耐二氧化碳井下節流器投撈工藝延長凝析氣井經濟開采期

關鍵詞/主題詞：工程技術；勘探開發；井下作業；二氧化碳；提高采收率；二氧化碳吞吐；能源安全；算法

0引言

目前國內的凝析氣田投入正式開發后，根據氣藏儲層物性、試氣試采和配產情況，區塊初期具有一定自噴能力，因而采用自噴投產工藝［1］。在油井自噴生產階段，由于氣量大、壓力高，需要在井口安裝節流器降壓，但節流降壓后易產生凍堵現象，故采用水套爐加熱規避節流器凍堵，為解決這一問題，傳統方法是使用水套爐對流體進行加熱，從而規避節流器的凍堵風險。然而，水套爐加熱方式存在運行成本較高的問題，不符合低成本開發的要求。為此，逐漸發展出采用井下節流器的投產工藝。通過在井下安裝節流器，直接在井底進行降壓，避免了地面節流產生的溫降和凍堵問題，同時簡化了地面設施，降低了開發成本［2］。

井下節流器下放至井筒設計深度，通過調節氣嘴大小來控制產量，其在井筒中實現井筒節流降壓的同時，充分利用地溫對節流后的天然氣進行加熱，以避免井筒凍堵［3］。活動式井下節流器主要由中心桿、打撈頭、卡瓦、密封膠碗、氣嘴和濾砂網組成，其工作過程主要分投放、座封和打撈三個環節［4］。井下節流器投放、生產制度調整或井下節流器失效均需進行投撈作業，現場一般采用測試車鋼絲投撈，井下節流器作業應遵循氣井井下節流技術規范［5］。

二氧化碳是空氣中常見的化合物，常溫下為無色無味氣體，其分子結構并不具備水分子所固有的極性特征。在較高的油藏溫度和壓力環境下，二氧化碳并非以低粘度液態溶解于油中，而是呈現一種隨壓力增大而溶解量相應增加的現象。當溫度高于31℃和壓力高于7.38MPa時，處于超臨界狀態［6］。

二氧化碳超臨界態表現在溫度和壓力均高于臨界點時的狀態，超臨界二氧化碳同時具有液體高密度和氣體低粘度的特點，擴散系數較大，有極高的溶解能力［7］。橡膠密封件在碰到超臨界二氧化碳流體時，橡膠就被二氧化碳溶脹，并隨時間的延長溶脹程度持續加劇，以至于出現表面龜裂等現象。

超臨界二氧化碳能使橡膠溶脹改性和廢舊橡膠脫硫，相當于超臨界二氧化碳流體對橡膠進行降解，這種降解作用易導致以橡膠作為密封件的井下工具遭到破壞，從而影響油氣井安全生產［8］。

對于部分含二氧化碳的凝析氣井，在開采中遇到極大的困難，主要表現在以下兩個方面：一方面，二氧化碳含量高，導致井下節流器的橡膠密封件侵蝕溶脹嚴重［9］。另一方面，井下節流器的入井投送及取出打撈均需要鋼絲投撈作業，由于自身結構及密封件失效原因導致投撈困難［10］。

王邃等針對丁腈橡膠、氫化丁腈橡膠以及氟橡膠在模擬超臨界二氧化碳環境下的耐腐蝕性和力學性能進行了系統性的研究，其研究結果顯示，隨著環境溫度的升高與服役時間的延長，二氧化碳等腐蝕性介質滲透進入橡膠材料內部的速率顯著加快，三種橡膠材料中，氫化丁腈橡膠更易抵抗二氧化碳腐蝕［11］。

李巖等聚焦于二氧化碳與硫化氫的腐蝕機理分析，系統性地概述了pH值、溫度、硫化氫分壓、氯離子濃度等多重因素對油管腐蝕行為的影響，并著重探討了二氧化碳與硫化氫分壓比對管材腐蝕機制的復雜作用。研究結果顯示，不同的二氧化碳與硫化氫分壓比能夠顯著改變腐蝕過程，對二者間的競爭與協同機制產生深遠影響。特別是在高二氧化碳與硫化氫分壓比條件下，更易誘發局部腐蝕現象，進一步揭示了該環境下腐蝕行為的復雜性［12］。

趙士杰等實施了一系列試驗，包括二氧化碳-硫化氫腐蝕試驗與高溫拉伸試驗，聚焦于四丙氟橡膠、氟橡膠以及氫化丁腈橡膠這三種具有代表性的橡膠材料。試驗結果顯示，四丙氟橡膠的綜合性能相較于氟橡膠略遜一籌；而在與氫化丁腈橡膠的比較中，四丙氟橡膠與氟橡膠的綜合性能，尤其是在175℃下的力學性能，表現出輕微的優勢。這些發現為在高二氧化碳-硫化氫含量、高溫高壓腐蝕環境下，井下工具所用橡膠材料的選擇提供了重要的參考依據［13］。

白玉震等系統回顧了在二氧化碳與硫化氫共存的腐蝕環境中，應用緩蝕劑減緩金屬表面腐蝕的研究進展。詳細探討了硫化氫分壓、二氧化碳分壓以及pH值對腐蝕速率的具體影響，并對緩蝕劑的發展方向及未來研究前景進行了深入的展望［14］。

曹大勇等選取氫化丁腈橡膠制成的O型圈作為研究對象，通過高溫高壓耐酸反應釜模擬了現場的高溫高壓工作環境，以截面積變化率作為關鍵評估指標。試驗結果表明，在承壓狀態下，氫化丁腈橡膠O型圈的截面積增幅接近50%。此外，還模擬了現場高含酸液介質的工作環境，對腐蝕損傷進行了試驗評估。研究揭示，即使具有一定密封性能的長期服役氫化丁腈橡膠O型圈，在試驗周期內也存在密封失效的風險［15］。

武治強等通過水泥環力學性能實驗及二氧化碳腐蝕-應力耦合的固井水泥環有限元分析模型系統分析，結果表明受二氧化碳腐蝕，水泥石的宏觀力學性能發生改變，在腐蝕和套管內壓的耦合作用下，水泥環更易于出現完整性失效問題［16］。

萬家瑰等針對油田二氧化碳采出井的腐蝕環境進行了模擬，開展了高溫高壓條件下的腐蝕實驗。實驗結果顯示，以二氧化碳分壓1MPa為臨界點，低于此臨界點時，腐蝕速率隨分壓升高而大幅度增加；而高于此臨界點時，腐蝕速率的增長則趨向平緩［17］。

趙壘等進行了影響多因素管柱腐蝕速率分析，按照工程現場要求，建立了相關腐蝕速率預測模型。研究結果表明，井筒溫度、直徑等參數，均會導致管柱腐蝕位置偏移［18］。

吳保玉等開展了一系列井下腐蝕評價實驗，包括掛片失重法腐蝕評價、油管耐折壓力強度試驗評價、井筒流體分析以及利用X射線光譜儀和掃描電鏡等設備進行的三維表征監測實驗。通過比較發現在1000m、1500m深的地層中，地層越深腐蝕越嚴重［19］。

肖述琴等研制了一種新型接箍座落式井下節流器，通過有限元對該節流器創新進行了分析，滿足現場要求。該節流器現場應用38口井，其中10口井用鋼絲進行節流器打撈作業，成功率100%［20］。

馬輝運等設計并建立了一套可視化井下節流實驗裝置，通過將嘴流分為段塞、攪動、環流三種情況進行特性分析，建立了不同嘴流模型，現場通過雙探8井驗證了該井的設計嘴徑與深度，對不同流型下各預測模型準確性做出了定性判斷［21］。

毛軍研發了一種新型高溫高壓測試封隔器膠筒，該膠筒重新進行了結構設計與橡膠優選，通過室內實驗與有限元模擬仿真，該膠筒能承壓105MPa，通過室內實驗，上膠筒外徑變化率在5%以內，能夠滿足現場需求［22］。

柳潔等通過浸泡失重試驗與電化學試驗，系統地評估了在模擬井液中（pH值分別為3.0、7.2和9.0）節流器卡瓦下座的耐腐蝕性能。研制了改性鎂合金制作可溶式節流器，現場應用結果顯示其承壓性能與耐腐蝕性能均滿足蘇里格氣田的氣井生產要求［23］。

李佳欣等針對天然氣井中應用的活動型與固定型井下節流器，通過文獻調研的方式，綜合分析了當前井下節流器的優缺點。基于這些分析，預測未來智能化井下節流技術是發展趨勢［24］。

呂維平等設計了一種用于連續管作業的機械式節流器，通過對節流嘴的有限元分析、全流程工藝參數設計及內部泵壓、外部密封的室內實驗，保證了該節流器能夠滿足新井的全流程生產［25］。

宋顯民等通過建立大斜度井井筒動力學模型，該模型進行了鋼絲受力分析并完成了動力學求解流程，該模型選取三段制、五段制大斜度井進行力學特性規律驗證，相較于三段制井，五段制井鋼絲承受載荷都相對較大［26］。

馬勝吉基于現用井下節流器在打撈作業中存在的問題，設計了一種新型可退式打撈筒，該打撈筒進行了工具抓手設計與黃銅光磨棒的銷釘拉力室內試驗，實驗結果表明最大剪切負荷達到了設計預期，利用該打撈工具現場成功打撈了節流器［27］。

杜軍軍等通過對高壓與中低壓集輸井下節流器最小下入深度與嘴徑計算，模擬了井筒溫度與壓力。研究結果表明，該裝置在井下節流能夠滿足高壓集輸氣井防凍堵要求，中低壓集輸氣井易采用地面節流的方式生產［28］。

黃霖等研制出耐硫井下節流器，該節流器主要對材質優選為V形盤根聚四氟乙烯填料，增加泄沙孔數量與過流面積，選取高石001-X24試驗應用，發現節流器打撈頭被垢物掩埋，后制定應用優化方案先后在11口井進行了現場應用，應用結果表明氣井均達配產要求［29］。

竇益華等聚焦井下節流工藝中參數變化的研究，這些變化與節流過程中天然氣的溫度、壓力、流速及氣體密度等密切相關。通過綜合分析節流溫降壓降模型、天然氣水合物預測模型以及井下節流器結構優化的相關文獻，系統闡述了井下節流工藝的研究成果與發展脈絡，并指出了當前研究中存在的問題，為后續研究方向提供了明確指引［30］。

辛曉知等創新性地應用了井口與井下雙節流噴嘴技術，基于PIPESIM軟件計算的井下節流器防治水合物規律，井口節流調節產量能力，該技術陸續對現場6口井進行應用，對其中有凍堵風險的井配合放噴均取得了良好效果［31］。

王志彬等研制了安裝井下節流器的泡沫排水采氣井模擬實驗裝置，本研究通過嘴流前后壓力變化實驗，評估了嘴流流態與壓降在臨界流、亞臨界流兩種條件下的主要參數變化規律，并對4種模型的滑脫因子進行了修正，本實驗裝置對其他類型泡排劑也有借鑒意義［32］。

劉新福等研究了一種氣水兩相井筒節流前后動態特性分析與控制方法，通過對氣水兩相井下節流熱力學模型及井下節流場數學模型進行分析，現場選取鄂爾多斯盆地高壓含水氣井進行驗證，結果表明，氣水兩相流體井筒運移節流過程臨界質量流量受噴嘴內徑的影響最大［33］。

藺嘉昊等利用pipesim軟件建立了氣井生產模型，根據蘇里格氣田井口節流和井下節流的天然氣水合物生成風險進行模擬，結果表明，氣井產量逐漸下降，水合物生成風險逐漸增大；井底流壓越高，水合物生成的邊界流量越大［34］。

在橡膠密封件的研究領域內，現有文獻資料已明確指出，橡膠材料在腐蝕環境下會發生顯著的溶脹現象，導致其物理性能大幅下降。然而，針對特定的井筒環境，目前尚未開展詳盡的腐蝕性狀定量分析工作。。因此，針對氣井環境中橡膠密封元件在腐蝕前后的力學性能測試進行選型。

在井下節流器的文獻調研中，發現經過一系列改進的井下節流器已能滿足普通凝析氣井的生產需求。然而，對于特殊天然氣氣藏，如高含二氧化碳凝析氣井，如何在高腐蝕環境中改善節流器結構，使其更易解封與投撈，仍是現場亟待解決的關鍵問題。

在進行井下節流器密封件的室內篩選時，為了真實反映井下壓力、溫度及介質對密封橡膠的影響，進行了嚴格的實驗篩選。實驗優化了密封主體材料生膠的選擇及密封材料的配方，通過對比外觀及材料物理性能的變化率，能夠準確判斷哪種材料具有良好的耐二氧化碳氣體性能。實驗過程中，關鍵技術指標包括外觀描述（如氣泡數量、大小、裂口等缺陷）及密封材料在耐二氧化碳過程中的物理性能變化率。缺陷越多或變化率越大，說明耐二氧化碳性能越差，反之則越好。

井下節流器設計完成并加工好后，需要在地面進行投撈功能性試驗，功能性試驗主要從卡、座、封、撈四個方面進行。

（1）“卡”：是井下節流器勻速下放至設計深度，無卡頓；緩慢上提時使卡瓦能掛住油管壁，確保其不能沿油管壁移動。

（2）“座”：主要是送放工具丟手后，工具得以座封于設計位置。

（3）“封”：主要是工具在設定壓差內不串漏。

（4）“撈”：下入打撈筒能撈出油管中的節流器。

1方法過程

1.1研究方法過程

根據二氧化碳侵蝕機理，深入分析了節流器失效的原因，主要包括密封件損壞、設計和材質選擇、人為因素、井內出砂、結垢等因素。

井下節流器的橡膠密封件對于保證節流器密封性能至關重要，需要進行材質的優選和實驗。在室內實驗模擬二氧化碳環境時，影響密封件侵蝕的因素主要環境、溫度、介質流速、含水量及pH值等參數。

在實驗中，必須注意以上參數變化對橡膠密封件的影響。為保證實驗數據的準確性，需要定期校準儀器和設備，實驗室應加強儀器采購、存儲、使用、維護全過程的管理，及時發現儀器性能的偏差，防止設備誤差導致的數據不準確；科學的實驗方案和嚴謹的實驗數據統計分析是提高數據準確性的基礎。實驗方案的設計應充分考慮各級參數變量控制、各項試劑配比和環境條件等因素，確保實驗結果具有代表性和可重復性。數據的統計分析幫助科研人員準確識別數據中的偏差和異常值，為改進實驗方法提供依據。

首先，根據現場及目前市場上的節流器應用的14種橡膠材料進行了初步篩選，從中選出1-9號橡膠進行室內實驗評價。其次，采用耐二氧化碳實驗儀器，模擬井下實際環境，對密封主體的生膠材料進行優選。將1-9號橡膠按GB/T528-2009進行拉伸性能測試，同時，遵循GB/T2411-2008進行硬度測試。實驗條件如下：二氧化碳分壓1.5MPa，濃度170000mg/L，溫度150℃，浸泡時間168h。實驗在耐腐蝕合金材料鍛造的養護釜中進行，實驗過程如下：首先對橡膠試樣的力學性能進行測試，然后將啞鈴狀橡膠試樣有序放置于密封養護釜內，持續2h注入氮氣，調至設計溫度，充入二氧化碳氣體達到設計分壓保持7d，試驗完成后，取出試件干燥處理，測量經腐蝕后的試件外觀變化與力學性能，對實驗數據詳細分析與記錄。

通過室內實驗篩選出氫化丁腈橡膠作為新型耐二氧化碳井下工具的基礎橡膠材料，加入炭黑和高強度填料等原材料，保證了在高壓下密封性能及避免在超臨界二氧化碳流體下的溶脹現象。實驗過程中研究配制了20余種抗二氧化碳的橡膠材料，從中精選出了11種橡膠材料，11種新配方橡膠材料在試驗井進行了井下耐二氧化碳試驗，最終確定H-9橡膠材料作為井下節流器的橡膠密封件。

井下節流器結構改進。凝析氣井可通過井下節流器的投撈深度及改變氣嘴大小隨意改變該氣井的生產制度。其投撈的便捷性成為井下節流器能否在井筒中大規模推廣應用的關鍵指標之一。根據前述節流器失效的4方面原因，第1項已通過室內實驗解決，第3、4項因素前人研究中已得到有效處理。針對第2項失效原因，從井下節流器的結構入手，進行了重新設計與改進，節流器工作原理如圖1所示。

從圖1中可以看出，活動式井下節流器的投撈作業是通過鋼絲進行的，其投送過程包括將井下節流器投撈頭連接上鋼絲測試車，并按照設計深度從防噴管內勻速下入，到達接近卡點位置時，加速下放后迅速上提，使節流器上的卡瓦被卡定在油管內壁上，同時密封皮碗受到擠壓撐起，使其緊貼油管內壁，完成節流器的投送及座封。迅速上提，使節流器上的卡瓦被卡定在油管內壁上，繼續上提操作，剪斷投撈頭與節流器本體之間的丟手銷釘，井下節流器的投撈頭與投撈工具串一同被起到地面。在將節流器按設計深度投放后，開井生產時，節流器的密封膠碗在節流壓差的作用下進一步膨脹，從而使密封更加可靠，高壓氣體通過節流器氣嘴后形成低溫低壓氣體，低溫低壓氣體在井筒中持續上升，并逐漸吸收地層熱量，使自身的溫度上升，當氣體的溫度上升到水合物臨界溫度以上時，水合物凍堵便無法形成。

（1）在中心桿的尾部增加了開槽設計。在中心桿尾部采用開槽設計，旨在降低打撈井下節流器時密封膠碗與油管內壁之間的摩擦阻力。在打撈井下節流器時，打撈器通過下壓中心桿尾部，使中心桿向下運動，推動中心彈簧壓縮，從而使密封膠碗下部的拖筒下移，密封膠碗在自身的彈力作用下回縮，降低皮碗與油管內壁的摩擦力，減小打撈時鋼絲的上提力，顯著提高打撈的可靠性。

（2）在上皮碗的內部增加了鋼內套，并在相應的部位增加卡簧設計。常規節流器的上皮碗是一個純橡膠制作的碗狀密封件，在打撈時由于其和油管內壁之間的摩擦力導致其向下運動，使皮碗的唇部像楔子一樣緊緊地楔進下皮碗與油管內壁的空隙內，隨著鋼絲向上的牽引力增加，其摩擦力也相應增加，導致打撈困難。設計改進以后，打撈時隨著中心桿被打撈器下壓，消除了下密封碗的頂托作用，上提井下節流器時由于上密封碗內的卡簧卡在大中心管上，使上皮碗在受到油管內壁摩擦力的作用時不再向下運動，避免了楔形作用導致的摩擦力劇增，從而降低了打撈時的鋼絲拉力，增加了打撈的可靠性。

（3）在卡瓦上增加釋放卡簧。原有設計由于沒有卡簧，在井下節流器投放過程中，由于卡瓦始終與油管內壁處于貼合狀態，導致在整個節流器下放過程中不能上提。這不僅給節流器的投放工作帶來影響，也會導致節流器在下放過程中剮蹭油管內的污物而使節流器投放失敗。為解決這個問題，在節流器的卡瓦位置設置了釋放卡簧。釋放卡簧的作用就是能夠卡住節流器上的三個卡瓦，使節流器在投放過程中卡瓦不再與油管內壁相接觸，而在節流器下放到設計深度時，可以通過快速上提節流器時卡瓦的慣性將卡瓦釋放，達到座封節流器的目的。由于卡簧在整個節流器下放過程中使節流器卡瓦始終處于收縮狀態，避免了下放時與油管內壁的剮蹭，當下放途中有輕微遇阻時，也可通過緩慢上提節流器進行上下活動，方便了操作人員，為節流器的投放提供了更大操作空間，有利于節流器的投放工作。

（4）所有的金屬零件均換成了不銹鋼材質。不銹鋼含有的各項合金元素在腐蝕環境中發揮了各種不同的耐蝕性。而在凝析氣井中，由于二氧化碳的存在，節流器的鋼體面臨腐蝕的挑戰。由此為了解決這一問題，采用耐酸不銹鋼加工井下節流器以杜絕腐蝕現象的發生。

1.2現場應用案例

自福山油田正式投入開發以來，根據油藏原油性質、試油試采和配產情況，該區塊具有一定自噴能力。人工舉升采油方式通常是充分利用地層能量，初期自噴生產，停噴或產量無法滿足配產時，采用機采方式接替，并盡量延長油井自噴期。隨著油田開發的持續深入，高含二氧化碳的凝析氣藏被開發，根據當前已探明氣藏的天然氣組分數據分析，約有15～17口生產井含較高的二氧化碳，主要分布在A1、A2和A3三個區塊，其二氧化碳含量介于2.7%～76.4%之間，平均含量17.2%。C3、C4的含量在5%～7%范圍內。明確顯示這些氣藏屬于高凝析氣、高二氧化碳類型。

在氣井自噴生產階段，由于氣量大、井底壓力高，井口節流降壓過程中產生凍堵現象，主要通過安裝地面水套爐加熱的方式來解決這一問題。盡管該方法能有效緩解地面管線的凍堵狀況，但其高能耗導致生產成本的增加，并相應提升了地面建設投資。井下節流技術能顯著簡化地面建設工藝，無需井口加熱爐，實現節能降耗的目的；同時該技術還能增強氣流攜液能力，延長氣井壽命。尤其適用于地層能量充沛，井口壓力較高的氣井。

為了明確井內凍堵物的成分以及導致凍堵的環境溫度和壓力條件，針對福山油田現場的高含二氧化碳的凝析氣進行了取樣和相態變化分析。現場觀察發現，凍堵現象表現為凍堵速度快、解凍時間短。這與傳統天然氣水合物凍堵的的特征存在顯著差異。天然氣水合物凍堵后需要加入甲醇等解堵藥劑浸泡1-2d才能完成解堵，而高含二氧化碳凝析氣井凍堵后，未采用加入甲醇的情況下，在1-2h內即自行解堵。從對井內取出的凍堵樣品進行觀測，發現凍堵的樣品顏色發黃，從取樣桶中取出后迅速蒸發，殘留液體極少。通過對表觀現象的分析，以及對二氧化碳與凝析氣混合物相態變化綜合考量，得出以下結論：高含二氧化碳凝析氣井開采過程中產生的凍堵物質并非傳統意義上的天然氣水合物，而是由固體二氧化碳和凝析油在低溫狀態下形成的固體混合物。這一發現為未來高含二氧化碳凝析氣井條件下凍堵的解除方法提供了新的研究方向。同時，也為其他高組分凝析氣井的凍堵物質成分研究提供了有效的方法論。

井下節流工藝從工程技術角度來講，在凝析氣井的應用需要開展大量的理論研究、室內實驗和現場試驗。因此，經技術攻關，成功研制出耐二氧化碳節流器，并在現場進行了試驗。

X1井完鉆井深2930m，造斜點670m，最大井斜25°（2093m），井底位移530.78m，采氣樹型號為KQ65-35，關井油套壓分別為10.8MPa、11MPa，返排試氣產量為8×104m3/d，二氧化碳含量高達30%，由于二氧化碳濃度過高，試氣過程中曾一度關井。后續投產時，為規避地面節流可能引發的管線凍堵問題，嘗試采用井下節流工藝。然而，在高含凝析油與二氧化碳環境下，這對井下節流器的橡膠密封件的密封及承壓差能力構成嚴峻挑戰。具體而言，凝析油和二氧化碳的共同作用導致井下節流器的橡膠密封件溶脹、起泡等現象，進而削弱了橡膠的硬度及抗壓差能力，該井在投產7d后，便因二氧化碳侵蝕造成井下節流器密封件失效而關井。

當井下節流器故障后，需對井筒中的節流器進行打撈，將打撈工具下放至預設深度1800m的過程中，首次嘗試打撈未能成功，且后續兩次重復操作亦未果。隨后，打撈作業持續進行，期間采用了往復下砸與震擊的方法，但遺憾的是，該策略同樣未能實現節流器的打撈。進一步嘗試提升節流器時，發現其無法被移動，即便采取了緩慢與快速的震擊手段，均未能奏效。現場經過論證，決定更換打撈筒再次打撈，同時采用加粗鋼絲進行快速震擊，最終成功完成了節流器的打撈作業，整個節流器的打撈耗時5d。井下節流器的失效及打撈難題，嚴重地影響了氣井的正常生產。為此，為了優化作業效率與減少故障影響，現場試驗應用了一種新的井下節流器密封件橡膠配方，并對節流器的結構進行了針對性的改進，旨在增強其耐二氧化碳腐蝕的性能并便于未來的打撈作業。這一改進后的井下節流工藝技術，在現場試驗中得到了驗證與應用。

為了確保耐二氧化碳的易打撈井下節流工藝的順利實施，工藝應用前，對該節流器的投撈性能進行了驗證，主要有以下幾項工作內容。

（1）依據X1井的高含凝析油、二氧化碳凝析氣井的特征，對井內現有溫度、壓力條件下凝析油、二氧化碳的性質進行了深入分析與計算。

（2）對井下節流器密封件的漲開情況進行驗證。通過通桿插入氣嘴并施加向下的壓力，這時保護套應完全罩住自封式皮碗，而機械式皮碗則處于未受力狀態，其外徑為58mm，取出通桿后，保護套應從自封皮碗外跳出，這時機械皮碗外徑應擴展至62～64mm，以驗證其漲開性能。

（3）對井下節流器的管爪活動情況進行驗證，通過連接下入工具，并在下入工具和氣嘴總成間插上銷釘，經過銼平處理，確保管爪能順暢地來回移動。

（4）對氣嘴的清潔度進行檢查，確保孔眼處無堵塞現象，以保證節流器的正常功能。隨后，連接好下井工具串，按照施工設計要求，將節流器連接并下放至設計深度，施工過程如下。

在井口油壓與套壓均為11MPa的情況下，按照施工設計要求，將節流器連接并開始投放，工具串由吊車將其緩慢吊起直到防噴管最上端位置，然后用人工將其扶正緩慢地進入防噴管內，裝好防噴盒后開始下放節流器。在下放過程中，首先使用手搖絞車緩慢勻速下放，然后使用絞車以40m/min的速度勻速下放。

當節流器下到設計位置1750m處時，按照節流器的投放工序，猛然拉住剎車，使節流器卡瓦彈出，然后慢慢上提工具串，觀察試井車面板鋼絲張力變化情況，發現張力未明顯增加，表明節流器卡瓦并沒有完全撐開，再次將工具下放到1760m，猛然拉住剎車，上提工具串到1750m時，發現此時鋼絲張力在不斷上升，說明卡瓦已經坐住。再上提試井鋼絲，張力達到300kg，井口油壓由原來的11MPa降到7MPa，套壓保持不變，說明節流器的膠筒已完全座封。

松開絞車剎車后、試井鋼絲被緩慢下放，直至工具串至鋼絲完全放松，然后迅速上提鋼絲，以激活震擊器的震擊功能，經過6次震擊后，節流器投放銷釘被順利剪斷，標志著節流器投放成功，并最終坐定于1750m處，隨后入井工具順利取出，恢復井口正常流程。

該井在利用測試車成功下入節流器后，正常生產，其平均日產氣8017m3，日產凝析油量為2.1t，日產水0m3，油壓8.9MPa，套壓10.8MPa，井口溫度11℃，該井連續且穩定生產了120d。

改進后的節流器結構在鋼絲作業中一次性成功完成了投撈操作。檢查了節流器的橡膠密封件，結果顯示其并未受到二氧化碳的侵蝕。因此，可以確認該節流器滿足了現場生產要求。

2結果現象討論

2.1延長生產時間分析

耐二氧化碳易投撈井下節流器在X1井應用，新型橡膠密封件耐二氧化碳侵蝕效果良好，X1井由原來的開井7d延長至120d，通過室內實驗與井下試驗，優選優化各項指標，得出最優橡膠配方。

（1）不同基礎橡膠件在二氧化碳環境中的指標對比。對1-9號基礎橡膠試樣在高壓腐蝕環境下實驗前后的力學性能指標進行了對比，見表1。

從表1中可以看出，從不同膠種的力學性能、外觀及尺寸變化分析結果可以看出：1、3、5號橡膠樣品表面都有氣泡產生，單個泡小，凹凸不平，最大泡值5mm，力學性能參數較差；2、4號橡膠樣品表面都有氣泡產生，表面氣泡密集，凹凸不平，最大泡值大于10mm，力學性能參數最差；6、7號橡膠樣品表面氣泡密集，有單個小氣泡產泡，力學性能參數比1、3、5號橡膠樣品要好一些；8號橡膠樣品整體起氣泡而且一端鼓起；只有9號氫化丁腈橡無明顯氣泡，其他參數包括硬度變化、拉伸強度變化率、扯斷伸長率變化率這些參數指標都優于其他橡膠試樣。

通過上述試驗并經綜合比較可知，9號氫化丁腈橡膠的耐腐蝕性能優于其他橡膠試樣。腐蝕后的橡膠試樣出現了軟化、變形、鼓泡和開裂等現象，表明其在腐蝕介質環境中發生了老化。當橡膠材料處于腐蝕環境中，尤其是在高溫條件下，其交聯鍵會被氧化而導致斷裂，并且大分子基團會發生降解，新的交聯反應發生。這使得分子鏈發生位移，引發化學應力松弛，致使橡膠材料的物理性能下降。

進一步的研究揭示了影響橡膠腐蝕程度的因素主要為溫度、壓強以及CO?含量。特別是在高溫環境中，不僅會加速橡膠材料的裂解和交聯反應，還會增強其他因素對橡膠材料的腐蝕。因此在工程設計階段，應考慮實際工作環境中所有影響橡膠力學性能的因素，避免僅依據空氣中橡膠的力學性能測試數據來設計，以確保橡膠材料在實際工作中更為可靠和耐久。

（2）試驗井不同深度對橡膠材料的影響。通過實驗室條件篩選合適的基礎橡膠材料，并進一步開發多種橡膠配方以制備橡膠密封件。據此將橡膠密封件做成標準的橡膠試驗樣料，然后放入試驗筒內進行現場井下試驗。試驗井二氧化碳含量19.8%。

現場試驗共分為三個試驗段，第一個試驗段為井深500m，第二個試驗段為井深1000m，試驗時長60h，第三個試驗段為井深1800m，見表2。

從表2中可以看出，第一個試驗段井深500m，壓力12.66MPa，溫度為42.3℃，共計進行了10個樣品的試驗，從試驗情況來看，H-1和H-2表面有明顯的起泡現象，H-3雖然沒有起泡現象，但是物理尺寸變化大，說明其溶脹效果明顯；H-4、H-5、起泡現象嚴重，H-6、H-7兩種材料雖然也存在輕微氣泡，但其物理尺寸變化相對于試驗前比較小，H-8物理尺寸變化甚微，內部有些許氣泡，H-9沒有變化，H-10尺寸變化較大，并且具有明顯的溶脹現象。第二個試驗段井深1000m，經過500m處的試驗后，淘汰了H-10材料，其余的9種材料和另外增加的4種材料進行1000m的試驗，主要考證在500m時輕微起泡和形變材料在1000m溫度、壓力條件下的變化趨勢，1000m的試驗時間是60h，從起出來的試驗件來看，各試件的物理尺寸及起泡現象、硬度變化、拉伸強度變化率、扯斷伸長變化率基本和500m深度時相當，沒有明顯的變化。第三個試驗段井深1800m，從1800m試驗條件下起出的材料試樣來看，相對500m、1000m起泡現象有所加重，經過1000m處的試驗后，增加了H-A材料，其余的9種材料和另外增加的4種材料進行1800m的試驗，主要考證在1000m時輕微起泡和形變材料在1800m溫度、壓力條件下的變化趨勢，1800m的試驗時間是60h，從起出來的試驗件來看，各試件的物理尺寸及起泡現象基本比1000m深度時加重，個別試樣出現了比較嚴重的溶脹和開裂現象，H-9試樣的物理性能最好。通過不同井深的試驗可以看出，井下節流器下入井中越深，溫度與壓力變化越大，橡膠材料的二氧化碳侵蝕越嚴重，試驗過程中淘汰了H-3和H-10橡膠樣品，從總體上來看H-9試樣均保持了良好的性能。

（3）不同壓力下對橡膠密封件的影響。橡膠材質力學性能測試在實驗釜中進行，反映橡膠材質強度和塑性的物理量是拉伸性能。拉伸強度參數用試樣腐蝕后與腐蝕前的拉伸強度的比值數據表征，拉斷伸長率參數用試樣腐蝕后與腐蝕前的拉斷伸長率之比值表征，橡膠材料的受壓抗變形能力通過硬度參數反映。根據材料的硬度范圍，在五個不同位置測試樣品的硬度，測量結果的平均值作為實驗結果，如圖2所示。

從圖2中可以看出，橡膠在二氧化碳環境中的拉伸強度隨著壓力的增大而下降。

壓力5MPa時，橡膠在二氧化碳環境中腐蝕后，9種材料H-1、H-2、H-4、H-5、H-6、H-7、H-8、H-9、H-A抗拉強度分別降低了10%、18%、15%、20%、45%、37%、5%、3%、25%。

壓力10MPa時，9種材料H-1、H-2、H-4、H-5、H-6、H-7、H-8、H-9、H-A抗拉強度分別降低了29%、38%、26%、35%、52%、56%、28%、5%、35%。

壓力18MPa時，9種材料H-1、H-2、H-4、H-5、H-6、H-7、H-8、H-9、H-A抗拉強度分別降低了40%、47%、30%、41%、53%、68%、38%、20%、49%。

橡膠在二氧化碳環境中的拉斷伸長率隨著壓力的增大而下降。

壓力5MPa時，橡膠在二氧化碳環境中腐蝕后，9種材料H-1、H-2、H-4、H-5、H-6、H-7、H-8、H-9、H-A拉斷伸長率分別降低了25%、15%、18%、20%、31%、44%、23%、1%、42%。

壓力10MPa時，9種材料H-1、H-2、H-4、H-5、H-6、H-7、H-8、H-9、H-A拉斷伸長率分別降低了36%、29%、28%、30%、38%、56%、18%、2%、55%。

壓力18MPa時，9種材料H-1、H-2、H-4、H-5、H-6、H-7、H-8、H-9、H-A拉斷伸長率分別降低了39%、27%、35%、35%、42%、60%、13%、8%、63%。

橡膠在二氧化碳環境中的硬度隨著壓力的增大而下降。

腐蝕前，9種材料H-1、H-2、H-4、H-5、H-6、H-7、H-8、H-9、H-A硬度分別為73.3、75.9、78.1、69.9、72.1、76.3、74.2、96.1、79.4HA。

在壓力5MPa時，9種材料H-1、H-2、H-4、H-5、H-6、H-7、H-8、H-9、H-A硬度分別為69.4、72.9、76.1、68.5、70.3、74.6、70.8、95.6、75.2HA。

在壓力10MPa時，9種材料H-1、H-2、H-4、H-5、H-6、H-7、H-8、H-9、H-A硬度分別為67.2、62.7、73.2、65.9、62.3、66.0、68.5、95.2、73.1HA。

在壓力18MPa時，9種材料H-1、H-2、H-4、H-5、H-6、H-7、H-8、H-9、H-A硬度分別為60.5、55.4、66.8、59.8、57.9、62.3、69.2、84.2、56.9HA。

通過不同壓力的實驗得出，H-9試樣的力學性能優于其他橡膠材料，在11種新配方的橡膠試樣經過二氧化碳侵蝕后，均出現了不同程度的軟化、變形、鼓泡甚至開裂的現象，導致材料性能下降且變化幅度各異，H-9橡膠材質的試件展現出了優異力學性能，顯示出良好的耐二氧化碳腐蝕特性，適合用作富含二氧化碳的凝析氣井中井下節流裝置的橡膠密封元件。

2.2投撈成功率分析

井下節流器的投撈成功率是指在氣井作業中，成功打撈或投放節流器的比例。這一指標對于評估節流器作業的效率以及保障氣井生產的順利進行具有重要意義。據統計該油田的投撈成功率為85%，而X1井在應用改進后的節流器打撈作業中，實現了從原先需耗時5d的多次打撈嘗試到一次性成功打撈的顯著轉變，這一成果有力地驗證了耐二氧化碳節流器結構改進的高度有效性。

傳統的井下節流器在實際應用中暴露出打撈困難、密封性能不穩定以及卡瓦座封不可靠等問題。為解決這些問題，提出了中心桿尾部開槽設計、密封上皮碗內部加鋼內套與卡簧設計、卡瓦位置設置釋放卡簧設計三點結構改進措施，并進行了不同工況下的力學性能、密封性能等方面的模擬仿真分析，評估結構改進的有效性，為優化設計提供數據支持與理論依據。通過仿真分析，可以在實際制造與應用前，對改進后的井下節流器結構進行全面評估，預測其在井下復雜環境中的工作性能，從而節省成本。

2.2.1模型分析

構建井下節流器的仿真模型涉及四個關鍵步驟：首先是幾何結構的建模，其次是材料特性的設置，第三是進行網格生成，最后是定義模型的邊界條件。

（1）幾何模型構建。使用專業的有限元軟件，根據井下節流器的實際尺寸和改進后的結構設計，分別構建傳統井下節流器和改進后的井下節流器的三維幾何模型。在建模過程中，對中心桿、密封膠碗以及鋼內套進行了適度的簡化處理。采用圓柱體來近似表示中心桿的形狀，同時，利用一個內徑與所述圓柱體外徑相匹配的空心圓筒來模擬密封膠碗的結構，并確保各部件之間的幾何關系準確無誤。

（2）材料特性設置。根據井下節流器各部件的實際材料，在有限元軟件中設置相應的材料屬性。對于中心桿通常采用高強度合金鋼，密封膠碗采用橡膠材料，鋼內套采用不銹鋼等，分別賦予其對應的材料參數，以準確模擬各部件在不同工況下的力學行為。

（3）網格劃分。對構建好的幾何模型進行網格劃分。對于結構復雜的區域細化網格，如密封膠碗與中心桿開槽部位的接觸區域、鋼內套與密封膠碗及中心桿外壁接觸區域等。同時，根據不同部件的尺寸和形狀特點，選擇合適的網格單元類型，為了方便計算，按照參數將模型簡化，所以有限元模型中中心桿、密封膠碗、鋼內套均采用Solid186單元進行單元劃分。

（4）邊界條件的確立。為了模擬中心桿與密封膠碗的分離行為，對空心圓筒兩端面施加軸向（z向）約束，對空心圓筒外壁施加10MPa的向內壓力，對圓柱體兩端面施加5m的軸向（z向）位移載荷。空心圓筒與圓柱的接觸采取通用接觸，參考《機械設計手冊》金屬與金屬的接觸面摩擦因數采用0.15，橡膠與金屬的接觸面摩擦因數采用0.5。

2.2.2仿真模擬

（1）針對中心桿尾部開槽設計的模擬仿真，在仿真軟件中模擬節流器在油管內的打撈過程，分別對傳統井下節流器和中心桿尾部開槽的改進型節流器進行分析，如圖3所示。

從圖3中可以看出，設定中心桿上提的過程中其外壁所承受的拉力保持不變，在此情境下，中心桿外壁與密封膠碗之間因相對運動而產生摩擦，為量化這一摩擦效應，計算了密封膠碗與中心桿外壁之間的摩擦應力，以及中心桿的軸向（即z向）應力。由于摩擦應力的大小僅取決于接觸面的壓力分布與摩擦系數，而在給定空心圓筒外壁壓力為定值的情況下，傳統井下節流器和中心桿尾部開槽的改進型節流器在接觸面摩擦應力分布上的差異主要體現在：開槽區域幾乎不產生摩擦應力，從而導致總摩擦力有所降低，然而，這一差異在摩擦應力云圖中并不直觀顯現。由此，進一步計算了中心桿的軸向（z向）應力，其中，中心桿兩端面的軸向（z向）應力值反映了為克服摩擦而使中心桿運動所需的最小拉力，該拉力值可間接反映接觸面摩擦力的大小。

對比發現，改進后的節流器由于中心桿尾部開槽設計，在相同工況下，兩端面的軸向（z向）最大應力大小由19.1MPa降低至17.1MPa，降低了10.5%，即代表密封膠碗與中心桿外壁之間的摩擦阻力降低10.5%，因打撈器使中心桿向下運動，密封膠碗在自身的彈力作用下回縮，降低皮碗與油管內壁的摩擦，所以中心桿開槽設計能夠有效地改善井下節流器的打撈性能。

（2）針對上皮碗內部鋼內套及卡簧設計的模擬仿真。節流器上皮碗在打撈時由于摩擦力導致其向下運動，使上皮碗像楔子一樣緊緊地楔進下皮碗的空隙內，兩個皮碗連成一體導致皮碗與中心桿摩擦力驟增。而上皮碗內部的鋼內套及卡簧設計使上皮碗在受到摩擦力的作用時不再向下運動保留了兩個皮碗之間的空隙。

在仿真分析中，計算密封膠碗與中心桿外壁間的摩擦應力。針對無鋼內套及卡簧設計的工況，選取兩皮碗貼緊緊密貼合的狀態作為分析對象，該狀態與先前分析的未開槽傳統井下節流器的工況相似。并采用了相同的模型構建方法。而對于包含鋼內套及卡簧設計的工況，選取上下皮碗初始位置作為分析基準，即考慮在上提過程中，上皮碗因卡簧的限制作用而未因摩擦力發生下移。仿真結果顯示，傳統井下節流器中心桿在打撈過程中所承受的摩擦應力最大值為6.30MPa左右，而經過改進后的節流器所受的摩擦應力最大值達到了13.97MPa左右，顯著超過了改進前的水平。

深入分析發現，皮碗的錐形結構在模型邊緣引發了應力集中現象，因此在計算應力時，排除了這一區域的數據。在忽略應力集中區域后，中心桿所受摩擦應力的最大值約為6.61MPa。然而，值得注意的是，在改進后的結構中，上下皮碗間隙處未觀察到摩擦應力的存在，該區域約占中心桿外壁總面積的25%。據此推斷，改進后的密封膠碗與中心桿外壁間的摩擦阻力降低了約25%，充分證明了鋼內套及卡簧設計的有效性，顯著優化了打撈性能，具體而言，改進后的節流器，由于鋼內套的支撐作用，密封上皮碗的變形得到有效控制，進而使得密封面的接觸壓力分布更為均勻。

（3）針對卡瓦座封性能模擬仿真。在投放過程中，觀察卡瓦在釋放卡簧作用下與油管內壁的接觸情況，確保卡瓦不與油管內壁發生磨損。當模擬到節流器下放到設計深度并快速上提時，分析卡瓦的釋放過程和座封效果。模擬結果顯示，在投放過程中，傳統卡瓦容易與油管內壁產生摩擦，磨損量達到1%～3%。而改進后的卡瓦在釋放卡簧的作用下，與油管內壁無接觸，避免了磨損。在座封過程中，改進后的卡瓦能夠順利釋放并均勻地座封在油管內壁上，座封力達到300kg，滿足設計要求，且座封穩定性優于傳統卡瓦結構。

井下節流器仿真結果表明，中心桿尾部開槽設計、密封上皮碗內部鋼內套與卡簧設計、卡瓦上增加釋放卡簧設計均有效地改善了井下節流器的性能，提高了耐二氧化碳節流器易投撈性能。同時，為井下節流器的持續改進和優化設計提供了有價值的參考依據，有助于推動井下節流器技術的不斷發展。在未來的研究中，將結合實際井下試驗數據，對仿真模型進行進一步的驗證和完善，使仿真結果更加貼近實際工況，為井下節流器的工程應用提供更精準的指導。

（4）井下節流器材質的室內實驗。井下節流器金屬零件均換成了不銹鋼材質，根據現場提供的試驗介質，將材料浸泡后按規定處理后稱其失重來計算腐蝕速率。試驗72h后取出試件，試件中除了不銹鋼材質以外，其他材質試件均有不同程度的腐蝕。所以，井下節流器采用不銹鋼材質，以提高其防腐蝕性能。

3結論建議

（1）基于室內力學性能實驗，篩選的氫化丁腈橡膠作為基礎橡膠材料，結合二氧化碳的侵蝕特性，進一步加入了炭黑和其他填料，形成了新的橡膠配方，通過在試驗井中反復試驗，證實改性氫化丁腈橡膠密封件在井筒高溫高壓高侵蝕的情況下具有良好的耐侵蝕性能，這標志著新型耐二氧化碳橡膠初步研發成功。同時，改進結構的井下節流器經過室內反復投撈模擬測試，基本滿足了侵蝕環境下的易投撈要求。現場選擇含二氧化碳30%的X1井作為試驗井，在鋼絲投放下井過程順利無卡頓，試驗井投產后該井正常生產120d，充分驗證了其能夠滿足當前凝析氣井的生產需求。基于二氧化碳侵蝕機理的橡膠力學性能的材料優選，同樣適應于石油行業其他專業的井下工具強化研究，為國內耐二氧化碳工具的研制和改進提供了思路。

（2）橡膠密封元件在現場應用中的失效模式呈現出多樣性。因此，針對橡膠密封件在井筒中的具體工況進行詳盡的分析并制定相應策略。耐二氧化碳的井下節流器生產參數還有進一步優化的空間，同時，井下節流器結構與橡膠材料的性能、氣井生產參數等之間的定量關系也有待進一步的研究。

（3）未來將根據現場試驗情況繼續優化耐二氧化碳井下節流器的各種參數，包括橡膠密封件材料的配方及氣井的生產參數優化等。該項技術的成功應用為凝析氣井的低成本開采提供了一項有效的技術措施。為長期、穩定、高效、低成本的生產提供堅實的技術保障。