何祖清，伊偉鍇，李 軍，孫 鵬，劉鵬林，蔣記偉

(1.中國石化石油工程技術(shù)研究院 北京 100101；2.中國石油大學(xué)(北京)石油工程學(xué)院 北京 102249；3.中國石油大學(xué)(北京)克拉瑪依校區(qū)石油學(xué)院 新疆 克拉瑪依 834000)

0 引 言

儲氣庫作為保障國家城市能源供應(yīng)的重要基礎(chǔ)設(shè)施，其安全高效運行尤為重要[1-2]。儲氣庫安全運行主要由套管的完整性、注采管柱的完整性及井口的完整性等三方面構(gòu)成。常規(guī)儲氣庫設(shè)計初期主要考慮套管及井口的完整性，對注采管柱沖蝕問題未引起足夠重視。當(dāng)前儲氣庫井注采管柱設(shè)計服役年限為30～50年[3]，采用永久封隔器坐封，服役期間不能更換，若服役過程中發(fā)生損壞則會造成嚴(yán)重的損失。我國儲氣庫建設(shè)自本世紀(jì)初開始，最長服役時間遠(yuǎn)未達(dá)到設(shè)計的服役年限，且均未飽和運行，注采管柱也不易發(fā)生嚴(yán)重的安全問題。但飽和運行或調(diào)峰時，隨著注采管柱內(nèi)流速的增大，沖蝕現(xiàn)象會對注采管柱安全產(chǎn)生很大影響。目前國外[4]關(guān)于儲氣庫注采管柱沖蝕相關(guān)資料較少，國內(nèi)氣井管柱沖蝕研究[5-8]則主要集中在高壓采氣條件下的管柱沖蝕，不適用于儲氣庫井注采管柱既注又采的特點。本文根據(jù)中石化在建的文23儲氣庫注采井實際管柱結(jié)構(gòu)，建立了儲氣庫井注采管柱模型，分析了當(dāng)前生產(chǎn)方式下的注采管柱沖蝕規(guī)律、極限注氣量與采氣最小井口壓力。為文23儲氣庫的工作制度設(shè)計和調(diào)峰能力提供了理論依據(jù)。

1 文23儲氣庫基本情況

1.1 文23儲氣庫概況

文23儲氣庫項目是國家“十三五”重點建設(shè)工程，是我國在建的中東部地區(qū)最大的儲氣庫。由文23氣田枯竭砂巖氣藏改建，主力注采層系為S43-6砂組。氣庫設(shè)計上限壓力為原始地層壓力38.6 MPa，氣庫總庫容為104.21×108m3，一期設(shè)計地層壓力下限為20 MPa，總設(shè)計下限壓力為15.0 MPa，有效工作氣量57.25×108m3。當(dāng)前文23儲氣庫設(shè)計單井注氣量為(30～50)×104m3/d，單井采氣量為(15～30)×104m3/d。文23儲氣庫建成后，將與中國石化榆濟線、中開線、鄂安滄管道實現(xiàn)互通，為多條長輸管道的平穩(wěn)運行提供服務(wù)和保障，將極大緩解華北地區(qū)乃至全國在冬季用氣高峰期間的用氣緊張局面。

1.2 文23儲氣庫注采管柱結(jié)構(gòu)

文23儲氣庫注采管柱示意圖如圖1所示，其具體結(jié)構(gòu)為：油管+循環(huán)滑套+坐落短節(jié)+封隔器+球座，注采井井斜角在10°～30°之間，注采管柱外徑88.9 mm，內(nèi)徑76 mm，鋼級為P110S13Cr。

圖1 文23儲氣庫注采井示意圖

2 注采管柱沖蝕模型

2.1 注采管柱氣體流動速度模型

計算管內(nèi)實際的氣體流速采用Hagedorn&Brown模型[9-10]，其方程為：

(1)

流量Q0與速度的換算關(guān)系為：

(2)

標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)流量計算公式為：

(3)

2.2 注采管柱氣體臨界沖蝕流速模型

高速氣體在管內(nèi)流動會對管柱產(chǎn)生沖蝕作用，產(chǎn)生明顯沖蝕作用的流速即為臨界沖蝕流速。根據(jù)API RP14E標(biāo)準(zhǔn)[12]，其管柱氣體沖蝕速率模型為：

(4)

其中，Ve為臨界沖蝕流速，m/s；C為經(jīng)驗常數(shù)。為保證儲氣庫注采井的安全運行，C值取模型最小值100。其他參數(shù)同上。

當(dāng)管內(nèi)實際流速v大于臨界沖蝕流速Ve時，注采管柱內(nèi)會發(fā)生沖蝕。

2.3 模型計算參數(shù)

文23儲氣庫注采井多為定向井，井斜角在10°～30°之間，地層溫度為120 ℃。設(shè)計井深3 000 m，油管下深2 750 m，造斜點深度為1 600 m。計算參數(shù)見表1。

表1 模型計算基本參數(shù)

3 結(jié)果分析

依據(jù)以上模型，以文23儲氣庫注采井為例，對注氣與采氣兩個工況的注采管柱沖蝕規(guī)律進行了分析。

3.1 注氣對注采管柱沖蝕的影響

3.1.1 注氣量的影響

圖2為注氣階段管內(nèi)實際流速與臨界沖蝕流速關(guān)系圖，圖內(nèi)虛線為管內(nèi)實際流速，實線為臨界沖蝕流速(下同)。由圖可知，由于地溫和壓力對氣體密度的耦合作用，管內(nèi)實際流速和臨界沖蝕流速隨井深增加先增大后減小，在井深1 300 m左右實際流速達(dá)到最大值。管內(nèi)實際流速隨注氣量增大而增大，注氣量50×104m3/d時，管內(nèi)實際流速在4.5 m/s左右，且臨界沖蝕流速基本不隨注氣量變化而改變。

圖2 注氣量與實際流速和臨界沖蝕流速的關(guān)系

當(dāng)前注氣方式下，管內(nèi)實際流速均小于臨界沖蝕流速，注采管柱不會發(fā)生沖蝕。同時，實際流速與臨界沖蝕流速間有較大空間，調(diào)峰作業(yè)時可適當(dāng)提高注氣量。

3.1.2 極限注氣量的確定

因壓縮機功率限制等原因，注氣壓力在35～38 MPa波動。注氣壓力為35 MPa時的臨界沖蝕流速約為8.5 m/s，38 MPa時約為8.3 m/s，臨界沖蝕流速隨注氣壓力增大而減小，如圖3和圖4所示。同時，如圖3所示，在注氣壓力為35 MPa，注氣量為100×104m3/d條件下，管內(nèi)實際流速大于臨界沖蝕流速，在注氣量為95×104m3/d條件下，管內(nèi)實際流速小于臨界沖蝕流速。同理，由圖4可得，注氣壓力為38 MPa，注氣量為100×104m3/d時，管內(nèi)實際流速小于臨界沖蝕流速。故在實際作業(yè)中，注氣壓力不穩(wěn)定，極限注氣量不應(yīng)高于95×104m3/d。

圖3 注氣壓力35 MPa時注氣量與臨界沖蝕流速的關(guān)系

圖4 注氣壓力38 MPa時注氣量與臨界沖蝕流速的關(guān)系

3.2 采氣對注采管柱沖蝕的影響

3.2.1 采氣量的影響

圖5為定井口壓力條件下的采氣量與管內(nèi)實際流速和臨界沖蝕流速關(guān)系圖。

圖5 采氣量與管內(nèi)實際流速和臨界沖蝕流速的關(guān)系

由圖5可知，實際流速和臨界沖蝕流速隨井深增加先減小后增大，在 1 500 m左右達(dá)到最小值。實際流速隨采氣量增加而增加，采氣量每增加5×104m3/d，實際流速增加約0.5 m/s。臨界沖蝕流速在井筒中部隨采氣量增加而增加，采氣量每增加5×104m3/d，臨界沖蝕流速增加0.2 m/s左右。在當(dāng)前采氣量條件下，注采管柱實際流速小于臨界沖蝕流速，不會發(fā)生沖蝕現(xiàn)象，調(diào)峰作業(yè)時可適當(dāng)上調(diào)采氣量。

3.2.2 最小井口壓力的確定

采氣時井口壓力不同導(dǎo)致管內(nèi)實際流速與臨界沖蝕流速均會發(fā)生變化，分析了不同采氣階段注采管柱井口壓力與實際流速和臨界沖蝕流速的關(guān)系，如圖6～圖8所示。由圖可知，管內(nèi)實際流速與臨界沖蝕流速均隨井口壓力減小而增大。

圖6為采氣初期(地層壓力35 MPa)的管內(nèi)實際流速與臨界沖蝕流速關(guān)系圖，由圖可得，在井口壓力為22 MPa時，井深1 000 m處管內(nèi)實際流速超過臨界沖蝕流速；井口壓力為23 MPa時，管內(nèi)實際流速各段均小于臨界沖蝕流速。故采氣初期，最小井口壓力不應(yīng)低于23 MPa，此時極限采氣量為117×104m3/d。同理，由圖7、圖8可得，采氣中期(地層壓力25 MPa)最小井口壓力不應(yīng)低于15 MPa，極限采氣量為94.7×104m3/d，采氣末期(地層壓力15 MPa)最小井口壓力不應(yīng)低于7 MPa，極限采氣量為67.2×104m3/d。極限采氣量隨采氣進行而逐漸降低。儲氣庫采氣調(diào)峰運行時，地層壓力與最小井口壓力呈正相關(guān)，不同采氣階段井口壓力不應(yīng)超過各階段最小井口壓力值。

圖6 采氣初期實際流速與臨界沖蝕流速關(guān)系圖

圖7 采氣中期實際流速與臨界沖蝕流速關(guān)系圖

圖8 采氣末期實際流速與臨界沖蝕流速關(guān)系圖

4 結(jié) 論

1)本文建立了文23儲氣庫注采管柱模型，計算了注氣與采氣時的管內(nèi)實際流速與臨界沖蝕流速。注氣時，隨井深增大二者呈先增大后減小的規(guī)律。采氣時，隨井深增大二者呈先減小后增大的趨勢。當(dāng)前生產(chǎn)方式下，管內(nèi)實際流速均小于臨界沖蝕流速。

2)注采管柱臨界沖蝕流速隨注氣壓力增大而減小，極限注氣量隨注氣壓力增大而增加。Φ88.9 mm×6.45 mm注采管柱極限注氣量不應(yīng)超過95×104m3/d。

3)管內(nèi)實際流速與臨界沖蝕流速均隨井口壓力減小而增大，隨采氣量增大而增大。不同采氣階段井口壓力不能低于該階段最小井口壓力。最小井口壓力與極限采氣量隨地層壓力減小而減小。