隼槽式全通徑不動管柱多級壓裂技術及其應用

蘭乘宇, 劉巨保, 楊 明, 岳欠杯, 劉玉喜, 王 勇

(1.東北石油大學機械科學與工程學院,黑龍江大慶 163318; 2.中國石油大慶油田井下作業(yè)分公司,黑龍江大慶 163453)

非常規(guī)油氣資源的高效開采已成為各國油氣田增產(chǎn)的主體,而支撐這些特殊油氣層開采的核心技術之一就是水力壓裂[1-4]。其中不動管柱壓裂技術對目的層分級進行壓裂施工,可大幅縮短施工周期,有效避免壓裂液對儲層的二次污染,實現(xiàn)綠色環(huán)保和高效施工,目前已被廣泛應用[5-6]。但中國油田限于油氣層壓裂改造成本和工藝技術,不動管柱多級壓裂技術普遍采用階梯式滑套結構[7-8],孔徑逐級縮小,局部節(jié)流損失大,無法滿足規(guī)?？p網(wǎng)壓裂大排量、大砂量、連續(xù)多段壓裂的施工要求[9]。全通徑不動管柱多級壓裂技術可滿足這種需求而得到了快速發(fā)展,采用該技術壓裂可使全井壓裂管柱保持最大全通徑,提升壓裂液排量,滿足級數(shù)多、排量大的壓裂井需求[10-11]。但在全通徑不動管柱多級壓裂工藝中,壓裂工具內部勢必存在復雜流道,還沒有較為成熟的沖蝕理論和統(tǒng)一的壓力損失計算公式,影響了壓裂施工工藝和工具設計。針對上述技術問題,筆者結合大慶油田壓裂技術現(xiàn)狀,提出周向分級設計理念,通過配合使用隼翼開關和隼槽式噴砂封隔器實現(xiàn)壓裂油管內無縮徑節(jié)流,通過優(yōu)化導流結構提高滑套抗沖蝕能力,并對不動管柱工具內部復雜流道進行數(shù)值模擬修正攜砂液壓力損失計算公式,研發(fā)一種全通徑隼槽式滑套工具和多級壓裂管柱結構及工藝,有助于非常規(guī)油氣資源的高效開采。

1 隼槽式全通徑壓裂管柱及工具研制

管柱設計是在保證工藝性能的前提下,以操作方法簡單、工作可靠為原則。為此,設計隼槽式滑套管柱,使多級噴砂器實現(xiàn)全通徑,以滿足特低滲透儲層增產(chǎn)改造需要。

1.1 隼槽式全通徑壓裂管柱

隼槽式全通徑多級壓裂不動管柱主要由多級全通徑橋式導壓噴砂封隔器、擴張式封隔器、水力錨、安全接頭和絲堵等組成[12],如圖1所示。其中全通徑橋式導壓噴砂封隔器由噴砂器和封隔器組成,而噴砂器主要由上接頭、導壓主體、隼槽式滑套等組成。

圖1 隼槽式全通徑多級壓裂不動管柱結構示意圖

管柱工作原理:壓裂施工時,壓裂車組小排量起車,工作液通過最下級無套導壓噴砂器,形成節(jié)流壓降,油管內壓力高于油套環(huán)空壓力。當內外壓差達到封隔器初封壓差以上時,整趟管柱的所有封隔器膠筒膨脹,坐封在套管內壁。這時地面車組按照壓裂施工工序表完成本級壓裂施工。本級壓裂施工結束,投隼翼開關,坐在上一級全通徑橋式導壓噴砂封隔器的隼槽滑套上,地面泵車加壓,噴砂器滑套下行,本級橋式導壓噴砂封隔器的出砂口打開,繼續(xù)加壓,底堵脫開,封堵下面的油管通道,即可壓裂施工。依此類推,一趟不動管柱可完成多段壓裂施工,最終形成全通徑不動管柱多級壓裂技術。

1.2 隼槽式滑套

隼槽式等通徑噴砂封隔器結構和隼翼開關如圖2(a)、(b)所示。當隼槽式工具隨管柱下入井內,選擇與壓裂層相匹配的隼翼開關投入壓裂管柱內,靠自重或泵送下入,通過隼翼開關與隼槽式滑套座的識別與封堵,實現(xiàn)坐壓多層。工藝原理是:當隼翼開關工具上的鍵寬度小于滑套上的鍵槽寬度時,開關工具可順利通過滑套,直至到達對應級滑套;當鍵的寬度大于鍵槽的寬度時,隼翼開關工具上的鍵和滑套上的鍵槽結構形成配合,此時管內繼續(xù)憋壓,打開滑套。通過調整滑套鍵槽寬度和開關的鍵寬度以及鍵的數(shù)量可形成級差控制,每一級滑套的內徑相同,只是鍵槽的寬度不同,由上往下鍵槽的寬度逐漸減小,沒有造成內徑上的損失,形成了全通徑,從理論上可實現(xiàn)無限級壓裂。

如圖2(c)所示,隼槽式滑套為帶有一定厚度的管體,管下端為與噴砂器內套相連接的外螺紋結構,管內壁為多個具有一定厚度的傘形鍵結構,鍵軸向總長140 mm,鍵尖部軸向長70 mm,鍵的環(huán)向寬度和個數(shù)為級數(shù)識別參數(shù),鍵槽結構上下均為斜面,起導向作用,通過調整識別參數(shù)可實現(xiàn)滑套的分級。

圖2 噴砂封隔器、隼翼開關和隼槽式滑套結構示意圖

2 隼槽式滑套抗沖蝕結構設計

由于壓裂施工中壓裂液排量較大,且攜帶大量石英石、陶粒等顆粒,對隼槽式滑套結構,特別是導向鍵尖部位,產(chǎn)生顯著的沖蝕,進而影響隼翼開關與滑套的導向,導致滑套無法打開,壓裂層無法實施壓裂作業(yè)。為解決沖蝕磨損造成的影響,對隼槽式滑套進行抗沖蝕結構設計。主要通過導流結構設計改變傘鍵附近流場,避免攜砂液直接沖蝕鍵尖部位[13]。在抗沖蝕導流結構設計中,經(jīng)反復篩選設計出方形擋板和弧形擋板兩種導流結構,如圖3所示。為了分析兩種方案的抗沖蝕效果,采用數(shù)值模擬方法進行分析。

圖3 傘鍵防沖蝕導流結構方案

2.1 隼槽式滑套內兩相流數(shù)值分析模型

以3個傘鍵的隼槽式滑套為例,取滑套內流體域的三分之一進行離散建模,為了提高計算精度,在壁面、變截面、鍵結構附近區(qū)域進行網(wǎng)格加密處理,并進行了網(wǎng)格無關性驗證。選取滑溜水為沖蝕液體,混砂體積分數(shù)為3%,排量為10 m3/min,顆粒取石英砂,粒徑分布在0.425～0.85 mm的加權平均數(shù)為0.65 mm,彈性模量為1.79×1010Pa,泊松比為0.27,稠化劑質量濃度取3 kg/m3。計算域入口為速度邊界,出口為壓力邊界,流體在壁面為無滑移邊界,壓裂液顆粒與流體初始速度相同,兩相流模型采用雙流體模型[14],湍流模型選取RNGk-ε模型,沖蝕模型選用Huser等的壁面碰撞沖蝕模型[15]。

2.2 導流結構沖蝕特性

經(jīng)數(shù)值計算可以得到滑套內流場及沖蝕率密度,如圖4所示。

圖4 傘鍵沖蝕率密度云圖

由圖4可知,帶有導流結構比原結構沖蝕率整體下降很多,鍵尖被擋板保護較好,受到的沖蝕很小。為了定量評價傘鍵結構的抗沖蝕特性,沿傘鍵側面建立沖蝕率密度提取路徑,如圖5(a)中紅色線所示。原傘鍵結構、方形擋板結構和弧形擋板結構的沖蝕率密度沿傘鍵路徑變化如圖5(b)所示。由圖5可知,方形擋板結構與弧形擋板結構的沖蝕規(guī)律基本相同,在鍵尖位置處沖蝕率密度下降約4個數(shù)量級,在傘鍵長約50 mm位置沖蝕率密度下降約2個數(shù)量級,在73～143 mm段沖蝕率密度也下降約2個數(shù)量級。由圖5中也可以看出弧形擋板對傘鍵側面的保護略有加強,主要原因是弧形擋板結構具有上窄下寬特征,改變了流速分布。

圖5 沖蝕率密度路徑及其變化曲線

改變弧形擋板與傘鍵距離Z,得到的沖蝕率密度沿路徑變化曲線,見圖6。

圖6 弧形擋板不同位置處導流結構沖蝕率密度曲線

由圖6可知,隨著Z的增大,對傘鍵的保護范圍逐漸減小,但沖蝕率密度并不隨著Z的增大而變嚴重。當Z=10 mm時,傘鍵側面平均沖蝕率密度為Z=0 mm時的1.5倍;當Z=5 mm和Z=15 mm時,傘鍵側面平均沖蝕率密度為Z=0 mm時的2倍和2.5倍。由此可知,當擋板與傘鍵的距離為0時,擋板對傘鍵的保護能力最強,最終優(yōu)選出擋板與傘鍵距離Z=0 mm的弧形擋板式導流結構。

3 隼槽式全通徑多級壓裂不動管柱的壓力損失

3.1 全通徑多級壓裂不動管柱及工具的流道特征

隼槽式全通徑多級壓裂不動管柱工具內部存在復雜流道,沒有較為統(tǒng)一的壓力損失計算公式,影響了壓裂施工工藝和工具設計。為了采用變徑管結構的壓力損失計算公式來近似計算這些工具的壓力損失,根據(jù)工具內部流道結構,簡化為圖7所示的突縮管、突擴管、縮擴管和擴縮管的組合結構,但這種簡化方法及壓力損失計算的誤差和適用性仍需研究。為此,定義突縮管直徑比為d/D1;突擴管直徑比為d/D2;縮擴管直徑比為d/(D1/2+D2/2),變徑長為Ld/(D1/2+D2/2);擴縮管直徑比為(d1/2+d2/2)/D,變徑長為LD/D,采用數(shù)值模擬方法對簡化的直徑進行修正。

圖7 全通徑多級壓裂不動管柱及工具典型流道特征

3.2 全通徑多級壓裂不動管柱壓力損失計算方法

壓裂液在直管內的壓力損失[16-17]為

Δpf=δΔpw.

(1)

其中

式中,Δpf為直管內壓裂液壓力損失,Pa;Δpw為直管內清水壓力損失,Pa;δ為直管內壓裂液降阻比;D為直管內徑,m;Q為排量;CHPG為稠化劑質量濃度,kg/m3;Cp為砂比即總砂量與凈液量的比,%。

壓裂液在彎曲段壓力損失計算公式[18]為

(2)

其中

a=(lgn+3.93)/50,b=(1.75-lgn)/7.

式中,Δpb為彎曲段內壓裂液壓力損失,Pa;ρ為流體密度,kg/m3;v為流體速度,m/s;L為管長度,m;f為摩阻系數(shù);Ref為壓裂液雷諾數(shù);Rc為曲率半徑,m;K為稠度系數(shù),Pa·sn;n為流性指數(shù)。

突縮管、突擴管、縮擴管和擴縮管4種變徑管內壓裂液壓力損失計算公式[19-23]為

(3)

其中

全通徑多級壓裂不動管柱的壓力損失Δp由直管、彎管和變徑管的壓力損失組成,計算公式為

(4)

3.3 工具內復雜流道結構壓力損失的數(shù)值分析

在全通徑多級壓裂不動管柱中,噴嘴座傘鍵位置、噴砂口關閉時噴砂口位置、噴砂口打開時噴砂口位置、噴砂器無套時噴砂口位置均為復雜流道,若通過面積等效為變徑管,并由公式(4)求解,而得到的壓力損失準確性難于保證,只有通過數(shù)值模擬才能開展評價和修正?，F(xiàn)取噴嘴座傘鍵、噴砂口關閉和噴砂口打開狀態(tài)以及噴砂器無套時的流道內流體為研究對象,數(shù)值模型如圖8所示,排量取4、5、6、7、8 m3/min,砂比取7%、14%、21%、28%、35%,壓裂液黏度為40 mPa·s。

圖8復雜流道結構數(shù)值模型

兩種傘鍵結構甲1(鍵槽寬H=11 mm)和甲2(鍵槽寬H=27 mm)在不同排量和砂比下的壓力損失曲線見圖9,最大砂比工況時的傘鍵壓力分布見圖10。由圖10可知,傘鍵位置處壓力小于其他位置壓力,入口側一段距離內壓力較高,出口側一段距離內壓力較低;傘鍵鍵尖到傘鍵根部,壓力由高到低變化是產(chǎn)生壓力損失的主要原因。壓力損失曲線中未修正等效直徑的變徑管,采用公式(3)得到的計算結果與數(shù)值模擬結果誤差約為40%。因此可采用數(shù)值模擬得到的傘鍵壓力損失對傘鍵結構等效的當量直徑進行修正。通過對不同傘鍵結構和不同工況參數(shù)下的數(shù)值模擬,并將壓力損失計算結果進一步回歸處理,修正后的噴嘴座傘鍵位置等效面積對應的當量直徑des為

圖10 甲1最大砂比時傘鍵壓力分布

(5)

式中,des為修正后的傘鍵結構當量直徑,mm。

將修正后的當量直徑代入式(3)計算傘鍵壓力損失,由圖9中可以看出,其結果與數(shù)值模擬值的相對誤差均小于10%,表明傘鍵結構修正后的當量直徑完全可以采用公式(3)進行此類結構的壓力損失計算。

圖9 傘鍵壓力損失曲線

噴砂口關閉、噴砂口打開和噴砂器無套時噴砂口流道可以等效為擴縮管結構,不同排量和砂比下3種工況的壓力損失曲線見圖11。依據(jù)面積等效直徑,3種工況由公式(3)計算的壓力損失與數(shù)值模擬值誤差也均較大,同樣采用數(shù)值模擬得到的傘鍵壓力損失值,對傘鍵結構等效的當量直徑進行修正,噴砂口關閉時噴砂口位置的等效當量直徑為66 mm,修正后得到的等效當量直徑為69 mm;噴砂口打開時噴砂口位置的等效當量直徑為108 mm,修正后得到的等效當量直徑為123 mm;噴砂器無套時噴砂口位置的等效當量直徑為50 mm,修正后得到的當量直徑為57 mm。將修正后的當量直徑代入式(3)計算噴砂口壓力損失,由圖11中可以看出,其結果與數(shù)值模擬值的相對誤差均小于10%,表明噴砂口修正后的當量直徑也完全可以采用式(3)進行壓力損失計算。

圖11 傘鍵壓力損失曲線

4 現(xiàn)場試驗

4.1 全通徑多級壓裂不動管柱及工具的現(xiàn)場試驗

在低滲透油田3口井中開展隼槽式全通徑不動管柱多級壓裂現(xiàn)場試驗,其中高127-更44井設計施工壓裂三層,管柱由K344-116HD封隔器(2個)、導壓噴砂封隔器(2個,隼槽滑套耐磨處理)、導壓噴砂器(1個不帶套)、隼翼開關(2個)組成,設計施工累積液量為760 m3,累積砂量為118 m3。

起出壓裂管柱觀察,導壓噴砂器本體完好,出砂口有輕微磨損,各級滑套均打開到位。該井全通徑噴砂器單體最大過砂量達到60 m3,整體管柱過砂量為118 m3,達到了試驗目的。在試驗中,第二層隼槽式開關系統(tǒng)進行耐磨處理,施工排量5 m3/min,最高施工壓力35 MPa,共施工49 min,加砂28 m3,壓后取出的隼翼開關和滑套的形貌如圖12(a)、(b)所示,經(jīng)耐磨處理后有一定效果,但還存在一定程度的磨損失效。在第三層中,隼槽式滑套工具進行耐磨處理,并增加導流結構,前置液施工排量為8 m3/min,加砂排量為5 m3/min,最大施工壓力為39 MPa,施工46 min,加砂30 m3,如圖12(c)所示,隼槽開關及滑套外部觀察不到?jīng)_蝕空坑,滑套內部也只有輕微沖蝕。增加的導流結構對隼槽式滑套和開關起到了很好的抗沖蝕作用,使磨蝕導致工具壽命低、工作可靠性差的問題得以有效解決,確保了隼槽式滑套工具能夠滿足多級壓裂的需要。

圖12 施工后隼翼開關和滑套的形貌

4.2 全通徑多級壓裂不動管柱壓力損失試驗

在低滲透油田3口井中開展管柱壓力損失現(xiàn)場試驗,選取高127-更44井為例,油管內徑為62 mm,設計施工累積液量為310 m3,累積砂量為28 m3,根據(jù)井口泵壓記錄數(shù)據(jù)和井底壓力計采集壓力pb值,可得壓裂施工時每一層段的管柱壓力損失,即

Δpex=pp+ph-pb.

(6)

式中,Δpex為管柱測試壓力損失,MPa;pp為井口泵壓,MPa;pb為井底壓力計采集的壓力,MPa;ph為靜液柱壓力,MPa。

通過前述計算方法,根據(jù)施工參數(shù)和管柱結構求得管柱壓力損失的理論值,結果見表1。由表1可知,理論計算與現(xiàn)場測試得到的壓力損失結果相對誤差最大值為13.26%,而在分析的15種工況下,有10種工況的相對誤差低于10%,表明本文中給出的壓力損失計算公式完全可以用于全通徑多級壓裂不動管柱的壓力損失計算。

表1 高127-更44井壓力損失測試和理論計算結果

由隼槽滑套工具研發(fā)、壓裂管柱設計及管柱壓力損失計算而形成的隼槽式全通徑不動管柱多級壓裂技術,已在大慶油田累積推廣應用386口井。一趟管柱坐壓最多8層,最大施工排量8.5 m3/min,最高施工壓力59 MPa,整體應用工藝成功率99.4%,設計符合率99.9%,為高效低成本開采大慶外圍低滲透油田提供了一項新的壓裂技術。

5 結束語

突破傳統(tǒng)滑套逐級縮徑投球的“徑向分級”思維,提出了周向分級設計理念,研制了逐級全通徑的隼槽式滑套工具。建立了滑套內含砂壓裂液兩相流體模型,得到了傘鍵結構的流場和沖蝕密度,優(yōu)選出抗沖蝕能力較好的弧形擋板導流結構。通過噴嘴座傘鍵位置、噴砂口關閉和打開位置、無套時噴砂口位置流道的數(shù)值模擬研究,得到了適用于特殊流道結構的攜砂液壓力損失計算方法。通過現(xiàn)場試驗,驗證了隼槽式滑套和工具的可靠性以及壓力損失計算方法的準確性,為全通徑不動管柱多級壓裂提供了一項新技術。