張 智，楊 昆，劉和興，李 磊，丁 劍，劉金銘

(1. 西南石油大學(xué)油氣藏地質(zhì)及開(kāi)發(fā)工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 四川 成都 610500；2.中海油(中國(guó))有限公司湛江分公司 廣東 湛江 524057)

0 引 言

如何提高采收率是油田開(kāi)采長(zhǎng)期面臨的問(wèn)題，對(duì)“一次采油”、“二次采油”、“三次采油”的油田開(kāi)采技術(shù)劃分方式，國(guó)際上已重新分為“利用天然能量采油技術(shù)”、“補(bǔ)充地層能量采油技術(shù)”、“提高石油采收率技術(shù)”[1]。CO2吞吐采油作為“提高石油采收率技術(shù)”之一，其增產(chǎn)原理為：注入的CO2與地層中的原油發(fā)生混相反應(yīng)，降低原油粘度，增加油井產(chǎn)量。同時(shí)，該項(xiàng)技術(shù)又一定程度上實(shí)現(xiàn)了CO2的利用與封存，是CCUS(Carbon Capture，Utilization and Storage：碳捕獲、利用與封存)技術(shù)[2-3]中極具前景的一項(xiàng)技術(shù)。CO2吞吐井存在周期注采的特點(diǎn)，各個(gè)注采周期可分為注氣、燜井、放壓、生產(chǎn)四個(gè)階段，每個(gè)吞吐周期的各個(gè)階段，CO2會(huì)對(duì)井下管柱造成不同程度的腐蝕[4-9]。生產(chǎn)階段具有持續(xù)時(shí)間長(zhǎng)、井筒內(nèi)流動(dòng)狀態(tài)復(fù)雜、流動(dòng)介質(zhì)多樣等特點(diǎn)，是腐蝕發(fā)生的主要階段[10]。華北油田餾58井的N80油管柱，在井下服役18個(gè)月之后，由于CO2腐蝕而穿孔，造成井噴[11]。自1995年至2017年，CO2腐蝕給中原油田造成了10口井17井次的管柱穿孔和斷脫事故[12]?？梢钥闯觯珻O2吞吐井極易出現(xiàn)生產(chǎn)管柱腐蝕穿孔失效，從而影響井筒完整性，乃至造成井下安全事故。隨著注采周期的進(jìn)行，在生產(chǎn)過(guò)程中井筒中的流動(dòng)狀態(tài)從一開(kāi)始的單相油流或者油水同產(chǎn)轉(zhuǎn)變?yōu)橛蜌馑嗔鲃?dòng)，且產(chǎn)出氣體中CO2含量極高。生產(chǎn)制度的變化會(huì)導(dǎo)致井筒溫度場(chǎng)和壓力場(chǎng)的變化，三者的改變又同時(shí)影響著生產(chǎn)管柱受CO2腐蝕的程度。本文通過(guò)研究油氣井井筒氣液兩相流動(dòng)條件下的溫度壓力計(jì)算方法、受不同油氣水產(chǎn)量和不同井筒溫度壓力影響的生產(chǎn)管柱腐蝕規(guī)律，建立了CO2吞吐井生產(chǎn)管柱不同油氣水產(chǎn)量下腐蝕預(yù)測(cè)方法，可對(duì)CO2吞吐井生產(chǎn)管柱在不同生產(chǎn)制度下的腐蝕規(guī)律進(jìn)行預(yù)測(cè)，為現(xiàn)場(chǎng)管控提供理論依據(jù)，以延長(zhǎng)井下管柱的服役壽命，維持CO2吞吐井的安全、穩(wěn)定生產(chǎn)，使油田效益最大化。

本文系統(tǒng)調(diào)研了目前的主要CO2腐蝕預(yù)測(cè)模型，并在其中選取了適用于CO2吞吐井的模型作為基礎(chǔ)模型。1975年，De Waard等發(fā)布了第一個(gè)版本的DW腐蝕預(yù)測(cè)模型[13]，并于1995年版[14]中加入了實(shí)驗(yàn)室模擬腐蝕實(shí)驗(yàn)擬合數(shù)據(jù)(DW 95模型)，作為經(jīng)典的CO2腐蝕預(yù)測(cè)模型，目前該模型使用最為廣泛。挪威石油公司等開(kāi)發(fā)了Norsok M-506模型[15]，該模型對(duì)pH值的變化較為敏感，且更大程度地考慮了保護(hù)性腐蝕薄膜在高溫和高pH下的效果。BP公司在DW模型的基礎(chǔ)之上建立了Cassandra模型[16]，該模型更多地考慮了pH值對(duì)腐蝕速率的影響，能預(yù)測(cè)管柱在更高溫度下的腐蝕速率。Intetech開(kāi)發(fā)的ECE模型[17]是基于DW模型的另一CO2腐蝕預(yù)測(cè)模型，該模型具有計(jì)算pH的模塊，并且考慮了原油潤(rùn)濕性、少量H2S以及醋酸的影響，可用于油氣井管柱及油氣集輸管道。此外，現(xiàn)有的CO2腐蝕預(yù)測(cè)模型還包括Hydrocor模型、Corplus模型、KSC模型、Multicorp模型、Predict模型、Tulsa模型、SweetCor模型等。

1 模型的建立

1.1 井筒溫度壓力場(chǎng)計(jì)算方法

CO2吞吐井生產(chǎn)過(guò)程中井筒內(nèi)為氣液兩相流動(dòng)，采用氣液兩相管流計(jì)算井筒溫度壓力場(chǎng)[18-19]。兩相管流過(guò)程十分復(fù)雜，在建立模型的過(guò)程中需要其流動(dòng)狀態(tài)做以下假設(shè)：

1)井筒中多相流體流動(dòng)狀態(tài)為一維穩(wěn)定流；

2)只考慮熱量在井筒方向上的徑向傳遞，而忽略其軸向傳遞；

3)井筒外部環(huán)境按井筒軸線對(duì)稱分布；

4)流體在地層中的滲流方式為等溫滲流。

以井底為起點(diǎn)，從下向上將井筒分為若干個(gè)微元段dz，由式(1)的能量守恒和熱力學(xué)基本定律：

(1)

式中：tf為井筒流體溫度，℃；z為從井底向上的井身長(zhǎng)度，m；Cpm為混合物流體定壓比熱，J/(kg·℃)；q為單位質(zhì)量熱流密度，J/(m·s)；vm為混合物流體速度，m/s；g為重力加速度，m/s2；θ為管斜角，(°)；CJm為混合物流體焦-湯系數(shù)，K/Pa；p為流體壓力，Pa。

將CO2吞吐井井身結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化為油管、套管、水泥環(huán)三種傳熱介質(zhì)，井筒內(nèi)流體經(jīng)油管和套管向水泥環(huán)進(jìn)行穩(wěn)定傳熱，再由水泥環(huán)向地層進(jìn)行非穩(wěn)定傳熱?？傻檬?2)的熱流梯度：

(2)

式中：rto為油管外半徑，m；Uto為地層總傳熱系數(shù)；Ke為地層導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·℃)；wt為混合物流體質(zhì)量流量，kg/s；tD為瞬態(tài)傳熱函數(shù)，無(wú)因次；te為環(huán)境溫度，℃。

不計(jì)油管柱內(nèi)壁對(duì)流換熱熱阻以及油套管柱導(dǎo)熱熱阻，可得式(3)的總傳熱系數(shù)：

(3)

式中：hc為環(huán)空流體對(duì)流傳熱系數(shù)，W/(m2·℃)；hr為環(huán)空流體輻射傳熱系數(shù)，W/(m2·℃)；rh為水泥環(huán)半徑，m；rco為套管外半徑，m；Kcem為水泥環(huán)導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·℃)。

式(4)為環(huán)境溫度：

te=tek+(zk-z)gksinθ

(4)

式中：tek為某段環(huán)境底部溫度，℃；zk為某段環(huán)境底部井身長(zhǎng)度，m；gk為某段地層的溫度梯度，℃/100 m。

將(2)、(4)式代入(1)可得式(5)的壓力溫度耦合式：

(5)

(6)

(7)

式中：A為引入的松弛距離，其物理意義為任意流通斷面的地溫(靜溫)按井筒內(nèi)流體流動(dòng)溫度梯度折算到流溫曲線所產(chǎn)生的相對(duì)距離，m；ρm為混合物流體密度，kg/m3；fm為混合物在油管中流動(dòng)的摩阻系數(shù)，無(wú)因次。

將式(1)、(2)的右側(cè)分別用F1和F2表示，得到式(8)的壓力p和溫度t關(guān)于井身長(zhǎng)度z的函數(shù)表達(dá)式：

(8)

以井底壓力p0、井底溫度t0為已知點(diǎn)求解，(8)式邊界條件為式(9)：

(9)

采用四階龍格庫(kù)塔法求解以上常微分方程組，即可得到CO2吞吐井生產(chǎn)過(guò)程中井筒不同井深處的溫度、壓力[20]。

油套環(huán)空中溫度壓力計(jì)算時(shí)，將模型中管子直徑用水力相當(dāng)直徑替代，環(huán)空水力相當(dāng)直徑如式(10)：

De=Do-Di

(10)

式中：D為油管內(nèi)徑，m；De為環(huán)空外管內(nèi)徑，m；Di為環(huán)空內(nèi)管外徑，m。

1.2 CO2腐蝕預(yù)測(cè)模型

對(duì)于CO2吞吐井，本文參考了考慮pH值影響、適用于更高溫度條件下的Cassandra模型與ECE模型。

Cassandra模型是基于DW95模型建立起來(lái)的，DW95模型包含了與流速無(wú)關(guān)的腐蝕反應(yīng)動(dòng)力學(xué)過(guò)程和與流速相關(guān)的傳質(zhì)過(guò)程，在較低溫度的情況下，該模型可以較準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)出CO2腐蝕速率。其腐蝕預(yù)測(cè)模型為式(11)：

(11)

式中：Vcorr為腐蝕速率，mm/a；Vr為無(wú)擴(kuò)散控制時(shí)的最大活化控制腐蝕速率，mm/a；Vm為受物質(zhì)傳遞控制的腐蝕速率，mm/a。

為了實(shí)現(xiàn)更高溫度條件下的CO2腐蝕速率預(yù)測(cè)，BP公司在DW95模型的基礎(chǔ)之上進(jìn)行了改進(jìn)，見(jiàn)式(12)。該模型主要考慮了溫度、壓力、CO2含量、流體介質(zhì)中的水質(zhì)情況、流體流速、流體pH值以及管道過(guò)流面積等腐蝕因素的影響。

0.41log(fCO2)-0.34pH

(12)

(13)

(14)

式中：T為體系溫度，℃；fCO2為CO2有效壓力，MPa；pH為體系pH值；U為液體流速，m/s；d為液體密度，g/mL；Ts為垢層溫度，℃。

ECE模型基本腐蝕速率公式同式(11)，其中活化控制部分為式(15)：

0.34(pHactual-pHCO2)

(15)

式中：pCO2為CO2分壓，MPa；pHactual為實(shí)際測(cè)得的溶液pH值，無(wú)因次；pHCO2為一定CO2分壓下溶液的pH計(jì)算值，無(wú)因次。

物質(zhì)傳遞控制部分為式(16)：

(16)

(17)

式中：W為含水率，%；Wbreak為油水兩相分離前油相所夾帶的最大含水量，%；δ為流動(dòng)傾角。

原油因子受其密度、流速、流動(dòng)傾角影響。由原油的濃度可以算出其乳化臨界點(diǎn)，當(dāng)含水率低于乳化臨界點(diǎn)時(shí)，形成油包水，此時(shí)腐蝕程度較輕；含水率高于乳化臨界點(diǎn)時(shí)，形成水包油乳化液，腐蝕程度加強(qiáng)；在高含水或低流速的情況下，水從油中分離出來(lái)形成連續(xù)相，加劇腐蝕[21]。

2 關(guān)鍵參數(shù)計(jì)算

2.1 直接獲取的參數(shù)

CO2吞吐井基于不同生產(chǎn)制度下的溫度壓力計(jì)算中，可以從油井井史資料以及生產(chǎn)數(shù)據(jù)中直接獲取的參數(shù)有：井斜數(shù)據(jù)、管串結(jié)構(gòu)、地溫梯度、地壓梯度、產(chǎn)出流體組分及產(chǎn)量等。根據(jù)油井所處區(qū)塊地質(zhì)特征獲取相關(guān)地質(zhì)參數(shù)，根據(jù)產(chǎn)出流體組分性質(zhì)分析其相關(guān)流體參數(shù)，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)直接可獲取的參數(shù)即可進(jìn)行不同生產(chǎn)制度下油井的溫度壓力場(chǎng)計(jì)算。

2.2 間接獲取的參數(shù)

1)體系pH值

本文建立的CO2吞吐井腐蝕預(yù)測(cè)方法更大地考慮了體系的pH值影響，此處給出井筒內(nèi)流體pH值的計(jì)算方法。

井筒內(nèi)流體體系可能發(fā)生的反應(yīng)有：

(18)

(19)

(20)

(21)

H2O→H++OH-KW=CH+·COH-

(22)

(23)

(24)

式中：Kh，Khy，K1，K2，KW，KSP1，KSP2分別代表各式的反應(yīng)平衡常數(shù)，他們的取值可通過(guò)以下各式進(jìn)行計(jì)算[22]：

(25)

Khy=0.002 58

(26)

(27)

(28)

(29)

KSP1=5×10-9

(30)

KSP2=6.8×10-6

(31)

由溶液電中性基本原理，當(dāng)體系反應(yīng)達(dá)到平衡時(shí)：

(32)

由以上各式聯(lián)立可得：

(33)

pH=lgCH+

(34)

由式(33)、(34)即可計(jì)算得到體系pH值。

2)CO2分壓

CO2吞吐井產(chǎn)出氣體中99%以上為CO2，有文獻(xiàn)[23]分析油氣井CO2分壓計(jì)算方法提出，油井的CO2分壓為飽和壓力與分離氣中CO2摩爾百分含量的乘積。

3 算例分析與討論

某油田典型CO2吞吐井為一直井，完鉆井深2 006 m，人工井底1 986 m，油藏中部壓力值13.37～13.98 MPa，靜溫68 ℃，經(jīng)注CO2，生產(chǎn)過(guò)程中開(kāi)始產(chǎn)氣，氣體成分為99%CO2。典型井管柱結(jié)構(gòu)見(jiàn)表1。

表1 典型CO2吞吐井井下管柱基本信息

井身結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 典型CO2吞吐井井身結(jié)構(gòu)

現(xiàn)場(chǎng)對(duì)該井進(jìn)行40臂井徑成像測(cè)井，得到油層套管腐蝕損傷情況，利用本文所建模型預(yù)測(cè)套管柱腐蝕深度隨井深變化規(guī)律，兩者對(duì)比情況如圖2所示。

圖2 腐蝕預(yù)測(cè)結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)值對(duì)比

由圖2可以看出，腐蝕預(yù)測(cè)結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)值吻合度較高，可滿足工程需要。

通過(guò)典型井基礎(chǔ)數(shù)據(jù)以及已有模型，以井底溫度壓力為起始點(diǎn)，可計(jì)算該井在不同生產(chǎn)制度下的井筒溫度、壓力場(chǎng)，進(jìn)而進(jìn)行油管柱腐蝕速率預(yù)測(cè)。

產(chǎn)油量取5、10、15 m3/d，產(chǎn)氣量取600、800、1 000 m3/d，產(chǎn)水量取5、10、15 m3/d，分析產(chǎn)油量對(duì)管柱的腐蝕影響規(guī)律時(shí)，固定產(chǎn)氣量和產(chǎn)水量分別為800、10 m3/d，分別計(jì)算產(chǎn)油量為5、10、15 m3/d時(shí)的管柱腐蝕規(guī)律。與此類似，計(jì)算不同產(chǎn)氣量與產(chǎn)水量條件下的管柱腐蝕規(guī)律。本文給出的腐蝕預(yù)測(cè)方法可計(jì)算CO2吞吐井生產(chǎn)套管柱與油管柱腐蝕規(guī)律，下文以油管柱為例，分析典型CO2吞吐井生產(chǎn)管柱在不同生產(chǎn)制度下的腐蝕規(guī)律。

3.1 產(chǎn)油量的影響

固定產(chǎn)氣量800 m3/d，產(chǎn)水量10 m3/d，不同產(chǎn)油量條件下油管內(nèi)溫度壓力場(chǎng)如圖3和圖4所示。同一產(chǎn)油量情況下，油管柱內(nèi)流體溫度壓力隨井深增加而升高；不同產(chǎn)油量情況下，相同井深油管柱內(nèi)各點(diǎn)溫度隨產(chǎn)油量的增加而升高，壓力隨產(chǎn)油量增加而降低。

圖3 不同產(chǎn)油量下典型CO2吞吐井溫度場(chǎng)

圖4 不同產(chǎn)油量下典型CO2吞吐井壓力場(chǎng)

基于已得溫度壓力場(chǎng)，計(jì)算典型CO2吞吐井不同產(chǎn)油量情況下油管柱腐蝕速率預(yù)測(cè)曲面如圖5所示。由計(jì)算結(jié)果可知，在維持產(chǎn)水量和產(chǎn)氣量不變的情況下，隨產(chǎn)油量增加，油管柱腐蝕速率在全井段均呈現(xiàn)出減小的趨勢(shì)，減小的幅度隨井深增加而減小。

圖5 不同產(chǎn)油量下典型CO2吞吐井油管柱腐蝕速率

3.2 產(chǎn)氣量的影響

固定產(chǎn)油量10 m3/d，產(chǎn)水量10 m3/d，不同產(chǎn)氣量條件下油管內(nèi)溫度壓力場(chǎng)如圖6和圖7所示。同一產(chǎn)氣量情況下，油管柱內(nèi)流體溫度壓力隨井深增加而升高；不同產(chǎn)氣量情況下，相同井深油管柱內(nèi)各點(diǎn)溫度隨產(chǎn)氣量的增加而升高，壓力隨產(chǎn)氣量的增加而降低。

圖6 不同產(chǎn)氣量下典型CO2吞吐井溫度場(chǎng)

圖7 不同產(chǎn)氣量下典型CO2吞吐井壓力場(chǎng)

基于已得溫度壓力場(chǎng)，計(jì)算典型CO2吞吐井不同產(chǎn)氣量情況下油管柱腐蝕速率預(yù)測(cè)曲面如圖8所示。

圖8 不同產(chǎn)氣量下典型CO2吞吐井油管柱腐蝕速率

由計(jì)算結(jié)果可知，在維持產(chǎn)油量和產(chǎn)水量不變的情況下，隨產(chǎn)氣量增加，油管柱腐蝕速率在全井段均呈現(xiàn)出增加的趨勢(shì)。

3.3 產(chǎn)水量的影響

固定產(chǎn)油量10 m3/d，產(chǎn)氣量800 m3/d，不同產(chǎn)水量條件下油管內(nèi)溫度壓力場(chǎng)如圖9和圖10所示。同一產(chǎn)水量情況下，油管柱內(nèi)流體溫度壓力隨井深增加而升高；不同產(chǎn)水量情況下，相同井深油管柱內(nèi)各點(diǎn)溫度隨產(chǎn)水量的增加而升高，壓力隨產(chǎn)水量的增加而降低。

圖9 不同產(chǎn)水量下典型CO2吞吐井溫度場(chǎng)

圖10 不同產(chǎn)水量下典型CO2吞吐井壓力場(chǎng)

基于已得溫度壓力場(chǎng)，計(jì)算典型CO2吞吐井不同產(chǎn)產(chǎn)水量情況下油管柱腐蝕速率預(yù)測(cè)曲面如圖11所示。由計(jì)算結(jié)果可知，在維持產(chǎn)油量和產(chǎn)氣量不變的情況下，隨產(chǎn)水量增加，油管柱腐蝕速率在全井段均呈現(xiàn)出增加的趨勢(shì)。

圖11 不同產(chǎn)水量下典型CO2吞吐井油管柱腐蝕速率

3.4 含水率的影響

固定產(chǎn)氣量800 m3/d，產(chǎn)液量20 m3/d，不同含水率條件下油管內(nèi)溫度壓力場(chǎng)如圖12和圖13所示。同一含水率情況下，油管柱內(nèi)流體溫度壓力隨井深增加而升高；不同含水率情況下，相同井深油管柱內(nèi)各點(diǎn)溫度隨含水率的增加而升高，壓力隨含水率的增加而降低。

圖12 不同含水率下典型CO2吞吐井溫度場(chǎng)

圖13 不同含水率下典型CO2吞吐井壓力場(chǎng)

典型CO2吞吐井不同含水率情況下油管柱腐蝕速率預(yù)測(cè)曲面如圖14所示。計(jì)算結(jié)果表明，在維持產(chǎn)液量和產(chǎn)氣量不變的情況下，隨含水率增加，油管柱腐蝕速率在全井段均呈現(xiàn)出增加的趨勢(shì)，增加幅度較為明顯。

圖14 不同含水率下典型CO2吞吐井油管柱腐蝕速率

4 結(jié) 論

1)本文建立了考慮井筒溫度壓力及生產(chǎn)制度影響下的CO2吞吐井腐蝕預(yù)測(cè)方法，預(yù)測(cè)結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比驗(yàn)證了預(yù)測(cè)方法的可靠性。

2)溫度壓力、油氣水配產(chǎn)、介質(zhì)流速均會(huì)對(duì)CO2吞吐井油管柱腐蝕速率造成影響，生產(chǎn)制度的改變會(huì)造成上述因素同時(shí)改變。典型CO2吞吐井計(jì)算結(jié)果表明，當(dāng)產(chǎn)油量增加，油管柱腐蝕速率隨之減??；當(dāng)產(chǎn)氣量或產(chǎn)水量增加，油管柱腐蝕速率隨之增大。

3)僅考慮含水率對(duì)CO2吞吐井生產(chǎn)管柱腐蝕速率的影響，計(jì)算結(jié)果表明，維持產(chǎn)氣量與產(chǎn)液量不變的條件下，隨產(chǎn)出流體含水率的增加，油管柱腐蝕速率明顯增大，說(shuō)明井下管柱腐蝕速率對(duì)產(chǎn)水量十分敏感，建議現(xiàn)場(chǎng)采取合理措施進(jìn)行控水管理。