壓裂液氣舉返排優(yōu)化設計

周麗萍，趙英杰，肖雯，馬海燕，許華儒，李建雄

（1.中國石油大學（華東）石油工程學院，山東 青島 266580；2.中國石化安全工程研究院，山東 青島 266071；3.中國石化勝利油田分公司采油工藝研究院，山東 東營 257000）

壓裂液返排是水力壓裂中非常重要的環(huán)節(jié)[1-3]。壓裂施工結束之后，由于井深較大、地層能量不足等，使得僅靠地層的彈性能量無法將壓裂液舉升到地面，所以，需采用壓裂氣舉快速返排一趟管柱技術[4-10]進行人工助排。該技術將壓裂工藝和氣舉排液技術相結合，為壓裂液返排提供了一種新方法，主要應用于地層壓力維持水平較低的中低滲油藏壓裂改造。氣舉排液過程類似氣舉采油的卸載過程[11-14]，它利用氣體密度低、膨脹性好等特性，通過氣舉閥將氣體注入管柱內(nèi)，降低井筒內(nèi)的壓力梯度，彌補地層能量的不足，使得壓裂液快速返排出井筒。本文對氣舉排液技術涉及的參數(shù)進行計算，并分析了影響氣舉排液的因素。

1 參數(shù)優(yōu)化設計

氣舉排液參數(shù)設計主要包括平衡點與注氣點深度計算、氣舉閥分布深度設計以及閥孔直徑選擇等內(nèi)容。平衡點深度的計算是氣舉排液設計的關鍵環(huán)節(jié)，平衡點的位置決定了氣舉排液中最后一級氣舉閥的位置。

1.1 注氣點深度計算

1）選用適合氣液比范圍較大的 Brown 方法[15]，按照多相垂直管流的方法計算油管內(nèi)的壓力分布：

式中：Δz為液柱的高度差，m；Δp為 Δz上的流體壓差，MPa；ρL為混合流體密度，kg/m3；g 為重力加速度，取值9.8 m/s2；λ為混合流體阻力系數(shù)；Q為排液速度，m3/s；G 為氣液比，kg/m3；D 為管柱直徑，m；v為混合流體流動速度，m/s。

2）環(huán)空內(nèi)只有注入氣，計算環(huán)空凈氣柱的壓力分布公式為

式中：li為從井口算起的深度，m；pg為深度li處的氣體壓力，MPa；pso為注氣點壓力，MPa；ρgo為標準狀況下的氣體密度，kg/m3；To為標準狀況下的注入氣溫度，K；po為標準狀況下的氣體壓力，MPa；Taν為計算段的平均溫度，K；Zaν為平均溫度和平均壓力下的氣體壓縮因子。

涉及的相關溫度由式（3）確定：

式中：Tfz為深度為h處的流體溫度，℃；TBH為井筒底部流體溫度，℃；ΔT為地溫梯度，℃/100 m；pwh為井口壓力，MPa；ρ0為返排液密度，kg/m3；γg為以空氣為標準的氣體相對密度，量綱為 1；wt為日產(chǎn)油量，t/d；C0，C1，C2，C3，C4，C5，C6為無因次系數(shù)（見表 1）。

表1 參數(shù) C0，C1，C2，C3，C4，C5，C6 的取值

3）當pti＞pci時，此處的位置即為平衡點位置。平衡點深度ltx計算公式為

式中：Δl為計算步長，m；pti，pci分別為深度 li處的井筒壓力和環(huán)空壓力，MPa。

4）從平衡點起往上，在管柱流體壓力與深度關系曲線上找出與平衡點壓差為Δp（用于克服氣舉閥的阻力）的點，該點即注氣點，相應的深度記為注氣點深度。

1.2 氣舉閥分布深度計算

1.2.1 第1級氣舉閥下入深度

1）設第1級氣舉閥的最大開啟壓力為popmax。令popmax等于地面注氣壓力（pmax），最小開啟壓力為距離井口h0處的環(huán)空壓力，記為po1，對應在該深度處的氣舉閥的開啟壓力為pop。

2）返排開始時，假定液面與第1級氣舉閥下入點的距離為x0，則第1級氣舉閥的下入深度h1=hl+h0（hl為初始液面深度）；當套管液面降低到氣舉閥深度時，返排管柱回壓 pt=（1+r）x0ρ0/100（r為相同體積液體在返排管柱和套管中的高度比）。

3）氣舉閥在下入深度處的開啟壓力為

式中：pws為按靜氣柱計算的氣舉閥處壓力，MPa；為注入氣平均壓縮因子；為注入氣的平均溫度，℃（溫度分布按等溫度梯度計算）。

4）令 pws=pt，代入 pt=（1+r）x1ρ0/100 （x1為第 1 次計算出的氣舉閥下入深度），反求出x1。是否滿足計算精度要求，如果滿足，則進行下一步計算；反之，則令x0=x1，重復步驟2）—4），直到滿足計算精度要求。

由此即可確定第1級氣舉閥的下入深度。

1.2.2 其他各級氣舉閥下入深度

第2級氣舉閥的下入深度計算方法與第1級氣舉閥的類似：首先設定第2級氣舉閥與第1級氣舉閥的開啟壓力差為Δp，則第2級氣舉閥開啟壓力為pop-Δp；取第2級氣舉閥下入深度初值為h2，重復2）—4）計算步驟，直至得到滿足計算精度要求的h2。

其他各級氣舉閥的下入深度的計算方法亦是如此，計算終止的條件是氣舉閥下入的極限深度為注氣點深度。

2 參數(shù)敏感性分析

2.1 注氣參數(shù)對平衡點深度的影響

平衡點深度與注氣速度、注氣壓力、井口壓力和注入氣相對密度有關（見圖1）。

1）注氣速度。由圖1a可以看出，平衡點深度隨注氣速度的增大而增大。分析其原因認為：隨著注氣速度的增大，油套環(huán)空壓力隨之增大，而且注氣速度增大使得氣液比增大，降低了管柱內(nèi)的壓力梯度；因此，導致平衡點深度增大。

2）注氣壓力。由圖1b可以看出，平衡點深度隨注氣壓力的增大而增長，而且呈線性相關，注氣壓力每增加1.0 MPa，注氣點深度增大154 m左右。出現(xiàn)這種變化的原因是，注氣壓力增大，環(huán)空壓力增大，導致平衡點深度增大。其線性相關性還可以理解為，管柱中1.0 MPa壓力對應的液柱高度為154 m。

3）井口壓力。由圖1c可以看出，井口壓力增大，平衡點深度隨之線性減小，且井口壓力每增大0.1 MPa，平衡點深度下移16 m左右，即管柱中1 MPa的壓力對應液柱高度為160 m左右，與圖1b的結果大體一致。

4）注入氣相對密度。由圖1d可以看出，平衡點深度隨注入氣相對密度的增大而增大，注入氣相對密度小于1時，增大趨勢較緩慢，在注入氣相對密度大于1之后，增大趨勢顯著提高。因此，在實際施工中應選用相對密度大的氣體，鑒于二氧化碳的溶解性問題，故現(xiàn)場應用較多的是氮氣。

圖1 注氣參數(shù)對平衡點深度的影響

2.2 注氣參數(shù)對排液速度的影響

排液速度與井口壓力、注氣速度和注氣壓力有關（見圖 2）。

1）井口壓力。由圖2a可以看出，排液速度隨井口壓力的增大而減小，且呈線性關系。分析其原因認為，隨著井口壓力的增大，井底與井口之間的壓差減小，即返排流體的流動壓差減小，導致排液速度降低，流速與流動壓差呈線性關系。另外，當井口壓力由0.1 MPa增大到1.9 MPa時，排液速度由316 m3/d減小到162 m3/d，下降幅度為48.7%——可見井口壓力對排液速度的影響非常大。在現(xiàn)場施工時，為獲得大的排液速度，應盡量降低井口壓力，一般是將返排液放噴到與大氣接通的短管線中，使井口壓力接近1個大氣壓（即0.1 MPa）。

2）注氣速度。由圖2b可以看出，排液速度隨注氣速度的增大而增大。當注氣速度較低時，排液速度隨注氣速度的變化幅度較大；當注氣速度較大時，變化幅度較小。分析其原因認為：開始注入氣體，管柱內(nèi)液柱壓力降低，壓裂液返排；而當注氣速度增大到一定程度時，管柱內(nèi)流體的流型趨于穩(wěn)定，繼續(xù)增加注氣速度對液柱壓力梯度的影響減小，故排液速度變化不大。

3）注氣壓力。由圖2c可以看出，排液速度隨著注氣壓力的增大而增大，注氣壓力較低時，排液速度的變化幅度較大，當注氣壓力增加到一定值之后，排液速度的變化趨勢變平緩。分析其原因認為：隨著注氣壓力的增加，平衡點深度增大，即注氣點的位置下移，使得受注入氣影響的液柱高度增加，液柱壓力梯度減小，井口與井底的壓差增大，引起排液速度的增大；當注氣速度增大到一定程度后，注氣點的位置靠近井底，注入氣對液柱壓力梯度的影響減弱，再增大注氣壓力對排液速度影響不大。

圖2 注氣參數(shù)對排液速度的影響

3 設計實例

以某井為例。其基本參數(shù)：地層深度2687.5m，原始地層壓力30.0 MPa，泊松比0.23，彈性模量29 600MPa，地層孔隙度0.1，巖石孔隙壓縮系數(shù)43.5 GPa-1，井筒半徑0.12 m，支撐劑密度3 300 kg/m3，返排壓裂液的密度1 002 kg/m3。

自噴返排階段結束后進行氣舉返排，在確定最優(yōu)注氣壓力為12.0 MPa、最優(yōu)注氣速度為7.5×104m3/d的前提下對氣舉參數(shù)進行設計（見表2）。

表2 氣舉參數(shù)設計結果

4 結論

1）平衡點位置受注氣速度影響不大，主要受注氣壓力和井口壓力影響。注氣壓力每增加1.0 MPa，注氣點深度下移154 m左右；井口壓力每增加0.1 MPa，注氣點深度下移16 m左右。

2）研究得出了氣舉閥工作參數(shù)的計算公式，給出了氣舉排液優(yōu)化設計的方法。

3）排液速度隨井口壓力的增大呈線性減小的趨勢；排液速度隨著注氣壓力的增大而增大，注氣壓力增大到一定程度時，排液速度的增大程度減??；排液速度隨注氣速度的增大而增大，當注氣速度增大到一定程度時，排液速度不再繼續(xù)增加。

[1]Ely J W，Arnokd W T，Holditch S A.New techniques and quality control find success in enhancing productivity and minimizing proppant flowback[R].SPE 20708，1990.

[2]薛成國，陳付虎，李國峰，等.大牛地氣田液氮伴注效果分析及優(yōu)化[J].斷塊油氣田，2014，21（2）：236-238.

[3]康毅力，周來誠，池曉明，等.致密煤巖氣藏壓裂液損害實驗評價[J].斷塊油氣田，2014，21（2）：269-272.

[4]劉會琴，伍正華.壓裂氣舉排液及完井一趟管柱[J].石油機械，2006，34（11）：56-58.

[5]王振松，羅文銀，陳偉.壓裂氣舉快速返排一趟管柱技術[J].吐哈油氣，2007，17（4）：364-366.

[6]李季，楊輝，朱昆，等.四川氣田須家河儲層加砂壓裂氣舉排液一次性管柱配套技術研究[J].鉆采工藝，2009，32（5）：28-29.

[7]吳圣發(fā)，張平過，葉金華，等.酸壓氣舉排液一趟管柱在玉門油田的應用[J].江漢石油職工大學學報，2008，21（6）：39-41.

[8]許衛(wèi)，李勇明，郭建春，等.氮氣泡沫壓裂液體系的研究與應用[J].西南石油學院學報，2002，24（3）：64-67.

[9]蘇月琦，汪海，汪召華，等.氣舉閥氣舉排液采氣工藝參數(shù)設計與優(yōu)選技術研究[J].天然氣工業(yè)，2006，26（3）：103-106.

[10]李軍亮，廖銳全，朱德智.氣舉排液優(yōu)化設計.石油天然氣學報[J].2012，34（6）：141-144.

[11]汪海，鮑志強，欒艷春，等.氣井氣舉閥氣舉排液采氣工藝參數(shù)設計研究[J].天然氣勘探與開發(fā)，2005，28（2）：35-38.

[12]Kulkarni R.Modeling of gas lift valve performance by regression model parameters to rapidly obtained blow-down data[D].Lubbock：Texas Tech University，2000.

[13]Decker K L.IPO gas lift design with valve performance[R].SPE 109694，2008.

[14]馬祥鳳，魏瑞玲，李霖，等.氣舉閥動態(tài)特性試驗與研究[J].石油機械，2005，33（5）： 4-6.

[15]李安，萬邦烈.連續(xù)氣舉采油舉液機理研究[J].石油礦場機械，2004，33（4）：19-21.