張凌筱

(中國石油化工股份有限公司 華北油氣分公司，河南 鄭州 450006)

準確計算帶井下節(jié)流裝置的產水氣井井底壓力，是預測氣井產能、制定合理排水采氣制度的重要基礎。目前產水氣井的井底壓力主要靠壓力計和回聲儀測試得到[1]。井下節(jié)流氣井受節(jié)流裝置影響，井筒不通暢，常規(guī)壓力計難以下至油管底部位置，井底壓力測試困難?；芈晝x測試用于氣井時也存在難題，受氣體影響，氣液界面非常模糊，導致液面確定不準確，會影響氣層中部深度壓力的計算。因此，本文建立了一套井下節(jié)流氣井井底流壓計算方法，并與井下節(jié)流氣井全井筒多位置多點流壓測試結果進行對比評價。

1 井下節(jié)流氣井全井筒壓力預測方法

1.1 氣液兩相管流壓降模型優(yōu)選

井下節(jié)流氣井全井筒壓降包括管流壓降和嘴流壓降兩大部分。目前常用產水氣井氣液兩相管流壓降模型[2-6]包括Hagedorn-Brown、Beggs-Brill、Mukherjee-Brill、Gray和NoSlip[7]等5種模型。

以東勝氣田X井為例，該井目的層H2，完鉆井身3 246.31 m，水平段長為861.31 m，造斜點深度為1 761.4 m(垂深1 760.64 m)。氣體相對密度為0.605，生產油管內徑為62 mm，油管下深為2 369.68 m，A點斜深為2 385.00 m(垂深為2 146.92 m)。5次流壓測試期間氣井的生產數據及測試結果分別見表1、表2。

表1 錦26井流壓測試期間的生產數據表

表2 錦26井盒2氣層測試流壓數據表

通過現場實測流壓數據(見圖1)評價[8]，No-Slip模型計算的壓力值與測試值較接近，散點均勻分布在中心線兩側，平均壓降百分誤差為-5.01%，平均絕對壓降百分誤差為8.34%，標準差為5.76%(見表3)，準確性最好。其次為Hagedorn-Brown模型，這兩種模型均明顯優(yōu)于其它模型，因而東勝氣田產水氣井可選用No-Slip或Hagedorn-Brown模型預測井筒管流壓降變化規(guī)律。

表3 錦26井壓力預測值與實測值的誤差對比

1.2 氣液兩相嘴流壓降模型建立

目前產水氣井氣液兩相嘴流嘴流壓降計算方法有Gilbert三參數和Gilbert四參數關系式、Omana無因次關系式等經驗模型，這類經驗模型適用條件有限，預測結果差異較大；Ashford模型[9]、Sachdeva模型、Perkins模型等機理模型精度較高，但是計算工作量大，工程應用推廣難度大。因此，有必要優(yōu)化建立一個適合氣液兩相嘴流壓降模型，同時滿足工程精度和現場生產要求。

1.2.1 物理模型及基本假設

物理模型如圖2所示，嘴流可簡化為兩個控制體，第一個控制體起始于位置①，結束于位置②，代表突縮件；第二個控制體起始于位置②，結束于位置③，代表突擴件。①代表嘴流上游位置；②代表嘴流喉部位置；③代表嘴流下游位置，壓力恢復點；“B”代表嘴流出口位置。模型推導過程中，做了以下基本假設：

1)流動為一維流動；

2)氣液之間分相獨立流動，存在相間滑脫；

3)忽略液相的壓縮性，氣相多變膨脹[5]；

4)整個嘴流過程，滑脫因子為一常數；

5)流動過程無相間變化，氣體的質量分數不變。

1.2.2 基本定義

氣液混合物流過節(jié)流件時壓力降低，氣體膨脹，氣體流速大于液體，氣液間產生滑脫。嘴流過程通常用滑脫因子描述氣液之間的流速比關系。滑脫因子K定義為

(1)

式中，u為速度，m/s；K為滑脫因子，無因次量；下標G、L分別表示氣相和液相。

考慮滑脫的氣流、液流平均速度及混合物動量通量分別見式(2)、(3)、(4)。

(2)

(3)

(4)

式中，x為氣體質量分數；α為空隙率；M為質量流量，kg/s；A為流體流動截面積，m2；v為流體比容，m3/kg；G為混合物質量通量，kg/(s·m2)；MF為動量通量，Pa；下標G、L分別表示氣相和液相。

將式(2)、式(3)代入式(4)中，導出存在滑脫時混合物動量通量

(5)

由于存在滑脫時等效動量比容為：

(6)

因此，得到存在滑脫時等效速度

ue=Gve

(7)

1.2.3 氣液兩相嘴流壓降模型

對于第一個控制體，起始于位置①，結束于位置②，由力平衡原理得到：

-Adp=Mdue

(8)

將式(7)代入式(8)中，并積分得到：

(9)

式中，下標1、2分別代表截面位置處對應參數值。

由于A1?A2，ue2?ue1，故忽略ue1，積分式(9)可簡化為：

(10)

(11)

式中，A1為油嘴上游管段過流面積，m2；Ac為油嘴喉部有效過流面積(Ac=A1Ccσ)，m2；Cc為收縮系數；σ為過流面積之比(σ=Ac/A1)。

流體經節(jié)流后，再流過控制體二的突擴件時，壓力得到一定程度恢復。對于第二個控制體，起始于位置②，結束于位置③，由力平衡原理知

(12)

式中，A3為油嘴下游管段過流面積，m2；

由嘴流特性和壓力波傳播理論知，當嘴流流態(tài)為臨界流時，油嘴喉部壓力P2與油嘴出口壓力PB不為一個壓力體系，即P2≠PB，PB為自由變量。當流動條件為亞臨界流時，油嘴喉部壓力P2與油嘴出口壓力PB為一個壓力體系，即P2=PB。

根據式(12)可得到恢復壓力為

(13)

式(10)和式(13)是兩相嘴流壓降模型的核心關系式。根據式(10)和式(13)可計算出兩相流體通過不同嘴徑時的節(jié)流壓降，為井下節(jié)流氣井井底流壓計算奠定了基礎。

通過對井下節(jié)流氣井節(jié)流器前后放置壓力計進行長期動態(tài)監(jiān)測[10-12]，評價該模型應用在高液氣比氣井中具有較好的準確性(見圖3)，誤差為6.23%，可滿足井下節(jié)流器嘴徑設計精度要求。

1.3 井下節(jié)流氣井全井筒壓力計算方法

采用氣液兩相嘴流模型、井筒兩相管流模型相結合的方式，綜合預測井下節(jié)流過程壓力等動態(tài)參數變化規(guī)律[13-15]?；静襟E為：

1)假設節(jié)流器上部管段積液，液面距節(jié)流器高度H1；

2)采用氣液兩相管流模型(No-Slip或Hagedorn-Brown模型)預測從井口到液面位置油管壓力；

3)根據液面位置油管壓力和液面高度，確定節(jié)流器出口壓力；

4)根據節(jié)流器出口壓力，采用周艦節(jié)流壓降模型計算節(jié)流器入口壓力；

5)以節(jié)流器入口壓力為初值，再次采用氣液兩相管流模型(No-Slip或Hagedorn-Brown模型)計算從節(jié)流器至井底壓力Pwf1；

6)不考慮油套環(huán)空積液影響，根據氣井套壓折算井底流壓值Pwf2；

7)當Pwf1=Pwf2，認為假設的液面高度與實際較為一致，從而確定井下節(jié)流氣井井底流壓值為Pwf1；否則重新調整液面高度，通過反復迭代確定合理液面高度和井底流壓值。

2 井下節(jié)流氣井全井筒壓力預測方法評價

為評價本文的井下節(jié)流氣井全井筒壓力預測方法的準確性，創(chuàng)新性地在東勝氣田JPH-334和JPH-343兩口不積液或微積液氣井開展多點流壓測試試驗進行數據評價，即JPH-343井在節(jié)流器下部965 m、節(jié)流器下部840 m、節(jié)流器下部712 m、節(jié)流器下部13 m、節(jié)流器上部15 m共5個位置，下放安裝存儲式壓力計；JPH-334井在節(jié)流器下部916 m、節(jié)流器下部504 m、節(jié)流器下部28 m、節(jié)流器上部17 m共4個位置，下放安裝存儲式壓力計對流體壓力和溫度進行長期監(jiān)測，其基礎參數見表4所示，其測試參數見表5所示。

表4 氣井基礎參數

利用表4基礎參數，采用本文方法對節(jié)流器前、后的井筒壓力參數進行預測，并與表5中實測的流壓數據進行對比，如圖4和圖5所示。兩口井下節(jié)流氣井井筒壓力預測值與實測值平均誤差僅為2.87%，表明井下節(jié)流氣井井筒壓力預測模型具有較好的準確性，滿足工程計算精度要求。JPH-334井從油管預測井底流壓值17.2 MPa，與從套管折算的井底流壓16.6 MPa相差0.6 MPa，誤差僅為3.6%；JPH-343井從油管預測井底流壓9.9 MPa，與從套管折算的井底流壓9.6 MPa，相差0.3 MPa，流壓實測值與預測值平均誤差僅為3.0%，本文方法可以用于井下節(jié)流氣井井底流壓計算。

表5 多點流壓測試井流壓實測數據

3 結論

1)利用東勝氣田多井次現場實測流壓數據評價5種氣液兩相管流壓降模型，發(fā)現No-Slip模型計算的壓力值與測試值較接近，平均壓降百分誤差為-5.01%，平均絕對壓降百分誤差為8.34%，標準差為5.76%，準確性最好，可用來預測東勝氣田氣井井筒管流壓降變化規(guī)律。

2)引入滑脫因子K表征氣液兩相間滑脫效應，建立了氣液兩相嘴流壓降模型，評價表明，新模型預測節(jié)流器入口壓力與實測值較接近，誤差僅為6.23%，滿足工程計算精度要求。

3)基于氣液兩相嘴流壓降模型與No-Slip/H-B管流壓降模型全井筒耦合，優(yōu)化建立井下節(jié)流氣井全井筒壓力預測方法。評價表明，氣井井底壓力預測值與實測值平均誤差為2.87%，可用于氣井全井筒積液高度和井底流壓值實時定量預測，為類似氣藏低壓集輸開發(fā)模式下精細開發(fā)和長期穩(wěn)產提供技術借鑒和指導意義。