盧剛,楊曉莉,史雪枝

(中國石化西南油氣分公司石油工程技術(shù)研究院,四川 德陽 618000)

0 引 言

復(fù)合射孔通過常規(guī)聚能射孔溝通儲層、高能火藥燃爆產(chǎn)生高能氣體改造儲層結(jié)合[1],可有效解除近井地帶污染,降低地層破裂壓力,具有低成本等優(yōu)點[2-4]。針對川西ZJ、GM等區(qū)塊地層破裂壓力高的問題,引進了復(fù)合射孔技術(shù)降低地層破裂壓力。目前已應(yīng)用近30口井,現(xiàn)場應(yīng)用表明存在復(fù)合射孔后降破效果不明顯,部分井管柱嚴(yán)重變形的情況,而復(fù)合射孔方式、峰值壓力、火藥量、燃速等參數(shù)設(shè)計是保障安全和取得效果的關(guān)鍵。因此,本文開展了峰值壓力和合理火藥量的優(yōu)化設(shè)計,并研究了復(fù)合射孔對油套管安全的影響。建議采用直徑139.7 mm×壁厚7.72 mm的P110套管,若固井質(zhì)量好,峰值壓力應(yīng)小于130 MPa;若固井質(zhì)量差,峰值壓力應(yīng)小于110 MPa,并在復(fù)合射孔槍以上30 m采用長篩管或直徑89×壁厚6.45 mm的P110以上級別油管。

1 復(fù)合射孔技術(shù)

將高能火藥壓制成餅狀、圓筒狀和圓柱體等,置于常規(guī)射孔槍的內(nèi)部或外部,形成了常用內(nèi)置式、下掛式、外套式等3種類型,也可以兩者或幾者組合使用。其中內(nèi)置式是將高能火藥壓制成餅狀或塊狀填充于常規(guī)射孔槍內(nèi)射孔彈之間及彈架上(見圖1);下掛式則是將圓柱體高能火藥置于槍的尾部;外套式則是將圓筒狀高能火藥套于槍身外部。這3種雖然結(jié)構(gòu)不同,但基本都是通過高能火藥燃爆的作用原理。

圖1 內(nèi)置復(fù)合射孔器示意圖

1.1 作用原理

復(fù)合射孔技術(shù)是將常規(guī)聚能射孔與高能火藥燃爆壓裂結(jié)合的工藝技術(shù)[2-9]。點火起爆常規(guī)射孔器,產(chǎn)生的金屬流擊穿套管、水泥環(huán),并溝通儲層,同時引爆高能火藥,產(chǎn)生的高溫高壓氣體,沖刷和沖擊射孔孔眼,對射孔孔眼起到了加深孔眼深度、加大孔徑的目的。同時,由于高壓氣體通常在毫秒量級的范圍內(nèi)高速完成造縫,在近井筒附近便形成了多條裂縫,這些裂縫不受地層最小主應(yīng)力控制,消除了常規(guī)射孔所產(chǎn)生的壓實帶影響,增大了儲層間溝通的長度與面積,從而改善了近井筒地層的滲流條件,達到降低地層巖石的破裂壓力的目的。通過前期地面實驗打靶數(shù)據(jù)統(tǒng)計,復(fù)合射孔后一般能加深射孔孔眼深度3～5倍,擴大孔徑0.5～1倍,產(chǎn)生的裂縫深度為3～7 m。

1.2 在川西地區(qū)應(yīng)用情況

降低地層破裂壓力、提高產(chǎn)層滲流條件是復(fù)合射孔技術(shù)在川西地區(qū)的主要應(yīng)用目的。2005年在江沙3井首次使用[2],目前已應(yīng)用近30口井,類型主要為外置式、下掛式、內(nèi)置式3種。應(yīng)用情況總體表現(xiàn)出復(fù)合射孔后降破效果不明顯,部分井管柱出現(xiàn)嚴(yán)重變形。復(fù)合射孔施工設(shè)計中,射孔方式、峰值壓力、火藥量、燃速等參數(shù)設(shè)計是保障安全和取得效果的關(guān)鍵,出現(xiàn)問題的根本原因在于參數(shù)設(shè)計的不合理。

2 復(fù)合射孔參數(shù)優(yōu)化設(shè)計

2.1 峰值壓力設(shè)計

高能火藥燃爆產(chǎn)生的最高壓力就是峰值壓力[5],研究表明,要對地層產(chǎn)生有效作用峰值壓力必須超過地層破裂壓力1.2倍以上。峰值壓力與產(chǎn)生的裂縫成正比關(guān)系,峰值壓力越高對地層的改造效果越好,但它不能超過套管的極限抗壓強度,因此峰值壓力的設(shè)計主要是受套管的承壓極限所限制。

(1) 按照破裂壓力計算。根據(jù)前期對ZJ、GM地區(qū)破裂壓力研究認(rèn)識及近期儲層實測破裂壓力情況統(tǒng)計,在CG561井、GS306井、GS302-1井、GM32-2井的附近砂體,破裂壓力梯度較高(3～3.6 MPa/100 m)。有必要采用復(fù)合射孔進行預(yù)處理。按埋深2 600 m計算,破裂壓力78～93.6 MPa,按1.2倍破裂壓力計算,峰值壓力應(yīng)高于93.6 MPa。

(2) 考慮套管的耐壓強度的經(jīng)驗公式。套管抗壓強度與地層圍巖應(yīng)力的大小有最直接的關(guān)系,而圍巖應(yīng)力在又缺乏準(zhǔn)確數(shù)據(jù),因此,在峰值壓力設(shè)計中以同樣與深度有關(guān)系的地層壓力來考慮圍巖應(yīng)力對峰值壓力的影響,其處理方法是控制峰值壓力pmax與地層壓力ps的差值,具體范圍為

(1)

式(1)的結(jié)果是相對安全和保守的,如果套管的抗壓級別低于N80,且壁厚又較小,則上述的極限壓差應(yīng)適當(dāng)控制得更小一些。

根據(jù)地質(zhì)情況及測試改造需求,ZJ、GM區(qū)塊采用N80或P110套管完井,埋深在2 623 m以淺,儲層地層壓力30.58～45.05 MPa,峰值壓力設(shè)計應(yīng)小于110.58～125.05 MPa。GM沙溪廟組埋深在3 026 m以淺,儲層壓力50.95～52.97 MPa,峰值壓力設(shè)計應(yīng)小于130.95～132.97 MPa。

2.2 合理火藥量設(shè)計

目前使用的有單基、雙基、和復(fù)合火藥[6],常用復(fù)合射孔火藥見表1,采用火藥不同則火藥力不同,大多在910～980 kJ/kg。

表1 各類火藥性能參數(shù)表

(1) 外套式復(fù)合射孔器。假設(shè)達到峰值壓力前,火藥燃燒產(chǎn)生的氣體還沒有進入地層,則根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程,火藥燃燒產(chǎn)生的氣體在井下所占的體積為

(2)

式中,p為大氣壓力,p=0.1 MPa;T＇為火藥爆溫,T＇=3 300 K;于是有

(3)

根據(jù)火藥做功理論,峰值壓力為

(4)

代入式(3)后得

(5)

通過上述公式,計算89 mm外置式復(fù)合射孔槍不同火藥量下峰值壓力值。由表2可知,GM306下入5.4 kg外套式復(fù)合火藥峰值壓力約71 MPa,而地層破裂壓力為97 MPa,因此峰值壓力不足以壓開地層,造成降低破裂壓力梯度、提高排量的效果不明顯。根據(jù)模擬計算,壓開地層合理火藥量應(yīng)為7.2 kg,而外套式復(fù)合射孔工藝達不到該裝藥量。

表2 不同火藥量下峰值壓力預(yù)測

(2) 內(nèi)置式復(fù)合射孔器。高能火藥布置在射孔槍體內(nèi),聚能射孔彈擊穿射孔槍管的同時,高能火藥燃爆[7-11],射孔槍體上孔眼的面積相對于射孔槍管的內(nèi)表面積很小,因此,假設(shè)高能火藥燃爆產(chǎn)生的高壓氣體先充滿射孔槍體的有效空間。當(dāng)燃爆壓力達到最大值pmax時,高壓氣流從槍體孔眼噴出。經(jīng)簡化后,得到計算方法為

(6)

式中,pmax為套管內(nèi)的高壓氣燃爆峰值壓力;w為高能火藥用量;φ為火藥燃燒達到峰值壓力時的百分率,一般取0.4;f為火藥力;p0為井筒內(nèi)液柱壓力;Vg為射孔槍體密閉空間。

一般射孔彈發(fā)射后產(chǎn)生的金屬殘渣占槍體內(nèi)容積的10%,所以

(7)

式中,h為射孔槍體長度;d為射孔槍的內(nèi)直徑。按2 600 m液柱,89 mm槍內(nèi)徑71.4 mm計算不同火藥量 (火藥力910 000～960 000 N·m/kg) 對應(yīng)的峰值壓力計算見表3。

(3) 下掛式復(fù)合射孔器。俄羅斯地球物理聯(lián)合體的尼古拉耶維奇等人通過研究得出

pmax=(1+α0)p0+2k(1-α0)μfρn

(8)

表3 內(nèi)置式復(fù)合射孔合理火藥量計算

注:2 m直徑89 mm內(nèi)置式復(fù)合射孔槍合理火藥量為3.4 kg。

計算2 m直徑89 mm下掛式復(fù)合射孔器合理火藥量為8.6 kg。

(4) 3種復(fù)合射孔方式對比。2 m直徑89 mm射孔槍峰值壓力110 MPa下,3種射孔方式火藥量計算分別為3.4、7.2、8.6 kg;燃燒時間分別為43.4、74.1、88.3 s,其對井筒的影響、能量利用和射孔槍身對比(見表4)。

內(nèi)置式復(fù)合射孔火藥能量正對射孔孔眼釋放、火藥量低、燃燒時間及脈沖持續(xù)時間短,固井質(zhì)量較差的井,推薦選用內(nèi)置式復(fù)合射孔。

表4 3種復(fù)合射孔方式對比

3 復(fù)合射孔對油套管的安全評價

3.1 套管安全評估

(1) 直徑139.7 mm×壁厚7.72 mm的P110套管。射孔軟件計算直徑139.7 mm×壁厚7.72 mm的P110套管校正穿深為5.6 mm,以90°相位、1 m射孔槍、5.6、7、10 mm孔徑建模分析射孔后套管破壞壓力分別為89、88、82 MPa。

假設(shè)峰值壓力為110 MPa,地層埋深3 000 m,分4種工況分析套管受力[3]:①砂巖、固井質(zhì)量好、地層壓力可有效傳遞,則套管所受合力p=pmax-p地層=60 MPa;②泥頁巖、固井質(zhì)量好,圍壓假設(shè)為地層壓力的50%,則p=pmax-p地層×50%=85 MPa;③砂巖、固井質(zhì)量差、部分水泥膠結(jié),則p=pmax-30=80 MPa;④泥頁巖/砂巖、固井質(zhì)量差、無水泥膠結(jié),則p=pmax-30=80 MPa。

以上壓力均小于直徑139.7 mm×壁厚7.72 mm的P110套管破壞壓力89 MPa,因此峰值壓力為110 MPa,P110套管滿足各井筒情況下安全要求;當(dāng)峰值壓力分別為100、110、120、130 MPa時,計算不同井況下套管受力見表5。

表5 不同峰值壓力下套管受力分析

對于直徑139.7 mm×壁厚7.72 mm的P110套管,峰值壓力高于130 MPa、固井質(zhì)量好的井存在安全風(fēng)險,推薦峰值壓力小于130 MPa;峰值壓力高于110 MPa,固井質(zhì)量差、泥頁巖儲層井筒存在風(fēng)險,推薦峰值壓力小于110 MPa。

(2) 直徑139.7 mm×壁厚7.72 mm的N80套管。計算直徑139.7 mm×壁厚7.72 mm的N80套管射孔后破壞壓力分別為65、64、61 MPa(見表6)。對于直徑139.7 mm × 壁厚7.72 mm的N80套管,峰值壓力高于110 MPa、完善井筒存在安全風(fēng)險;峰值壓力高于100 MPa,不完善井筒存在風(fēng)險,不推薦N80套管作為產(chǎn)層段完井套管。

表6 直徑139.7 mm×壁厚7.72 mm的N80套管

3.2 油管剪切風(fēng)險評估

采用ANSYS軟件,建立了ZX32井復(fù)合射孔管柱受力分析模型(見圖2)。結(jié)果表明峰值壓力71 MPa,理論計算直徑73 mm×壁厚5.51 mm的N80油管等效應(yīng)力高于剪切屈服強度(見表7),因此發(fā)生剪切破壞。計算結(jié)果與實際出現(xiàn)的復(fù)合射孔后油管出現(xiàn)大變形的情況吻合。

進一步運用軟件計算了不同鋼級的直徑73 mm及直徑89 mm油管、在峰值壓力為71～120 MPa、0.004 s瞬時壓力作用下的油管受力。計算結(jié)果表明:①直徑73 mm×壁厚5.51 mm的N80在峰值壓力71 MPa時破壞風(fēng)險高;②直徑88.9 mm×壁厚6.45 mm的P110在峰值壓力達120 MPa時破壞風(fēng)險高。因此建議復(fù)合射孔槍以上30 m采用長篩管或直徑89 mm×壁厚6.45 mm的P110以上級別油管。

表7 模型計算的ZX32井油管受力

表8 不同峰值壓力下油管受力分析

圖2 模型計算的ZX32井油管應(yīng)力分布情況

4 結(jié)論與建議

(1) 結(jié)合峰值壓力對套管安全的影響分析,對于直徑139.7 mm×壁厚7.72 mm的P110套管,若固井質(zhì)量好,推薦峰值壓力小于130 MPa;若固井質(zhì)量差、泥頁巖儲層,推薦峰值壓力小于110 MPa。對于直徑139.7 mm×壁厚7.72 mm的N80套管完成井,不推薦采用復(fù)合射孔。

(2) 固井質(zhì)量好的井前期施工存在復(fù)合射孔后降破效果不明顯,原因在于射孔參數(shù)設(shè)計不合理。通過研究優(yōu)化出2 m、直徑89 mm射孔槍峰值壓力110 MPa下,內(nèi)置式、外置式和下掛式3種射孔方式的合理火藥量分別為3.4、7.2、8.6 kg;燃燒時間分別為43.4、74.1、88.3 s。

(3) 對于固井質(zhì)量較差的井,考慮內(nèi)置式復(fù)合射孔火藥能量正對射孔孔眼釋放、火藥量低、燃燒時間及脈沖持續(xù)時間短,推薦選用內(nèi)置式復(fù)合射孔。

(4) 采用ANSYS軟件建立的復(fù)合射孔管柱受力分析模型,根據(jù)計算結(jié)果建議復(fù)合射孔槍以上30 m采用長篩管或直徑89 mm×壁厚6.45 mm的P110以上級別油管。