頁巖氣井射孔過程模擬及射孔套管性能評價研究

劉祥康，李 仲，李玉飛，張 林，陳 艷，樊 帥，楊尚諭

(1.中石油西南油氣田分公司工程技術(shù)研究院 四川 廣漢 618300；2.中國石油集團工程材料研究院有限公司，石油管材及裝備材料服役行為與結(jié)構(gòu)安全國家重點實驗室 陜西 西安 710077)

0 引 言

2014年，國內(nèi)西南油氣田建立首個國家頁巖氣開發(fā)示范基地。隨著壓裂工藝參數(shù)的持續(xù)增加，頁巖氣井產(chǎn)能持續(xù)增加。近年來，復雜壓裂導致套管變形比例較高，嚴重影響頁巖氣井高效開發(fā)。部分學者進行了非均勻外擠、套管服役條件以及射孔分布方式等方面對射孔套管的影響，并形成了一套射孔優(yōu)化設計的分析方法以及對射孔套管剩余抗擠強度的計算方法[1-7]。部分學者通過實物試驗和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法研究了射孔參數(shù)對射孔套管強度變化的影響規(guī)律并分析了套管熱應力分布和強度安全性[8-15]，他們的模擬均假設射孔為圓形。本文從射孔方式、射孔工藝參數(shù)(孔徑、孔密、穿深、相位等)等方面開展系統(tǒng)研究，為保證頁巖氣井筒完整性提供技術(shù)支撐。

1 射孔地面模擬試驗與結(jié)果分析

根據(jù)西南油氣田頁巖氣開發(fā)現(xiàn)場套管射孔工藝，在地面開展全尺寸射孔模擬試驗，確定射孔形貌和射孔彈穿深等參數(shù)，為有限元模型的建立提供數(shù)據(jù)支撐。

1.1 射孔地面模擬試驗

采用地面混凝土環(huán)靶射孔試驗方法對125SGΦ139.7 mm×12.7 mm套管進行射孔試驗模擬。

試驗依據(jù)GB/T 20488—2006《油氣井聚能射孔器材性能試驗方法》和GB/T 20489—2006《油氣井用聚能射孔器通用技術(shù)條件》標準進行。為了量化研究不同射孔工藝射孔套管的形貌，開展了多組全尺寸試驗模擬，射孔工藝參數(shù)見表1。

表1 射孔工藝參數(shù)

試驗裝置如圖1所示。

圖1 試驗裝置示意圖

采用89DP24R16-105射孔器，如圖2所示，在套管和點焊鋼套環(huán)空注入水泥，待水泥凝固后除去鋼套，混凝土靶體如圖3所示。

圖2 混凝土靶射孔槍

圖3 混凝土靶靶體

1.2 試驗結(jié)果分析

試驗結(jié)束后，依次按照試驗準備、裝配、起爆進行，測試無異?，F(xiàn)象。檢查試驗后射孔槍身有無肉眼可見裂紋，試驗槍頭、槍尾無粘扣、無脫落現(xiàn)象，射孔彈起爆率100%，經(jīng)檢查試驗后射孔槍、套管未破裂。

射孔后套管形貌如圖4所示。

圖4 射孔套管形貌

試驗結(jié)束后，取出套管后觀察并測量套管射孔孔徑，在理想狀態(tài)下射孔應為圓形，但實際試驗中由于各種因素的影響，射孔大部分為橢圓形，測量每組射孔孔徑，試驗結(jié)果如圖5所示。

圖5 射孔套管直徑最大/小孔徑分布圖

通過對上述試驗結(jié)果對比分析得到，不同射孔方式射孔后，套管射孔基本為橢圓形，孔徑最大直徑為10.4 mm，最小直徑為8.1 mm。最大/最小直徑比為1.3。射孔套管孔徑數(shù)據(jù)的獲得，為采用數(shù)值仿真方法研究橢圓形孔套管剩余抗擠強度提供數(shù)據(jù)支撐。

2 射孔套管力學性能試驗評價

在射孔過程中，由于高溫及金屬粒子對套管的沖擊，套管力學性能會發(fā)生變化，對套管射孔前后理化性能進行檢測，以了解套管性能的變化，為射孔套管承載能力計算提供依據(jù)。

2.1 拉伸試驗

在原始125SGΦ139.7 mm×12.7mm 套管上截取縱向拉伸試樣，在射孔套管兩孔之間截取縱向拉伸試樣，在室溫條件下分別進行拉伸試驗，結(jié)果見表2。

表2 套管拉伸試驗結(jié)果

由拉伸試驗結(jié)果可以得出，套管均勻射孔后抗拉強度降低2.2%、屈服強度降低5.8%、伸長率增加8.4%。

2.2 金相分析

在125SGΦ139.7 mm×12.7 mm完整套管和射孔套管孔口位置分別截取金相觀察試樣，對比結(jié)果如圖6所示。受高速粒子流沖蝕影響，射孔周圍組織由回火索氏體向馬氏體和貝氏體轉(zhuǎn)變，但影響范圍有限。

圖6 射孔前后孔口周圍組織對比

3 射孔套管剩余抗擠強度預測研究

根據(jù)地面試驗結(jié)果，采用ABQUAS有限元軟件對套管剩余抗擠強度進行預測。為更貼近實際作業(yè)過程，選取套管直徑為139.7 mm，壁厚12.7 mm。材料的彈性模量為210 GPa，泊松比為0.3。根據(jù)地面試驗建立射孔套管模型，在試驗中得到射孔基本為橢圓形，為預測極限工況條件下射孔套管抗擠強度，取射孔最大、最小值為模擬射孔的長、短直徑。有限元模型如圖7所示。

圖7 射孔套管剩余抗擠強度有限元模型

借助有限元模型，分別研究不同相位、不同孔密、不同孔徑條件下射孔套管剩余抗擠強度，射孔套管模擬結(jié)果如圖8所示。

圖8 射孔套管剩余抗擠強度變化規(guī)律

研究結(jié)果表明射孔套管受到外擠載荷時，孔口周圍內(nèi)徑方向由于應力集中效應首先進入屈服狀態(tài)，在相位角為0°時，射孔孔徑為32 mm相較于射孔孔徑為8 mm，套管剩余抗擠強度從108.65 MPa下降至83.50 MPa，套管剩余抗擠強度下降了23.2%，在相位角為180°時，射孔孔徑為32 mm相較于射孔孔徑為8 mm，套管剩余抗擠強度從19.38 MPa下降至15.09 MPa，套管剩余抗擠強度下降了22.1%，由此可見，隨著相位角的增加，套管剩余強度下降率在減小。在孔徑為9 mm時，孔密為8孔/m相較于孔密為20孔/m，套管剩余抗擠強度從97.10 MPa下降至72.32 MPa，套管剩余抗擠強度下降了25.5%。在孔徑為17 mm時，孔密為8孔/m相較于孔密為20孔/m，套管剩余抗擠強度從89.46 MPa下降至66.75 MPa，套管剩余抗擠強度下降了25.3%。由此可見，隨著孔密增加，套管剩余強度下降率在減小。在孔密為11孔/m，相位角為45°相較于相位角為120°，套管剩余抗擠強度從96.28 MPa下降至78.21 MPa，套管剩余抗擠強度下降了18.76%，在孔密為19孔/m，相位角為45°相較于相位角為120°，套管剩余抗擠強度從79.86 MPa下降至64.86 MPa，套管剩余抗擠強度下降了18.8%。通過對比分析可得套管剩余抗擠強度對于孔徑的變化更為敏感。

4 射孔參數(shù)對氣井產(chǎn)能的影響

在射孔作業(yè)中，射孔幾何參數(shù)會對油氣井產(chǎn)能產(chǎn)生很大影響。幾何參數(shù)主要包括射孔密度、射孔孔徑、孔眼的排列方式。如果在射孔作業(yè)中，射孔幾何參數(shù)設置不合理，就會對油氣井產(chǎn)能產(chǎn)生很大影響，所以需要科學地設置幾何參數(shù)，提升油氣井的產(chǎn)能，促進油氣井高效開發(fā)，如圖9所示。

圖9 射孔工藝對產(chǎn)能的影響規(guī)律

通過對比分析，油氣井的產(chǎn)能隨著孔深、孔密、孔徑、相位角的增加而增加。在射孔作業(yè)中，射孔深度應超過損害帶，才能保證油氣井產(chǎn)能不受射孔作業(yè)的影響。在油氣井開發(fā)中，油氣井產(chǎn)能會隨著射孔深度增加而增加，所以在射孔作業(yè)中，射孔孔眼應越過地層的損害帶，以降低對油氣井產(chǎn)生的影響。

射孔作業(yè)過程中如果穿深較小，可通過提高射孔密度來保證產(chǎn)能，同時需考慮當射孔密度較大時，套管剩余抗擠強度降低的同時，增加了建井成本，降低了油氣開采經(jīng)濟效益。

5 結(jié) 論

1)不同射孔方式射孔后，套管射孔呈橢圓形，孔徑最大直徑為10.46 mm，最小直徑為8.12 mm。研究射孔后套管剩余抗擠強度時，需考慮其橢圓性。

2)不同射孔方式射孔后套管的屈服強度、抗拉強度以及硬度降低，且射孔套管孔口周圍晶粒細化，局部位置發(fā)生相變，由回火索氏體向馬氏體和貝氏體轉(zhuǎn)變，影響范圍有限。

3)使用ABQUAS軟件進行數(shù)值模擬，根據(jù)模擬結(jié)果得到套管射孔附近應力出現(xiàn)集中，在未來實際作業(yè)中應注意防護；隨著相位角與孔密的增加，套管剩余強度下降率在減小，套管剩余抗擠強度對于孔徑的變化更為敏感。

4)在油氣井開發(fā)中，油氣井產(chǎn)能會隨著孔深、孔密、孔徑、相位角的增加而增加，但在實際生產(chǎn)過程中孔深必須大于地層的損害帶，以降低對油氣井產(chǎn)生的影響。射孔工藝對產(chǎn)能影響巨大，針對目標區(qū)塊儲層工況，制定差異化的射孔方案將對產(chǎn)能的提升具有一定意義。