董長銀 王肇峰 周博 黃亮 鄧君宇 方達科

1. 中國石油大學(華東)石油工程學院；2. 非常規(guī)油氣開發(fā)教育部重點實驗室；3. 中海石油(中國)有限公司湛江分公司；4. 中國石油集團工程技術研究有限公司

0 引言

機械篩管是疏松砂巖易出砂氣藏防砂完井的關鍵，作為天然氣從儲層到井筒內(nèi)的流動通道同時起到阻擋地層砂的作用［1-5］。當氣井產(chǎn)量較高或由于儲層非均質(zhì)性造成局部高速入流情況下，高速氣體和地層砂的共同產(chǎn)出會沖擊篩管，即產(chǎn)生沖蝕破壞效應［2］。多層濾網(wǎng)復合精密篩管是一種海上出砂氣田常用的防砂完井篩管類型。大量工程實踐發(fā)現(xiàn)復合精密篩管失效被打撈出井后，在篩管管體出現(xiàn)沖蝕孔洞，表明沖蝕破壞已經(jīng)成為多層濾網(wǎng)復合精密篩管失效的主要形式之一［6-8］。篩管沖蝕損壞機理以及提高完井管柱的總體抗沖蝕能力，成為氣藏防砂完井急需進行的優(yōu)化研究［7］。

近年來，國內(nèi)外學者針對防砂完井篩管的沖蝕問題開展了大量數(shù)值模擬和實驗研究。部分學者基于有限元模擬的方法對篩管沖蝕磨損問題進行了數(shù)值模擬［9-13］，從理論上分析了影響沖蝕動態(tài)的因素及規(guī)律。研究主要集中在實驗模擬方面，通常采用噴嘴進行單點噴射攜砂流體的方式，模擬固體顆粒對金屬表面或防砂篩管的沖蝕過程［14-18］，對沖蝕流速、含砂濃度、沖蝕角等因素進行敏感性分析，在一定程度上解釋了篩管的沖蝕破壞機理。通過直接實驗這種直觀的方式，初步揭示了沖蝕機理及基本規(guī)律，但其局限于在開放空間中進行，沖擊到篩管表面的砂粒很快被驅離，沖蝕點位置始終是“干凈”的。實際上，出砂氣井井底為封閉有限空間，存在地層砂粒的堆積、滯留和砂埋現(xiàn)象［19］。開放式的沖蝕模擬裝置無法模擬井底實際的沖蝕情況，所得出的規(guī)律對現(xiàn)場指導性不高。在篩管沖蝕損壞機理方面，部分學者基于金屬材料磨損和微切削理論進行研究，其機理主要描述金屬材料的微觀損壞過程；而對于防砂完井篩管，尤其是交錯沖縫式保護罩以及多層復合金屬濾網(wǎng)組合復雜結構的沖蝕破壞機理研究較少［20-27］。部分研究者則通過數(shù)學或實驗研究構建了篩管沖蝕速率預測的經(jīng)驗模型，但多基于規(guī)則結構的金屬材料，對于防砂篩管的復雜結構以及井底實際沖蝕條件的考慮不夠充分［27-35］。

綜上所述，目前關于機械篩管沖蝕研究具有一定的局限性：(1)實驗模擬方法簡單，對井底條件下的沖蝕、砂粒堆積直至砂埋的協(xié)同難以模擬；(2)沖蝕損壞機理對復雜篩管結構及井底條件考慮不足；(3)目前研究尚集中在揭示機理、原因及規(guī)律，針對易出砂油氣藏，尤其是具有高產(chǎn)、高流速的天然氣藏的篩管抗沖蝕優(yōu)化以及提高管柱的綜合抗沖蝕能力研究較少，并且?guī)缀蹙瓷婕皟臃蔷|(zhì)性導致的局部高速入流對沖蝕動態(tài)及防砂完井優(yōu)化的影響。

針對上述問題，基于水平井井底封閉空間條件的篩管沖蝕損壞模擬實驗裝置，對交錯沖縫外保護罩和多層濾網(wǎng)擋砂介質(zhì)的沖蝕破壞機理進行了實驗模擬，提出了復雜結構篩管正面啃噬和側向切削的沖蝕機理。研發(fā)了一種新型的高抗沖蝕外保護罩結構并提出了濾網(wǎng)介質(zhì)優(yōu)化建議；建立了針對非均質(zhì)儲層水平井高沖蝕風險井段的風險識別方法以及分級、分段的高抗沖蝕防砂優(yōu)化設計方法，為出砂氣藏水平井的防砂管柱沖蝕損壞提供了解決方案。

1 實驗方法與實驗條件

1.1 實驗裝置與實驗方法

實驗主要針對南海某高溫高壓、不產(chǎn)水、高產(chǎn)氣水平井的生產(chǎn)條件進行沖蝕模擬，采用高排量空壓機將空氣和地層砂粒的混合物泵送通過噴嘴產(chǎn)生高流速，對篩管表面產(chǎn)生沖蝕效應。實驗時調(diào)整氣體流速、沖蝕距離、沖蝕角度、地層砂粒徑、含砂率等因素以觀察其對沖蝕效應的影響。根據(jù)實際氣藏水平井井底有限封閉空間的沖蝕工況，研制設計了水平井篩管沖蝕模擬實驗系統(tǒng)，如圖1所示。

圖 1 氣藏水平井篩管沖蝕模擬實驗裝置Fig. 1 Simulation experimental device of screen erosion in horizonal wells in gas reservoirs

水平井篩管沖蝕模擬實驗系統(tǒng)由沖蝕模擬主體裝置(含2 組可調(diào)節(jié)噴嘴)、氣體泵送系統(tǒng)、集砂濾砂裝置、自動混砂器、局部電加熱系統(tǒng)、控制箱/計算機、流量壓力傳感器等組成。沖蝕模擬主體裝置長度2.0 m，內(nèi)徑250 mm，安裝有耐高壓透明視窗用于觀察實際沖蝕形態(tài)。沖蝕模擬主體裝置上設置2 組共計16 個可更換噴嘴，可以調(diào)整噴嘴直徑在給定的泵送條件下拓寬噴嘴流速范圍。噴嘴角度按照90°、80°、70°、60°、50°、40°、30°、20°設置，可調(diào)沖蝕距離范圍為10~80 mm。實驗系統(tǒng)布置有系列傳感器用于實時采集不同關鍵位置和節(jié)點的壓力(差)和流量，用于動態(tài)反饋內(nèi)部的堵塞和沖蝕動態(tài)，并用于后續(xù)的沖蝕評價。高排量空壓機及穩(wěn)壓罐滿足流速≤80 m/s 的實驗條件，可覆蓋我國南海某高溫高壓氣藏的最高產(chǎn)量流速條件。

實驗時首先使用長度調(diào)整機構放置測試篩管短節(jié)(0.3~1.0 m 之間任意長度)，封閉端蓋使井筒與篩管的環(huán)空封閉；打開篩管內(nèi)部的出口通道，使流體必須通過篩管才能排出主體井筒單元，以模擬實際井底產(chǎn)出流體徑向通過篩管的流動狀態(tài)。按順序連接穩(wěn)壓罐、空壓機、自動加砂器和集砂濾砂器。設置完畢所有的實驗參數(shù)后，首先不加砂只泵送空氣進行流程測試，檢查系統(tǒng)密封性及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。系統(tǒng)無明顯漏氣、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)正常、壓力流量穩(wěn)定后，開啟自動加砂器開始沖蝕模擬實驗。通過采集的壓力、流量動態(tài)曲線以及透明觀察窗監(jiān)控沖蝕形態(tài)。判定篩管外保護罩和濾網(wǎng)沖蝕失效后，首先停止加砂，排空加砂管路的集砂，然后關閉實驗系統(tǒng)。取出樣品觀察測試沖蝕量和沖蝕深度，對篩管機械結構、材料及綜合性能進行評價，計算沖蝕速度。

1.2 實驗材料與實驗條件

篩管樣品為海上油氣田防砂完井常用的多層濾網(wǎng)復合篩管，從外到內(nèi)由交錯沖縫式外保護罩(目前篩管產(chǎn)品主流外保護罩類型)外層、多層復合金屬濾網(wǎng)擋砂介質(zhì)中間層、打孔基管內(nèi)層等3 層組成，如圖2 所示。

圖 2 實驗篩管樣品Fig. 2 Experimental screen sample

多層濾網(wǎng)復合篩管的外保護罩由厚度2 mm 的鋼板沖縫而成，材質(zhì)為304 鋼；交錯沖縫形成側縫寬度為2~5 mm 級，供流體通過，避免流體攜砂直接沖擊內(nèi)部的擋砂介質(zhì)。復合篩管的多層金屬濾網(wǎng)由圓形金屬絲交錯編制而成，多層濾網(wǎng)疊加復合在一起形成擋砂介質(zhì)層。擋砂介質(zhì)層金屬絲材質(zhì)為316L鋼，直徑為0.25~0.4 mm，精度有0.1 mm、0.125 mm、0.15 mm、0.2 mm 和0.25 mm；單濾網(wǎng)表觀厚度約1.0 mm。對于多層濾網(wǎng)復合篩管，承受沖蝕的部件首先是外保護罩，其次是擋砂介質(zhì)濾網(wǎng)，兩者損壞即意味著篩管沖蝕損毀。

實驗中需要根據(jù)沖蝕損壞時間計算沖蝕速度。由于外保護罩和濾網(wǎng)介質(zhì)的材質(zhì)和微觀結構不同，每次實驗需要分別觀察和計算外保護罩和濾網(wǎng)介質(zhì)的沖蝕損壞時間和沖蝕損壞速度。沖蝕損壞速度等于介質(zhì)厚度與沖蝕損壞時間的比值。對于外保護罩，其厚度為保護罩鋼板的真實厚度；而對于多層濾網(wǎng)擋砂介質(zhì)，其厚度為單層濾網(wǎng)的表觀厚度與濾網(wǎng)層數(shù)的乘積。

實驗流體使用空氣模擬氣井沖蝕，實驗使用的固體顆粒為模擬地層砂，使用的商業(yè)石英砂根據(jù)目的層砂粒度分布曲線人工配置而成，粒徑中值分別為0.12、0.15、0.2、0.35 mm。實驗主要在室內(nèi)常溫20~25 ℃條件下以及高溫150 ℃、180 ℃條件下進行，實驗系統(tǒng)排出口壓力為大氣壓。噴嘴出口氣體流速設置為15~50 m/s；沖蝕角度設置范圍為20°~90°，沖蝕距離設置為10~55 mm，氣體體積含砂率設置為0.1%~0.5%。

2 篩管沖蝕動態(tài)模擬實驗

2.1 氣體攜砂正面沖蝕篩管破壞機理

使用精密濾網(wǎng)復合篩管在90°沖蝕角正面沖擊的條件下進行沖蝕模擬實驗，設置沖蝕距離30 mm，使用粒度中值0.12 mm 地層砂，控制氣體流速維持在40 m/s 左右。實驗過程中監(jiān)測篩管外部壓力和篩管表觀滲透率變化曲線如圖3 所示。

圖 3 沖蝕實驗過程篩管外壓力和篩管表觀滲透率變化曲線Fig. 3 Variation of external pressure and apparent permeability of screen in the process of erosion experiment

實驗系統(tǒng)模擬了實際井底有限封閉空間中的沖蝕過程。儲層產(chǎn)出氣體攜砂沖擊篩管表面，氣體必須徑向流動通過篩管才能產(chǎn)出到井筒，因此氣體趨向于攜帶地層砂侵入和穿透篩管。這種工況下，氣體攜砂沖蝕篩管的過程也是部分細砂侵入并堵塞篩管的過程。沖蝕開始后，由于地層砂的侵入堵塞作用，造成系統(tǒng)壓力升高同時篩管的表觀滲透率下降。

當實驗時間約58 min 時，環(huán)空壓力開始下降，同時滲透率開始升高，這表明由于沖蝕作用使得篩管流通性升高，預示著篩管保護罩被穿透，開始介質(zhì)沖蝕損毀階段。

當時間約為 65 min 時，壓力下降趨勢轉為平緩，此時滲透率變化也出現(xiàn)轉折點，表明濾網(wǎng)介質(zhì)被完全穿透。這是由于實驗系統(tǒng)中的出口連接濾砂裝置，其作用是收集通過篩管的地層砂以觀察過砂量和過砂粒徑的變化，其原理是利用金屬濾網(wǎng)過濾地層砂?？焖俅┩负Y管的地層砂迅速堆積到后續(xù)的集砂器中，造成集砂器過濾體迅速堵塞，壓力反饋到主體模擬容器中造成壓力相對原下降趨勢回升，且表觀滲透率減緩了原上升趨勢。

根據(jù)上述動態(tài)特征，可以在實驗動態(tài)曲線上判斷外保護罩和金屬濾網(wǎng)的沖蝕損毀時間。圖3 中，外保護罩沖蝕損毀時間約58 min，而濾網(wǎng)介質(zhì)損毀時間約為第65 min 時，其實際沖蝕損毀所需時間為7 min。

2.2 側向小角度沖蝕損壞現(xiàn)象及機理分析

使用多層濾網(wǎng)復合進行側向小角度沖蝕模擬實驗，觀察實驗過程和現(xiàn)象。設置沖蝕角度為30°側向沖擊，沖蝕距離55 mm，地層砂粒度中值0.12 mm，控制氣體流速在40 m/s 左右。實驗約45 min 時，出現(xiàn)內(nèi)部多層濾網(wǎng)擋砂介質(zhì)損壞穿透。篩管沖蝕損壞原理如圖4 所示。

圖 4 篩管側面小角度沖蝕破壞過程Fig. 4 Process of small-angle erosion damage on the side of screen

在實驗側向沖擊條件下，外保護罩側向被沖擊變形，但并未發(fā)生啃噬損壞；在外保護罩雖變形但完整的情況下，保護罩內(nèi)側的多層濾網(wǎng)擋砂介質(zhì)被沖蝕損壞。這是由于外保護罩特殊的上下交錯沖縫結構，造成側向存在較大間隙。流體攜砂可以直接沖蝕保護罩側向及內(nèi)部的多層濾網(wǎng)擋砂介質(zhì)層。側向沖擊的砂粒除了使保護罩變形外，直接在短時間內(nèi)將擋砂介質(zhì)沖蝕損壞。

分析表明，在側向沖蝕角度條件下，沖蝕不會直接沖蝕穿透外保護罩，而是側向沖擊導致外保護罩變形擴大，加劇內(nèi)部濾網(wǎng)介質(zhì)損壞。由于多層濾網(wǎng)擋砂介質(zhì)層的抗沖蝕能力較差，與正向90°沖蝕相比，側向沖蝕所需的沖蝕穿透的時間更短。為了避免篩管在側向沖蝕條件下短時間沖蝕損毀，需要優(yōu)化現(xiàn)有外保護罩結構，以增強側向抵抗沖蝕的能力。

2.3 沖蝕篩管介質(zhì)與外保護罩抗沖蝕能力對比

根據(jù)沖蝕實驗結果，利用測試得到的保護罩沖蝕穿透的時間和濾網(wǎng)介質(zhì)沖蝕穿透的時間，計算保護罩沖蝕損毀時間與濾網(wǎng)介質(zhì)沖蝕損毀時間和速度的比值，可分析兩者抗沖蝕能力的大小。圖5、圖6為統(tǒng)計得到外保護罩和濾網(wǎng)介質(zhì)的沖蝕速度和使用粒度中值0.2 mm 粗砂和粒度中值0.12 mm 的細砂條件下沖蝕損壞時間的對比。

圖 5 外保護罩和金屬濾網(wǎng)介質(zhì)沖蝕損壞速度Fig. 5 Erosion damage velocity of medium at outer protective cover and metal filter

圖 6 不同粒徑中值地層砂下沖蝕損壞時間比Fig. 6 Comparison of erosion damage time under the action of formation sand with different median particle sizes

0.2 mm 粗砂沖蝕條件下，篩管外保護罩和濾網(wǎng)介質(zhì)沖蝕損壞時間比為7.63~8.49；0.12 mm 細砂沖蝕時沖蝕損壞時間比為5.13~6.92。綜合2 種實驗條件，對于氣體攜砂沖蝕條件，多層濾網(wǎng)復合篩管的外保護罩與濾網(wǎng)介質(zhì)沖蝕損壞時間比約為5.13~8.49，平均約為6.99。沖蝕速度方面，金屬濾網(wǎng)的沖蝕速率約是外保護罩的2~3 倍。金屬濾網(wǎng)介質(zhì)的沖蝕速度明顯快于保護罩沖蝕破壞速度。這表明，對于多層濾網(wǎng)復合篩管，抵抗外部沖蝕破壞的是保護罩；外保護罩一旦沖蝕損壞，擋砂介質(zhì)層會很快損壞。

3 水平井篩管總體抗沖蝕能力優(yōu)化設計

3.1 提高篩管抗沖蝕性能結構優(yōu)化

目前油氣田現(xiàn)場常用的防砂完井篩管外保護罩多為單層交錯沖縫式結構。根據(jù)前述實驗現(xiàn)象，這種結構在抵抗沖蝕角度90°的正面沖擊時，能夠起到保護擋砂介質(zhì)層的作用；但當出現(xiàn)小角度側向沖蝕，液流很容易通過側向空檔沖擊擋砂介質(zhì)層。沖蝕不會直接穿透外保護罩，而是側向沖擊導致外保護罩變形擴大，加劇內(nèi)部濾網(wǎng)介質(zhì)損壞，造成在保護罩未損壞的情況下?lián)跎敖橘|(zhì)層首先沖蝕損壞。

實驗表明，篩管沖蝕損壞分2 個階段，首先是外保護罩的損壞，然后是內(nèi)部擋砂介質(zhì)層沖蝕損毀。擋砂介質(zhì)的抗沖蝕能力較差，因此篩管的抗沖蝕性能主要由外保護罩承擔。因此，提高外保護罩抗沖蝕能力是提高篩管整體抗沖蝕性能的關鍵，首先需要從提高交錯沖縫式外保護罩結構入手。

根據(jù)目前交錯沖縫式外保護罩抵抗側向沖蝕能力較弱的問題，為了提高篩管抗沖蝕能力，需要優(yōu)化外保護罩結構，增強側向阻擋能力。基本方法有2種：(1) 提高保護罩對正面沖蝕的抵抗能力，需要優(yōu)選高抗沖蝕的材質(zhì)和提高保護罩的厚度；(2) 改進外保護罩結構，提升對側面沖蝕的抗沖蝕能力。圖7為新型外保護罩結構，將原單層交錯沖縫式結構改進為雙層弧形交錯互補沖縫的結構，能增強篩管外保護罩的抗沖蝕能力，尤其是增強對于傾斜入流沖擊條件下的抗沖蝕能力。

圖 7 雙層弧形交錯互補沖縫的篩管外保護罩Fig. 7 Outer protective cover of two-layer arc like, staggered and complementary punching and sewing type

該結構由2 層保護層組成，每層保護層上加工有系列弧形沖縫，2 層保護罩的弧形沖縫相互交錯，避免了傳統(tǒng)單層沖縫外保護罩的側面保護空檔結構缺陷。雙層弧形交錯互補的篩管外保護罩可以有效增強傾斜高速入流沖蝕防護功能，同時弧形流線形設計可以降低流體通過外保護罩的流動阻力。

2 層保護罩的弧形沖縫加工方向相反，裝配將2 層保護罩的沖縫位置交錯布置。使得無論攜砂入流流體正面沖擊還是側面傾斜沖擊，均不能直接沖擊到內(nèi)部的擋砂介質(zhì)層，尤其是對于側面傾斜入流沖蝕的情況，避免了傳統(tǒng)外保護罩防護空檔的出現(xiàn)。雙層弧形交錯互補沖縫的篩管外保護罩結構優(yōu)勢在于，2 層保護層增強了抗沖蝕能力；弧形沖縫流線形設計可以降低流體通過外保護罩進入篩管的流動阻力，并減弱地層砂粒對其表面的切削沖蝕作用；特別是避免了側面傾斜入流對內(nèi)部擋砂介質(zhì)的直接沖蝕作用，總體有效增強了保護罩在所有入流方向上的抗沖蝕能力。

為了提高長井段防砂完井管柱抗沖蝕能力，將全井段篩管更換為高抗沖蝕篩管，會產(chǎn)生較大的經(jīng)濟成本。但實際上，由于儲層的非均質(zhì)性，井筒供液剖面也具有非均質(zhì)性甚至存在局部高速入流剖面。若能識別出長井段水平井的局部高速入流位置，僅在具有高沖蝕風險的局部使用成本較高的高抗沖蝕篩管，既可保證全井段的抗沖蝕能力，又能兼顧經(jīng)濟性。

3.2 非均質(zhì)儲層高速入流剖面存在性論證

南海某高溫高壓氣藏以水平井開發(fā)為主，儲層溫度約150 ℃，壓力約50 MPa，設定完井篩管直徑約0.149 m，計算得到井底天然氣體積系數(shù)為0.005 14。各井生產(chǎn)段長、單井配產(chǎn)量等數(shù)據(jù)見表1。按照儲層均勻入流，計算得到井底篩管位置實際氣體體積流量、流通面積和平均流速等數(shù)據(jù)見表1。

表 1 按照均勻入流計算某氣田6 口井的井底氣體流速Table 1 Bottom hole flowing velocity of 6 wells calculated based on uniform inflow

以渤海某油藏水平井為例探究油井情況，水平生產(chǎn)段長約200 m，單井液量500 m3/d。按照篩管直徑149 mm 及儲層向井筒均勻入流計算，篩管外液體流速約為5.78×10-5m/s。

上述計算表明，無論對于高產(chǎn)氣井還是油井，按照生產(chǎn)段均勻入流計算，流體到達篩管的流速極低，遠遠達不到?jīng)_蝕破壞條件，不會產(chǎn)生篩管沖蝕損壞效應。但實際上，大量現(xiàn)場實踐表明，高產(chǎn)水平井尤其是海上高產(chǎn)油氣井，確實存在沖蝕損壞現(xiàn)象，并且在較長的井段內(nèi)(如幾十米到百米)，只有1 個沖蝕損壞位置。實際中儲層向井筒的流體供給剖面并非是全部均勻的，部分井存在明顯入流非均勻性，即存在高速入流點或入流位置，如圖8 所示。

圖 8 實際油氣井中發(fā)生的篩管沖蝕損壞現(xiàn)象Fig. 8 Screen erosion damage in real oil and gas wells

圖8 中，假設如果按照均勻入流計算，得到的平均流速為va，但實際上儲層向井筒為非均勻供液，存在局部高速入流和最高流速vmax。提出局部高速入流指數(shù)PIF(Partial Inflow Factor)表征實際儲層的非均勻入流及局部高速入流特性。PIF定義為實際井底最高流速點的流速與按照儲層均勻入流計算得到的均勻流速的比值

式中，va為按照儲層均勻入流計算得到的篩管外均勻流速，m/s；vmax為實際井底局部高速入流位置的最高流速，m/s。

3.3 非均質(zhì)儲層水平井高沖蝕風險位置識別方法

對于生產(chǎn)層位較厚(幾米至幾十米級)的垂直井以及長生產(chǎn)井段(幾百米至上千米級)的水平井，由于儲層流動性及巖石強度的非均質(zhì)性，儲層流體向井段的入流剖面和出砂剖面也是非均勻的，并且隨著生產(chǎn)延續(xù)，入流和出砂剖面會逐漸向非均質(zhì)性加劇的方向演變，最終造成沿生產(chǎn)段的局部高速入流區(qū)域。正是這種局部高速入流，造成篩管的沖蝕損壞。但由于目前缺乏高速入流區(qū)的識別方法，難以找準篩管沖蝕損壞的高風險位置，使得后續(xù)的以提高沖蝕可靠性的篩管防砂完井設計缺乏目的性。

油氣井生產(chǎn)層段高速入流位置及區(qū)域的識別方法是基于油氣井生產(chǎn)層段的孔隙度測井資料、巖石密度測井資料，基本原理為：孔隙度和滲透率有正相關的關系，反映儲層的流通性?？紫抖仍酱?，滲透率越高，流體流動阻力越小，在相同生產(chǎn)壓差條件下，流體入流流速越高。巖石密度和聲波時差反映儲層巖石的強度，巖石密度越低或聲波時差越高，表示儲層巖石膠結強度越弱，相同生產(chǎn)條件下越容易出砂。影響沖蝕的2 大因素是流體進入井筒的入流流速和攜帶的地層砂含砂率及粒徑大小。另外，由于地質(zhì)沉積因素，儲層孔隙度和巖石膠結強度沿生產(chǎn)段具有較強的非均質(zhì)性，即存在入流和出砂的相對強弱的非均勻分布。流體流速越高會使得出砂更嚴重，所以入流流速越高的位置往往也是出砂越嚴重的位置。基于上述原理，依據(jù)孔隙度測井資料、密度測井資料可以識別沿生產(chǎn)層段的高速入流和出砂嚴重區(qū)域的位置和長度。

首先獲得目標井生產(chǎn)段的孔隙度測井資料和密度測井資料。根據(jù)孔隙度測井曲線計算沿生產(chǎn)段的擬入流指數(shù)Kf為

式中，φi為生產(chǎn)層位第i個深度點的孔隙度，無量綱；φmax、φmin為生產(chǎn)層位巖石孔隙度的最大值和最小值，無量綱；Kfi為生產(chǎn)層位第i個深度點擬入流指數(shù)，無量綱。

根據(jù)密度測井曲線計算擬出砂指數(shù)Ks為

式中，ρi為生產(chǎn)層位第i個深度點的密度測井，g/cm3；ρmax、ρmin為生產(chǎn)層位巖石密度測井最大值和最小值，g/cm3；Ksi為生產(chǎn)層位第i個深度點的擬出砂指數(shù)，無量綱。

根據(jù)擬入流指數(shù)和擬出砂指數(shù)計算擬沖蝕強度指數(shù)K為

式中，Ki為生產(chǎn)層位第i個深度點的擬沖蝕強度指數(shù)，無量綱。

對整個生產(chǎn)層段的高沖蝕風險區(qū)域進行識別評價，具體方法：對于K≥0.9 的位置和區(qū)域，評價為沖蝕損壞風險Ⅲ級(表示高風險)；對于0.9＞K≥0.8 的位置和區(qū)域，評價為沖蝕損壞風險Ⅱ級(表示中風險)；對于0.8＞K≥0.7 的位置和區(qū)域，評價為沖蝕損壞風險I 級(表示低風險)；對于K＜0.7 的位置和區(qū)域，評價為沖蝕損壞風險0 級，即無沖蝕風險。

3.4 提高抗沖蝕能力的優(yōu)化方法

新型高抗沖蝕外保護罩結構，可以增強傾斜入流沖擊條件下的抗沖蝕能力。合理的解決思路是，首先識別可能的高速入流位置即高沖蝕風險位置，只在高沖蝕風險位置使用高抗沖蝕性能篩管，而在其他井段位置依然使用低成本的常規(guī)篩管。這樣既提高了整個井段篩管的抗沖蝕性能，又保證了經(jīng)濟性。

針對識別得到的不同等級井段，利用如下方法進行降低沖蝕風險的篩管防砂完井設計。

(1) 沿生產(chǎn)井段評價為沖蝕損壞風險Ⅲ級，采用高抗沖蝕外保護罩篩管，單個區(qū)域長度L，使用高抗沖蝕外保護罩篩管的長度LS為

式中，L為沖蝕損壞風險Ⅲ級的區(qū)域長度，m；LC為商業(yè)防砂完井篩管的單根長度，一般為10 m 左右；LS為設計使用高抗沖蝕外保護罩篩管的長度，m。

如果2 段Ⅲ級沖蝕損壞風險的區(qū)域相鄰，其間隔小于2 m，則忽略該間隔，將2 個區(qū)域合并等同于一段Ⅲ級沖蝕損壞風險區(qū)域，按照式(5)確定其使用高抗沖蝕外保護罩篩管的長度。

(2) 沿生產(chǎn)井段評價為沖蝕損壞風險Ⅱ級。如果為海上油高產(chǎn)油氣井，且對篩管壽命要求較苛刻，則防砂完井篩管采用高抗沖蝕外保護罩篩管，長度確定方法同(1)。如果為陸地油氣井，或者海上中低產(chǎn)油氣井，防砂完井篩管使用常規(guī)外保護罩篩管。

(3) 沿生產(chǎn)井段評價為沖蝕損壞風險Ⅰ級和0 級的位置和區(qū)域，使用常規(guī)外保護罩篩管。

4 氣藏井底篩管沖蝕風險評價案例

4.1 高速入流位置識別及分段優(yōu)化設計

某氣藏為疏松砂巖易出砂高產(chǎn)氣藏，典型水平井生產(chǎn)段長約250 m。首先獲得該井生產(chǎn)段的孔隙度測井資料和密度測井資料，利用式(2)~(4)計算生產(chǎn)段的擬入流指數(shù)Kf和擬出砂指數(shù)Ks，然后計算擬沖蝕強度指數(shù)K并繪制分布圖，如圖9 所示。

圖 9 某井水平段擬沖蝕強度指數(shù)分布及分段優(yōu)化設計結果Fig. 9 Pseudo erosion intensity index distribution and staged optimization design of horizontal section in one case well

對整個生產(chǎn)層段的高沖蝕風險區(qū)域進行識別評價。評價為沖蝕損壞風險Ⅲ級的區(qū)域分別為2 517.1~2 524.1 m、2 652.7~2 661.4 m；評價為沖蝕損壞風險Ⅱ級的區(qū)域分別為2 524.1~2 529.3 m、2 560.8~2 565.4 m、2 577.2~2 579.8 m、2 599.8~2 603.1 m、2 646.1~2 652.7 m、2 661.4~2 689.1 m、2 720.2~2 726.8 m 和2 733.2~2 736.5 m；其余區(qū)域為I 級或0 級。

對于評價為沖蝕損壞風險Ⅱ級的位置和區(qū)域，由于該井是海上高產(chǎn)井，Ⅱ級風險的區(qū)域按照Ⅲ風險標準使用高抗沖蝕外保護罩篩管；結合Ⅲ風險區(qū)域設計結果，該井設計使用高抗沖蝕外保護罩篩管的井段為2 517.1~2 537.1 m(長度20 m)、2 560.8~2 570.8 m(長度10 m)、2 577.2~2 587.2 m(長度10 m)、2 599.8~2 609.8 m(長度10 m)、2 646.1~2 696.1 m(50 m)、2 720.2~2 740.2 m(20 m)。全部篩管中，高抗沖蝕外保護罩篩管的長度為120 m，占比48%。需要注意的是，總長120 m 高抗沖蝕外保護罩篩管中，Ⅱ沖蝕損壞風險井段占較大比例，并且由于篩管單根長度限制導致使用篩管單根數(shù)量增加。如果考慮使用篩管短節(jié)，則使用量會大幅降低。

4.2 沖蝕風險評價及提高抗沖蝕能力優(yōu)化設計

南海某高溫高壓氣藏為中滲砂巖儲層，儲層壓力約50 MPa，溫度150 ℃，地層砂粒度中值0.169 mm。某水平井生產(chǎn)段長498.4 m，產(chǎn)氣量106.71×104m3/d，不產(chǎn)水。該井擬采用裸眼多層濾網(wǎng)復合篩管防砂完井，單層濾網(wǎng)精度0.15 mm。預測得到綜合出砂強度指數(shù)分布如圖10 所示。

圖 10 綜合出砂強度指數(shù)隨井深變化規(guī)律Fig. 10 Variation of composite sand producing intensity index with well depth

在3 570~3 680 m 井段及3 930~3 990 m 井段的沖蝕風險較高。使用此2 個位置的生產(chǎn)參數(shù)，預測井下篩管管柱抗沖蝕能力評價指標(指標越低表示沖蝕損壞風險越高)隨局部高速入流指數(shù)PIF的變化規(guī)律。當PIF指數(shù)＜4 000 時，沖蝕評價指標接近于1，基本無沖蝕損壞風險；當局部入流系數(shù)＞5 500時，砂埋前篩管會被沖蝕損壞；當局部入流系數(shù)超過8 000 時，篩管損壞可能性極高。該井井底存在由于儲層非均質(zhì)性導致高速局部入流而誘發(fā)的沖蝕損壞風險。利用分級分段抗沖蝕優(yōu)化設計方法，根據(jù)不同水平井段綜合出砂強度指數(shù)判斷該井段適用普通篩管還是針對性選擇高精度篩管、高抗沖蝕篩管，提高水平井防控砂目的性，提高防砂效果和增強全井腐蝕/沖蝕損壞性能，降低防砂完井成本。

5 結論與認識

(1)多層金屬濾網(wǎng)復合篩管沖蝕破壞分為正面沖蝕條件下的保護罩破壞以及側向沖蝕條件下濾網(wǎng)沖蝕損壞。在側向沖蝕條件下，由于交錯沖縫式結構造成的側向開口，外保護罩對內(nèi)部金屬濾網(wǎng)失去保護作用，多層濾網(wǎng)介質(zhì)會被快速沖蝕損壞。保護罩的正面抗沖蝕能力較強，但側向抗沖蝕能力極弱。

(2)相同的沖蝕條件下，篩管外保護罩和濾網(wǎng)介質(zhì)沖蝕損壞時間比約為5.13~8.49，金屬濾網(wǎng)介質(zhì)的沖蝕損壞速度約是外保護罩的2~3 倍。金屬濾網(wǎng)介質(zhì)的抗沖蝕能力遠遠低于外保護罩。外保護罩一旦沖蝕損壞，擋砂介質(zhì)層會很快損壞。

(3)提出了新型雙層弧形交錯互補沖縫的結構，增強篩管外保護罩對于傾斜入流沖擊條件下的抗沖蝕能力?；谛滦秃Y管結構，構建了非均質(zhì)氣藏水平井高沖蝕風險位置識別方法。在高沖蝕風險等級井段，采用高抗沖蝕外保護罩篩管；在低沖蝕風險區(qū)域采用常規(guī)保護罩篩管，既提高了全井抗沖蝕能力，又兼顧了經(jīng)濟性。