海上壓裂—測試聯作管柱分析

張俊斌，魏裕森，賀占國，王 偉

（1.中海石油〈中國〉有限公司深圳分公司，廣東深圳518067；2.中國石油大學〈北京〉，北京102249）

海上壓裂—測試聯作管柱分析

張俊斌*1，魏裕森1，賀占國1，王 偉2

（1.中海石油〈中國〉有限公司深圳分公司，廣東深圳518067；2.中國石油大學〈北京〉，北京102249）

聯作工藝涉及的井下工具多、操作復雜，因此工藝管柱的優選十分重要。針對海上某區塊壓裂—測試聯作作業，從工藝管柱結構和管柱尺寸2方面進行了對比計算分析。對3種結構管柱綜合對比后認為，帶伸縮節的管柱更適合該海上油田的壓裂—測試聯作；為降低海上作業費用，采用單一或復合結構的鉆桿作為主管柱能夠滿足作業要求。管柱受力分析表明，壓裂工況是管柱強度安全最關鍵環節，應給予全面強度校核。管柱軸向變形分析表明，根據壓裂、測試2個工況下的最大變形量就可以確定伸縮節選擇方案。

聯作；測試；壓裂；軸向力；變形

1 背景介紹

油氣資源緊張導致不得不開采劣質油氣藏。技術進步和成本壓力兩方面因素促成了目前聯作工藝施工日益增多[1-3]。在聯作工藝中，一趟管柱完成多項井下作業，相應地需要井下工具和操作手段。因此管柱和井下工具的設計、流程安排、操作參數設定等，需要綜合考慮。在進行管柱安全分析時，必須考慮施工整個過程，找到施工關鍵節點和關鍵工程參數，不能有任何遺漏，否則就可能出現問題。

作為較復雜的聯作方式，“射孔—測試—壓裂”聯作是目前需要深入研究的內容之一[4]。這種聯作方式對管柱和工藝設計要求較嚴格，主要體現在如下方面：

（1）設計階段，地層溫度、壓力、產物性質、破裂壓力等都不準確。

（2）下井工具多，管串結構復雜。

（3）油管內肩負射孔、誘噴、注壓裂液等工作；油管外擔負開關井、加背壓、循環壓井等工作。

（4）壓裂過程中，油管溫度降低、內壓增大，軸向要縮短；測試放噴時，油管溫度升高，軸向要伸長。

在中國陸上及海上壓裂施工中，由于區塊地層巖石性質差異，壓裂施工參數的初始設定存在極大隨意性。尤其是泵壓與排量的預估值，往往超出施工中可能范圍，二者與井深、管徑的匹配性出現較大偏差，給施工安全分析造成混亂。吐哈油田3000m深地層，壓裂時泵壓達到100MPa而沒有排量。對于給定結構的管柱，在設定最大泵壓時，應考慮對應的排量，才能算準沿程壓力分布和摩擦阻力，從而達到安全分析目的。

壓裂泵壓、排量等的不確定性給管柱的選擇帶來很大麻煩，級別選高了造成浪費，級別選低了風險增加，因此對每種影響因素進行綜合對比分析，具有非常重要的實用價值。尤其對海上油氣田，運輸、供給都不方便，合理的前期設計尤為重要[5]。以海上測試—壓裂聯作管柱設計為例，尋求聯作管柱結構的選擇依據，并重點研究了伸縮節管柱的受力變形特點。

2 聯作管柱受力變形計算模型

2.1 聯作管柱結構特征

聯作管柱可能由主管柱及十幾件井下工具組成，但是從管柱安全校核角度，可以簡化為主管柱（包括鉆桿、鉆鋌和油管等）、封隔器（必用）、伸縮節（選用）。其它工具可先簡化為管柱段或集中載荷（如井下測試閥），待管柱整體受力變形計算完成后，再對具體每一件工具進行單獨分析。

不失一般性，目前常用的聯作管柱可以簡化為3種基本結構，如圖1所示。

針對以上3種結構，結構1（伸縮節管柱）將管柱上、下端設定為固定邊界，伸縮節處管柱斷開；結構2（插入密封管柱）將管柱上端設定為固定邊界，下端為軸向位移自由邊界；結構3（硬連接管柱）將管柱上、下端設定為固定邊界。

圖1 3種基本管柱結構

2.2 基本計算模型

2.2.1 流動摩阻

混合流體流動在改變壓力的同時，還對管柱施加軸向摩擦力。基本計算內容是流體的流動壓降。下面以注入壓裂液的流動壓降為例，確定流動影響。

壓裂施工的壓力預測準確與否將直接影響到壓裂工藝的設計（壓裂施工中對井底壓力的準確計算對現場施工判斷起著重要的作用），壓裂施工過程中管柱摩阻的大小，是確定井底壓力以及井口施工壓力非常重要的數據，也是關系到壓裂施工成功與否的一個主要因素。以往預測管柱摩阻，大多數均采用經驗法進行估算，其預測結果往往很難與實際情況相符合，更不能對攜砂液階段不同砂比情況下的管柱摩阻進行分析預測。為解決針對管柱摩阻預測的問題，許多專業文獻研究了壓裂液流動阻力計算方法，下面采用經過改進的經驗公式法[6-7]。

清水摩阻損失ΔPW回歸公式：

式中：D——壓裂油管內徑，mm；

Q——施工過程泵注排量，m3/min；

L——油管長度，m。

結合Lord的回歸公式和中國四川的實測數據，得到壓裂液計算壓裂液降阻比δ的經驗公式如下：

式中：CP——支撐劑的濃度，kg/m3；

CH——稠化劑的濃度，kg/m3。

利用上2式得到壓裂液的摩阻損失：

認為流動阻力在管壁上均勻分布，則可以得到相應的流體對管柱軸向的作用力。

2.2.2 溫度效應

設油管某一井深位置溫度升高ΔT，其引起的油管局部軸向應變為：

式中：α——油管線熱漲系數，℃-1；

ΔT——溫差，℃。

2.2.3 膨脹效應

膨脹效應，就是對于插管封隔器，必須算準在各操作工況下插管的插入深度，嚴防插管拔出。因此在插管下入階段就必須計算出內外壓影響，并根據操作過程和流動情況時計算。

由于內外液體壓力，管柱膨脹效應將引起軸向應變

式中：ν——泊松比；

R——油管外徑與內徑之比。

2.2.4 活塞效應

活塞效應，在油管變截面及測試閥等處，液壓會引起軸向力突變，尤其在測試過程中，油管內外壓力的變化比較大，因此活塞效應非常明顯。

Fv的計算公式為：

式中：Ao1,AO2,Ai1,Ai2——兩段管柱的外橫截面面積和內橫截面面積，m2。

3 聯作管柱受力變形計算

3.1 基礎參數

以海上某平臺井聯作為例進行分析。

分析井例的井身結構如表1所示。

表1 分析井例的井身結構

根據模擬計算，施工過程中關鍵施工節點管柱溫度分布如圖2所示。

圖2 關鍵節點管柱溫度分布

聯作管柱參數如表2所示。

表2 管柱規格

作業控制參數：

完井液密度1.03g/cm3；液墊密度1.03g/cm3，液墊面深度1500m。

壓裂液密度1.4g/cm3；注液排量3m3/min；泵壓60MPa；環空壓力20MPa。

產液密度1.2g/cm3；產液排量0.5m3/min；井口流壓6MPa；環空壓力0MPa。

3.2 3種作業管串對比分析

首先對如下3種管柱結構進行計算分析：

結構1：5″鉆桿×2900m+3-1/2″鉆桿×540m+伸縮節+4-3/4″鉆鋌×241m+RTTS封隔器+厚壁油管+射孔槍。

結構2：5″鉆桿×2900m+3-1/2″鉆桿×795m+2-7/8″密封插管×2m+永久性封隔器+厚壁油管+射孔槍。

結構3：5″鉆桿×2900m+3-1/2″鉆桿×797m+ RTTS封隔器+厚壁油管+射孔槍。

針對以上結果和給定的參數，計算得到關鍵數據如表3所示。

表3 壓裂時管柱受力變形

管柱安放結束后：

表中井口軸向力來源為：結構1的是伸縮節上部管柱有效重量；結構2是整個管柱有效重量；結構3是滿足下放重量的要求后剩余的管柱重量。

3種結構中，管柱對封隔器壓力與結構特點和操作方法相關。

結構1的優點是，可以通過伸縮節來平衡管柱軸向伸縮，使配重管柱（鉆鋌）的重量壓在封隔器上，實現對封隔器的坐封和狀態維持。坐封后上部管柱的變形不影響射孔槍位置。缺點是伸縮節本身具有一定缺陷。

結構2的優點是，可以通過密封插管來平衡管柱軸向伸縮，且密封插管長度選取可以是任意的。缺點是在某些情況下管柱變形會影響射孔精度。

結構3的優點是，結構簡單，可以通過地面儀表直接判斷下放管柱重量，可控性高。缺點是只能通過管柱軸向力的變化來調節管柱的伸縮效應。

壓裂時管柱受力變形：

由于壓裂液的流動摩阻，井口軸向力大幅度上升。

結構1，管柱依然對封隔器有較大壓力，管柱總變形量比結構2小。

結構2，管柱下端軸向縮短超過2m，變形量最大。

結構3，管柱軸向力升幅最大，其中包含了由于溫度下降導致的管柱縮短效應。

測試流動時管柱受力變形：

由于環空壓力撤除，對管柱受力變形影響較大。

結構1，維持對封隔器的壓力，管柱伸長。

結構2，變化不大。

結構3，管柱對封隔器壓力大幅度上升，下部管柱會發生嚴重螺旋屈曲變形。

3.3 3種管柱的優缺點分析

根據聯作管柱結構特點和工藝流程，3種管柱結構各有優缺點。由于流程中步驟多，這里僅給出關鍵幾點。

綜合比較分析：

（1）結構3兩端固定管柱在壓裂、測試2種工況下的軸向力相差最大，下部管柱易發生嚴重螺旋屈曲，管柱最容易出現安全問題。

（2）結構2具有自身優勢，但總體操作相對繁瑣。

（3）結構1具有操作簡單的優勢，與使用密封插管相比，安全性差別不大。

結合海上作業，最終選擇結構1作為工作管柱。

4 伸縮節管柱計算分析

在下面的計算中，使用的基礎參數與前面相同。

4.1 作業管串結構

為對比，選擇如下3個不同尺寸的管柱組合進行分析：

①5″鉆桿×2900m+3-1/2″鉆桿×540m+伸縮節+ 4-3/4″鉆鋌×241m+RTTS封隔器+厚壁油管+射孔槍。

②5″鉆桿×3440m+伸縮節+4-3/4″鉆鋌×241m+ RTTS封隔器+厚壁油管+射孔槍。

③3-1/2″鉆桿×3440m+伸縮節+4-3/4″鉆鋌× 241m+RTTS封隔器+厚壁油管+射孔槍。

這3個組合中，只有伸縮節以上主管柱尺寸發生變化，下面沒變。

4.2 坐封坐掛完成后管柱管柱受力

管柱安放完成后，關鍵部位受力如表4所示。

表4 關鍵工況管柱受力變形對比

受力變形結果分析：

坐封坐掛后：井口軸向力是伸縮節上部管柱有效重量；管柱對封隔器壓力是伸縮節到封隔器管柱有效重量；封隔器上下壓差實際為0；把此刻設為初始參考狀態，所以管柱總伸長量設定為0。

壓裂過程中：井口軸向力大幅度升高，這與管柱結構、施工參數密切相關；管柱對封隔器作用力與參考狀態相比變化不大；封隔器承受壓差變化明顯，這是由泵壓、排量、壓裂液密度、管柱尺寸等因素綜合作用的結果，至于地層因素，應單獨分析；管柱總伸長量相差不大，與計算模型的建立有很大關系，其中伸縮節自身特點不容小視。

測試過程中：井口軸向力介于前2種工況之間，所以單從主管柱抗拉強度看，壓裂過程最危險；管柱對封隔器作用力與參考狀態相比變化不大；封隔器承受壓差變化明顯，且總體小于壓裂工況；管柱總伸長量相差較明顯，都使管柱伸長，而壓裂工況下管柱都縮短。

從上面的分析可知，從管柱強度角度看，壓裂階段是最關鍵工況，如果管柱滿足壓裂階段強度要求，那么就滿足所有工況的強度要求。從管柱變形角度來看，壓裂階段管柱縮短，測試階段管柱伸長，二者之差決定了使用伸縮節的數量。從本例數據看，使用2個伸縮節完全夠用。因此可以說，壓裂工況控制管柱強度選取，壓裂工況與測試工況控制伸縮節選取。

5 結論

（1）“管柱+伸縮短節+固定封隔器”在作業安全性與操作方便性方面具有獨特優勢，具體表現在封隔器坐封—解封方便、壓裂時配重管柱可以有效保護封隔器、伸縮節開啟狀態容易控制。因此建議該海上區塊壓裂測試使用這種管柱結構。

（2）壓裂時，管柱關鍵位置在井口附近，關鍵因素是軸向拉力大、內壓大，對這個位置應進行單軸、雙軸、三軸強度校核。

（3）“管柱+伸縮短節+固定封隔器”結構多數選擇機械坐封方式，所使用的伸縮節初始伸縮狀態控制比較關鍵，建議采取先坐封后坐掛工序，以便在地面通過觀測管柱懸重和提放距離來控制伸縮節初始狀態。

（4）測試階段，管柱溫度有所上升，一般情況下管柱要伸長。結合壓裂階段管柱縮短特點，共同確定伸縮節數量。

（5）對關注區塊的壓裂測試管柱綜合分析表明，壓裂階段安全隱患最大。

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TE934

A

1004-5716(2015)04-0062-05

2014-04-08

2014-04-08

張俊斌（1972-），男（漢族），浙江金華人，高級工程師，現從事鉆完井方向的研究工作。