0 引言
连续管冲砂工艺作为保障性井筒处置工艺,在修井和完井作业中得到了广泛应用。井身结构的多样化、老井改造解堵工艺的复杂化以及水平井细分切割精细化压裂[1]等工艺对井筒环境的要求越来越高,对连续管冲砂作业的精细化施工要求也不断提高,特别是水平段冲砂上返效果不理想,后期作业造成工具砂卡的问题被广泛关注。
目前,关于连续管水平段冲砂的研究多限于有限元分析或冲砂模型试验研究,而针对连续管带冲砂工具在全尺寸井筒水平段的冲砂模拟试验还未见文献报道。因此,笔者采用连续管作业机控制连续管带冲砂工具在水平段透明套管内进行冲砂试验,可直观地反映不同冲砂工具和冲砂方式下,砂子随液体在水平井筒内的运移状态,同时,验证冲砂方式及水力学参数与冲砂速度、冲砂时间、冲砂力度及环空返速之间的关系。研究结果可为后期水平井精细化冲砂作业参数优化提供依据。
1 总体方案及试验工具 1.1 方案根据现场冲砂作业工况,采用LG27038Q连续管作业机控制ø38.1 mm(
透明套管总成由钢护套(带观察窗,长5.2 m)、透明套管本体(长5.0 m)和ø360 mm法兰(带变扣短节)组成,结构如图 1所示。ø360 mm法兰用于和实验室水平套管连接及透明套管底部盲板的连接。钢护套一侧开有2个观察窗,用于观察透明套管内砂子的运移情况。透明套管结构如图 1所示。
1.2.2 冲砂器
固定式冲砂器(见图 2)通过ø60.3 mm PAC BOX上接头、ø38.1 mm AMMT BOX-ø60.3 mm PAC PIN变扣及ø38.1 mm连接器与ø38.1 mm连续管连接。冲砂期间喷嘴方向及数量为中、下部径向6个,底部轴向1个,且喷嘴相对于冲砂器本体位置固定。当连续管在5 m长的透明套管内移动时,连续管自由端可视为直线运动,因此喷嘴相对于透明套管内壁位置也可视为固定不变,7个喷嘴分管透明套管内壁圆周的6个区域和套管底部区域。
旋流式冲砂器(见图 3)通过ø73.0 mm UP TBG上接头、ø70.3 mm UP TBG外扣-ø60.3 mm PAC PIN变扣、ø38.1 mm “AMMT PIN-ø60.3 mm PAC BOX变扣及ø38.1 mm连接器与ø38.1 mm”连续管连接。
冲砂期间喷嘴随旋转接头相对于冲砂器本体旋转。当连续管在5 m长的透明套管内移动时,连续管自由端可视为直线运动,因此喷嘴相对于透明套管内壁做360°旋转,10个喷嘴分管透明套管内壁圆周的前、中、后9个区域和套管底部区域。
1.2.3 透明套管及冲砂器基本参数ø139.7 mm(
2 试验参数设计 2.1 循环排量
连续管带冲砂器现场小排量冲砂作业中,多采用ø38.1 mm连续管(过流面积A1=0.79×10-3m2),冲砂器循环排量Q1一般为150~180 L/min。由式(1)计算出管内流体流速v1为3.15~3.78 m/s。
(1) |
试验也采用ø38.1 mm连续管,在模拟现场工况的前提下,需保证相同的管内流速,故试验期间循环排量也取150~180 L/min,又A2=11.26×10-3 m2,由式(2)算出环空流速为0.222~0.266 m/s。
(2) |
式中:v2为ø139.7 mm套管与ø38.1 mm连续管环空内流体流速,m/s;A2为ø139.7 mm套管与ø38.1 mm连续管环空过流面积,m2。
2.2 加砂量透明套管本体长度为4.8 m,本次试验模拟透明套管全段的
(3) |
式中:Vs为加入砂子体积,m3;Lc为透明套管本体长度,m;A3为透明套管横截面积,m2。
砂子密度ρ=1 760 kg/cm3,由式(4)计算出透明套管内需布砂质量ms为66.88 kg。
(4) |
本次试验只在水平段冲砂,液体携砂上返过程中,不考虑单个砂粒的轴向力作用,只考虑侧向力作用,与清水基液相比,瓜胶基液在克服砂粒轴向沉降方面的优势并不明显,因此本次试验可采用清水作为循环介质。清水在已设定的循环排量下能否满足携砂要求,可通过如下计算进行验证。
试验期间,所用砂子的密度为1 760 kg/m3、粒径为0.8 mm,清水密度为1 000 kg/m3、黏度为0.987 4×10-3 Pa·s。由文献[2]可知,当砂子粒径满足式(5)时,砂子在透明套管内沉降产生的绕流为过渡流,并非层流流态[3]。
(5) |
过渡流状态下沉降速度与砂子粒径、液体黏度及密度之间关系满足式(6)[2]。由式(6)可算得砂粒在竖直井筒内的沉降末速度v3为0.08 m/s。
(6) |
式中:v3为砂粒自由沉降速度,m/s;g为重力加速度,m/s2;ds为砂子粒径,mm;ρ为砂子密度,kg/m3;ρy为液体密度,kg/m3;μ为液体黏度,Pa·s。
当在透明套管(处于完全水平状态,不考虑井斜角对环空返速的影响)内冲砂时,最低悬浮速度为砂粒在竖直井筒内沉降末速度的3倍[2],由式(7)可算出透明套管内冲砂的临界携砂排量Q2为150 L/min(此时A2=10.42×10-3m2)。
(7) |
由于Q2<Q1,故循环排量设计符合临界携砂排量要求。本次试验选择清水作为循环介质,在满足携砂要求的同时,还可观察并分析清水在水平井筒冲砂作业中的效果。
2.4 冲砂速度设计准备冲砂时,连续管速度一般控制在5 m/min(排量180 L/min),且砂子上返环空一般为ø38.1 mm连续管与ø73.0 mm或ø88.9 mm油管的环空,环空过流面积为0.002 23 m2或0.002 69 m2。本次试验中,ø38.1 mm连续管与ø139.7 mm套管的环空过流面积A2为0.010 42 m2,又因冲砂时连续管移动速度与环空过流面积成反比,故可通过式(8)粗略计算出试验期间连续管最大移动速度为1.07 m/min。
(8) |
式中:v5为ø38.1 mm连续管在ø139.7 mm套管内的冲砂移动速度,m/min;v4为ø38.1 mm连续管在ø73.0 mm油管内的冲砂移动速度,m/min;A2为ø38.1 mm连续管与ø139.7 mm套管环空过流面积,m2;A4为ø38.1 mm连续管与ø73.0 mm油管环空过流面积,m2。
3 冲砂试验过程 3.1 清水循环压力测试在未连接透明套管的情况下,将法兰盲板与常规水平套管末端连接,通过泵橇周期性加清水循环,对带冲洗器的工具组合进行循环压力测试,排量从100 L/min提高至180 L/min,压力由3.7 MPa上升至9.7 MPa,循环正常。
3.2 固定式冲砂器冲砂 3.2.1 下放冲砂最初以150 L/min排量、1.5 m/min速度下放冲砂,循环压力8.5 MPa,环空压力0 MPa,后逐渐降低下放速度到0.3 m/min,冲砂效果理想,透明套管内满管砂塞(长度3.2 m)被逐段冲散,冲砂历时5 min。
3.2.2 上提冲砂下放冲砂至透明套管本体末端后,提高排量到180 L/min,循环压力14 MPa,环空压力0 MPa,上提冲砂,速度逐渐提高至0.6 m/min,上提速度与砂子上返速度匹配,砂子以层流形式逐段上返,上提冲砂历时8 min。
3.2.3 冲砂结果确认上提冲砂至透明套管最前端,通过透明套管观察窗可明显观察到砂子全部上返出透明套管,进入常规水平套管;后继续上提,排量提高到200 L/min,速度2.8 m/min,将残留的积砂向上带30 m,再以2.8 m/min速度下放工具,直至水平套管末端,拆卸透明套管与水平套管的连接法兰,发现透明套管内无砂子残留。整个冲砂过程如图 4所示。
3.3 旋流式冲砂器冲砂 3.3.1 下放冲砂
将固定式冲砂器更换为旋流式冲砂器,重新向透明套管内布砂并对接法兰后,上提工具入常规水平套管,以150 L/min排量开始循环,循环压力7.0 MPa,环空压力0 MPa。后提高排量到180 L/min,循环压力7.2 MPa,开始下放冲砂,速度0.3 m/min,冲砂效果理想,透明套管内满管砂子被逐段旋转冲散,下放冲砂历时5 min。
3.3.2 上提冲砂下放冲砂至透明套管本体末端,直接改为上提冲砂,排量180 L/min,循环压力7.2 MPa,速度逐渐提高至1.0 m/min,砂子逐段上返,上提冲砂历时4 min。
3.3.3 冲砂结果确认上提冲砂至透明套管最前端,通过透明套管观察窗可明显观察到砂子全部上返出透明套管,进入常规水平套管内,后继续上提,排量提高至200 L/min,速度3.0 m/min,将残留积砂向上带30 m后再以10 m/min速度下放,直至冲洗器到达水平套管末端,拆卸透明套管与水平套管的连接法兰,发现透明套管内无砂子残留。整个冲砂过程如图 5所示。
4 冲砂液有效驱动力计算
试验期间,由于ø139.7 mm套管与ø38.1 mm连续管之间的环空过流面积较大,所以环空压耗[4]相对于连续管内摩阻及节流压差可忽略不计。泵注产生的循环压力主要用于克服冲砂液从泵注系统到冲砂器喷嘴的沿程摩阻[5]和节流压差产生的阻力,同时提供混砂液在井筒内循环所需的驱动力。连续管内沿程摩阻及冲砂器节流压差可通过式(9)计算得出。
(9) |
式中:Δp为节流压差,MPa;Δpi为沿程压力损失,MPa;Δpz为节流嘴压差,MPa。
沿程压力损失Δpi可通过范宁方程,即式(10)进行求解。
(10) |
式中:fcti为连续管内阻力系数,无量纲;μ为液体黏度,Pa·s;L为连续管长度,m;v1为ø38.1 mm连续管内流体流速,m/s;ρy为液体密度,kg/m3;di为连续管内径,mm。
本次试验的连续管分水平直管段和螺旋段两部分(水平直管段长度200 m,螺旋段长度600 m),根据范宁公式,阻力系数fctiz和fctil计算式如下[6]。
(12) |
式中:fctil为连续管螺旋段管内阻力系数;Rei为连续管管内流体雷诺数;D为连续管滚筒直径, m。
根据范宁公式,连续管管内流体雷诺数Rei可由下式计算得出。
(13) |
取v1=3.16 m/s(排量150 L/min时连续管内流速),di=31.74 mm,ρy=1 000 kg/m3,μ=0.978 4 Pa·s,将数据带入式(13),计算得出Rei=10 200>4 000[7-10],说明连续管内液体为紊态流。因此将Rei带入式(11)和式(12),同时取D=2 030 mm,计算fctiz和fctil分别为0.012和0.009,分别带入式(10),同时取Lctiz=200 m、Lctil=600 m,可计算出Δpctiz和Δpctil分别为0.56和2.09 MPa,故取Δpi=2.65 MPa。
液体通过喷嘴时产生的节流压差与冲砂器喷嘴总面积之间满足式(14)[10],即:
(14) |
式中:Q为冲砂循环排量,L/min;C为流量系数,一般取0.9;A5为喷嘴总面积,m2。
分别代入固定式冲砂器和旋流式冲砂器性能参数,可算出A5=87.92×10-6 m2或125.6×10-6 m2;再将ρy=1 000 kg/m3、Q=150 L/min代入式(14),可算出Δpz=0.51或0.25 MPa。
将Δpi和Δpz的计算结果代入式(9),可算出Δp=3.16或2.90 MPa。
试验期间,在180 L/min排量下,连续管冲砂循环压力最低为7.2 MPa,环空压力为0,说明循环压力除用于克服摩阻外,其余均在含砂液循环运移过程中消耗[8]。因此,采用固定式冲砂器和旋流式冲砂器冲砂时,冲砂液用于混砂液循环的有效驱动压力分别为4.0和4.3 MPa。
5 冲砂结果分析评价 5.1 冲砂速度根据试验过程,在调整冲砂速度时,不论是下放还是上提冲砂,连续管移动速度低于1.0m/min后,冲砂效果都逐渐变好,且下放速度和上提速度分别为0.3和0.6 m/min时,冲砂效果最佳。因此,连续管理论冲砂移动速度为本次试验提供了可靠的冲砂速度参考,但最终的理想冲砂速度还需通过透明套管观察,根据砂子被冲散或上返的理想形态做进一步的调整。
5.2 冲砂时间试验期间,套管底部砂子被冲出透明套管的有效冲洗距离为5 m,有效冲洗排量为180 L/min。设理论最短冲洗时间[9]为tmin,则由冲量公式Ft=Mv及流速公式
(15) |
式中:pq为有效驱动压力,MPa;A2为透明套管与连续管的环空面积,m2;Mh为含砂液总质量,kg;Qy为有效冲洗排量,m3/s。
其中
(16) |
式中:Lc为透明套管本体长度m;MS为砂子总质量,kg。
取pq=4.3 MPa,Qy=180 L/min,A2=11.28×10-3 m2,MS=66.88 kg,ρy=1 000 kg/m3,Lc=5 m,并代入式(15)和式(16),可算出tmin=676 s,约11 min。这与两种冲砂器实际冲砂时间的平均值一致。
5.3 冲砂效果评价及参数优选根据试验过程,在150~180 L/min的循环排量下,选择下放冲砂时,堵满透明套管的砂子被很快打散,并快速上行,但最终只能在透明套管及附近的常规水平套管内平铺,继续上行缓慢;选择上提冲砂时,砂子能以层流形式逐段上返,积砂段整体随冲砂器上行而快速上移,当冲砂器停止上行后,冲砂器附近砂子上行速度未明显下降,但积砂段整体上移速度明显变慢。由此可见,150~180 L/min的排量虽能使清水将砂子完全带出透明套管,但必须依靠液体携砂和冲砂器上行的共同作用才能快速完成。优选出最佳冲砂效果对应的参数如表 3所示。
流量/ (L·min-1) |
连续管内流速/ (m·s-1) |
环空流速/ (m·s-1) |
射流速度/ (m·s-1) |
冲砂速度/ (m·min-1) |
冲砂时间/ min |
|||
固定式 | 旋流式 | 下放 | 上提 | |||||
180 | 3.78 | 0.266 | 34.12 | 23.90 | 0.3 | 0.6 | 9 |
5.4 两种冲砂器对比分析 5.4.1 冲砂强度
由文献[10]可知,液体通过两种冲砂器喷嘴产生的射流冲击力满足式(17),即:
(17) |
式中:Fj为射流冲击力,N。
将ρy=1 000 kg/m3,Q=150 L/min,A5=87.92×10-6 m2或125.6×10-6 m2带入式(17),算得Fj=102.0或71.6 N。
由计算结果可知,在相同排量下,固定冲砂器的射流冲击力更大,透明套管内砂塞被打散后形成的悬砂段距离更长。
在相同排量下,两种冲砂器循环压力均高于清水循环压力,但固定式冲砂器下放冲砂循环压力最高8.5 MPa,上提冲砂最高14.0 MPa,而旋流式冲砂器冲砂期间,循环压力均低于7.2 MPa。这说明旋流式冲砂器喷嘴数量和喷射方向的多元化,使得喷嘴扫射透明套管内壁的面积更大,悬砂段砂粒紊动能力也更强,上提通扫能力更强,从而降低了含砂液上返过程中的循环压力,如图 6所示。
5.4.2 冲砂效率
在上提冲砂过程中,固定式冲砂器冲砂速度0.3~0.6 m/min,历时5 min,旋流式冲砂器冲砂速度0.6~1.0 m/min,历时4 min。在相同冲洗长度、液体黏度、循环排量及冲洗效果前提下,旋流式冲砂器完成透明套管内设计砂塞冲洗用时更短,冲砂效率更高。
5.5 两种冲砂方式对比分析 5.5.1 冲砂速度在两次下放冲砂过程中,下放速度均为0.3 m/min,冲砂时间均为5 min,两次上提冲砂过程中,速度从0.6到1.0 m/min,冲砂时间从8到4 min。因此,上提冲砂过程中到冲砂速度更快,其原因为:下放冲砂期间,冲砂器逐渐远离上返后沉降的积砂,而上提冲砂期间,冲砂器始终跟随上返后沉降的积砂,冲砂器轴向或斜向下喷嘴喷射力对液体的上返推动力始终较强,也对砂子上返具有较强的推动力,加之旋流式冲砂器配有斜向上直接喷射的喷嘴,减缓了冲砂器上部积砂的沉降过程。因此,砂子在透明套管内的滞留时间更短,连续管上提速度也随之加快,如图 7所示。
5.5.2 冲砂状态
下放冲砂过程中,预置在透明套管内的砂塞被喷嘴喷出的高速流体打散后,最初随液体快速上返,但由于ø38.1 mm连续管与ø139.7 mm套管的环空过流面积较大,液体的上返速度很快变小,随之上返的砂子也快速沉降,从透明套管底部到顶部平铺开来,少量上返出透明套管,沉降在透明套管上游第一根常规水平套管内。上提冲砂过程中,除旋流式冲砂器的斜向上喷嘴可以继续发挥直接冲击作用外,冲砂器轴向及径向喷嘴射流对其上部已经铺开的砂子只有上返推动作用,没有直接冲击效果。因此,砂子状态不再是被打散成“雾状”以“先快后慢”的方式上返,而是在持续高速上返液流作用下,以坡度较陡的“山丘状”持续快速上返,直至冲砂器停止上移,上返速度才迅速减缓。
6 结论(1) 在180 L/min的排量下,连续管冲砂循环压力最低为7.2 MPa,环空压力为0,说明循环压力除用于克服摩阻外,其余均在含砂液循环运移过程中消耗。因此,采用固定式冲砂器和旋流式冲砂器冲砂时,冲砂液用于混砂液循环的有效驱动压力分别为4.0和4.3 MPa。
(2) 150~180 L/min的排量虽能使清水将砂子完全带出透明套管,但必须依靠液体携砂和冲砂器上行的共同作用才能快速完成。
(3) 最佳冲砂效果对应的参数为:排量180 L/min,连续管内流速3.78 m/s,环空流速0.266 m/s,固定式、旋流式冲砂器的射流速度分别为34.12和23.90 m/s, 下放、上提冲砂速度分别为0.3和0.6 m/min,冲砂时间9 min。
(4) 在相同排量下,固定式冲砂器下放冲砂循环压力最高8.5 MPa,上提冲砂循环压力最高14.0 MPa,而旋流式冲砂器冲砂期间的循环压力均低于7.2 MPa,说明旋转式冲砂器喷嘴数量和喷射方向的多元化,使得喷嘴扫射透明套管内壁的面积更大,悬砂段砂粒紊动能力和上提通扫能力更强。
(5) 研究结果可为后期水平井精细化冲砂作业参数优化提供依据,也可为降低现场施工风险提供参考。
[1] |
张好林, 李根生, 黄中伟, 等. 水平井冲砂洗井技术进展评述[J]. 石油机械, 2014, 42(3): 92-96, 124. ZHANG H L, LI G S, HUANG Z W, et al. Progress of horizontal hole sand flushing technology[J]. China Petroleum Machinery, 2014, 42(3): 92-96, 124. DOI:10.3969/j.issn.1001-4578.2014.03.021 |
[2] |
管锋, 刘进田, 易先中, 等. 连续管水平井冲砂洗井水力计算研究[J]. 石油机械, 2012, 40(11): 73-78. GUAN F, LIU J T, YI X Z, et al. Hydraulic calculation of CT sand washing well flushing in horizontal well[J]. China Petroleum Machinery, 2012, 40(11): 73-78. |
[3] |
邹先雄, 宋丹, 卢秀德.连续油管作业技术规程: Q/SY 02082-2017[S].北京: 石油工程技术专业标准化技术委员会, 2017. ZOU X X, SONG D, LU X D. Technical specification for coiled tubing operations: Q/SY 02082-2017[S]. Beijing: Technical Committee For Standardization Of Petroleum Engineering Technology, 2017. |
[4] |
夏健, 杨春林, 卫俊杰, 等. 连续油管带压冲砂洗井技术在注水井中的应用[J]. 石油钻采工艺, 2013, 35(6): 105-108. XIA J, YANG C L, WEI J J, et al. Application of coiled tubing pressure sand washing technology in injectors[J]. Drilling & Production Technology, 2013, 35(6): 105-108. |
[5] |
YANG Y S, 赵佩华.测定连续油管中压力降的计算公式[J].国外油田工程, 1998(5): 23-24. YANG Y S, ZHAO P H. Calculation formula for measuring pressure drop in coiled tubing[J]. Foreign Oilfield Engineering, 1998(5): 23-24. http: //www.cnki.com.cn/Article/CJFDTotal-GWYT199805009.htm |
[6] |
马东军, 李根生, 黄中伟, 等. 连续油管侧钻径向水平井循环系统压耗计算模型[J]. 石油勘探与开发, 2012, 39(4): 494-499. MA D J, LI G S, HUANG Z W, et al. A model of calculating the circulating pressure loss in coiled tubing ultra-short radius radial drilling[J]. Petroleum Exploration Development, 2012, 39(4): 494-499. |
[7] |
Reed, 张和茂.一种改进的预测连续油管环空摩阻压降的计算方法[J].新疆石油科技信息, 1999, 20(1): 22-29. REED, ZHANG H M. An improved calculation method for predicting pressure drop of coiled tubing annulus friction[J]. Xinjiang Petroleum Science & Technology, 1999, 20(1): 22-29. http: //www.cqvip.com/QK/96104B/199901/3504379.html |
[8] |
赖枫鹏, 李治平, 岑芳, 等. 水平井水力冲砂最优工作参数计算[J]. 石油钻探技术, 2007, 35(1): 69-71. LAI F P, LI Z P, CEN F, et al. Optimum working parameters for hydraulic sand washing in horizontal wells[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2007, 35(1): 69-71. DOI:10.3969/j.issn.1001-0890.2007.01.020 |
[9] |
张育华, 高勇, 姚传高. 连续油管在冲砂工艺技术中的优势[J]. 内蒙古石油化工, 2013(11): 106-108. ZHANG Y H, GAO Y, YAO C G. Advantages of coiled tubing in sand washing technology[J]. Inner Mongolia Petrochemical Industry, 2013(11): 106-108. |
[10] |
曲洪娜, 黄中伟, 李根生, 等. 水平井旋转射流冲砂洗井水力参数设计方法[J]. 石油钻探技术, 2011, 39(6): 39-43. QU H N, HUANG Z W, LI G S, et al. Hydraulic parameters of sand-flushing with rotating jets in horizontal wells[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2011, 39(6): 39-43. DOI:10.3969/j.issn.1001-0890.2011.06.010 |