樊艷芳，李少安，曾德智，劉 冰，張恩搏

(1.中國石化西北油田分公司，新疆 烏魯木齊 830011；2.油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610500；3.西南石油大學(xué)，四川 成都 610500)

0 引 言

在石油鉆探過程中存在鉆遇異常高產(chǎn)氣層的情況，需進(jìn)行放噴操作，當(dāng)井內(nèi)鉆井液放噴完之后，井下管柱面臨高流速攜砂氣體的沖蝕，在大放噴量、高攜砂量工況下有刺漏風(fēng)險(xiǎn)。目前已有學(xué)者開展了油井管柱的氣固沖蝕研究，并取得了一些研究成果。郭建華、張曉東、李皋[1-6]等分別分析了井深、溫度、砂粒粒度等不同因素對(duì)氣井井下管柱沖蝕的影響規(guī)律；練章華[7]等分析了鉆桿偏心度、注氣量等因素對(duì)鉆桿沖蝕的影響規(guī)律；吳晗[8]等研究了高含硫氣井在典型工況下的合理生產(chǎn)管柱組合；Zhu[9-10]等發(fā)現(xiàn)管柱材料、注氣壓力、排量等鉆井參數(shù)對(duì)鉆桿外壁沖蝕有明顯影響。但目前尚缺乏對(duì)鉆遇高產(chǎn)氣層時(shí)應(yīng)急放噴工況下的沖蝕研究，難以估算沖蝕穿孔時(shí)間，一旦遭遇緊急工況，易因缺少理論支撐而影響臨時(shí)施工決策。為此，以塔河油田某高產(chǎn)氣井臨時(shí)應(yīng)急生產(chǎn)所用管柱為研究對(duì)象，基于計(jì)算流體力學(xué)(CFD)方法，分析了不同日放噴量、日出砂量下高速攜砂氣流對(duì)井口處管柱的沖蝕行為，以指導(dǎo)應(yīng)急放噴施工和風(fēng)險(xiǎn)管控。

1 井下管柱沖蝕模型

表征沖蝕程度的參數(shù)為沖蝕速率，通用沖蝕模型表達(dá)式[17-23]為：

(1)

紊流模型使用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型[18-19]，針對(duì)井下管柱沖蝕最嚴(yán)重的井口處[20]，考慮鉆桿水眼放噴和環(huán)空放噴2種工況。以塔河油田某探井為例，其井口處使用Φ508.0 mm套管和Φ139.7 mm鉆桿，分別建立鉆桿水眼與鉆桿-套管環(huán)空2種沖蝕模型，開展日放噴量為100×104～1 000×104m3/d、日出砂量為7.84～37.57 m3/d條件下的沖蝕模擬。其中，砂粒直徑(130 μm)、日出砂量和日放噴量等模擬工況均參照該探井的實(shí)際工況設(shè)定。

2 井下管柱沖蝕模擬結(jié)果分析

2.1 鉆桿水眼放噴沖蝕模擬結(jié)果分析

使用鉆桿水眼進(jìn)行氣井放噴時(shí)，鉆桿內(nèi)壁沖蝕速率分布云圖如圖1所示。由圖1可知，日出砂量為37.57 m3/d時(shí)，不同日放噴量下，沖蝕最大的位置均位于鉆桿接頭縮頸迎風(fēng)面處。這是由于攜砂氣流進(jìn)入接頭縮頸段時(shí)，大量粒子以低沖擊角與縮徑壁面發(fā)生碰撞造成的。經(jīng)模擬計(jì)算，不同日出砂量下沖蝕最大的位置同樣位于此處。而與管壁碰撞后顆粒一部分動(dòng)能轉(zhuǎn)化為內(nèi)能，導(dǎo)致動(dòng)能急劇下降，向下游繼續(xù)運(yùn)動(dòng)后與壁面發(fā)生少量碰撞，造成鉆桿主體內(nèi)壁存在相對(duì)輕微的點(diǎn)狀沖蝕痕跡。

圖1 日出砂量為37.57 m3/d時(shí)不同日放噴量下鉆桿內(nèi)壁沖蝕速率云圖

統(tǒng)計(jì)模擬計(jì)算結(jié)果，繪制各模擬工況下鉆桿內(nèi)壁最大沖蝕速率的三軸柱狀圖(圖2，為表達(dá)更直觀，沖蝕速率的單位可換算為mm/a)。由圖2可知：隨著日放噴量、日出砂量的增大，鉆桿內(nèi)壁最大沖蝕速率均呈增大趨勢，當(dāng)日放噴量為1 000×104m3、日出砂量為37.57 m3/d時(shí)，沖蝕速率最大，達(dá)到4.4 mm/a，根據(jù)鉆桿壁厚換算為穿孔時(shí)間為7.9 a。因?yàn)槿辗艊娏吭酱?，攜砂氣流流速越高，固體粒子的動(dòng)能越大，粒子與管壁碰撞造成的沖蝕越嚴(yán)重，而日出砂量越大，與管壁發(fā)生碰撞的固體粒子就越多，也會(huì)使沖蝕更加嚴(yán)重。

圖2 鉆桿內(nèi)壁沖蝕速率三軸柱狀圖

2.2 環(huán)空放噴沖蝕模擬結(jié)果分析

當(dāng)使用環(huán)空進(jìn)行放噴時(shí)，鉆桿外壁的沖蝕速率分布云圖如圖3所示。由圖3可知：日出砂量為37.57 m3/d時(shí)，不同日放噴量下，沖蝕率最大的位置均位于鉆桿接頭外壁迎風(fēng)上坡面。這是因?yàn)轭w粒進(jìn)入接頭外壁時(shí)最先和接頭外壁迎風(fēng)坡面撞擊，當(dāng)遇到接頭外壁迎風(fēng)坡面縮徑處后，顆粒流速增大，碰撞動(dòng)能增加。顆粒碰撞后流速迅速降低，向下游繼續(xù)運(yùn)動(dòng)后與壁面發(fā)生少量碰撞，造成鉆桿主體外壁面存在點(diǎn)狀沖蝕痕跡。

套管內(nèi)壁沖蝕速率分布如圖4所示。由圖4可知：日出砂量為37.57 m3/d時(shí)，不同日放噴量下，套管內(nèi)壁沖蝕點(diǎn)主要在鉆桿接頭附近及下游處。這是因?yàn)轭w粒與鉆桿接頭迎風(fēng)坡面碰撞后顆粒軌跡發(fā)生變化，一部分反彈至套管內(nèi)壁，并在套管內(nèi)壁和鉆桿外壁之間發(fā)生連續(xù)彈跳，造成點(diǎn)狀沖蝕痕跡，由于反彈顆粒數(shù)量較少且動(dòng)能較低，套管內(nèi)壁沖蝕率遠(yuǎn)小于鉆桿外壁。因此，環(huán)空放噴時(shí)只關(guān)注鉆桿外壁沖蝕情況。

統(tǒng)計(jì)模擬計(jì)算結(jié)果，繪制各模擬工況下鉆桿外壁最大沖蝕速率的三軸柱狀圖(圖5)。由圖5可知，隨日放噴量、日出砂量的增大，鉆桿外壁最大沖蝕速率呈增大趨勢。當(dāng)日放噴量為1 000×104m3/d、日出砂量為37.57 m3/d時(shí)，鉆桿外壁最大沖蝕速率為24.7 mm/a，鉆桿外壁的沖蝕速率遠(yuǎn)大于套管內(nèi)壁，管柱最短穿孔時(shí)間為3.9 a。

圖3 日出砂量為37.57 m3/d時(shí)不同日放噴量下鉆桿外壁沖蝕速率云圖

圖4 日出砂量為37.57 m3/d時(shí)不同日放噴量下套管內(nèi)壁沖蝕速率云圖

2.3 模擬結(jié)果對(duì)比分析

對(duì)比2種不同的放噴方式可知，在相同工況下，環(huán)空放噴時(shí)的管壁最大沖蝕速率遠(yuǎn)大于鉆桿水眼放噴時(shí)的管壁最大沖蝕速率。例如，在日出砂量為7.84 m3/d、日放噴量為100×104m3/d時(shí)，環(huán)空放噴時(shí)最大沖蝕速率(1.15 mm/a)是鉆桿水眼放噴時(shí)最大沖蝕速率(0.10 mm/a)的10倍。因此，從環(huán)空放噴的管柱服役時(shí)間更短，加之會(huì)造成套管沖蝕(套管無法更換)，因此，從防沖蝕安全方面考慮，建議通過鉆桿水眼進(jìn)行放噴。

對(duì)比2種不同放噴方式下管壁最大沖蝕速率變化規(guī)律(圖6、7)可知：當(dāng)日出砂量不變(日出砂量為19.35 m3/d)，日放噴量每增大10×104m3/d，采用水眼放噴時(shí)管壁最大沖蝕速率增加2.70%，采用環(huán)空放噴時(shí)管壁最大沖蝕速率增加18.20%；當(dāng)日放噴量不變(放噴量為500×104m3/d)，日出砂量每增大1.00 m3/d，采用水眼放噴時(shí)管壁最大沖蝕速率增加不足6.67%，采用環(huán)空放噴時(shí)管壁最大沖蝕速率增加32.18%。即當(dāng)日出砂量或日放噴量增大時(shí)，采用環(huán)空放噴方式時(shí)管壁最大沖蝕速率增長率是采用水眼放噴方式的管壁最大沖蝕速率增長率的5倍以上，即從鉆桿水眼放噴更有利于減少?zèng)_蝕。因此，建議在放噴初期時(shí)盡量采用小排量放噴，待井筒內(nèi)泥漿、巖屑和砂粒幾乎放噴完后再調(diào)大放噴量，可有效降低管柱沖蝕程度。

圖5 鉆桿外壁沖蝕速率三軸柱狀圖

圖6 日出砂量為19.35 m3/d時(shí)日放噴量對(duì)管壁沖蝕速率的影響

圖7 日放噴量為500×104m3/d時(shí)日出砂量對(duì)管壁沖蝕速率的影響

3 結(jié) 論

(1)建立了鉆遇高產(chǎn)氣層應(yīng)急放噴工況下的2種管柱的沖蝕模型，研究了日出砂量和日放噴量對(duì)井下管柱最大沖蝕速率的影響規(guī)律，提出了預(yù)防管柱沖蝕的措施。

(2)2種放噴方式下管柱最大沖蝕速率均隨著日放噴量和日出砂量的增大而增大；當(dāng)通過鉆桿水眼放噴時(shí)，最大沖蝕速率點(diǎn)位于鉆桿接頭內(nèi)壁縮徑面；當(dāng)通過環(huán)空放噴時(shí)，最大沖蝕速率點(diǎn)位于鉆桿接頭外壁迎風(fēng)坡；采用鉆桿水眼放噴時(shí)的最大沖蝕速率小于環(huán)空放噴時(shí)。

(3)鉆遇高產(chǎn)氣層應(yīng)急放噴工況下，為減緩井下管柱沖蝕程度，建議采用鉆桿水眼放噴方式，且在放噴初期時(shí)盡量采用小排量放噴，待井筒內(nèi)泥漿、巖屑和砂粒幾乎放噴完后再調(diào)大放噴量。