肖勇軍,宋 毅,陸應輝,蔣佳玉,唐 勇,馬自強,許嘉樂,聶華富

(1.四川長寧天然氣開發(fā)有限責任公司，成都 610051；2.中國石油集團西南油氣田公司頁巖氣研究院,成都 610051；3.中國石油集團測井有限公司 西南分公司，重慶400021)

在非常規(guī)油氣水平井中進行加砂壓裂改造時，由于很多水平井的套管發(fā)生了變形(以下簡稱套變)，降低了分簇射孔管串的泵送作業(yè)時效，增加了泵送作業(yè)安全隱患。針對套變問題，中國石油天然氣集團有限公司組織國內外相關單位進行了數年的研究，采取了多項措施，包括增加套管壁厚、鋼材強度，改善固井質量，完善套管程序等，但一直沒有取得預期的效果。據中國石油集團川慶鉆探工程有限公司的資料，截至2018年底，長寧-威遠、昭通等區(qū)塊共壓裂377口井，其中套變/遇阻井133口井，占比35.3%[1]。近2a來，隨著研究的深入，套變機理逐漸得到清晰地認識，防治措施得到不斷完善，使得川南地區(qū)的頁巖氣水平井的套變發(fā)生率得到一定控制，但是套變仍然無法消除[2-5]。泵送分簇射孔工藝作為水平井加砂壓裂改造的重要工序，其利用電纜傳輸分簇射孔管串，并通過水力泵送方式將管串輸送至目的層位，從而完成橋塞分段與多簇射孔[6-7]。然而，由于套變的存在，增加了分簇射孔管串泵送遇阻、遇卡的風險，嚴重影響分簇射孔管串的泵送時效和安全，成為制約川南地區(qū)頁巖氣高效開發(fā)的“卡脖子”因素。

1 川南地區(qū)頁巖氣井套變損傷分析

圖1為典型的分簇射孔管串結構。川南地區(qū)的頁巖氣井普遍采用139.7 mm(5英寸)套管完井(內徑為?114.3 mm)，在泵送分簇射孔管串(以下簡稱管串)時，為了盡可能降低遇阻、遇卡風險，同時又要充分利用水力泵送推力，通常選擇外徑為?99～103 mm的橋塞進行作業(yè)(橋塞是整個管串外徑最大的部件)，橋塞外徑與套管內徑差僅為10～15 mm。在現場施工中，因難以提前判斷和預知套變，經常出現管串遇阻或遇卡情況。

1-電纜；2-打撈頭；3-CCL；4-射孔槍及加重串；5-坐封工具；6-橋塞及坐封筒。圖1 典型的分簇射孔管串結構示意

表1為套變損傷級別劃分指標。圖2為2019年川南地區(qū)頁巖氣井套變數量及損傷級別統(tǒng)計。

表1 套變損傷級別劃分指標

圖2 2019年川南地區(qū)主要頁巖氣區(qū)塊的套變數量及損傷級別

分析2019年川南地區(qū)頁巖氣井的多臂井徑儀測量結果發(fā)現，75%的套變屬于一級、二級損傷/結垢，其最小內徑為?91.4～113.2 mm。套變形態(tài)以剪切變形與徑向擠壓變形為主[8]。典型井例：

1) X井。井深4 921～4 924 m處為剪切變形，套變點最小內徑?102.58 mm、最大內徑?125.21 mm，最大變形量11.72 mm，最大變形程度10.25%，屬于二級變形。如圖3所示。

a 測井曲線界面

2) Y井。井深2 723.5～2 726.5 m處為徑向擠壓變形，套變點最小內徑?99.15 mm、最大內徑?123.46 mm，最大變形量15 mm，最大變形程度13.13%，屬于二級變形。如圖4所示。

a 測井曲線界面

通過多臂井徑儀測量，可以準確獲取套變點的井徑數據，為確定套變井的射孔工藝及管串結構提供依據。然而，采用多臂井徑儀測井，需要重新拆裝泵送分簇射孔井口、動遷連續(xù)油管設備，耗費時間長、作業(yè)成本高，難以滿足頁巖氣規(guī)模效益開發(fā)需求。因此，經常采用泵送管串方式進行套變情況判別及處置。

2 管串遇阻判別與處置

1) 遇阻顯示。在平穩(wěn)泵送管串過程中，如果出現管串的磁性定位器(CCL)信號曲線突然消失、井口電纜張力突降的現象，即為泵送遇阻顯示(如圖5所示)。

圖5 泵送管串遇阻時的CCL信號曲線界面

2) 遇阻判別。為了確定是井下異物導致的遇阻，還是套變導致的遇阻，通常采取上起管串，嘗試再次泵送管串的方式進行判別。再次泵送管串時，如果在原遇阻點再次出現遇阻顯示，則可認定為套變導致的管串遇阻；如果管串通過了原遇阻點并下行3 m以上，則可排除套變原因導致的遇阻。

3) 遇阻處置。再次泵送判別時，為了避免因套變導致的遇卡復雜，需盡可能降低管串的泵送速度；判別為套變導致的遇阻后，則直接起出管串，更換外徑更小的管串入井，嘗試泵送作業(yè)。

3 管串遇卡判別與處置

1) 遇卡顯示。在平穩(wěn)泵送管串過程中，管串的磁性定位器(CCL)信號曲線突然消失、井口電纜張力突降，且上起管串時井口電纜張力持續(xù)增加(超過正常上起井口電纜張力值)，即為泵送遇卡顯示(如圖6所示)。

圖6 泵送管串遇卡時的CCL與井口電纜張力信號曲線界面

2) 遇卡判別。為了確定是橋塞異常(例如泵送中橋塞卡瓦散架或脫落)導致的遇卡，還是套變導致的遇卡，通常采取點火坐封橋塞的方式進行判別。當橋塞點火后管串能正常上起，則可認定為套變導致的管串遇卡；反之，管串仍然無法上起，則是因橋塞異常導致的泵送遇卡(橋塞異常無法正常坐封丟手)。

3) 遇卡處置。判斷為套變導致的遇卡后，直接起出管串，更換外徑更小的管串入井，嘗試泵送作業(yè)。

4 套變井小外徑管串泵送參數分析

通過泵送管串遇阻或遇卡顯示確定井下套變后，則需首先解決139.7 mm(5英寸)套變井內小外徑管串泵送參數的匹配性設計難題。

4.1 管串受力分析

當泵送管串時，管串受力如圖7所示。其中，D為套管內徑；α為水平井段井斜角；v為管串泵送速度；Q為泵送排量；p1、p2、p3、p4、p5分別為管串頂部、管串各變徑臺肩、橋塞底部的流體壓力；A1、A2、A3、A4、A5分別為管串頂部、管串各變徑臺肩、橋塞底部的壓力作用面積。

圖7 泵送管串時的管串受力示意

分析可知，管串受電纜頭拉力Fwg滿足如下力學關系式：

(1)

式中：Fwg為電纜頭對管串的拉力(其大小與電纜頭受力相等)，N；Fpump為泵注液體對管串的推力，N；Gg為管串浮重力(假設泵送過程中管串作勻速運動，且電纜處于繃直狀態(tài))，N；fg為套管內壁對管串的動摩擦力，N；Fr為井液對管串的阻力，N；μ為管串與套管內壁的動摩擦因數，μ=1；α為水平井段井斜角，rad；ξ為管串所受井液阻力系數，與A有關，ξ=1；ρ為井液(即泵注液體)密度，kg/m3；v為管串泵送速度，m/s；A為管串最大橫截面積，m2。

因為泵送過程中管串緊貼套管內壁，泵注液體在套管與管串間隙中的流動為偏心圓環(huán)間隙流，所以泵注液體對管串的推力Fpump滿足下式[9-12]：

Fpump=p1A1+p2A2+p3A3+p4A4-p5A5

(2)

(3)

(4)

式中：p1、p2、p3、p4、p5分別為管串頂部、管串各變徑臺肩、橋塞底部的流體壓力，Pa；A1、A2、A3、A4、A5分別為管串頂部、管串各變徑臺肩、橋塞底部的壓力作用面積，m2；Δpi為各偏心間隙流壓降，Pa；η為泵送流體動力黏度，Pa·s；Li、hi分別為各間隙的長度(即管串各組成部分長度)、高度，m；εi為偏心率，εi=1；qi為間隙壓差排量，m3/s；di為管串各組成部分直徑，m；Q為泵送排量，m3/s；D為套管內徑，m；π為圓周率。

4.2 小外徑管串泵送參數分析

表1為原有常規(guī)“7+1”管串與現有小外徑“7+1”管串結構參數。表2為案例分析井WeiX井工程參數。將表1～2參數帶入電纜頭受力關系式(1)，即可繪制出原有常規(guī)管串與現有小外徑管串在不同井斜角水平井段泵送時，泵送排量Q與泵送速度v的匹配關系曲線(為了確保泵送作業(yè)安全，設置電纜頭受力Fwg為10%的電纜頭拉斷力，即1.5 kN)，如圖8所示。

表1 常規(guī)與小外徑“7+1”管串結構參數

表2 案例分析井WeiX井工程參數

分析圖8發(fā)現：

圖8 常規(guī)與小外徑管串的泵送排量-速度匹配曲線

1) 當管串電纜頭受力恒定時，泵送速度隨泵送排量增加呈對數關系遞增。

2) 對于水平井泵送作業(yè)而言，±10°井斜角的變化對管串泵送排量及速度的影響較?。弧?0 mm橋塞外徑的變化則對管串泵送排量及速度的影響較大。

3) 將139.7 mm(5英寸)套管變形井中常規(guī)管串換成小外徑管串泵送時，若需保持電纜頭受力與泵送速度基本不變，則應翻倍增加泵送排量。

現場泵送實踐表明，泵送排量過大，易導致井口泵送壓力突增，從而會加大井口電纜動密封失效風險；同時，泵送排量過大，易引起造斜點附件電纜扭曲變形，造成電纜上起遇卡工程復雜。此外，泵送速度過快，易導致管串在套變點“卡死”，造成管串遇卡工程復雜。為此，需要進一步分析并設計套變井中小外徑管串的泵送參數。

考慮到套變后的最小內徑主要為?91.4～113.2 mm，小外徑管串的橋塞外徑應≤?90 mm。圖9為攜帶不同外徑橋塞的小外徑管串在既定泵送速度或泵送排量下的泵送參數匹配曲線(水平井段井斜角α=90°，電纜頭受力Fwg=1.5 kN)。利用該泵送參數匹配曲線，并結合套變井泵送實踐可知：當所選橋塞外徑為?85～88 mm，泵送設計排量為3.0～3.2 m3/min，泵送設計速度2 500～3 000 m/h時，既能確保小外徑管串在套變井中具有較好的通過性和時效性，又能較好地防止管串在套變點“卡死”或出現井口電纜動密封失效風險。

圖9 不同小外徑管串的泵送排量-速度匹配曲線

5 現場應用

N209HX-6井第15段的管串組成為：?60 mm打撈頭+?73 mmCCL+?89 mm 7簇射孔槍+?95 mm坐封工具+?103 mm橋塞及推筒，當管串被泵送至井深3 980 m(井斜角88.7°)時出現遇阻，且遇阻點距離橋塞坐封位置僅有23 m。上起管串100 m，再次嘗試泵送管串，仍在原位置遇阻，因此判定為套變導致的遇阻。決定更換小外徑管串入井，其組成為：?60 mm打撈頭+?73 mm CCL+?73 mm 7簇射孔槍+?70 mm坐封工具+?88 mm橋塞及推筒，并按照上述分析設計了泵送參數，順利通過了套變遇阻點，成功完成該套變井段橋塞坐封與分簇射孔作業(yè)。

表3 N209HX-6井第15段套變井段泵送參數

6 結論

1) 分析了川南地區(qū)頁巖氣套管變形井的多臂井徑儀測量結果，75%套變點屬于一級、二級損傷/結垢，其最小內徑為?91.4～113.2 mm，套管變形的形態(tài)以剪切變形與徑向擠壓變形為主。

2) 介紹了利用CCL信號曲線與井口電纜張力變化快速判別套管變形井泵送遇阻、遇卡，以及處置的方法。

3) 研究了在不同井斜角水平井段內泵送常規(guī)分簇射孔管串與小外徑分簇射孔管串時，泵送排量與速度的匹配關系。推薦了在139.7 mm(5英寸)套管變形井中泵送小外徑分簇射孔管串的最佳泵送參數，確保泵送作業(yè)的安全和高效，支撐川南地區(qū)頁巖氣的規(guī)模效益開發(fā)需求。

4) 下一步需要分析小外徑管串通過套管剪切變形或徑向擠壓變形點的泵送參數變化，以及泵送排量增加對井口壓力的直接影響，完善套管變形井中泵送分族射技術。