齊月魁，李東平，張宏峰，黃滿良，趙 濤，齊 振

(1.大港油田公司 天津300280；2.渤海鉆探工程公司 天津300280)

0 引 言

現(xiàn)代石油行業(yè)的不斷進步，使得石油開采在工藝技術上實現(xiàn)了重大的突破，油井的壓裂技術在多年的石油生產(chǎn)作業(yè)過程中起到了十分重要的作用，對油田開采效率的提升作用非常明顯[1]。隨著油氣藏的持續(xù)開發(fā)，地層滲透率逐漸降低，導致油井初次壓裂后的產(chǎn)油量不斷降低，嚴重制約油田產(chǎn)量[2]。重復壓裂是目前解決油田低產(chǎn)、低效和低滲三大問題比較有效的方法，也是低滲透油田增加單井產(chǎn)量、確保油田穩(wěn)產(chǎn)、提高經(jīng)濟效益的關鍵手段[3-6]。除此之外，重復壓裂工藝對于已壓裂過的老井增產(chǎn)效果也十分明顯[7]。目前對于已經(jīng)射孔的老油井，需要開發(fā)老油井射孔段外的新油層，但在對新的低滲油層或致密油層壓裂施工時，采用油管壓裂施工因排量受限而不能實現(xiàn)目的儲層體積壓裂，儲層改造效果不明顯，影響老井產(chǎn)能。在重復壓裂技術中，對已經(jīng)射孔的井段實施封堵，暫堵劑的性能參數(shù)對重復壓裂施工成功與否起著決定性作用。暫堵劑的效果在一定程度上決定了壓裂效果，因此科研人員投入了大量的研究[8-13]。

目前，暫堵劑具有成本高、使用風險性大以及不具有普遍適用性的特點，因此急需研究其他的封堵方式。基于上述問題，本文提出基于重復壓裂井的實體膨脹管封堵射孔井段體積壓裂技術，將井筒中的管材通過液壓機或機械拉拔機驅(qū)動膨脹錐進行徑向膨脹，管柱內(nèi)徑被擴大到所需范圍內(nèi)，達到封堵射孔井眼尺寸的目的[14]。

國內(nèi)油井壓裂壓力一般在 60MPa上下，抗外擠35MPa，這就要求實體膨脹管密封壓力達到所需值。本文針對該參數(shù)對(139.7mm)套管井進行膨脹管封堵技術研究，通過研究膨脹錐倒角和殘余應力、膨脹過程中最大應力和驅(qū)動力的影響，對膨脹錐進行優(yōu)化分析，同時研究橡膠環(huán)壓縮量對密封盒懸掛性能的影響并結合室內(nèi)試驗充分評價該技術的可行性。研究結果為重復壓裂的封堵方式提供了新思路，提高了作業(yè)安全系數(shù)，降低了生產(chǎn)成本，對膨脹管封堵技術研究具有重要的指導意義。

1 膨脹管技術及實驗

1.1 膨脹管技術及膨脹管選材

固體膨脹管封堵技術應用于壓裂井中實現(xiàn)其密封功能，其主要流程是將管材下到預定位置后進行膨脹(P1壓力)，在新壓裂位置進行射孔，然后進行壓裂工藝(P2壓力)。其原理見圖1。

圖1 實體膨脹管封堵技術Fig.1 SET plugging technology

固體膨脹管封堵技術成功實施的前提是，管材在經(jīng)歷大塑性變形后能夠成功膨脹且不失效。這樣苛刻的工況條件，對固體膨脹管材料的要求較高[18-21]。根據(jù)文獻調(diào)研發(fā)現(xiàn)[22]，20G鋼有一定常溫和中高溫強度，含碳量較低，有較佳塑性和韌性，其冷熱成型和焊接性能良好。結合調(diào)研選擇規(guī)格為 108mm×7mm的20G鋼管作為研究基材。

1.2 材料拉伸力學試驗

對20 G鋼力學拉伸試驗依據(jù)GB/T 228.1—2010進行，采用電子式萬能試驗機(圖2)。試樣實驗前后結構見圖3，試驗數(shù)據(jù)見表1。

圖2 電子式萬能試驗機Fig.2 Electronic universal testing machine

圖3 試樣實驗前后結構Fig.3 Sample shape before and after experiment

表1 試驗結果Tab.1 Experimental results

拉伸試驗得到的數(shù)據(jù)是名義應力σnom和名義應變εnom，而 CAE軟件使用的是真實應力σture和塑性應變εpl[23]，將對數(shù)據(jù)進行處理，二者換算公式為：

式中：l0為試樣初始長度，mm；l為拉伸試驗后長度，mm。

結合表1和公式(1)計算得到真實應力，見表2。

表2 轉換后的材料參數(shù)Tab.2 Converted data

2 有限元模型

2.1 有限元方程

膨脹管、膨脹錐均為軸對稱結構，在膨脹管的膨脹過程中，載荷都具有軸對稱性，因此采用軸對稱模型。圖4為膨脹管軸對稱模型結構示意圖。

圖4 膨脹管軸對稱模型結構示意圖Fig.4 Structure diagram of axisymmetric model of SET

當模型受到對稱載荷產(chǎn)生軸對稱變形時，應變ε與位移的關系以矩陣的形式可以表示成[24]：

式(3)中：在通過中心軸的平截面(子午面)內(nèi)，u為沿徑向r的位移；ω為沿軸向z的位移；θε為環(huán)向應變。它們的函數(shù)表達式為：

由式(3)可知，其位移、應變、應力都與角坐標θ無關，只是徑向坐標 r與軸向坐標 z的函數(shù)。因此，結構雖處于三維應力狀態(tài)，但可以研究其任一子午面的情況，求得一個截面的應變及應力，也就得到了整個三維結構體內(nèi)任一點的應變及應力。同時，膨脹體也可以簡化，將三維問題轉化為二維問題來求解。

2.2 二維軸對稱有限元模型

由前節(jié)理論已知，膨脹管可采用三維模型或者二維模型，但是考慮到三維模型計算量過大，對時間成本要求過高，故使用二維模型對其進行仿真分析。

結合上述分析，利用 CAE有限元軟件分別對實體膨脹管-膨脹錐-套管-橡膠環(huán)建立二維有限元模型。膨脹錐定義為剛體，不發(fā)生形變；錐角α為 12°，最大外徑為 106mm，。膨脹管材料按照拉伸試驗參數(shù)(表2)定義，模型見圖5。

3 優(yōu)化結果

3.1 膨脹錐倒角尺寸仿真分析

3.1.1 優(yōu)化問題的提出

在實際仿真過程中發(fā)現(xiàn)膨脹錐的定徑區(qū)和膨脹區(qū)相交處未倒角時，膨脹錐出現(xiàn)尖角不利于膨脹，而且定徑區(qū)并未與已膨脹段貼合(圖5)。經(jīng)過分析發(fā)現(xiàn)，是由尖角的存在導致的，該尖角將會導致應力集中，殘余應力過大，故對膨脹錐倒角進行研究。通過實際尺寸發(fā)現(xiàn)，倒角 R的最大值為 225mm，故設計研究的尺寸從 25mm 變化到 225mm，尺寸增量為25mm。具體倒角的尺寸見表3。為避免其余部件影響倒角的優(yōu)化，在倒角優(yōu)化過程中采用的實體膨脹管沒有硫化橡膠的光桿，實體膨脹管長度為 2000mm，外層也沒有套管。

圖5 有限元建模及膨脹過程中接觸示意圖Fig.5 Finite element modeling and contact diagram during expansion

表3 膨脹錐參數(shù)優(yōu)化Tab.3 Expansion cone parameter optimization

3.1.2 優(yōu)化結果

從圖6可以看出，倒角尺寸對膨脹管驅(qū)動力影響最大并呈現(xiàn)先較小后增大的趨勢，在倒角尺寸為100mm時驅(qū)動力降為最小值，約降低40kN。膨脹管在膨脹過程中的最大應力隨著倒角尺寸的增加而不斷減小，最大降幅約 60MPa。膨脹管殘余應力除在倒角尺寸為 25mm略微增加外，其余尺寸均導致膨脹管殘余應力減小，最大降幅約30MPa。

結合上述分析，膨脹錐倒角不僅可以降低膨脹管膨脹失效的風險，也可以降低膨脹施工壓力。主要是因為倒角尺寸將會使得膨脹錐與膨脹管圓滑過渡，從而影響驅(qū)動力和膨脹管的殘余應力、過程最大應力。綜合圖6所示曲線可以得到：當?shù)菇浅叽缭?75～175mm范圍內(nèi)時，驅(qū)動力以及脹后殘余應力等參數(shù)較為適宜，可提高膨脹施工的成功率。

圖6 倒角尺寸對膨脹管殘余應力、驅(qū)動力的影響規(guī)律Fig.6 Effect of chamfer size on residual stress and driving force of SET

3.2 橡膠環(huán)壓縮量仿真分析

橡膠環(huán)的密封性能對膨脹管封堵技術起著決定性作用，密封性能的好壞直接決定能否成功二次或重復壓裂，本節(jié)針對橡膠環(huán)參數(shù)進行實體膨脹管性能研究。橡膠環(huán)寬度過大將造成堆積，反之將造成懸掛力不足，結合文獻設計尺寸為 50mm，間距為 110mm較為適宜[25]。橡膠環(huán)的壓縮量將直接決定接觸壓力的大小[26]。丁腈橡膠密封的壓縮量一般為其厚度的30%，但是考慮到實體膨脹管在井下不僅要承受60MPa的高壓，而且在井下膨脹管的懸掛是依靠外部橡膠環(huán)和井壁的貼合實現(xiàn)的，故對橡膠環(huán)的壓縮量設計為厚度的 40%。在不考慮壁厚減薄的情況下，實體膨脹管膨脹后與套管內(nèi)壁(套管內(nèi)徑為121.36mm)的間隙為 0.68mm，所以得到橡膠環(huán)的理論厚度為 1.13mm。為比較厚度對密封懸掛性能的影響，本文對橡膠環(huán)厚度取值參數(shù)(表4)進行了優(yōu)化分析，膨脹錐倒角尺寸為100mm。

表4 橡膠環(huán)壓縮量Tab.4 Rubber ring compression

從圖7可以看出，橡膠環(huán)的接觸壓力隨著橡膠環(huán)壓縮量(表4)的增加而增大，第1組和第7組差值為15MPa；驅(qū)動力最大增量為 40kN。雖然壓縮量的增加將導致接觸壓力的上升，但是相較可知，殘余應力也隨之增加(圖8)，而橡膠環(huán)的殘余應力增加后將嚴重影響橡膠環(huán)的使用壽命，增加成本。

圖7 壓縮量對橡膠環(huán)接觸壓力、驅(qū)動力的影響規(guī)律Fig.7 Effect of compression on contact pressure and driving force of rubber ring

圖8 壓縮量對橡膠環(huán)殘余應力的影響規(guī)律Fig.8 Effect of compression on residual stress of rubber ring

4 室內(nèi)試驗

4.1 試驗方案

膨脹實驗利用試壓泵從左側打壓，活塞與活塞套實現(xiàn)密封，高壓流體推動活塞和膨脹錐向右行進，進而帶動膨脹錐膨脹管材。試驗方案如圖9所示。外層套管采用標準規(guī)格的139.7mm×9.17mm管材，并在1000mm范圍內(nèi)鉆有內(nèi)徑為13mm的16個小孔(模擬實際井下工況)。該試驗分為膨脹試驗、懸掛力試驗和抗內(nèi)壓試驗(套管、固體膨脹管及其他零件)。

圖9 試驗實物圖示Fig.9 Experimental physical map

4.2 試驗與仿真對比

試驗過程中軸向收縮量為 1.2%，與仿真結果吻合。液壓泵的壓力表數(shù)值在 25～30MPa范圍內(nèi)波動，活塞直徑是106mm，驅(qū)動力為220.5～264.6kN，試驗結果與仿真結果吻合。打壓 60MPa，穩(wěn)壓一段時間，發(fā)現(xiàn)壓力表數(shù)值未發(fā)生改變。測量膨脹錐出口端參數(shù)，未發(fā)生尺寸變化，故懸掛力至少為590.82kN。使用液壓泵打壓 60MPa，穩(wěn)壓一段時間，發(fā)現(xiàn)壓力表數(shù)值未發(fā)生變化，檢查亦未發(fā)現(xiàn)泄露。故108mm×7mm規(guī)格膨脹管脹后滿足壓裂壓力60MPa。該規(guī)格的實體膨脹管抗內(nèi)壓性能超過60MPa；實體膨脹管懸掛密封超過60MPa；實體膨脹管懸掛力在 600kN以上，適用于頁巖氣或老井壓裂施工，可保證通徑106mm。

5 現(xiàn)場試驗

歧 24-13井是黃驊坳陷北大港潛山構造帶周清莊油田周G1斷塊的一口注水井。為后期進行區(qū)塊增能吞吐工程需求，地質(zhì)設計要求對該井 4#層(2816.4～2819.6m)和 5#層(2822.0～2825.1m)2個小層利用膨脹管進行套管補貼封層，補后要求耐壓 42MPa，為后續(xù)增能吞吐工藝的實施進行井眼準備。2019年5月19日～6月5日大港油田石油工程研究院利用高強度、高防腐、高耐壓的膨脹管封堵技術完成了該井的補貼封層施工(圖10)。

5.1 下膨脹管柱

膨脹管工具在現(xiàn)場組裝，地面丈量 110mm×6.25mm 2根(聯(lián)接后膨脹管長度 14.1m)，油管及定位短節(jié)由雙方核實深度并確定管柱組下順序。組下補貼管(每 200m 灌清水一次)，順利下至待補貼位置。

5.2 打壓膨脹

2019年5月19日，脹管時原懸重260kN，啟動最高壓力 45MPa，懸重減輕 50kN，施工過程最大壓力35MPa，最小壓力30MPa，行走壓力30～32MPa，保持原懸重260kN。當油管上行14m左右時壓力突降至0，脹頭被頂出膨脹管，順利完成脹管。

5.3 封堵后試壓

井筒整體試壓 42MPa，穩(wěn)壓 30min壓力保持不降，補貼合格。

5.4 鉆除底堵

圖10 補貼后井身結構示意圖Fig.10 Schematic diagram of well structure after patching

5.5 封層效果

補貼封層工藝完成后，下入注水管柱。最大注水壓力高達 39MPa，歧 24-13井膨脹管封堵后實施增能吞吐，增能注水 1.3×104m3，對應油井累計增油475t，增油效果顯著。

6 結 論

本文針對老井頁巖油膨脹管封堵及壓裂技術進行研究，通過仿真實驗和實驗對比分析得出以下結論：

①在膨脹率為12.7%，規(guī)格為108mm×7mm的20G鋼管可用作實體膨脹管管材，膨脹后可以對少、距離短的重復壓裂井進行封堵。膨脹后管材抗內(nèi)壓高于 60MPa，密封壓力大于 60MPa，懸掛力大于600kN，各性能參數(shù)均滿足壓裂施工。

②膨脹錐優(yōu)化有利于膨脹施工。膨脹錐倒角對膨脹管殘余應力、過程最大應力有較大影響，在設計膨脹錐結構時，不僅要考慮圓滑過渡，還要考慮接觸面積過大而導致驅(qū)動力過大，不便于施工。

③合理設計橡膠環(huán)的厚度有利于實體膨脹管技術的實施。橡膠環(huán)的壓縮量按照厚度的 45%～55%設計較為合理，既可滿足接觸壓力(即密封壓力和懸掛力)，又能使得橡膠環(huán)不被擠潰。

④歧24-13井的膨脹管封堵現(xiàn)場試驗應用效果，進一步驗證了老井頁巖油膨脹管封堵及壓裂技術的可行性和實用性。

本文研究結果為老井頁巖氣井重復壓裂的封堵提供了新的思路和研究方向，為實體膨脹管封堵技術提供了技術指導，可提高生產(chǎn)效率和降低經(jīng)濟成本?？梢灶A見，老井頁巖油膨脹管封堵及壓裂技術具有良好的應用前景，必將發(fā)展成為油田挖潛改造的利器。