文 敏，邱 浩，畢 剛，馬 楠，潘 豪，侯澤寧

(1.中海油研究總院有限責(zé)任公司，北京 100028；2.西安石油大學(xué) 石油工程學(xué)院，陜西 西安 710065)

引 言

我國(guó)南海石油儲(chǔ)量巨大，主要的油氣資源位于深水，占南海油氣資源總量的70%。其中，陵水25-1區(qū)塊富含豐富的天然氣資源，其天然氣資源主要蘊(yùn)藏在黃流組地層，該地層為高溫高壓地層，是典型的深水高溫高壓井區(qū)，而且井的水平段延伸長(zhǎng)度更長(zhǎng)，鉆完井作業(yè)挑戰(zhàn)更大。如A7井的完井要求，常用氣組Ⅱ下和Ⅲ，因中間有水層和泥巖夾層，推薦采取套管射孔完井方式。對(duì)于高壓氣組Ⅳ，由于上部為泥巖夾層，下部為大段砂巖氣藏，且存在易坍塌泥巖夾層與易出砂的砂巖儲(chǔ)層，若采取裸眼完井，后期井壁穩(wěn)定控制及防砂難度巨大；若采取套管射孔完井，將導(dǎo)致上部Ⅲ氣組面臨射開(kāi)兩層套管的問(wèn)題。雙層套管的完井作業(yè)與常規(guī)套管射孔相比，作業(yè)條件更加復(fù)雜，工藝要求更高，難度更大[1]，且雙層套管射孔技術(shù)在國(guó)內(nèi)應(yīng)用較少，可借鑒的相關(guān)理論與技術(shù)缺乏。

康鵬飛等[2]建立套管-水泥環(huán)-地層三維空間模型，研究各射孔參數(shù)對(duì)套管抗擠強(qiáng)度的影響規(guī)律；許杰等[3]基于產(chǎn)能最大化利用3因素4水平正交試驗(yàn)方法對(duì)現(xiàn)場(chǎng)生產(chǎn)井常規(guī)射孔參數(shù)進(jìn)行優(yōu)選；王浩等[4]研究了藥型罩錐角、藥型罩質(zhì)量和罩頂藥高對(duì)孔徑穩(wěn)定性的影響程度；盧剛等[5]針對(duì)川西地區(qū)復(fù)合射孔存在降破效果不明顯的問(wèn)題開(kāi)展了峰值壓力和合理火藥量的設(shè)計(jì)研究；竇益華等[6]通過(guò)有限元方法研究了水泥石環(huán)彈性模量、泊松比和厚度對(duì)射孔套管強(qiáng)度的影響規(guī)律；M.H.Harris等[7]建立理想射孔系統(tǒng)的數(shù)學(xué)方程，利用數(shù)值模擬方法研究了孔深、孔密、相位及孔徑對(duì)油井產(chǎn)能的影響；肖遙等[8]利用有限元軟件建立了三維射孔套管有限元模型，應(yīng)用應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)方法對(duì)熱采井射孔套管的抗熱應(yīng)力能力進(jìn)行了評(píng)價(jià)；李進(jìn)等[9]應(yīng)用數(shù)值分析法，建立油藏與射孔孔眼流動(dòng)耦合數(shù)學(xué)模型，考慮孔眼流動(dòng)摩阻的影響，應(yīng)用Dikken優(yōu)化原則，確定了最優(yōu)射孔穿深方法，形成基于最優(yōu)穿深分析的射孔參數(shù)設(shè)計(jì)新方法；王偉等[10]基于射孔穿深優(yōu)化新模型對(duì)渤海油田中深層儲(chǔ)層射孔參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)；丁祖鵬等[11]應(yīng)用有限元分析法對(duì)射孔套管的抗擠強(qiáng)度進(jìn)行了分析，明確了射孔參數(shù)對(duì)射孔套管抗擠強(qiáng)度的影響；竇益華等[12]應(yīng)用有限元分析法對(duì)高泵壓壓裂井的射孔參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。

上述研究主要針對(duì)陸地單層套管射孔工藝參數(shù)進(jìn)行分析和優(yōu)化。本文采用有限元?jiǎng)恿W(xué)仿真軟件構(gòu)建雙層套管射孔動(dòng)態(tài)計(jì)算模型，研究不同射孔彈裝藥量、套管鋼級(jí)、套管壁厚和水泥抗壓強(qiáng)度等對(duì)海洋雙層套管射孔穿透性的影響規(guī)律。

1 雙層套管射孔動(dòng)態(tài)模擬有限元模型

基于LS-DYNA構(gòu)建雙層套管射孔動(dòng)態(tài)模型，研究雙層套管射孔參數(shù)的影響因素。建立三維幾何模型，如圖1所示。炸藥、藥型罩、射孔液、射孔彈殼體及管道均采用soild164實(shí)體單元。圖2為射孔彈模型，圖中彈殼外徑44 mm，藥型罩直徑38 mm，藥型罩壁厚1.6 mm，裝藥高度29 mm。藥型罩材料為紫銅，密度為7.96 g/cm3。管道、水泥層及射孔彈殼采用1號(hào)單元算法，炸藥、藥型罩及射孔液采用11號(hào)單元算法。模型包含雙層套管、射孔彈殼體、炸藥及藥型罩。物理模型的相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表1。采用JWL狀態(tài)方程來(lái)模擬炸藥爆轟過(guò)程中壓力和比容的關(guān)系，藥型罩選用*MAT_JOHNSON_COOK模型和*EOS_GRUNEISEN狀態(tài)方程，射孔彈殼體和套管均采用*MAT_PLASTIC_KENEMATIC隨動(dòng)硬化模型描述，水泥層采用MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CONCRETE材料模型。對(duì)各射孔彈模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)，遵循從簡(jiǎn)單到復(fù)雜，從局部到整體的原則，網(wǎng)格劃分順序?yàn)椋核幮驼?、炸藥、射孔彈外殼。其中炸藥、藥型罩采用ALE單元網(wǎng)格，射孔彈殼采用

表1 數(shù)值模型幾何參數(shù)

圖1 雙層套管射孔動(dòng)態(tài)模擬有限元模型

圖2 射孔彈三維模型剖面

Lagrange單元網(wǎng)格。射孔彈爆炸擊穿雙層套管的過(guò)程如圖3所示。

圖3 雙層套管-水泥層射孔過(guò)程

2 雙層套管射孔參數(shù)影響因素分析

2.1 炸藥量與金屬粒子流速度關(guān)系

通過(guò)改變深穿透型射孔彈炸藥量來(lái)研究金屬粒子流隨炸藥量的變化情況，如圖4所示。仿真計(jì)算得出，金屬粒子流最大速度與射孔彈炸藥量起初呈現(xiàn)正相關(guān)的關(guān)系，隨著炸藥量的增加，金屬粒子流速度逐漸增大。在深穿透型射孔彈條件下，炸藥量對(duì)外層套管射孔孔徑的影響如圖5所示。由圖5可知，在相同射孔彈類型條件下，射孔孔徑隨炸藥量的增加而增加。

圖4 炸藥量對(duì)金屬粒子流最大速度的影響

圖5 炸藥量對(duì)射孔孔徑的影響

2.2 射孔初速度對(duì)穿透性能的影響

藥量對(duì)射孔過(guò)程的影響具體表現(xiàn)在對(duì)金屬粒子最大射流速度的影響。因此，設(shè)置金屬粒子流最大射流速度為12 km/s、10 km/s、8 km/s、6 km/s，通過(guò)模擬計(jì)算4種射流速度下的金屬粒子流及射孔過(guò)程中速度變化，研究金屬粒子流在擊穿套管過(guò)程中的速度折減情況。不同射流初速度下，金屬粒子流速度隨時(shí)間的變化情況如圖6所示。圖6中橫坐標(biāo)表示時(shí)間，縱坐標(biāo)表示金屬粒子流最大速度的矢量值。從圖6中可以看出，不同射流初速度下，金屬粒子流射流速度均呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)。以初速度為12 km/s為例，在金屬粒子流接觸套管0～4 μs時(shí)，聚能射流頭部撞擊管道，其速度驟然減小至4.132 km/s，聚能射流在套管中造成高溫、高壓、高變形率的區(qū)域。套管侵徹深度大部分在該階段完成，隨后，金屬粒子流從套管射出，速度不再發(fā)生變化，聚能射流頭部剩余速度為1.310 km/s。

圖6 不同射流初速度下金屬粒子流速變化曲線

當(dāng)金屬粒子流初速度為12 km/s時(shí)，金屬粒子流速度與位移變化曲線如圖7所示。從圖7中可以看出，金屬粒子流速度變化趨勢(shì)在射孔過(guò)程中呈現(xiàn)4個(gè)階段，即金屬粒子流侵徹內(nèi)層套管、水泥層、外層套管及擊穿套管。金屬粒子流在侵徹內(nèi)層套管過(guò)程中，由于內(nèi)層套管的材料屬性，金屬粒子流在接觸內(nèi)層套管的瞬間速度驟降，整個(gè)過(guò)程金屬粒子流速度由12 km/s減小至4.120 km/s。隨后金屬粒子流繼續(xù)侵徹水泥層，由于水泥層對(duì)金屬粒子流的阻力較小，因此，金屬粒子流在水泥層中速度減小幅度平緩，在位移35 mm時(shí)速度減小至2.580 km/s。金屬粒子流侵徹外層套管時(shí)，由于外層套管屈服強(qiáng)度低于內(nèi)層套管，因此速度減小幅度較慢。最終，當(dāng)金屬粒子流完成射孔過(guò)程時(shí)，速度不再改變，處于勻速運(yùn)動(dòng)狀態(tài)。

圖7 金屬粒子流位移-速度曲線

不同初速度下，金屬粒子流擊穿壁厚13.05 mm Q125鋼的速度折減情況，如圖8所示。從圖8中可以看出，速度折減量與初速度呈正比關(guān)系，隨著初速度的減小，速度折減量變小。這是由于金屬粒子流初速度較大時(shí)，自身所攜帶的能量較高，因此，金屬粒子流撞擊套管瞬間能量損失較大。

圖8 不同初速度下的金屬粒子速度折減變化曲線

根據(jù)金屬粒子流在不同射流初速度下的速度折減曲線，由

(1)

得出金屬粒子流速度折減系數(shù)。式中：k為折減系數(shù)；Δv為速度折減量，m/s；v0為金屬粒子流最大射流速度，m/s。

不同射流初速度下的速度折減系數(shù)變化情況如圖9所示。從圖9中可以看出，金屬粒子流射孔過(guò)程速度折減系數(shù)在0.48～0.62之間呈現(xiàn)小幅度波動(dòng)狀態(tài)。

圖9 不同射流速度下速度折減系數(shù)變化

2.3 套管鋼級(jí)對(duì)穿透速度的影響

金屬粒子流初速度分別為9 km/s、6 km/s、3 km/s時(shí)，擊穿不同鋼級(jí)下的速度折減情況如圖10所示。從圖10中可以看出，相同射流速度條件下，隨著鋼級(jí)的下降，速度折減量逐漸減小。這是由于鋼級(jí)下降鋼的屈服強(qiáng)度有所變化，當(dāng)鋼材的屈服強(qiáng)度減小時(shí)，造成鋼材結(jié)構(gòu)失效所需的能量相對(duì)減小，此時(shí)金屬粒子流的速度折減量逐漸降低，但鋼級(jí)對(duì)金屬粒子流速度折減量總體影響較小。

圖10 初速度為9 km/s、6 km/s、3 km/s時(shí)不同鋼級(jí)的速度折減情況

2.4 套管壁厚對(duì)穿透速度的影響

圖11為相同初速度條件下壁厚對(duì)速度折減量的影響。設(shè)置金屬粒子流射孔過(guò)程中最大射流速度為11 km/s。從圖11中可以看出，在Q125鋼級(jí)套管條件下壁厚與速度折減量呈現(xiàn)正相關(guān)，隨著套管壁厚的增加，速度折減量逐漸增大。這是由于套管壁厚增加，金屬粒子流擊穿套管需要更多的能量，速度折減量也相應(yīng)增加。

圖11 套管壁厚對(duì)速度折減量的影響

相同射流速度條件下壁厚對(duì)速度折減系數(shù)的影響，如圖12所示。由圖12可知，射流速度折減系數(shù)隨壁厚的增加而增加，這主要是由于壁厚增大導(dǎo)致金屬粒子流能量損失增大，速度折減量增大，從而使折減系數(shù)與壁厚呈現(xiàn)正相關(guān)的關(guān)系。

圖12 壁厚對(duì)速度折減系數(shù)的影響

2.5 巖石力學(xué)性能對(duì)穿透速度的影響

按照上述數(shù)值仿真模型研究巖石的抗壓強(qiáng)度對(duì)穿透速度的影響規(guī)律，結(jié)果如圖13所示。當(dāng)高速粒子流離開(kāi)外層套管的速度超過(guò)850 m/s，穿透距離大于400 mm時(shí)，高速粒子流的速度降為0，且?guī)r石的抗壓強(qiáng)度對(duì)穿透速度的影響<2%，可忽略不計(jì)。

圖13 巖石抗壓強(qiáng)度對(duì)穿透速度的影響曲線

3 雙層套管射孔穿透的臨界判定

按照雙層套管組合(外層套管Q125 Φ244.5 mm×13.84 mm，內(nèi)層套管Φ177.8 mm×12.65 mm)，綜合考慮穿深及孔徑的要求，當(dāng)初始速度超過(guò)8 km/s時(shí)，可以保證射孔彈離開(kāi)外層套管時(shí)的速度>850 m/s，即確立了雙層套管射孔穿透的臨界條件(圖14)。

圖14 射孔彈穿透雙層套管不同位置時(shí)的剩余速度

按照射孔彈爆炸時(shí)的初始速度與射孔彈炸藥量的關(guān)系曲線，可以得出當(dāng)射孔彈的初始速度>8 km/s時(shí)，射孔彈的炸藥量>35 g。綜合考慮套管、射孔槍的尺寸以及射孔彈的炸藥量>35 g的要求，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)射孔槍彈技術(shù)的成熟度，優(yōu)選確定了射孔技術(shù)方案，見(jiàn)表2。雙層射孔地面模擬試驗(yàn)示意圖如15所示。

表2 優(yōu)選確定的射孔技術(shù)方案

圖15 地面全尺寸雙層套管射孔模擬裝置示意圖

4 結(jié) 論

(1)建立了射孔彈爆炸的初速度與炸藥量的量化關(guān)系，為雙層套管射孔方案的制定提供數(shù)據(jù)支持。

(2)建立了射孔彈炸藥量與射孔孔徑的量化關(guān)系，為滿足射孔孔徑的要求提供數(shù)據(jù)支持。

(3)建立了套管強(qiáng)度、壁厚、巖石力學(xué)性能與射孔彈速度折減的量化關(guān)系，為射孔彈能否穿透雙層套管提供數(shù)據(jù)支持。