SK—65H井完井工藝優化

常元昊 段志剛 蘭冰芯

1西南石油大學石油工程學院 2江蘇油田工程院采油工藝研究室

SK—65H井完井工藝優化

常元昊1 段志剛2 蘭冰芯1

1西南石油大學石油工程學院 2江蘇油田工程院采油工藝研究室

SK—65H井位于哈薩克斯坦西北部的Sazankurank油田，是一口評價稠油動用的水平試驗井。防砂完井方法有割縫篩管防砂完井、精密微孔篩管防砂完井、裸眼預充填礫石篩管完井、襯管外化學固砂完井、管內礫石充填防砂完井等10余種完井方式。綜合考慮各種完井防砂方法的優缺點以及現場的技術裝備情況，確定該井水平段以上采用套管注水泥固井，水平段采用懸掛割縫篩管的防砂完井方式。針對SK—65H井從防砂、熱采以及管柱下入可行性等方面進行充分的論證，優選了割縫篩管的完井方式，并優化了完井工藝，為完井的順利實施提供了技術支持。

水平井；稠油；熱采；出砂；完井工藝

1 油井概況

SK—65H井位于哈薩克斯坦西北部的Sazankurank油田，是一口評價稠油動用的水平試驗井。該井設計垂深516m，水平段長200m，全井長927m，造斜點310m，最大井斜角90°，最大狗腿度為28°/100m，三開井眼直徑為215.9mm。目標砂體為高孔、高滲儲層，油藏溫度23～27.3℃，屬正常的溫度、壓力系統。地面原油密度0.917～0.984 5 g/cm3，50℃時的動力黏度最大為1 421mPa·s，需要注蒸汽開采。

2 完井設計難點

綜合分析SK—65H井的油藏以及井身設計情況，認為該井的完井設計存在以下難點：

（1）該區塊巖性疏松，相鄰區塊油井生產中均有出砂現象，完井需考慮防砂的要求。

（2）該區塊原油黏度大，在地層中流動困難，需注蒸汽開采，完井管柱要考慮熱采的要求。

（3）該井埋深淺、狗腿度大，完井管柱在下井過程中，下行阻力可能大于管柱重力的垂向分力，造成下井困難，需要進行完井管柱安全入井的可行性分析。

3 完井工藝優化

3.1 防砂完井

3.1.1 完井方式

該區塊的儲層孔隙度為33%～36%，泥巖聲波時差為340～430μs/m，相鄰區塊油井生產中均有出砂現象。通過“C”公式法計算表明，當生產壓差大于0.8MPa時，地層將會出砂。因此，該井完井需要考慮防砂的要求。

防砂完井方法有割縫篩管防砂完井、精密微孔篩管防砂完井、裸眼預充填礫石篩管完井、襯管外化學固砂完井、管內礫石充填防砂完井等10余種完井方式。綜合考慮各種完井防砂方法的優缺點以及現場的技術裝備情況，確定該井水平段以上采用套管注水泥固井，水平段采用懸掛割縫篩管的防砂完井方式。

3.1.2 篩管參數

按公式（1）計算泵的理論排量。

式中QtL為泵的理論排量（m3/d）；QL為預測的日產液量（m3/d）；ηp為實際泵效（%）。

由于該井是新井投產，考慮到其能量充足，投產初期ηp取85%，計算得QtL為12.3m3/d；在生產中后期，考慮到一定的含水，預計QtL不會超過60 m3/d。因此，投產期間，采用?73 mm的油管能滿足生產要求。由于該區塊普遍采用螺桿泵生產，根據油管、泵、套管的匹配關系以及注蒸汽熱采的需要，優選外徑139.7mm、壁厚9.17 mm、材質為TP110H的篩管。

研究表明，砂粒在縫眼外形成“砂橋”的條件是：割縫寬度不大于占累計重量10%的對應砂粒直徑的2倍，即e≤2dl0。該式表明：占砂樣總重量為90%的細小砂粒允許通過縫眼；占砂樣總重量為10%大直徑的骨架砂不能通過，被阻擋在篩管外面形成具有較高的滲透率的“砂橋”。該區塊的砂粒dl0≈0.1～0.25mm，因此選擇縫寬為0.4mm。

篩管在保證強度的前提下，還需要足夠的流通面積。割縫篩管過流面積一般取篩管外表面積的2%～6%，根據該區塊的生產情況，確定完井篩管過流面積為2%。

直縫是最早開發的一種縫型，容易堵塞砂粒。梯型縫從管外至管內都是由角度較小的梯形、過渡圓弧和角度較大的縫依次連接構成的，外層的角度為較小的微梯形，由于角度很小，降低了液流對縫口的磨損速度，管壁內層較大角度的梯形縫可使縫腔保持暢通，具有很好的“自潔”能力。因此，該井篩管選擇梯型縫。

SK—65H井設計垂深為528m，篩管的抗外擠壓力為13.2MPa，取1.5的安全系數，則篩管的抗外擠強度選擇為大于19.80MPa。

3.2 熱采完井管柱

熱采井井下管柱受熱伸長產生受軸向壓力，遇冷收縮產生受軸向拉力。當管柱的內應力超過鋼材的屈服極限時，將損壞完井管柱。為了解決這一問題，現場一般在完井管柱上安裝熱力補償器。熱力補償器的作用是允許套（篩）管具有一定軸向伸縮變形量，將套（篩）管內應力值控制在屈服極限范圍之內，防止完井管柱的損壞。

該井水平段長200m，考慮到生產后期控水生產的需要，因此在水平段的中部放置2個熱采分段管外封隔器。由于該井需要注蒸汽開采，因此在封隔器的兩端均安置了熱力補償器。具體完井管柱結構為：?139.7mm引鞋（下深885m）＋?139.7mm洗井總成＋?139.7 mm篩管9根＋熱力補償器＋?139.7mm短套管1根＋扶正器1個＋?139.7mm熱采分段管外封隔器2個（785m左右）＋扶正器1個＋?139.7mm短套管1根＋?139.7mm篩管9根＋熱力補償器＋?139.7mm套管13根＋?139.7mm短套管 1根＋?139.7 mm×244.5 mm懸掛封隔器（630m）＋鉆桿（至井口）。

圖1是當井底注汽溫度逐漸升高，長度為200 m的管材軸向伸長量。該井懸掛封隔器和熱采分段管外封隔器之間的管柱長度為150m左右，注汽溫度取300℃，計算安裝在該段管柱的熱力補償器的伸縮距離為0.6m～0.8 m。熱采分段封隔器下端篩管長100m，安裝在該段管柱的熱力補償器的伸縮距離應大于0.3m～0.4m。

圖1 200m管柱溫度與軸向伸長位移曲線

3.3 完井管柱安全入井可行性

下完井管柱時，驅動力為管柱的重力，阻力為管柱與井眼之間的摩擦力。水垂比較小的水平井，一般依靠管柱自重產生的驅動力就能把完井管柱下到井底；但對于水垂比較大的水平井，尤其是淺井，僅依靠管柱自身的重力驅動未必能把管柱下到井底，因此，需要進行完井管柱的安全入井可行性分析。

當管柱完全下到水平段時，所受的摩擦阻力最大。在管柱中任取一微元段，所受的摩擦力和重力驅動力分別由式（2）和式（3）表達。則整個井段累計的摩擦力和重力驅動力表達式為式（4）和式（5）。

式中 fk為管柱與井筒之間的摩擦系數；Wi為第i段微元油管重量（N）；Ti為第i段微元ΔLi油管上沿軌跡線的軸向拉力（N）；Ni為第i段微元ΔLi油管外壁與井壁法向正力（N）；αi為第i段微元ΔLi油管井斜角。

根據式（4）和式（5）計算SK—65H井的TB= 169 200 N，TfB=32 700 N?？紤]到完井管柱帶有封隔器等工具，下行阻力按1.5倍系數計算，則TfB= 49 050 N，則TB/TfB=3.45，因此，完井管柱在自身的重力下能順利下到井底。

4 結語

針對SK—65H井從防砂、熱采以及管柱下入可行性等方面進行了充分的論證，優選了割縫篩管的完井方式，并優化了完井工藝，為完井的順利實施提供了技術支持。

（欄目主持 楊 軍）

10.3969/j.issn.1006-6896.2014.9.024