2015, Vol. 37
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2. 东北石油大学石油工程学院, 黑龙江 大庆 163318
2. College of Petroleum Engineering, Northeast Petroleum University, Daqing, Heilongjiang 163318, China
在长水平井中，油井跟端的产量通常比趾端高得多，从而产生的不均匀生产剖面可能引起井筒跟端过早见水/气[1-2]。一旦发生锥进，由于趾端的流动受到限制，油井产量将显著降低。为了消除这种不平衡现象，常用方法有分段射孔与变密度射孔完井[3-4]、中心管完井[5-6]等。但这些方法对流入剖面的调控能力有限，难以保证生产剖面足够均匀。20世纪90年代早期，Norsk Hydro公司最先研发了流入控制装置(ICD)技术[7]，即在每个筛管节点上布置ICD，ICD将在井筒完井段上产生一个额外的压降，通过平衡实际生产压差，使得整个井段的流入剖面趋于均匀化，从而延缓水或气发生锥进，提高油井总产量和最终采收率，该技术于1998年首次成功应用于Troll油田。截至2013年，国内外已相继研发出不同类型的被动式ICD，如Schlumberger的FloRite系列ICD[8-10]、Weatherford的FloReg ICD[11]、Baker Hughes的Equalizer系列ICD[12-15]、Halliburton的EquiFlow ICD[16-17]、冀东油田的调流控水筛管[18-19]等。
1 当前各类ICD特征描述上述ICD可分为3个类型：喷嘴型[8-11, 18-19]、螺旋通道型[12-15]和喷管型[16-17]。它们分别利用不同的机理来产生附加压降，其中喷嘴型ICD为限流机理，螺旋通道型ICD为摩阻机理，而喷管型ICD则是在这两种机理的共同作用下产生压降的。
喷嘴型ICD利用流体通过装置时流道的收缩来产生节流压降。本质上说，该方法使流体从较大区域流入一个小直径喷嘴，从而产生了流动阻力。喷嘴型ICD的优点是结构简单，且一旦钻井过程中实时收集的信息表明需要改变流动阻力时，通过更换不同直径的喷嘴便能立即对其进行调整。喷嘴型ICD的缺点是产生流动阻力的喷嘴直径很小，故而特别容易受到高速流体颗粒的冲蚀和堵塞。
螺旋通道型ICD利用表面摩阻来产生一个相似的压降，其设计思路是在油管上缠绕一圈或更多的流动通道。与利用喷嘴产生的瞬时压降不同，这种设计在相对较长的区域产生分段式的压降。因此，在同等强度下，其最小过流面积较大，而最大过流速度较小，在钻井液循环过程中更能抵抗流体颗粒的冲蚀和堵塞。然而，螺旋通道型ICD对黏度很敏感，该性质会使得水/气优先于油流动，从而使得井筒内过早见水/气。
喷管型ICD产生压降的主要方式是在长喷管内限流。和喷嘴相比，由于喷管一般较长，故而在同等强度下，其沿程阻力损失较大，而局部阻力损失较小。表现在结构上，即最小过流面积较大，而最大过流速度较小，因此在钻井液循环过程中，喷管型ICD更能抵挡流体颗粒的冲蚀和堵塞。和螺旋通道型ICD相比，沿程阻力损失在喷管型ICD的压降构成中所占比例较小，因此喷管型ICD对黏度较不敏感。
针对不同的储层条件，通过延长或缩短喷管长度即可改变喷管型ICD的压降构成，趋向于喷嘴型或螺旋通道型ICD的压降构成(如图 1所示)，产生相似的流动特性，从而满足不同储层的需要。从这一点来说，喷管型ICD的适用性最强。
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| 图1 不同喷管长度下的压降组成 Fig. 1 Pressure drop form versus tube length |
然而，喷管型ICD一旦下入油井，便无法调整其喷管长度，hfill而这通常会使得其在低流量下阻力过大，高流量下阻力过小，难以保证流入剖面足够均匀。且进行多级ICD完井时，由于非均质地层中不同层段的储层物性不同，所需的ICD强度不同，需要根据钻井过程中测得的信息，在下入油井之前，对每一个喷管型ICD的结构参数进行优化，使其产生的ICD强度与该层段的储层物性相适应，保证流入剖面足够均匀，然而，这通常费时费力。
2 自调流式喷管型ICD设计针对喷管型ICD存在的这些不足，本文对其进行了如下改进：在保证喷管型ICD基本功能的前提下，该ICD能够根据不同层段流量的大小自动调整喷管的长度，从而改变装置的流动阻力等级(FRR)[20]，其数值上等于环空流量为30 m3/d的水相(密度999.55 kg/m3，黏度1 mPa·s)流过ICD结构所产生的压降。
自调流式喷管型ICD产生节流压降的主要方式是在固定喷管和滑动喷管中限流，如图 2所示。该设计包含一系列的固定喷管、滑动喷管和弹簧，固定喷管均匀内嵌于上部外套中，滑动喷管在流体冲击力、黏性力、管壁摩擦力和弹簧反弹力的共同作用下处于动态平衡，而弹簧在滑动喷管压力下发生伸缩，带动滑动喷管滑动，从而改变喷管总长度和FRR。该装置设计的FRR随流量的变化见图 3。
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| 图2 自调流式喷管型ICD的机械结构示意图 Fig. 2 Mechanical structure diagram of self-regulation tube-type ICD |
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| 图3 不同流量下的FRR Fig. 3 Designed FRR versus flow rate |
首先生成该装置的几何模型，再通过布尔运算得到其内部流动模型并进行网格划分。为了准确描述固定喷管、滑动喷管和槽道附近的流场，在这些位置分区划分网格，并进行网格加密，具体网格见图 4，计算单元总数约为54×104。
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| 图4 计算网格 Fig. 4 Computational grid |
该模型共有2个入口和1个出口，环空入口和油管入口均设为速度入口(Velocity-inlet)条件，出口设为出流(Outflow)条件，其他默认为壁面(Wall)条件。通过C语言编程，将环空入口速度设置为时间的函数，并通过UDF调入；同时运用滑移网格技术，设置喷管网格随时间发生变化，并将二者对应起来，如图 5所示。
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| 图5 环空流量和喷管长度对应关系 Fig. 5 Corresponding relationship between annulus flow rate and tube length |
需要说明的是，本设计设置的环空流量下限值为10 m3/d，上限值为30 m3/d，环空流量溢值后喷管长度将不再变化。为了保证流体在油管中的流向，油管入口设置有5 m3/d的流量。由于ICD一般是水平放置的，本文的计算模型考虑了重力的影响。
3.2 内部流场分析由于生产过程中通常采用多级ICD完井，即通过串联多个ICD同时进行生产，故本文设计的环空流量为0~40 m3/d，油管流量为5 m3/d，取水相为流动介质，得到自调流式喷管型ICD在不同环空流量下的压力分布云图，见图 6。由图 6可知，自调流式喷管型ICD主要通过固定喷管和滑动喷管限流。滑动喷管随着环空流量的变化发生滑动，从而改变喷管总长度和FRR，与设计符合。
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| 图6 不同环空流量下的压力分布云图 Fig. 6 Contour of static pressure with varying tube length |
为了更好地评价自调流式喷管型ICD的性能，选取其他3种ICD(FRR=0.8)进行比较，得到了4种ICD在不同环空流量(0~40 m3/d)和流体黏度(水相，4，30和200 mPa·s)下的压降，见图 7。
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| 图7 不同流量和不同黏度下通过各种ICD的压降比较 Fig. 7 不同流量和不同黏度下通过各种ICD的压降比较 |
可以观察到，不同性质流体通过这些ICD时产生的节流压降差别很大。由于4种ICD产生压降的机理分别为限流机理和/或摩阻机理，局部压降主要取决于最小过流面积、环空流量和密度；而沿程压降主要取决于流道长度、环空流量和黏度。根据上述分析可知，节流压降主要取决于流体性质和各ICD的结构参数。
4.1 流体性质敏感性为了准确描述环空流量、流体密度和黏度这3种流体性质对各ICD的影响，建立了以下3个方案(见表 1)，分别针对节流压降随环空流量、密度和黏度的变化进行研究。
| 表1 流体参数敏感性研究方案 Table 1 Fluid property sensitivity research projects |
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方案1对节流压降随环空流量的变化进行了研究，由于生产过程中通常采用多级ICD完井，即串联多个ICD同时进行生产，故本文设计的环空流量取值如下：0，2.5，5.0，10.0，20.0，30.0，40.0 m3/d，4种ICD在各环空流量下的节流压降见图 8。由图 8可知，喷嘴型ICD的节流压降基本随流量的增大呈平方增大，而螺旋通道型ICD的节流压降基本随流量的增大而线性增大，但由于3种ICD的FRR均设计为0.8，其流量敏感性差别不大。而自调流式喷管型ICD在低流量下压降稍小，高流量下压降更大。
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| 图8 节流压降随环空流量的变化 Fig. 8 Pressure drop versus annulus flow rate |
方案2对节流压降随流体密度的变化进行了研究，由于油、水及其混合液的密度范围基本在800~1000 kg/m3，故对流体密度取值如下：800，850，900，950，1000 kg/m3，4种ICD在各流体密度下的节流压降见图 9。由图 9可知，4种ICD的节流压降均随流体密度的增大而线性增大。喷嘴型、螺旋通道型和喷管型ICD对流体密度的敏感性差别不大，变化幅度分别为0.015 4，0.003 5，0.009 1 MPa。自调流式喷管型ICD在不同流量下对流体密度的敏感性略有不同，低流量下较不敏感，而高流量下更敏感一些。
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| 图9 节流压降随密度的变化 Fig. 9 Pressure drop versus density |
方案3对节流压降随流体黏度的变化进行了研究，由于常见的油、水及其混合液的黏度范围基本在1~200 mPa·s，为了准确描述这种变化，流体黏度取值如下：水相，4，10，20，30，50，100，150，200 mPa·s。这4种ICD在各流体黏度下的节流压降见图 10。由图 10可知，4种ICD的节流压降均随着流体黏度的增大而线性增大，然而，不同ICD的节流压降对黏度的敏感性差别很大，喷嘴型变化幅度为0.07 MPa，喷管型变化幅度为0.59 MPa，自调流式喷管型变化幅度为0.20~0.99 MPa，而螺旋通道型变化幅度为1.27 MPa。
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| 图10 节流压降随黏度的变化 Fig. 10 Pressure drop versus viscosity |
由上述分析可知，黏度对节流压降的影响远大于环空流量和密度，同时不同类型ICD受黏度影响差异显著，因此，进行ICD选择时应着重考虑黏度的影响。
4.2 结构参数优化在实际生产过程中，地层流体的性质和流量大小通常是时刻变化的，且很难对其进行控制，同时由于ICD的性能是与FRR相适应的，故而针对不同的储层条件，主要通过调整ICD的结构参数来优化ICD配置，使其产生的FRR与特定储层段相适应。在多级ICD完井中，如果其中有一个ICD的FRR与特定储层段不匹配，也会使得局部产量增加，并最终导致油井生产剖面不均衡。因此，有必要对FRR随各ICD结构参数的变化进行研究。
虽然这些ICD的结构并不相同，但影响FRR的结构参数都可归结到最小过流面积(限流机理)和流道长度(摩阻机理)。在环空流量30 m3/d，油管流量5 m3/d的条件下，以水相为介质，建立了以下2个方案，分别针对FRR随最小过流面积和流道长度的变化进行研究。
FRR随最小过流面积的变化情况如图 11所示。由图 11可知，4种ICD的FRR均随着最小过流面积的减小而急剧增大。而最小过流面积的大小影响装置抗冲蚀和防堵塞能力。喷嘴型ICD过FRR=0.8的点为39.01 mm2，喷管型为49.25 mm2，螺旋通道型为81.49 mm2，而自调流式喷管型为56.74 mm2。表明对这4种ICD来说，螺旋通道型ICD最能抵抗流体冲蚀和水泥浆阻塞，自调流式喷管型次之，喷管型再次，喷嘴型最差。
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| 图11 FRR随最小过流面积的变化 Fig. 11 FRR versus minimum flow area |
FRR随流道长度的变化见图 12。由图 12可知，4种ICD的FRR均随着流道长度的增加而线性增大。4种ICD的FRR随流道长度的变化曲线均与Y轴交于某一点，这一点的物理意义为沿程压降为0时的节流压降值。螺旋通道型通过Y轴的点为0.16 FRR，喷管型为0.50 FRR，喷嘴型为0.76 FRR，而自调流式喷管型为0.25 FRR。这验证了4种ICD产生压降的方式：喷嘴型ICD主要利用限流机理，螺旋通道型ICD主要利用摩阻机理，而喷管型和自调流式喷管型ICD则是在这两种机理的共同作用下产生压降。由于通过喷嘴型ICD的最大过流速度最大，等长流道长度所产生的压降增幅最大。然而，由于喷嘴型ICD的喷嘴长度一般很短，且基本上不能调整，其对FRR影响很小；而螺旋通道型的流道长度要远长于喷嘴，其对FRR影响很大。
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| 图12 FRR随流道长度的变化 Fig. 12 FRR versus flow path length |
(1) 针对喷管型ICD存在的不足，提出了改进思路，并进行了数值验证。改进后能够根据流量大小自动调节FRR，在低流量下FRR较低，高流量下较高，生产剖面更加均匀。
(2) 这4种ICD的节流压降均随流体黏度、密度和流量的增大而增大。不同性质流体通过不同ICD时所产生的节流压降差别很大。不同装置受流体参数敏感性差异主要表现在黏度上。
(3) 虽然这4种ICD的结构并不都一样，但影响ICD流动阻力等级的因素都可归结为最小过流面积(限流机理)和流道长度(摩阻机理)，且流动阻力等级均随最小过流面积的缩小而急剧增加，随流道长度的增加而线性增加。选择使用何种ICD时，应着重考虑最小过流面积的影响。
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