2. 青海油田公司采油三厂;
3. 长江大学机械工程学院
2. No. 3 Oil Production Plant, PetroChina Qinghai Oilfield Company;
3. School of Mechanical Engineering, Yangtze University
0 引言
气井的生产总是伴随着盐水和碳氢等液体的产生，这些液体会以小液滴的形态由天然气携带到地面[1-3]。随着气藏压力下降，当气体流速低于临界携液流速时，井筒中液滴凝结、滑脱下落并汇聚在井底形成积液，使静液柱压力增大，导致回压升高，影响气井产能，甚至发生气井淹死[4-6]。
速度管柱是近年来出现的一种高效排水采气工艺，其作业程序简单、成本低，且无须改变原有生产制度即可取得较好的排水采气效果，为含水气藏的开发提供了有力的技术支撑，现被广泛应用于塔里木、苏里格、大牛地和东海等气田排水采气作业[7-12]。速度管柱工作原理是：在原生产管柱内下入小直径连续管，通过减小过流面积来加快气体流动速度，提高气体携液能力[13]。同时，产层压力、液气产量、连续管直径、作业深度、井口和井底流动压力等作业参数影响着速度管柱的产量[14-15]。
不同速度管柱设计能否使已停产的气井恢复生产或持续生产，可通过分析油藏流入动态曲线(IPR曲线)与油管流出动态曲线(J曲线)之间的关系来确定[16-19]。为此，本文开展了连续管尺寸及其作业深度对速度管柱作业的影响研究。通过合理的连续管管径、壁厚及其作业深度设计，提升天然气在连续管中的流动速度，确保通过连续管的气体流速至少达到气井排液所需的最小临界携液流速。研究结果可为含水气藏的开发提供技术支撑。
1 速度管柱理论模型的建立速度管柱几何模型如图 1所示。在气井停产后，下入小管径连续管可提升井底气体流速，使气井恢复生产[20-21]。研究时，做如下基本假设：①忽略连续管与原管柱的碰撞；②不考虑下入连续管时产生的屈曲行为；③从井口到井底温度场呈线性变化。
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| 图 1 速度管柱几何模型 Fig.1 Geometric model of the velocity string |
1.1 临界携液流量计算模型
假设倾斜气井井筒内垂直上升气源中有一微小液滴(不考虑其细微变形)，液滴受液相表面张力影响趋于圆球形，气流中液滴受自身重力G、气体对液滴的浮力FB以及气体对液滴的曳力FD。液滴受力模型如图 2所示。
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| 图 2 液滴受力模型 Fig.2 Droplet force model |
液滴受力关系式为：
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(1) |
其中：
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(2) |
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(3) |
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(4) |
式中：θ是曳力与垂直方向夹角，可取井斜角值，(°)；ρL为液体密度，kg/m3；ρg为气体密度，kg/m3；g为重力加速度，m/s2；V为液体体积，m3；d为液滴平均直径，m；vD为气流速度，m/s；CD为曳力系数。
对产层采用线性建模，近似表示为：
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(5) |
式中：Qres为产量，m3/d；pI为产能指数；pres为静态产层压力，MPa；pBHFP为井底流动压力，MPa。
当垂直方向液滴受力平衡时，可得到气井临界携液流速。运用文献[22]模型计算临界携液流量：
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(6) |
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(7) |
式中：vmin为临界携液流速，m/s；Q为气井临界携液流量，m3/d；p为压力，MPa；A为连续管横截面积，m2；T为温度，K；Z为压力和温度条件下的气体偏差因子。
1.2 压降模型速度管柱作业时，流体在连续管内上升过程中存在不可逆的压力损失，且管内的压降大小是速度管柱携液能力的重要参数。针对管内流体的流动，考虑其重力、摩擦力和动能变化对压降的影响，建立速度管柱压降模型，如图 3所示。
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| 图 3 速度管柱压降模型 Fig.3 Pressure drop model of the velocity string |
总压降梯度方程为：
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(8) |
式中：
当连续管速度管柱下入不同作业深度时，考虑地层流入总流量不变，分析定流量与不同作业深度管底压力关系，建立定流量下管柱压力模型，如图 4所示。
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| 图 4 定流量下管底压力模型 Fig.4 Bottom pressure model at constant flow |
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(9) |
其中：
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(10) |
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(11) |
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(12) |
于是有：
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(13) |
式中：QZ为地层流入总流量，m3/d；SD为D截面处面积，m2；vD为D截面处流速，m/s；pD为D截面处压力，MPa；dD为D截面处直径，m；pN为连续管底部压力，MPa；H1为连续管底部到D截面处距离，m。
2 速度管柱影响参数分析由临界携液流量模型可知，连续管内径越小，则井底流速越快，携液能力越强。但结合管径摩阻分析可知，连续管直径越小，生产过程中管内摩阻越大，压力损失也会越大，反而不利于气井增产。因此，为使速度管柱高效生产，作业参数优选时，要综合考虑临界携液流量和管内压降等影响因素。
选定气井S井为作业井，针对速度管柱作业分别采用不同管径连续管、同管径不同壁厚连续管及同尺寸不同作业深度连续管等模型，进行IPR曲线与J曲线的理论计算。S井产层深度2 560~2 652 m，井口温度15.5 ℃，井底温度121.0 ℃，目前平均产层压力16.55 MPa，预测未来压力15.17 MPa，生产指数231 m3/(d·MPa)，产层流体为多相流，气液比89 m3/m3，原生产管柱外径88.9 mm，临界携液速度106.68 m/min。
2.1 不同管径连续管分析选用壁厚为3.18 mm, 外径分别为31.75、38.10、44.45和50.80 mm的QT900连续管，下入深度为2 621 m进行对比分析，结果如图 5所示。
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| 图 5 不同管径连续管速度管柱的J曲线与IPR曲线 Fig.5 J-curves and IPR curves of the coiled tubing velocity strings of different sizes |
当原生产管柱的IPR曲线与J曲线的交点位于其最小临界流量点与J曲线拐点中间时，液体发生加载。生产一段时间后，由于井底积液导致气井停产，此时采用较小管径的连续管速度管柱作业能提高气体携液能力，管径为50.80和44.45 mm时，其IPR曲线与J曲线的交点处于最小临界流量点右侧，井底流动速度快于最小气体流速，不发生液体加载。但连续管速度管柱的直径减小至31.75 mm时，由于管径过小，导致流体阻力增大，其曲线的交点位于最小临界流量点与J曲线拐点之间。这表明气井开始时能正常生产，一段时间后会停产。因此，速度管柱作业用连续管管径不应过小。
2.2 同管径不同壁厚连续管分析现场作业用变壁厚连续管，通常滚筒端壁厚较大，自由端壁厚较小，故选用3段长900 m、外径44.45 mm不同壁厚的QT900连续管组成作业用连续管，其中每段壁厚可选值有2.77、3.17、3.40、3.68及3.96 mm。不同壁厚连续管组合情况见表 1。
| 序号 | 组合A | 组合B | 组合C | 组合D | |||||||||||
| 滚筒端壁厚 | 中间段 壁厚 |
自由端 壁厚 |
滚筒端 壁厚 |
中间段 壁厚 |
自由端 壁厚 |
滚筒端 壁厚 |
中间段 壁厚 |
自由端 壁厚 |
滚筒端 壁厚 |
中间段 壁厚 |
自由端 壁厚 |
||||
| 1 | 3.96 | 3.68 | 3.40 | 3.96 | 3.17 | 2.77 | 3.40 | 3.17 | 2.77 | 3.40 | 3.17 | 2.77 | |||
| 2 | 3.96 | 3.68 | 3.17 | 3.96 | 3.40 | 2.77 | 3.68 | 3.17 | 2.77 | 3.68 | 3.40 | 2.77 | |||
| 3 | 3.96 | 3.68 | 2.77 | 3.96 | 3.68 | 2.77 | 3.96 | 3.17 | 2.77 | 3.96 | 3.68 | 2.77 | |||
不同壁厚连续管间通过变径管连接，计算时忽略变径管长度，连接方式如图 6所示。对照上述4组壁厚组合的连续管，下入深度2 620 m进行速度管柱作业，分析计算结果如图 7所示。从图 7可以看出，同管径不同壁厚的连续管速度管柱作业时，当壁厚差值较大时，流体流经变径管处会产生较大的局部水头损失，降低了携液能力。因此优选速度管柱作业用连续管时，应采用壁厚差值小的连续管。这样在井底压力较小时可持续携液生产，使侵入地层的流体减少，从而减轻对地层的污染。
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| 图 6 同管径不同壁厚连续管速度管柱 Fig.6 Coiled tubing velocity strings of same size but different wall thicknesses |
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| 图 7 各组同管径不同壁厚连续管速度管柱J曲线与IPR曲线 Fig.7 J-curves and IPR curves of the coiled tubing velocity strings of same size but different wall thicknesses in each group |
2.3 同尺寸连续管不同作业深度分析
产层参数不变，选用外径44.45 mm，壁厚3.68 mm的连续管速度管柱作业，作业深度从2 560 m开始，每增加15 m计算一次携液速度，直至2 650 m，计算结果如图 8所示。从图 8可以看出，速度管柱作业深度对其携液能力影响较大。当安装至产层中深位置时，管底压力较大，提供的举升力能使其持续携液生产。但实际作业时，应考虑产层出砂问题，根据实际工况确定最优作业深度，以实现气井长期高效生产。
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| 图 8 同尺寸连续管不同作业深度速度管柱临界携液流量 Fig.8 Critical liquid-carrying gas flow rates of the coiled tubing velocity strings of same size but at different operating depths |
3 现场应用
针对苏A井，原生产管柱管径68.58 mm，壁厚5.08 mm，产层3 564~3 567 m，投产前套压为25.1 MPa，初期日产气量为1.2×104 m3，生产243 d后，测得环空液面为2 806 m，油压为2.74 MPa，套压为9.47 MPa，日产气量降为0.47×104 m3，已累计产气4.985 073×106 m3。现有CT70三种规格的连续管(直径38.10、50.80和60.30 mm)供速度管柱作业使用。优选计算后，采用ø38.1 mm连续管速度管柱作业，下入深度3 550 m，平稳生产130 d，共产气6.785 75×105 m3，苏A井应用速度管柱前、后生产曲线如图 9所示。
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| 图 9 苏A井应用速度管柱前、后生产曲线 Fig.9 Production curves of Well Su A before and after applying velocity string |
从图 9可看出：第50天采用速度管柱作业后，苏A井恢复生产，开井初期油套压差、产气量和产水量均波动较小；第74天关井后再开井，套压波动较大，第168天生产趋于平稳，油套压稳定在1.53~4.26 MPa，日产气量为0.614 77×104 m3，产量显著提高；速度管柱作业后，平均油套压差由6.73 MPa降至3.28 MPa，降低了51%；平均产气量达到0.614 77×104 m3，高于未使用连续管生产时的平均产气量0.47×104 m3，提高了31%。
4 结论(1) 当气井发生液体加载造成积液时，采用小管径的连续管速度管柱作业能提高气体携液能力。但选择的管径不应过小，过小管径连续管会导致流体阻力增大而降低携液能力，反而不利于气井高效生产。
(2) 为增强管柱携液能力，需根据储层位置及实际工况确定速度管柱最优作业深度。气井长期高效生产的同时，应确保避免发生堵管作业事故。
(3) 通过优选速度管柱作业用连续管及作业深度，能够明显提高气井日产气量。现场应用结果表明，优选的影响速度管柱的参数与实际情况比较接近。
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