海上油氣田雙層套管射孔穿透性能研究

文 敏，邱 浩，畢 剛，馬 楠，潘 豪，侯澤寧

(1.中海油研究總院有限責任公司，北京 100028；2.西安石油大學 石油工程學院，陜西 西安 710065)

引 言

我國南海石油儲量巨大，主要的油氣資源位于深水，占南海油氣資源總量的70%。其中，陵水25-1區(qū)塊富含豐富的天然氣資源，其天然氣資源主要蘊藏在黃流組地層，該地層為高溫高壓地層，是典型的深水高溫高壓井區(qū)，而且井的水平段延伸長度更長，鉆完井作業(yè)挑戰(zhàn)更大。如A7井的完井要求，常用氣組Ⅱ下和Ⅲ，因中間有水層和泥巖夾層，推薦采取套管射孔完井方式。對于高壓氣組Ⅳ，由于上部為泥巖夾層，下部為大段砂巖氣藏，且存在易坍塌泥巖夾層與易出砂的砂巖儲層，若采取裸眼完井，后期井壁穩(wěn)定控制及防砂難度巨大；若采取套管射孔完井，將導致上部Ⅲ氣組面臨射開兩層套管的問題。雙層套管的完井作業(yè)與常規(guī)套管射孔相比，作業(yè)條件更加復雜，工藝要求更高，難度更大[1]，且雙層套管射孔技術(shù)在國內(nèi)應用較少，可借鑒的相關(guān)理論與技術(shù)缺乏。

康鵬飛等[2]建立套管-水泥環(huán)-地層三維空間模型，研究各射孔參數(shù)對套管抗擠強度的影響規(guī)律；許杰等[3]基于產(chǎn)能最大化利用3因素4水平正交試驗方法對現(xiàn)場生產(chǎn)井常規(guī)射孔參數(shù)進行優(yōu)選；王浩等[4]研究了藥型罩錐角、藥型罩質(zhì)量和罩頂藥高對孔徑穩(wěn)定性的影響程度；盧剛等[5]針對川西地區(qū)復合射孔存在降破效果不明顯的問題開展了峰值壓力和合理火藥量的設計研究；竇益華等[6]通過有限元方法研究了水泥石環(huán)彈性模量、泊松比和厚度對射孔套管強度的影響規(guī)律；M.H.Harris等[7]建立理想射孔系統(tǒng)的數(shù)學方程，利用數(shù)值模擬方法研究了孔深、孔密、相位及孔徑對油井產(chǎn)能的影響；肖遙等[8]利用有限元軟件建立了三維射孔套管有限元模型，應用應變設計方法對熱采井射孔套管的抗熱應力能力進行了評價；李進等[9]應用數(shù)值分析法，建立油藏與射孔孔眼流動耦合數(shù)學模型，考慮孔眼流動摩阻的影響，應用Dikken優(yōu)化原則，確定了最優(yōu)射孔穿深方法，形成基于最優(yōu)穿深分析的射孔參數(shù)設計新方法；王偉等[10]基于射孔穿深優(yōu)化新模型對渤海油田中深層儲層射孔參數(shù)進行了優(yōu)化設計；丁祖鵬等[11]應用有限元分析法對射孔套管的抗擠強度進行了分析，明確了射孔參數(shù)對射孔套管抗擠強度的影響；竇益華等[12]應用有限元分析法對高泵壓壓裂井的射孔參數(shù)進行了優(yōu)化設計。

上述研究主要針對陸地單層套管射孔工藝參數(shù)進行分析和優(yōu)化。本文采用有限元動力學仿真軟件構(gòu)建雙層套管射孔動態(tài)計算模型，研究不同射孔彈裝藥量、套管鋼級、套管壁厚和水泥抗壓強度等對海洋雙層套管射孔穿透性的影響規(guī)律。

1 雙層套管射孔動態(tài)模擬有限元模型

基于LS-DYNA構(gòu)建雙層套管射孔動態(tài)模型，研究雙層套管射孔參數(shù)的影響因素。建立三維幾何模型，如圖1所示。炸藥、藥型罩、射孔液、射孔彈殼體及管道均采用soild164實體單元。圖2為射孔彈模型，圖中彈殼外徑44 mm，藥型罩直徑38 mm，藥型罩壁厚1.6 mm，裝藥高度29 mm。藥型罩材料為紫銅，密度為7.96 g/cm3。管道、水泥層及射孔彈殼采用1號單元算法，炸藥、藥型罩及射孔液采用11號單元算法。模型包含雙層套管、射孔彈殼體、炸藥及藥型罩。物理模型的相關(guān)參數(shù)見表1。采用JWL狀態(tài)方程來模擬炸藥爆轟過程中壓力和比容的關(guān)系，藥型罩選用*MAT_JOHNSON_COOK模型和*EOS_GRUNEISEN狀態(tài)方程，射孔彈殼體和套管均采用*MAT_PLASTIC_KENEMATIC隨動硬化模型描述，水泥層采用MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CONCRETE材料模型。對各射孔彈模型進行網(wǎng)格劃分時，遵循從簡單到復雜，從局部到整體的原則，網(wǎng)格劃分順序為：藥型罩、炸藥、射孔彈外殼。其中炸藥、藥型罩采用ALE單元網(wǎng)格，射孔彈殼采用

表1 數(shù)值模型幾何參數(shù)

圖1 雙層套管射孔動態(tài)模擬有限元模型

圖2 射孔彈三維模型剖面

Lagrange單元網(wǎng)格。射孔彈爆炸擊穿雙層套管的過程如圖3所示。

圖3 雙層套管-水泥層射孔過程

2 雙層套管射孔參數(shù)影響因素分析

2.1 炸藥量與金屬粒子流速度關(guān)系

通過改變深穿透型射孔彈炸藥量來研究金屬粒子流隨炸藥量的變化情況，如圖4所示。仿真計算得出，金屬粒子流最大速度與射孔彈炸藥量起初呈現(xiàn)正相關(guān)的關(guān)系，隨著炸藥量的增加，金屬粒子流速度逐漸增大。在深穿透型射孔彈條件下，炸藥量對外層套管射孔孔徑的影響如圖5所示。由圖5可知，在相同射孔彈類型條件下，射孔孔徑隨炸藥量的增加而增加。

圖4 炸藥量對金屬粒子流最大速度的影響

圖5 炸藥量對射孔孔徑的影響

2.2 射孔初速度對穿透性能的影響

藥量對射孔過程的影響具體表現(xiàn)在對金屬粒子最大射流速度的影響。因此，設置金屬粒子流最大射流速度為12 km/s、10 km/s、8 km/s、6 km/s，通過模擬計算4種射流速度下的金屬粒子流及射孔過程中速度變化，研究金屬粒子流在擊穿套管過程中的速度折減情況。不同射流初速度下，金屬粒子流速度隨時間的變化情況如圖6所示。圖6中橫坐標表示時間，縱坐標表示金屬粒子流最大速度的矢量值。從圖6中可以看出，不同射流初速度下，金屬粒子流射流速度均呈現(xiàn)減小的趨勢。以初速度為12 km/s為例，在金屬粒子流接觸套管0～4 μs時，聚能射流頭部撞擊管道，其速度驟然減小至4.132 km/s，聚能射流在套管中造成高溫、高壓、高變形率的區(qū)域。套管侵徹深度大部分在該階段完成，隨后，金屬粒子流從套管射出，速度不再發(fā)生變化，聚能射流頭部剩余速度為1.310 km/s。

圖6 不同射流初速度下金屬粒子流速變化曲線

當金屬粒子流初速度為12 km/s時，金屬粒子流速度與位移變化曲線如圖7所示。從圖7中可以看出，金屬粒子流速度變化趨勢在射孔過程中呈現(xiàn)4個階段，即金屬粒子流侵徹內(nèi)層套管、水泥層、外層套管及擊穿套管。金屬粒子流在侵徹內(nèi)層套管過程中，由于內(nèi)層套管的材料屬性，金屬粒子流在接觸內(nèi)層套管的瞬間速度驟降，整個過程金屬粒子流速度由12 km/s減小至4.120 km/s。隨后金屬粒子流繼續(xù)侵徹水泥層，由于水泥層對金屬粒子流的阻力較小，因此，金屬粒子流在水泥層中速度減小幅度平緩，在位移35 mm時速度減小至2.580 km/s。金屬粒子流侵徹外層套管時，由于外層套管屈服強度低于內(nèi)層套管，因此速度減小幅度較慢。最終，當金屬粒子流完成射孔過程時，速度不再改變，處于勻速運動狀態(tài)。

圖7 金屬粒子流位移-速度曲線

不同初速度下，金屬粒子流擊穿壁厚13.05 mm Q125鋼的速度折減情況，如圖8所示。從圖8中可以看出，速度折減量與初速度呈正比關(guān)系，隨著初速度的減小，速度折減量變小。這是由于金屬粒子流初速度較大時，自身所攜帶的能量較高，因此，金屬粒子流撞擊套管瞬間能量損失較大。

圖8 不同初速度下的金屬粒子速度折減變化曲線

根據(jù)金屬粒子流在不同射流初速度下的速度折減曲線，由

(1)

得出金屬粒子流速度折減系數(shù)。式中：k為折減系數(shù)；Δv為速度折減量，m/s；v0為金屬粒子流最大射流速度，m/s。

不同射流初速度下的速度折減系數(shù)變化情況如圖9所示。從圖9中可以看出，金屬粒子流射孔過程速度折減系數(shù)在0.48～0.62之間呈現(xiàn)小幅度波動狀態(tài)。

圖9 不同射流速度下速度折減系數(shù)變化

2.3 套管鋼級對穿透速度的影響

金屬粒子流初速度分別為9 km/s、6 km/s、3 km/s時，擊穿不同鋼級下的速度折減情況如圖10所示。從圖10中可以看出，相同射流速度條件下，隨著鋼級的下降，速度折減量逐漸減小。這是由于鋼級下降鋼的屈服強度有所變化，當鋼材的屈服強度減小時，造成鋼材結(jié)構(gòu)失效所需的能量相對減小，此時金屬粒子流的速度折減量逐漸降低，但鋼級對金屬粒子流速度折減量總體影響較小。

圖10 初速度為9 km/s、6 km/s、3 km/s時不同鋼級的速度折減情況

2.4 套管壁厚對穿透速度的影響

圖11為相同初速度條件下壁厚對速度折減量的影響。設置金屬粒子流射孔過程中最大射流速度為11 km/s。從圖11中可以看出，在Q125鋼級套管條件下壁厚與速度折減量呈現(xiàn)正相關(guān)，隨著套管壁厚的增加，速度折減量逐漸增大。這是由于套管壁厚增加，金屬粒子流擊穿套管需要更多的能量，速度折減量也相應增加。

圖11 套管壁厚對速度折減量的影響

相同射流速度條件下壁厚對速度折減系數(shù)的影響，如圖12所示。由圖12可知，射流速度折減系數(shù)隨壁厚的增加而增加，這主要是由于壁厚增大導致金屬粒子流能量損失增大，速度折減量增大，從而使折減系數(shù)與壁厚呈現(xiàn)正相關(guān)的關(guān)系。

圖12 壁厚對速度折減系數(shù)的影響

2.5 巖石力學性能對穿透速度的影響

按照上述數(shù)值仿真模型研究巖石的抗壓強度對穿透速度的影響規(guī)律，結(jié)果如圖13所示。當高速粒子流離開外層套管的速度超過850 m/s，穿透距離大于400 mm時，高速粒子流的速度降為0，且?guī)r石的抗壓強度對穿透速度的影響<2%，可忽略不計。

圖13 巖石抗壓強度對穿透速度的影響曲線

3 雙層套管射孔穿透的臨界判定

按照雙層套管組合(外層套管Q125 Φ244.5 mm×13.84 mm，內(nèi)層套管Φ177.8 mm×12.65 mm)，綜合考慮穿深及孔徑的要求，當初始速度超過8 km/s時，可以保證射孔彈離開外層套管時的速度>850 m/s，即確立了雙層套管射孔穿透的臨界條件(圖14)。

圖14 射孔彈穿透雙層套管不同位置時的剩余速度

按照射孔彈爆炸時的初始速度與射孔彈炸藥量的關(guān)系曲線，可以得出當射孔彈的初始速度>8 km/s時，射孔彈的炸藥量>35 g。綜合考慮套管、射孔槍的尺寸以及射孔彈的炸藥量>35 g的要求，結(jié)合現(xiàn)場射孔槍彈技術(shù)的成熟度，優(yōu)選確定了射孔技術(shù)方案，見表2。雙層射孔地面模擬試驗示意圖如15所示。

表2 優(yōu)選確定的射孔技術(shù)方案

圖15 地面全尺寸雙層套管射孔模擬裝置示意圖

4 結(jié) 論

(1)建立了射孔彈爆炸的初速度與炸藥量的量化關(guān)系，為雙層套管射孔方案的制定提供數(shù)據(jù)支持。

(2)建立了射孔彈炸藥量與射孔孔徑的量化關(guān)系，為滿足射孔孔徑的要求提供數(shù)據(jù)支持。

(3)建立了套管強度、壁厚、巖石力學性能與射孔彈速度折減的量化關(guān)系，為射孔彈能否穿透雙層套管提供數(shù)據(jù)支持。