分層注采用壓縮式封隔器密封與錨定性能研究及應用

李鴻婧

（大慶油田有限責任公司第四采油廠財務資產部，黑龍江 大慶 163319）

我國現存的大型油田多始于19世紀50年代左右，多數已處于開采后期。為實現剩余油有效開采，開采深度呈現逐年遞增趨勢，注采井的井況愈發復雜，開采時井下壓力也逐漸增大，對封隔器密封、錨定性能和耐溫性能要求也越來越高。有資料表明，封隔器的串層和泄封現象導致的修井作業可達總修井作業次數的8.5%，提升現有封隔器使用性能或開發新型高性能封隔器仍是提高注采井作業安全性的重要手段。為了保證老井注采作業的安全性，眾多專家學者近年來在封隔器使用性能提升及結構優化設計等方面開展了大量工作，也得到了相應的成果和結論。當前專家學者多采用數值模擬及室內試驗等方式，對膠筒結構進行優化或是研發新式封隔器結構，以求獲得更好的使用性能或更高的可靠性。但數值模擬結果或結論的真實性需要實際驗證，室內試驗無法完全反應井底的真實環境，故優化效果的好壞仍需通過現場實踐加以檢驗。筆者以大慶采油四廠常用的壓縮式封隔器為研究對象，通過數值方法對封隔器結構提出優化，并基于現場試驗證明了封隔器的優化效果。

1 壓縮式封隔器的使用性能數值分析

1．1 壓縮式封隔器優化前結構

本文所研究的壓縮式封隔器采用三膠筒結構，剛體最大外徑為Φ114mm，結構如圖1所示。為保證密封性能模擬結果的準確性，通過室內試驗測試了膠筒的材料參數，結果如表1所示，折算出邊膠筒硬度為HA90，中膠筒硬度為HA85。

圖1 壓縮式封隔器結構

表1 單軸拉伸試驗所得數據

伸長扯斷率 5.98 5.93 6.12 6.75拉伸強度/MPa 25.30 28.12 26.03 27.89

1．2 封隔器數值模型建立

建立壓縮式封隔器幾何模型，采用分塊劃分網格的方式劃分封隔器模型網格。為保證計算結果精確性，在膠筒網格大小0.5～2.5mm之間選擇6種網格尺度進行網格無關性驗證，基于結果選定網格大小為1mm。參照井下工況設定封隔器坐封過程的載荷與邊界約束，其中封隔器下隔環施加坐封壓力17MPa，加載時考慮動載效應；中心管、上隔環及套管外壁約束全部自由度以模擬真實情況。網格劃分、載荷與邊界條件設定情況如圖2所示。

圖2 網格劃分及載荷邊界設定情況

1．3 封隔器坐封過程數值模擬

完成參數設定后，對不同坐封壓力下壓縮式封隔器的坐封過程開展數值仿真，并對坐封后封隔器強度、密封與錨定性能進行分析討論。由前人研究結果可知，封隔器膠筒的失效形式有2種：分別為接觸應力失衡或等效應力過大導致的膠筒破裂失效以及膠筒與套管間接觸應力低于流體壓力導致的膠筒密封失效。故在分析模擬結果時應對膠筒的等效應力分布及膠筒和套管間接觸應力分布分別進行討論。

1．3．1 坐封過程封隔器強度校核

提取封隔器坐封過程的等效應力變化情況如圖3所示。由圖可知，封隔器坐封過程中封隔器與膠筒等效應力均遠低于材料屈服強度，封隔器強度滿足使用要求。

圖3 封隔器整體等效應力及膠筒等效應力隨坐封壓力變化情況

1．3．2 坐封過程封隔器密封性能分析

提取了不同壓力下封隔器坐封后膠筒表面的接觸應力分布如圖4所示。圖示結果表明，膠筒接觸應力峰值呈現隨坐封壓力提升而提升趨勢。坐封壓力達到8.33MPa時中膠筒首先與套管發生接觸，坐封壓力上升至10MPa時，下膠筒與套管之間開始發生接觸；完全坐封后，封隔器膠筒與套管之間的接觸應力峰值達到8.175MPa。

圖4 不同坐封壓力下膠筒接觸應力分布情況

1．3．3 管柱滑移對封隔器密封性能影響分析

封隔器坐封后會承受井下流體壓力波動影響，導致管柱與套管間產生滑移。分析了不同壓力下坐封后，管柱滑移對封隔器密封性能的影響，結果如圖5所示。

圖5 管柱滑移對膠筒與套管之間接觸應力影響

圖5結果表明，管柱滑移時，膠筒接觸應力水平明顯高于坐封時水平，且坐封壓力越高變化越明顯，坐封壓力達到17MPa管柱滑移時，膠筒與套管之間接觸應力峰值提升了4.1MPa，增幅約50%，這說明封隔器在坐封后發生管柱小范圍滑移時，封隔器的密封性能不會受到破壞。

1．3．4 不同壓力坐封后封隔器錨定性能分析

本文所研究的封隔器未使用水力錨，故膠筒與套管之間的摩擦力是封隔器軸向定位時錨定力的主要來源。不同坐封壓力下，膠筒與套管之間的摩擦力的變化情況如圖6所示。由圖可知，完全坐封后，封隔器膠筒可提供10.1kN大小的錨定力。

圖6 不同坐封壓力下封隔器錨定性能變化

2 壓縮式封隔器優化設計

2．1 優化設計目的

本文所述壓縮式封隔器用于細分層注采作業，且受限于層間距未能逐層配備水力錨。此時各級封隔器間距極短，極易因管柱蠕動與套管產生相對滑動導致串層，故應對封隔器進行優化設計，在不降低其密封性能的情況下提升其錨定性能，降低細分層注采時發生串層的可能性。

2．2 優化設計方案

由于串層主要原因為膠筒坐封后可提供的錨定力較低，故優化設計的主要出發點為改良膠筒參數，提升膠筒與套管間接觸摩擦力峰值。針對膠筒，提出材質優選結合膠筒幾何參數優選的優化設計方案。

2．2．1 膠筒材質優選

當膠筒材料越軟，其相同坐封力下的壓縮程度也會越高，設計了12組硬度組合方案分別開展模擬，確定邊膠筒硬度HA90、中膠筒硬度HA76為最優解，坐封后總錨定力為15.6kN。

2．2．2 膠筒尺寸優化

在優選膠筒材質后，對邊膠筒的幾何參數提出優化設計，膠筒截面結構如圖7所示，尺寸優化方案如表2所示。

表2 膠筒結構參數

圖7 膠筒截面結構示意圖

不同優化方案封隔器坐封后膠筒壓縮距與截面積變化如圖8所示。由圖可知，隨著膠筒截面積減小，封隔器坐封后的總壓縮距逐漸增大，膠筒變形量逐漸增大，膠筒與套管之間壓緊程度也逐漸提升。提取不同方案下坐封后膠筒與套管間接觸應力峰值如圖9所示。由圖可知，隨著膠筒截面積逐漸下降，封隔器坐封后膠筒接觸應力峰值呈現下降趨勢；上提管柱后，封隔器膠筒接觸應力峰值呈現波動趨勢，接觸應力變化的趨勢與封隔器強度變化趨勢相同，接觸應力的上述變化趨勢說明截面積的減小使得油套環空內橡膠材質填充體積減少，相同載荷作用下膠筒與隔環等之間擠壓程度下降。封隔器相同載荷坐封后，隨著上下膠筒截面積下降，中膠筒與套管之間的接觸應力基本保持不變，上膠筒與下膠筒和套管之間的接觸應力峰值呈現先上升后波動的趨勢，下膠筒與套管之間接觸應力峰值最高，最大接觸應力達到19.4MPa，為方案5所得結果；當膠筒截面積低于460mm2時，上膠筒的接觸應力峰值高于中膠筒，這說明在這一條件下中膠筒不再起主要密封作用。由圖示結果可知，方案5中三膠筒的接觸應力水平均較高，且接觸應力峰值最高，故從密封性能角度而言，方案5應為膠筒尺寸優化最優解。

圖8 封隔器壓縮距隨膠筒截面積變化

圖9 不同優化方案坐封后膠筒接觸應力變化

提取了不同優化方案下封隔器坐封之后管柱滑移時，膠筒提供的摩擦力如圖10所示，方案0代表優化前結果。由圖10所示結果可知，隨著膠筒截面積減小，膠筒外壁摩擦應力值逐漸提升，但膠筒摩擦應力峰值隨膠筒截面積不成規律性變化；而膠筒結構改進前，膠筒與套管之間摩擦力明顯低于結構改進后結果，但膠筒結構改進后，摩擦力隨膠筒截面積降低基本保持不變，中膠筒摩擦力也基本保持不變；當膠筒截面積低于460mm2時，上膠筒和下膠筒的摩擦力較高于前述方案，故從錨定性能角度分析，應采取方案5～8為最優解。綜合密封性能和錨定性能兩方面，應選擇方案5作為最優方案，最優方案下封隔器錨定力約為22.5kN，較優化前提升122.8%。

圖10 不同方案下膠筒摩擦力變化

3 優化效果測試

3．1 下井前密封性能測試

為驗證優化后封隔器密封性能是否提升，基于優化后結構，首先在大慶采油四廠井下工具密封油浸實驗室開展了封隔器密封性能測試，該軟件為大慶采油四廠通過外協研制得來，可完成井下工具打壓坐封及壓力界限測試等工作。測試時首先正向打壓17MPa模擬坐封過程，并選擇4個壓力點位進行穩壓測試，測試時間為5min；然后泄壓并反向打壓至25MPa模擬承載過程，并選擇4個壓力點位進行穩壓測試。測試時壓降不超過0.5MPa視為穩壓，試驗測試結果如表3所示。試驗結果表明，使用優化后的封隔器結構進行密封性能測試試驗時，封隔器坐封過程全程可以正常穩壓，當完成坐封后測試密封壓力界限時，在10MPa、15MPa、20MPa時均可以正常穩壓，而壓力達到24.5MPa時封隔器出現泄封現象，證明改進后的封隔器結構可密封的壓力約為24.5MPa。

表3 試驗測試數據

3．2 現場驗封測試

參照SYT 5734-1995標準[11]中要求，選擇試驗井對優化前后封隔器結構分別進行下井驗封測試。所選試驗井為封上采下管柱，封隔器下入深度約為1000m，其生產時存在動液面較難測量的缺點，但可以通過環空打壓測試封隔器密封性能，故選取此生產井作為封隔器密封能力測試的試驗井。測試時驗封壓力為25MPa，穩壓時間為5min，打壓循環4次；穩壓過程中觀測泵壓判定封隔器是否發生泄封。

3．2．1 優化前結構驗封結果

優化前封隔器的驗封曲線如圖11所示。由圖可知，優化前執行油套環空打壓25MPa并進行穩壓操作時，封隔器能密封的壓力無法達到25MPa，而是僅達到20MPa；且壓力無法平穩保持，迅速降至18MPa左右；當重復打壓穩壓過程時，油套環空壓力均僅能穩壓在18MPa附近，無法保持20MPa峰值。這說明封隔器優化前的耐壓極限為18MPa左右，當油套環空壓力超過18MPa后將無法保持并發生泄漏。

圖11 優化前結構驗封結果

3．2．2 優化后結構驗封結果

優化后封隔器的驗封曲線如圖12所示。由圖示結果可知，優化后封隔器密封壓力峰值達到24MPa，穩壓期間封隔器壓力存在一定波動，最低壓力約為23MPa；當循環打壓時，封隔器穩壓峰值實測數據為24.2MPa。上述情況表明，優化后封隔器密封能力上限達到24.2MPa，相較優化前結構而言，其封隔器密封能力約提升33.3%。

圖12優化后結構驗封結果

4 結語

本文基于數值模擬手段及現場試驗測試，對大慶油田采油四廠常用壓縮式封隔器的密封及錨定性能進行分析，并基于研究結論進行了優化設計，得到以下結果和結論。

（1）所用壓縮式封隔器完全坐封后初封壓力約為8.175MPa，坐封后可提供約10.1kN的錨定力；

（2）封隔器在坐封后發生管柱小范圍滑移時，封隔器的密封性能不會受到破壞，但細分層注水時易引起封隔器串層；

（3）確定了所使用封隔器膠筒結構和硬度的最優方案，最優方案下封隔器錨定力約為22.5kN，較優化前提升122.8%；

（4）選取試驗井驗證了封隔器優化方案的可行性，優化后封隔器密封性能較優化前提升33.3%。