多孔隙金屬篩管熱采防砂性能評價試驗研究

鄧晗 王堯 孟召蘭 邢洪憲 劉傳剛 張春升 王丙剛

摘要：多孔隙金屬篩管主體擋砂層采用抗高溫、耐腐蝕性能優良的金屬研制而成，因其特殊的三維立體孔隙結構，篩管具有較強的通透性和過流能力，目前在常規冷采開發油氣田適用性良好。為進一步評價篩管在稠油熱采條件下的適應性，開展了多輪次蒸汽吞吐防砂模擬試驗，模擬篩管在經過多輪次蒸汽吞吐過程中的防砂效果變化情況，分析在多輪次注采過程中篩管內外的壓力、溫度、出砂量和出砂粒徑的變化規律。試驗結果表明，經過16個輪次的高溫蒸汽吞吐（蒸汽溫度350 ℃、注入壓力17 MPa）試驗，篩管出砂質量分數在1.86×10-7%～6.63×10-6%之間，出砂粒徑中值略小于篩管擋砂精度，滲透率保持能力在85.7%左右，篩管整體過流能力和抗堵塞性能保持率良好。試驗結果充分證明了篩管在稠油熱采油藏開發方面具有良好的防砂效果和過流性能，可為稠油熱采工況下油氣田防砂完井提供技術參考。

關鍵詞：稠油開采；多孔隙金屬篩管；蒸汽吞吐；防砂性能；抗堵塞性能

0 引 言

近些年我國渤海灣盆地陸續發現了一批大、中型稠油油藏，目前針對稠油油藏開發，逐漸從冷采開發向熱采開發技術轉變，并取得了良好的效果［1-3］。油藏開發過程中，疏松砂巖儲層出砂問題是無法回避的問題，渤海油田防砂主要采用礫石充填和獨立篩管簡易防砂等機械防砂方式。海上常用的防砂篩管包括繞絲篩管、割縫襯管、金屬棉（氈）篩管及金屬網布篩管等［4-5］。但機械篩管在應用中也存在局限性，受原油黏度高、泥質含量多、儲層孔滲差異大等因素影響，容易產生篩管堵塞和沖蝕刺漏破壞，所以防砂有效期不長。

針對稠油油藏熱采開發的篩管研發，業內學者做了大量研究。2016年，劉新鋒等［6］研發的新型熱采篩管具備較好的熱穩定性和抗腐蝕能力，并在現場成功應用，熱采周期為2輪次。2021年，賈立新等［7］研究了稠油熱采井防砂篩管失效機理，發現熱采井注入高溫蒸汽會導致防砂篩管發生塑性變形而失效，沖蝕-腐蝕迭加條件是篩管沖蝕損壞的主要因素。2022年，劉強等［8］對熱采工況下鈦合金篩管性能進行研究，篩管經過了7個輪次的加熱與冷卻后，對其變形量進行研究，當溫度降到室溫后整個管柱的軸向熱變形為0，而同樣條件下的鋼制套管及篩管管體材料的拉伸峰值載荷達到甚至超出材料的屈服強度，引起套管縮徑變形最終發生大范圍的套損。鄧晗，等：多孔隙金屬篩管熱采防砂性能評價試驗研究

針對新型多孔隙金屬篩管的性能研究，孫金等［9］研究了不同泥質含量、擋砂精度下多孔隙金屬篩管的堵塞機理。高斌等［10］研究了多孔隙金屬篩管在常規工況下的擋砂性能和抗沖蝕性能。王堯等［11］研究了多孔隙金屬篩管的綜合性能，包括抗堵塞性能、抗沖蝕性能、抗內外壓強度性能等，試驗結果也證實了篩管良好的擋砂性能。邢洪憲等［12］通過對篩管的室內性能測試和井下現場試用，驗證了篩管擋砂性能和過流能力優良。劉晨楓等［13］針對泡沫金屬防砂介質砂粒運移規律及堵塞機理開展試驗，試驗結果表明篩管空隙連通性好、防砂性能優異。筆者將針對稠油熱采工況下篩管的性能開展相關評價試驗研究。

1 多孔隙金屬篩管

多孔隙金屬篩管具有多層結構，包括打孔基管、端肩環、固緊加強結構、導流結構、多孔隙金屬層以及外保護套等，結構如圖1所示。

多孔隙金屬篩管的主體擋砂結構為多孔隙金屬層（見圖2），由鎳基合金材質設計制造而成，原材料具備抗高溫和耐腐蝕的優良性能。

圖2為常用篩管擋砂介質與泡沫金屬結構對比圖。

多孔隙泡沫金屬層內部結構有別于常規繞絲、割縫、金屬網布以及棉（氈）結構，具有三維立體連通孔喉結構，孔隙率高達80%以上，遠高于常規篩管，因此其具備較強的過流能力以及抗堵塞性能。

2 多輪次蒸汽吞吐防砂性能評價試驗

2.1 試驗目的

為了更好地評價多孔隙金屬篩管在稠油熱采工況下的綜合性能，開展本次試驗。主要目的在于分析多輪次注采過程中篩管內外的壓力、溫度、出砂量和出砂粒徑等的變化規律，評價篩管在蒸汽吞吐條件下的防砂效果，以滿足稠油油田熱采開發的需要。

2.2 試驗裝置與試驗條件

2.2.1 試驗裝置

出砂模擬試驗裝置是試驗的主要裝置，該裝置由主模型、恒速恒壓泵、蒸汽發生器、配液裝置、模擬液加熱器、儲液裝置、液體循環泵、冷凝器、壓力采集系統和溫度采集系統等部分組成。試驗流程圖如圖3所示。

2.2.2 試驗材料

本次試驗所用的篩管：139.7 mm（51/2in）篩管短節，擋砂精度為120 μm，篩管外徑為177.5 mm，內徑為124.3 mm，篩管的有效過流長度為500 mm。

試驗所需要的主要材料包括：石英砂、膨潤土、伊利石、聚陰離子纖維素HV、純凈水等。采用目標油田儲層粒度分布規律配置模擬地層砂，配比如表1所示。

2.2.3 試驗條件

試驗注蒸汽過程中，注入排量500～600 mL/min，蒸汽溫度200～350 ℃，注入壓力8～17 MPa，注入時間不短于12 h，注入后燜井時間不短于8 h。

試驗燜井后回采過程中，回采排量2～8 L/min，回采所用的液體為黏度150 mPa·s（75～80 ℃）的模擬液，回采壓差8 MPa左右。

2.3 試驗方法與試驗步驟

利用驅替裝置進行篩管堵塞評價試驗，流體長時間流過篩管，測量篩管內外的驅替壓差以及流量，便可得到篩管滲透率隨時間變化關系。搜集產出砂，測量出砂量和出砂粒徑，計算出砂濃度，便可得到篩管擋砂效果隨不同輪次蒸汽吞吐的變化關系。

試驗主要步驟為：將與儲層物性相近的模擬地層砂填充于篩管外側的環空中。蒸汽注入時，利用蒸汽發生器從篩管內部注入高溫高壓水蒸汽，連續監測篩管內部的壓力和溫度變化，待篩管內部溫度和壓力達到試驗要求時，停止注汽，憋壓燜井。燜井一定時間后，進行放噴，卸掉篩管內部壓力。回采時，切換到回采試驗流程，從模擬地層砂外邊界，采用穩定的排量注入具有一定黏度的模擬液，進行回采試驗。回采過程中，連續監測篩管外砂層中和篩管內部的壓力和溫度變化，并收集從篩管內部流出的模擬液，分離模擬液中的砂粒，分析出砂量和砂粒粒徑。整個試驗模擬了熱采井篩管防砂的注汽、燜井、放噴和回采過程，通過對比分析壓力、出砂量和砂粒粒徑的大小來評價不同類型篩管在蒸汽吞吐條件下的適應性。

3 試驗結果分析

3.1 試驗過程分析

3.1.1 注蒸汽過程

啟動蒸汽發生器，當蒸汽溫度和壓力達到試驗要求時，打開蒸汽注入閥，啟動恒速恒壓泵，向篩管內部注入高溫高壓水蒸氣，通過水平井加熱控制儀和壓力監測控制系統，監測篩管內部的溫度和壓力。當溫度和壓力達到試驗要求時，停止注汽，關閉蒸汽注入閥。

注蒸汽的壓力變化關系如圖4所示。整個注蒸汽時間共計760 min。可以看出，蒸汽壓力、篩管壓力、砂層壓力變化曲線（篩管壓力與蒸汽壓力重合）基本一致。注蒸汽過程開始時，壓力開始迅速上升，達到最高峰后，壓力開始起伏變化，波動較大。在整個注蒸汽過程中，蒸汽壓力和篩管壓力大于砂層壓力。注入過程結束時，蒸汽壓力為13.3 MPa，篩管壓力為13.23 MPa，砂層壓力為6.56 MPa。

整體溫度經過波動后趨于穩定，筒體溫度為332.7～352.2 ℃，篩管溫度為317.5～334.6 ℃，砂層溫度為314.9～339.3 ℃。溫度變化曲線如圖5所示。

3.1.2 燜井放噴過程

在注蒸汽停止后，關閉蒸汽注入閥和模型出口閥，進行燜井，使主模型內的溫度和壓力達到平衡，監測溫度和壓力的變化。

燜井放噴用時共計995 min，其中燜井時間720 min，放噴時間共275 min。燜井開始后，壓力逐漸下降，且著隨時間的推移，下降幅度開始變緩，最后趨于穩定。燜井開始時，篩管壓力為13.23 MPa，砂層壓力為6.56 MPa。開始放噴時，篩管壓力為0.04 MPa，砂層壓力為0。放噴結束時，篩管壓力和砂層壓力均為0（見圖6）。

隨著燜井過程的進行，溫度逐漸下降，但下降幅度逐漸減小。燜井開始時，篩管溫度為328.5 ℃，筒體溫度為351.5 ℃，砂層溫度為331 ℃。開始放噴時，篩管溫度為80.5 ℃，筒體溫度為118.2 ℃，砂層溫度為107 ℃。放噴結束時，篩管溫度為49 ℃，筒體溫度為72.3 ℃，砂層溫度為74.5 ℃（見圖7）。

3.1.3 回采過程

當篩管中、砂層中的壓力接近0時，導通回采試驗流程，設定回采排量，啟動液體循環泵，往主模型中注入模擬液，模擬液從填充的砂層外側均勻擴散流入篩管內部，最后流出模型。回采過程中連續監測模型中壓力和溫度的變化。

回采過程總計用時4 334 min，由回采過程壓力變化曲線（見圖8）可以看出，模型入口壓力＞砂層壓力＞篩管壓力，且壓力變化趨勢基本保持一致。在回采過程中，壓力值先迅速上升，但隨回采過程的進行，壓力值增長速度變緩，之后壓力逐漸回落，并趨于穩定。最大回采壓差為0.05 MPa。

3.2 試驗產出砂樣分析

多孔隙金屬篩管經過16個輪次的蒸汽吞吐防砂試驗。每個輪次在注蒸汽及回采的過程中，通過過濾器收集試驗砂樣，然后經過沉降、烘干，之后進行粒度分析，獲得每個輪次的砂樣分布，如表2所示。

從表2可以看出：第1輪次產出液含砂量較大，粒度中值很小；從第2輪次開始，產出液含砂量有逐漸降低的趨勢，但是有一定的波動。前2個輪次回采時，產出液流體含砂最大粒徑在篩管的擋砂精度值120 μm范圍內，篩管擋砂效果良好；從第3輪次至第16輪次回采，產出液最大粒徑均超過了篩管的擋砂精度值120 μm，說明在第3輪次蒸汽吞吐過程中，篩管過濾層已經發生了彈性變形，導致產出液少量砂粒粒徑大于篩管擋砂精度，但是整體出砂量并沒有變大的趨勢，說明篩管并沒有發生破壞，在穩定生產條件下，篩管與地層砂仍能形成穩定的砂橋，起到擋砂作用。

回采過程中出砂質量分數的變化關系如表3所示。整體來看，16個輪次出砂質量分數維持在較低的水平，波動范圍為1.86×10-7%～6.63×10-6%，遠低于行業標準0.03%的安全出砂質量分數，表明篩管在多輪次蒸汽吞吐工況下仍具備優良的擋砂效果。

3.3 篩管坑堵塞性能分析

為了分析隨吞吐輪次的增加及生產時間的延長，篩管的堵塞趨勢，利用試驗數據，繪制了同一篩管在不同吞吐輪次的壓差變化曲線，結果如圖9所示。

整體來看，各輪次的生產壓差變化趨勢較為一致，在初期快速增大，后期逐漸趨于穩定。隨著吞吐輪次的增加，回采壓差上升幅度有增大趨勢。回采壓差上升越快，表明篩管的堵塞程度逐漸加劇。

為進一步了解堵塞程度變化趨勢，繪制了生產壓差、滲透率隨吞吐輪次變化關系，如圖10所示。

通過滲透率變化關系可以明顯看出，除去第1組過流能力異常出眾外，其余組表現的非常穩定，隨著吞吐輪次的不斷增加，滲透率始終保持在1 000 mD左右的水平。相較于第2～4輪的平均滲透率為910 mD左右，最后3輪的平均滲透率為780 mD左右，滲透率保持率在85.7%左右。試驗結果表明，篩管在多輪次熱采工況下，仍能夠保持較強的過流能力。

3.4 篩管試驗前后外觀形態對比

將多孔隙金屬篩管進行蒸汽吞吐試驗后從模型內起出，進行全方位觀測，發現篩管外觀完好，無明顯變形或破壞跡象，篩管未發生破壞，初步判斷篩管結構穩定性良好。

4 結 論

（1）基于多孔隙篩管特有的三維立體連通孔喉結構及材料性能的認識，篩管具備較好的過流能力、擋砂性能及耐高溫腐蝕能力。

（2）通過16輪次蒸汽吞吐防砂性能評價試驗，結果表明，多孔隙金屬篩管在高強度、多輪次熱采條件下，仍具備優良的過流能力及擋砂性能。

（3）篩管多輪次蒸汽吞吐防砂性能評價結果表明，篩管在稠油熱采防砂領域具有較好的應用前景。

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