常規(guī)稠油開發(fā)已經(jīng)取得了初步成功，但低品位稠油難以通過常規(guī)冷采技術(shù)取得可觀的工業(yè)油流，因此必須實(shí)現(xiàn)熱采開發(fā)技術(shù)的應(yīng)用[2]。然而，熱采井防砂有效期成為制約海上熱采井經(jīng)濟(jì)高效開發(fā)的關(guān)鍵因素。據(jù)統(tǒng)計(jì)[3]，渤海某油田熱采開發(fā)投產(chǎn)后，裸眼篩管井失效率達(dá)45.6%。目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過借助實(shí)驗(yàn)方法[4-11]和數(shù)值模擬方法[12-19]，已經(jīng)針對(duì)海上稠油熱采井防砂篩管完整性開展了大量研究。研究發(fā)現(xiàn)，稠油熱采防砂篩管的主要的失效形式為沖蝕、腐蝕、熱應(yīng)力損壞等?，F(xiàn)場(chǎng)實(shí)際應(yīng)用中，優(yōu)質(zhì)篩管會(huì)發(fā)生嚴(yán)重的變形、沖蝕，甚至斷裂。為助推海上稠油熱采井高效開發(fā)，文中在前人研究的基礎(chǔ)上，結(jié)合渤海油田熱采井實(shí)際生產(chǎn)及選材情況，分別針對(duì)優(yōu)質(zhì)篩管中心基管和外保護(hù)套開展注熱過程中防砂篩管完整性數(shù)值模擬研究，分析海上稠油熱采井防砂篩管失效機(jī)理。同時(shí)，探究篩管在腐蝕、沖蝕共同影響下的失效規(guī)律，以更系統(tǒng)高效地延長(zhǎng)熱采井防砂有效期，延長(zhǎng)油井壽命，提高稠油動(dòng)用程度。

1 防砂篩管熱應(yīng)力失效分析

1.1 篩管熱應(yīng)力損壞機(jī)理分析

Orourke 等人研究發(fā)現(xiàn)[20]，水平熱采井發(fā)生的篩管失效是由于多輪次注熱造成篩管軸向伸長(zhǎng)或收縮引起疲勞破壞形成的。熱采井防砂篩管在高溫注蒸汽過程中，熱應(yīng)變受限所產(chǎn)生的熱應(yīng)力會(huì)增大篩管內(nèi)的應(yīng)力?？紤]鋼材為各向同性材料，其熱應(yīng)變表達(dá)式為[21]：

式中：α為熱膨脹系數(shù)，℃–1；ΔT為相對(duì)無熱應(yīng)變狀態(tài)時(shí)的溫度差，℃；δ為材料均勻延伸率，%；ε為熱應(yīng)變，%。

由式(1)可以看出，熱應(yīng)變膨脹方向均為主應(yīng)力方向，對(duì)于防砂篩管，主應(yīng)力方向即徑向、周向和軸向。徑向的熱應(yīng)變體現(xiàn)為管徑尺寸的變化，周向熱應(yīng)變體現(xiàn)為管壁切向的位移。徑向和周向上的熱應(yīng)變可以與礫石層協(xié)調(diào)變形，因此不會(huì)儲(chǔ)存較大熱應(yīng)力，而軸向熱應(yīng)力則會(huì)由于位移受限而儲(chǔ)存較大熱應(yīng)力?，F(xiàn)場(chǎng)通常采用熱應(yīng)力補(bǔ)償器緩解熱采管柱軸向位移受限，以保護(hù)熱采井管柱的完整性[17,22-25]。在未安裝熱應(yīng)力補(bǔ)償器或補(bǔ)償量不足的情況下，熱采井防砂篩管在注熱過程中，熱應(yīng)變受到限制，軸向上就會(huì)儲(chǔ)存較大的熱應(yīng)力，使基管及保護(hù)套進(jìn)入屈服狀態(tài)，嚴(yán)重時(shí)甚至發(fā)生壓桿失穩(wěn)。中心基管失效位置一般起始于孔眼周圍應(yīng)力集中處，進(jìn)入屈服狀態(tài)后，基管孔眼周圍會(huì)首先發(fā)生塑性變形。外保護(hù)套失效位置一般在沖縫兩端，一旦發(fā)生失效，內(nèi)部防砂篩網(wǎng)就會(huì)失去外保護(hù)套的保護(hù)作用，致使擋砂介質(zhì)直接受到?jīng)_蝕、腐蝕及非均勻外擠力的破壞。因此考慮到防砂措施的長(zhǎng)期有效性，應(yīng)盡可能使防砂篩管遠(yuǎn)離屈服狀態(tài)。

1.2 熱應(yīng)力補(bǔ)償器加放設(shè)計(jì)

本研究借助有限元計(jì)算軟件ABAQUS 為平臺(tái)，分別針對(duì)復(fù)合篩管的基管和外保護(hù)套分別進(jìn)行建模計(jì)算。由于六面體網(wǎng)格具有精度高的特性，同時(shí)考慮溫度-位移場(chǎng)的耦合計(jì)算，本研究采用C3D8T 單元進(jìn)行計(jì)算。由于孔眼周圍會(huì)有應(yīng)力集中作用，故在孔眼周圍網(wǎng)格進(jìn)行局部加密，加密半徑為20 mm。具體幾何參數(shù)見表1。

表1 基管、外保護(hù)套的幾何參數(shù)Tab.1 Geometry parameters of central base pipe and outer protective cover

經(jīng)計(jì)算，在不使用熱應(yīng)力補(bǔ)償器的條件下，孔眼周圍等效塑性應(yīng)變(PEEQ)大于0(如圖1 所示)，說明此時(shí)基管會(huì)受熱應(yīng)力發(fā)生屈服而破壞結(jié)構(gòu)甚至失效。因此，為保證基管完整性，應(yīng)根據(jù)基管參數(shù)選取合適的熱應(yīng)力補(bǔ)償器與下入間隔。不同的熱應(yīng)力補(bǔ)償器與下入間隔組合的計(jì)算結(jié)果見表2。若每隔150 m 補(bǔ)償量低于200 mm，則在注熱過程中基管會(huì)進(jìn)入屈服狀態(tài)。

圖1 未使用熱應(yīng)力補(bǔ)償器條件下基管計(jì)算結(jié)果Fig.1 Results of central base pipe without thermal stress compensation

表2 不同的熱應(yīng)力補(bǔ)償器與下入間隔條件下中心基管計(jì)算結(jié)果Tab.2 Calculation results of central base pipe with different compensator quantity and spaces

與中心基管類似，在沒有熱應(yīng)力補(bǔ)償器的情況下，外保護(hù)套會(huì)進(jìn)入屈服狀態(tài)，并發(fā)生嚴(yán)重的變形，甚至發(fā)生屈曲(如圖2 所示)，因此針對(duì)不同的熱應(yīng)力補(bǔ)償器與下入間隔組合進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果見表3。根據(jù)計(jì)算結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，相比于中心基管，外保護(hù)套對(duì)熱應(yīng)力補(bǔ)償器設(shè)計(jì)的要求更加苛刻，僅在每50 m 間隔補(bǔ)償量為400 mm 以上或在每100 m 間隔補(bǔ)償量為600 mm 以上才能保證外保護(hù)套不進(jìn)入屈服狀態(tài)。

圖2 未使用熱應(yīng)力補(bǔ)償器條件下的外保護(hù)套計(jì)算結(jié)果Fig.2 Results of outer protective cover without thermal stress compensation

表3 不同的熱應(yīng)力補(bǔ)償器與下入間隔條件下外保護(hù)套計(jì)算結(jié)果Tab.3 Calculation results of outer protective cover with different compensator quantity and spaces

在現(xiàn)場(chǎng)熱應(yīng)力補(bǔ)償器設(shè)計(jì)中，一般僅考慮中心基管的應(yīng)力狀態(tài)，很少考慮外保護(hù)套。如圖3 所示，若按照中心基管力學(xué)完整性要求提出的補(bǔ)償量為50 m間隔補(bǔ)償量為200 mm，則外保護(hù)套沖縫附近就會(huì)進(jìn)入屈服狀態(tài)。與此同時(shí)，若受到非均勻外擠力、注氣壓力波動(dòng)或其他外力，外保護(hù)套就會(huì)發(fā)生嚴(yán)重的變形破壞。因此，若未考慮防砂篩管外保護(hù)套的受力狀態(tài)，而導(dǎo)致熱應(yīng)力補(bǔ)償器設(shè)計(jì)不合理，則外保護(hù)套首先會(huì)進(jìn)入屈服狀態(tài)，發(fā)生較大變形，甚至屈曲，導(dǎo)致外保護(hù)套的過流縫隙尺寸發(fā)生顯著變化。一方面，縫隙尺寸變化會(huì)造成流速不均勻，且容許較大顆粒進(jìn)入，會(huì)加劇對(duì)內(nèi)部防砂篩網(wǎng)的沖蝕作用；另一方面，過流縫隙變窄的沖縫處會(huì)發(fā)生嚴(yán)重的堵塞，進(jìn)一步加劇流速的非均勻性，導(dǎo)致局部流速過大，對(duì)內(nèi)部防砂篩網(wǎng)和中心基管造成更嚴(yán)重的破壞。

圖3 每隔50 m 安放200 mm 熱應(yīng)力補(bǔ)償器條件下的外保護(hù)套計(jì)算結(jié)果Fig.3 Results of outer protective cover with thermal stress compensation of 200 mm every 50 m-space

2 防砂篩管沖蝕腐蝕條件下失效分析

篩管金屬表面在多相流介質(zhì)的腐蝕作用下形成保護(hù)膜，同時(shí)其在沖蝕作用下發(fā)生破壞，形成一個(gè)自催化的加速腐蝕的破壞過程。為弄清稠油多輪次注熱吞吐過程中腐蝕和沖蝕對(duì)防砂篩管影響程度，開展防砂篩管沖蝕和腐蝕迭加作用試驗(yàn)研究，探究篩管在腐蝕、沖蝕共同影響下的失效規(guī)律。熱采過程中稠油容易次生腐蝕性氣體，如CO2、H2S 等[26-29]，使得井下腐蝕環(huán)境更惡劣。文中模擬腐蝕環(huán)境為注熱階段考慮次生腐蝕性氣體的腐蝕環(huán)境：CO2分壓為0.2 MPa，H2S分壓為0.0023 MPa[30]。沖蝕破壞是最常見而難預(yù)防的破壞形式，在含水、腐蝕性、多相流作用下引起的沖蝕穿孔更為復(fù)雜，回采過程攜砂流體對(duì)篩管的沖蝕最嚴(yán)重，文中沖蝕實(shí)驗(yàn)實(shí)驗(yàn)溫度按照回采井底溫度80 ℃設(shè)計(jì)。

2.1 回采階段篩管沖蝕試驗(yàn)

試驗(yàn)壓差為 1.0 MPa，模擬石英砂粒徑為100~200 μm，篩網(wǎng)精度為300 μm，單層篩網(wǎng)，填砂量為6 kg，沖蝕時(shí)間為5 h。沖蝕試驗(yàn)后如圖4 所示，可清晰反映出篩網(wǎng)受沖蝕情況。在沖蝕環(huán)境下，篩網(wǎng)出現(xiàn)明顯局部破壞，沖蝕清理干凈樣片表面，沖蝕磨損破壞區(qū)域特別明顯。

采用SEM 掃描電鏡觀察篩網(wǎng)沖蝕后微觀形貌，如圖5 所示?？芍獩_蝕條件下，破壞區(qū)域主要集中在正對(duì)樣片位置，篩網(wǎng)局部損壞嚴(yán)重，部分金屬絲可見明顯的磨蝕痕跡，篩網(wǎng)存在砂粒堆積情況。

圖4 沖蝕后試樣形貌Fig.4 Morphology of sample after erosion

圖5 篩網(wǎng)沖蝕破壞點(diǎn)不同倍數(shù)下的SEM 微觀結(jié)構(gòu)Fig.5 SEM microstructure at different times of erosion failure point of screen

2.2 注熱階段沖蝕-腐蝕模擬試驗(yàn)

試驗(yàn)材料為熱采井常用的TP100H 鋼材，試樣為外徑30 mm、內(nèi)徑2 mm、厚度3 mm 的圓狀金屬塊。試驗(yàn)裝置采用改進(jìn)型的CWYF-1 高溫高壓釜和沖蝕試驗(yàn)測(cè)試裝置。先在液相條件下沖蝕1 h，然后在最高腐蝕環(huán)境中腐蝕24 h，再?zèng)_蝕1 h。然后在最高腐蝕環(huán)境下腐蝕24 h，再?zèng)_蝕1 h，清洗試樣，測(cè)量前后孔徑變化。

試樣1：沖蝕流速保持為20 m/s，壓差穩(wěn)定為1 MPa，原油中連續(xù)沖蝕3 h，對(duì)比試樣前后孔徑變化。

試樣2：沖蝕試驗(yàn)條件為流速20 m/s，壓差為1 MPa, 單次1 h，原油；腐蝕環(huán)境CO2分壓為0.2 MPa，H2S 分壓為0.0023 MPa，測(cè)試溫度80 ℃，模擬流速1.5 m/s 進(jìn)行腐蝕測(cè)試，單次腐蝕24 h。

沖蝕-腐蝕試驗(yàn)后照片如圖6 所示。采用SEM 掃描電鏡觀察試樣1 和試樣2，分析孔徑的微觀形貌變化，試樣1 見圖7。由圖7 可知，在純液相條件沖蝕下，流速為40 m/s，沖蝕3 h，未見孔徑減小，說明純液體對(duì)管材本體無沖蝕破壞作用。

試樣2 在沖蝕-腐蝕作用前后的SEM 形貌如圖8所示。由圖8 可知，腐蝕24 h 后，孔徑由腐蝕前的2.34 mm 減小至2.07~2.11 mm，產(chǎn)物膜增厚115~135 μm。然后沖蝕1 h，孔徑增大至2.14~2.15 mm，產(chǎn)物膜厚度減少約20 μm，說明流體對(duì)產(chǎn)物膜有一定破壞作用。綜合熱采過程中，高溫引起井下管柱發(fā)生微塑性變形，可能誘發(fā)基底產(chǎn)物膜破壞，進(jìn)而被高速流體剝落，加速篩管損壞。

圖6 沖蝕-腐蝕試驗(yàn)后照片F(xiàn)ig.6 Photos after erosion-corrosion test: a) sample 1; 2) sample 2

圖7 試樣1 沖蝕前后SEM 電鏡掃描圖Fig.7 SEM scanning picture of sample 1(a)before and(b)after erosion

圖8 試樣2 沖蝕-腐蝕后SEM 電鏡掃描圖Fig.8 SEM scanning picture of sample 2 before and after erosion: a) before testing; b) after 24 h corrosion; c) after 1 h erosion

3 結(jié)論

1）熱采井注入高溫蒸汽會(huì)導(dǎo)致防砂篩管發(fā)生塑性變形失效，需在防砂篩管上加放熱應(yīng)力補(bǔ)償器避免篩管的熱應(yīng)力損壞。

2）篩管外保護(hù)套對(duì)于熱應(yīng)力補(bǔ)償器設(shè)計(jì)的要求更加苛刻，外保護(hù)套的變形會(huì)導(dǎo)致篩管破壞的加劇，因此建議在熱應(yīng)力補(bǔ)償器設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)充分考慮外保護(hù)套的變形情況。

3）高流速純流體沖刷對(duì)管材本體無破壞作用，高速流體會(huì)對(duì)腐蝕產(chǎn)物膜形成一定的沖刷破壞作用，剝落表面產(chǎn)物膜，腐蝕與沖蝕迭加作用是篩管損壞的主要因素。

4）熱采時(shí)高溫引起井下管柱發(fā)生微塑性變形，可能誘發(fā)基地產(chǎn)物膜破壞，進(jìn)而被高速流體剝落，加速金屬材質(zhì)的損壞。