CO2同井驱替工程设计

2018-05-07许发宾韦龙贵杨仲涵

钻采工艺 2018年1期

许发宾，韦龙贵，徐靖，韩成，杨仲涵，陈力

(中海石油(中国)有限公司湛江分公司)

南海西部某气田上部为常压高烃气藏，下部为高压高含二氧化碳气藏，且上下部气藏纵向上叠合性较好。上部常压高烃气藏经过十多年的开发，压力系数发生了较大衰竭，目前最低压力系数已降至0.40左右，气田总体产量也出现了较大下降。为进一步提高上部高烃气藏采收率，稳定产能，提出了建设海上CO2自动驱替井的思路。

海上CO2自动驱替井比常规气田开发井钻完井作业难度更大：①压力衰竭气层与高压气层在同一个井段，井漏风险大，井身结构设计难度更大，对钻完井液屏蔽暂堵性能及储层保护性能要求更高；②压力衰竭高烃气藏部分井段井斜角大于85°，且气藏易出砂，水平井射孔作业难度更大；③完井管柱要求有分层清喷、开采及自动注气的多种功能，管柱设计难度更大；④后期需要能够实时监测[1]及不动管柱调节注气量，进一步增加了管柱设计难度。

通过开展井身结构、钻完井液耐压差及储层保护性能、水平井射孔及完井管柱设计等方面的技术攻关，国内外首次研发了海上CO2自动驱替钻完井技术。

一、井身结构优化

海上CO2自动驱替井井身结构设计原则：①在钻井施工安全的前提下，合理设计三开Ø311.1 mm井眼长度，为封隔注气目标层上下其他的储层或水层，保证后期注气顺利进入目标气藏，Ø244.5 mm套管固井质量必须合格；②为保障后期该井按照日配注气量自流注气，对自流注气模型建立数值分析模型，合理设计四开Ø215.9 mm水平井眼长度。

设计井身结构[2]一开Ø914.4 mm井眼下入Ø762.0 mm套管固井，二开Ø444.5 mm井眼下入Ø339.7 mm套管固井，三开Ø311.1 mm井眼钻穿上部压力衰竭高烃气藏至着陆，下入Ø244.5 mm套管固井，四开Ø215.9 mm水平井眼钻下部高含CO2层气藏。依据上下部气藏出砂情况确定下入Ø168.3 mm打孔管或者筛管。

二、钻井液优化

三开Ø311.1 mm井眼钻穿上部压力衰竭高烃气藏采用PLUS/KCl钻井液[3]，由于该气藏目前压力系数约为0.40，压力衰竭严重，该气藏上下存在尚未开发的气层，压力系数较高，为保障高低压同一井段的钻井作业安全，对PLUS/KCl钻井液进行优化，以提高其储层保护及最高耐压差性能。

对气藏孔喉进行分析，平均孔喉直径为101.63 μm，优选暂堵剂CaCO3800目 ∶400目最优配比=4.01 ∶1。优化后PLUS/KCl钻井液配方：2%海水膨润土浆+0.25%Na2CO3+0.2%NaOH+0.3%PF-PAC-LV+2%PF-GBL+1.5%PF-LSF+1.5%PF-Lube+0.3%PF-PLUS+0.1%XC+3%CaCO3(800目 ∶400目=4.01 ∶1)+5%KCl+重晶石。

三开Ø311.1 mm井段最高压差约25 MPa。高温高压差侵入评价实验，最高温度120℃、最高压差26 MPa，岩心钻井液侵入深度小于2 cm，出口端无漏失，降低了钻井液滤液侵入深度，进一步保护储层。PLUS/KCl钻井液优化前后封堵能力对比详见表1。

表1 X井PLUS/KCl钻井液优化前后封堵性能对比

经过调整CaCO3粒度分布后，优化后的PLUS/KCl钻井液体系在切除Ø25×50 mm标准岩心损害端面0.5 cm后，渗透率恢复值大于90%以上，储层保护效果好。

三、出砂预测

对南海西部某油田X井气层采用声波时差、B指数和S指数[4]3种方法分别进行出砂预测分析，B指数和S指数计算公式如下：

(1)B指数计算公式：

(1)

式中：EC—岩石密度、声波时差的函数；C—常数，9.94×108；ρ—岩石密度；Δtc—岩石纵波时差。

(2)S指数计算公式：

(2)

式中：ES×EB—岩石密度、泊松比、声波时差的函数；C—常数；μ—岩石泊松比；ρ—岩石密度；Δtc—岩石纵波时差。

结合该油田前期项目开发井的出砂与生产情况，该井下部高含二氧化碳层气藏与上部压力衰竭高烃气藏均易出砂，见图1、图2。

图1 X井B指数法上部气组出砂预测

图2 X井S指数下部气组出砂预测

依据出砂预测结果，设计上下气藏的防砂方案。气藏易出砂也大大提高了射孔作业的难度。

四、水平井射孔技术

Ø244.5 mm套管射孔段井斜角大，部分井段大于85°，水平井射孔作业难度大。根据气层出砂分析，优化射孔方案。对于气藏不出砂的井，选择常规钻杆输送负压射孔方案；对于气藏易出砂的井，选择内定向定方位正压射孔方案[5]。

1.射孔枪砂卡风险分析

射孔时由于射流的高压作用，地层的砂沿着射孔的孔道壁被压实，射孔后出的砂就是这部分被压实的地层砂，通常压实带的厚度为12～13 mm左右，计算这部分砂的体积就能估算出射孔后单孔的出砂量。

假设使用Ø178 mm射孔枪，射孔弹为DP44RDX 38-2，穿深0.848 m，孔径0.01 m；用Ø127 mm射孔枪，射孔弹为SDP44RDX38-1，穿深0.59 m，孔径0.012 m。根据套管内径和射孔枪外径可以计算出套管与射孔枪的环空体积，如表2；根据锥体的体积计算出出砂的量，如表3。

表2 套管与射孔枪的环空体积

表3 射孔后出砂体积估算

通过估算Ø178 mm套管采用Ø127 mm射孔枪射孔情况下，射孔后落入井筒体积砂量，远小于Ø127 mm射孔枪、Ø178 mm套管间隙能容纳体积，并且砂是沿井筒近似均匀分布，所以沿井筒上部射孔可行。

2. 水平井射孔管柱强度校核

由于封隔器是管柱中容易受到伤害的部分，采用38 g药量的射孔弹，采用带封隔器的射孔管柱进行模拟。根据射孔爆轰波数值分析结果，在射孔瞬间爆轰载荷作用下，管串最大拉伸载荷为367.85 kN，最大压缩载荷为144.95 kN。数值分析结果显示，管柱结构最大屈服应力为284.1 MPa。

根据管柱结构螺旋屈曲判断条件与屈服失效准则，对射孔管串关键构件进行安全评价。利用水平井爆轰压力波分布于关注结构安全评价软件计算可得井筒爆轰压力与时间的关系，如图3所示。结合油管、井下工具屈服强度可分别计算得到封隔器安全系数为2.38，减震器安全系数为5.80，油管抗挤压安全系数为2.24，油管屈服安全系数为2.46，屈服破坏安全系数为1.94，满足安全要求。

图3 射孔管柱安全评价

五、同井自动驱替完井管柱

完井管柱功能设计原则：①对井下自流注气气量进行实时监测与计量，在不动管柱情况下，可以进行注气量调节；②由于下部高含二氧化碳层气藏与上部压力衰竭高烃气藏压差较大，完井管柱设计需最大限度保护气层；③满足下气藏分层开采要求。

1．完井管柱结构设计

按完井管柱功能设计原则设计完井管柱[6]，下部高含二氧化碳层气藏四开Ø215.9 mm水平井眼设计利用Ø244.5 mm防砂封隔器悬挂Ø168.3 mm筛管进行简易防砂。为避免上部压力衰竭高烃气藏射孔期间发生下喷上漏的复杂情况出现，在Ø168.3 mm筛管串上安装一个油藏隔离阀，该阀以关闭形式下井，对上下气藏的压力进行隔离，后期通过生产管柱下部安装的阀开关工具打开。上部压力衰竭高烃气藏射孔后同样设计利用Ø244.5 mm防砂封隔器悬挂Ø168.3 mm筛管进行简易防砂，筛管柱下部通过Ø177.8 mm插入密封与下部防砂封隔器配合实现密封。CO2同井自动驱替完井管柱见图4。

图4 海上CO2同井自动驱替完井管柱

2．同井自动驱替功能

下部高含CO2层气体在地层原始能量的驱动下，经过生产管柱上Ø50.8 mm液控井下流量计、Ø88.9 mm液控滑套[8]注入上部压力衰竭高烃气藏，实现CO2同井自动驱替，被驱替的上部高烃气体从周边生产井采出。Ø71.37 mm井下安全阀及Ø88.9 mm液控滑套液控管线完井后回接至井口平台地面流程液压源。Ø50.8 mm液控井下流量计[7]电缆接线至井口平台中控，实时读取显示并存储井下注气量。通过控制Ø88.9 mm液控滑套液控管线液压调节滑套开度，实现不动管柱调节井下注气量。各公司液控滑套性能[9]对比见表4。