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(jìn)步，使得石油開采在工藝技術(shù)上實(shí)現(xiàn)了重大的突破，油井的壓裂技術(shù)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(dǎo)致油井初次壓裂后的產(chǎn)油量不斷降低，嚴(yán)重制約油田產(chǎn)量[2]。重復(fù)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(jì)效益的關(guān)鍵手段[3-6]。除此之外，重復(fù)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(shí)，采用油管壓裂施工因排量受限而不能實(shí)現(xiàn)目的儲(chǔ)層體積壓裂，儲(chǔ)層改造效果不明顯，影響老井產(chǎn)能。在重復(fù)壓裂技術(shù)中，對已經(jīng)射孔的井段實(shí)施封堵，暫堵劑的性能參數(shù)對重復(fù)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(fēng)險(xiǎn)性大以及不具有普遍適用性的特點(diǎn)，因此急需研究其他的封堵方式?；谏鲜鰡栴}，本文提出基于重復(fù)壓裂井的實(shí)體膨脹管封堵射孔井段體積壓裂技術(shù)，將井筒中的管材通過液壓機(jī)或機(jī)械拉拔機(jī)驅(qū)動(dòng)膨脹錐進(jìn)行徑向膨脹，管柱內(nèi)徑被擴(kuò)大到所需范圍內(nèi)，達(dá)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(shí)體膨脹管密封壓力達(dá)到所需值。本文針對該參數(shù)對(139.7mm)套管井進(jìn)行膨脹管封堵技術(shù)研究，通過研究膨脹錐倒角和殘余應(yīng)力、膨脹過程中最大應(yīng)力和驅(qū)動(dòng)力的影響，對膨脹錐進(jìn)行優(yōu)化分析，同時(shí)研究橡膠環(huán)壓縮量對密封盒懸掛性能的影響并結(jié)合室內(nèi)試驗(yàn)充分評價(jià)該技術(shù)的可行性。研究結(jié)果為重復(fù)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(shù)研究具有重要的指導(dǎo)意義。

1 膨脹管技術(shù)及實(shí)驗(yàn)

1.1 膨脹管技術(shù)及膨脹管選材

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

圖1 實(shí)體膨脹管封堵技術(shù)Fig.1 SET plugging technology

固體膨脹管封堵技術(shù)成功實(shí)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(xiàn)調(diào)研發(fā)現(xiàn)[22]，20G鋼有一定常溫和中高溫強(qiáng)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(jié)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(xué)試驗(yàn)

對20 G鋼力學(xué)拉伸試驗(yàn)依據(jù)GB/T 228.1—2010進(jìn)行，采用電子式萬能試驗(yàn)機(jī)(圖2)。試樣實(shí)驗(yàn)前后結(jié)構(gòu)見圖3，試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表1。

圖2 電子式萬能試驗(yàn)機(jī)Fig.2 Electronic universal testing machine

圖3 試樣實(shí)驗(yàn)前后結(jié)構(gòu)Fig.3 Sample shape before and after experiment

表1 試驗(yàn)結(jié)果Tab.1 Experimental results

拉伸試驗(yàn)得到的數(shù)據(jù)是名義應(yīng)力σnom和名義應(yīng)變?chǔ)舗om，而 CAE軟件使用的是真實(shí)應(yīng)力σture和塑性應(yīng)變?chǔ)舙l[23]，將對數(shù)據(jù)進(jìn)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(yàn)后長度，mm。

結(jié)合表1和公式(1)計(jì)算得到真實(shí)應(yīng)力，見表2。

表2 轉(zhuǎn)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(jié)構(gòu)，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(jié)構(gòu)示意圖。

圖4 膨脹管軸對稱模型結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Structure diagram of axisymmetric model of SET

當(dāng)模型受到對稱載荷產(chǎn)生軸對稱變形時(shí)，應(yīng)變?chǔ)排c位移的關(guān)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(yīng)變。它們的函數(shù)表達(dá)式為：

由式(3)可知，其位移、應(yīng)變、應(yīng)力都與角坐標(biāo)θ無關(guān)，只是徑向坐標(biāo) r與軸向坐標(biāo) z的函數(shù)。因此，結(jié)構(gòu)雖處于三維應(yīng)力狀態(tài)，但可以研究其任一子午面的情況，求得一個(gè)截面的應(yīng)變及應(yīng)力，也就得到了整個(gè)三維結(jié)構(gòu)體內(nèi)任一點(diǎn)的應(yīng)變及應(yīng)力。同時(shí)，膨脹體也可以簡化，將三維問題轉(zhuǎn)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(jì)算量過大，對時(shí)間成本要求過高，故使用二維模型對其進(jìn)行仿真分析。

結(jié)合上述分析，利用 CAE有限元軟件分別對實(shí)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(yàn)參數(shù)(表2)定義，模型見圖5。

3 優(yōu)化結(jié)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(shí)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(shí)，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(dǎo)致的，該尖角將會(huì)導(dǎo)致應(yīng)力集中，殘余應(yīng)力過大，故對膨脹錐倒角進(jìn)行研究。通過實(shí)際尺寸發(fā)現(xiàn)，倒角 R的最大值為 225mm，故設(shè)計(jì)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(shí)體膨脹管沒有硫化橡膠的光桿，實(shí)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(jié)果

從圖6可以看出，倒角尺寸對膨脹管驅(qū)動(dòng)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(shí)驅(qū)動(dòng)力降為最小值，約降低40kN。膨脹管在膨脹過程中的最大應(yīng)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(yīng)力除在倒角尺寸為 25mm略微增加外，其余尺寸均導(dǎo)致膨脹管殘余應(yīng)力減小，最大降幅約30MPa。

結(jié)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(fēng)險(xiǎn)，也可以降低膨脹施工壓力。主要是因?yàn)榈菇浅叽鐚?huì)使得膨脹錐與膨脹管圓滑過渡，從而影響驅(qū)動(dòng)力和膨脹管的殘余應(yīng)力、過程最大應(yīng)力。綜合圖6所示曲線可以得到：當(dāng)?shù)菇浅叽缭?75～175mm范圍內(nèi)時(shí)，驅(qū)動(dòng)力以及脹后殘余應(yīng)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(yīng)力、驅(qū)動(dòng)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(shù)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(fù)壓裂，本節(jié)針對橡膠環(huán)參數(shù)進(jìn)行實(shí)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(jié)合文獻(xiàn)設(shè)計(jì)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(shí)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(shí)現(xiàn)的，故對橡膠環(huán)的壓縮量設(shè)計(jì)為厚度的 40%。在不考慮壁厚減薄的情況下，實(shí)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(jìn)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(dòng)力最大增量為 40kN。雖然壓縮量的增加將導(dǎo)致接觸壓力的上升，但是相較可知，殘余應(yīng)力也隨之增加(圖8)，而橡膠環(huán)的殘余應(yīng)力增加后將嚴(yán)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(dòng)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(yīng)力的影響規(guī)律Fig.8 Effect of compression on residual stress of rubber ring

4 室內(nèi)試驗(yàn)

4.1 試驗(yàn)方案

膨脹實(shí)驗(yàn)利用試壓泵從左側(cè)打壓，活塞與活塞套實(shí)現(xiàn)密封，高壓流體推動(dòng)活塞和膨脹錐向右行進(jìn)，進(jìn)而帶動(dòng)膨脹錐膨脹管材。試驗(yàn)方案如圖9所示。外層套管采用標(biāo)準(zhǔn)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(gè)小孔(模擬實(shí)際井下工況)。該試驗(yàn)分為膨脹試驗(yàn)、懸掛力試驗(yàn)和抗內(nèi)壓試驗(yàn)(套管、固體膨脹管及其他零件)。

圖9 試驗(yàn)實(shí)物圖示Fig.9 Experimental physical map

4.2 試驗(yàn)與仿真對比

試驗(yàn)過程中軸向收縮量為 1.2%，與仿真結(jié)果吻合。液壓泵的壓力表數(shù)值在 25～30MPa范圍內(nèi)波動(dòng)，活塞直徑是106mm，驅(qū)動(dòng)力為220.5～264.6kN，試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果吻合。打壓 60MPa，穩(wěn)壓一段時(shí)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(shí)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(shí)體膨脹管抗內(nèi)壓性能超過60MPa；實(shí)體膨脹管懸掛密封超過60MPa；實(shí)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(yàn)

歧 24-13井是黃驊坳陷北大港潛山構(gòu)造帶周清莊油田周G1斷塊的一口注水井。為后期進(jìn)行區(qū)塊增能吞吐工程需求，地質(zhì)設(shè)計(jì)要求對該井 4#層(2816.4～2819.6m)和 5#層(2822.0～2825.1m)2個(gè)小層利用膨脹管進(jìn)行套管補(bǔ)貼封層，補(bǔ)后要求耐壓 42MPa，為后續(xù)增能吞吐工藝的實(shí)施進(jìn)行井眼準(zhǔn)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(qiáng)度、高防腐、高耐壓的膨脹管封堵技術(shù)完成了該井的補(bǔ)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(shí)深度并確定管柱組下順序。組下補(bǔ)貼管(每 200m 灌清水一次)，順利下至待補(bǔ)貼位置。

5.2 打壓膨脹

2019年5月19日，脹管時(shí)原懸重260kN，啟動(dòng)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(dāng)油管上行14m左右時(shí)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(bǔ)貼合格。

5.4 鉆除底堵

圖10 補(bǔ)貼后井身結(jié)構(gòu)示意圖Fig.10 Schematic diagram of well structure after patching

5.5 封層效果

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

6 結(jié) 論

本文針對老井頁巖油膨脹管封堵及壓裂技術(shù)進(jìn)行研究，通過仿真實(shí)驗(yàn)和實(shí)驗(yàn)對比分析得出以下結(jié)論：

①在膨脹率為12.7%，規(guī)格為108mm×7mm的20G鋼管可用作實(shí)體膨脹管管材，膨脹后可以對少、距離短的重復(fù)壓裂井進(jìn)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(yīng)力、過程最大應(yīng)力有較大影響，在設(shè)計(jì)膨脹錐結(jié)構(gòu)時(shí)，不僅要考慮圓滑過渡，還要考慮接觸面積過大而導(dǎo)致驅(qū)動(dòng)力過大，不便于施工。

③合理設(shè)計(jì)橡膠環(huán)的厚度有利于實(shí)體膨脹管技術(shù)的實(shí)施。橡膠環(huán)的壓縮量按照厚度的 45%～55%設(shè)計(jì)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(yàn)應(yīng)用效果，進(jìn)一步驗(yàn)證了老井頁巖油膨脹管封堵及壓裂技術(shù)的可行性和實(shí)用性。

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