连续管速度管柱带压起出封堵工具的研究与应用*

张士彬 左 挺 祝 叶 付 悦 任 彬 李 伟

(1.中石油江汉机械研究所有限公司 2.中国石油川庆钻探工程有限公司长庆井下技术作业公司)

0 引 言

连续管速度管柱在油气田致密气井已应用1 000余井次，排液及增产效果显著[1-7]。通过对其技术升级完善，进一步拓展到高含硫致密气井，可适应硫化氢含量近800 mg/m3低压气井的带压连续管速度管柱和排水采气作业，2018年以来已应用60余井次，应用需求逐年增加[8-10]。因高含硫腐蚀环境下管材腐蚀评价，以及速度管柱生产井再次积液后开展其他工艺措施等需求，需带压起出井内连续管[11-14]。而实现带压起管的关键技术是井内连续管管内封堵和回接，其中井内连续管管内封堵是带压起管的先决条件。

现有管内堵塞器的主要工作原理为上提释放坐封，继续上提丢手[15]。该堵塞器的坐封方式简单，能适应带较大内焊缝毛刺的连续管有效密封，但在尺寸、强度和密封性能方面仍存在一定的问题。如尺寸方面，不同于ø38.1 mm(1.5 in)连续管，ø31.8 mm(1.25 in)连续管匹配的堵塞器最大允许外径仅25 mm，在保证高强度和密封的同时，必须优化或重新设计堵塞器结构，设计难度进一步加大；强度方面，该堵塞器通常需要在较大上提载荷下坐封和丢手，工具自身如存在强度不足将会造成过载拉断，胶筒会因过度压缩而开裂失效，连续管与配套的悬挂机构也容易松脱发生溜管；密封性能方面，该堵塞器只有在释放丢手后才能对其进行验封，无法在工具坐封过程中即时验封以及调整坐封所需的上提载荷，一旦验封不合格只能继续投放另一个堵塞器工具，此举可能导致后续连续管回接时所需的安装长度不足而无法回接。

为克服上提坐封式管内堵塞器过载坐封及无法即时验封的问题，并适应更小尺寸连续管速度管柱带压起管作业需求，本文依据现有上提坐封式管内堵塞器的结构，设计了连续管封堵用旋转坐封式管内堵塞器。

1 工具结构与工作原理

1.1 工具结构

连续管封堵用旋转坐封式管内堵塞器如图1所示。由图1可见，该工具主要由弹性棘爪、锁紧螺母、箍簧、锚爪、卡瓦座、胶筒、芯轴和摩擦片构成。该工具在自由状态下总长度为300 mm，最大外径24 mm，适用于ø38.1 mm甚至更小尺寸连续管管内封堵作业。

1.2 工作原理

旋转坐封式管内堵塞器作业过程分为下放送入、旋转坐封和丢手3个阶段，如图2所示。

图2 旋转坐封式管内堵塞器丢手3种状态Fig.2 Release states of rotary setting internal packer

(1)下放送入。将旋转坐封式管内堵塞器与具有轴向进给和周向旋转功能的送入杆连接，放入到作业井口内并连接好井口。在井口带压条件下，可通过液压驱动使送入杆下行，带动管内堵塞器缓慢进入连续管内，芯轴下部的导锥经过井口处连续管管口时，该工具摩擦片在推力作用下与连续管内壁弹性结合。

(2)旋转坐封。继续送入管内堵塞器到连续管管口以下设计深度(一般1.5～2.0 m)，停止下入并驱动送入杆顺时针旋转，使送入接头带动锁紧螺母沿芯轴上部螺纹旋合上扣。由于摩擦片与连续管内壁产生的摩擦力，可使芯轴周向静止，从而为芯轴提供反扭矩，锁紧螺母在旋合的同时也轴向移动，推动卡瓦张开锚定在连续管内壁上，此时胶筒也被压缩。根据室内试验得到的旋合扭矩与密封压差的试验数据，结合井口压力情况，将管内堵塞器旋转到一定扭矩值，按照现有操作规程和要求，井口放空验封。如验封合格，进一步考虑井口憋压下压力随时间上升的关系，将扭矩值调整到满足作业时间间隔内压力持续增长时的密封要求，并满足1.25倍的安全系数要求；如验封不合格，将扭矩值增大到试验得到扭矩值的1.25倍后继续验封，直至验封合格。最终的扭矩值仍按照满足作业时间间隔情况下压力持续增长时的密封要求，并达到1.25倍安全系数扭矩要求。

(3)释放丢手。管内堵塞器坐封完成后，驱动送入杆上行，使其与管内堵塞器脱离。取出送入杆，带动送入接头和弹性棘爪一同从管内堵塞器上脱离，管内封堵作业完成，可进行后续起管操作。

1.3 主要技术参数

最大适应外径：24 mm；

额定密封压差：35 MPa；

额定密封压差下的最小坐封扭矩：60 N·m；

丢手载荷：500 N；

工具总长：300 mm。

1.4 性能特点

(1)坐封式管内堵塞器工作时，利用摩擦片与连续管内壁的弹性接触，将其转化成为可提供反扭矩的基座，实现了坐封方式从常规的大载荷上提坐封转变为定点旋转坐封，可以降低以往大载荷上提坐封带来可能拉松管柱的风险。

(2)采用旋转方式坐封，坐封过程中可多次进行增加坐封扭矩和验封，直至满足当前井内压力密封要求。此举有效减少单井工具配套数量，且不会使管内堵塞器本身出现过载。旋转上扣的扭矩可根据井筒内实际压力、工具锚定情况以及安全系数设定的要求进行调节。

(3)楔形平面式的卡瓦座可以周向定位锚爪位置，保护其不被剐蹭，同时增加锚定的可靠性，使坐封过程无滑移，坐封位置更加精确可控。

(4)采用弹性棘爪实现安全、高效和可靠的释放丢手，除可减小释放所需的载荷外，随送入工具起出的部分零部件还可重复利用，从而降低工具配套成本。

2 关键机构设计

2.1 锁紧螺母

为了实现轴向移动的同时推动卡瓦张开锚定和胶筒压缩密封，设计的锁紧螺母(见图3)采用旋转上扣、轴向移动方式来推动卡瓦锚定和胶筒压缩密封；坐封过程中可多次对管内堵塞器进行验封，直至满足当前井内压力下的密封要求，且不会使管内堵塞器本身出现过载。坐封载荷可根据井内压力和地面控制上扣扭矩来精确控制：一方面可以降低以往采用大载荷上提坐封和释放丢手带来潜在的拉松连续管管柱的风险，增加对浅井连续管速度管柱和完井管柱带压封堵作业的适应性；另一方面可降低对管内堵塞器自身抗拉强度的要求，有利于管内堵塞器进一步小型化，以适应直径更小的连续管管内封堵需要。

图3 锁紧螺母结构示意图Fig.3 Schematic structure of locknut

利用相应计算工具对锁紧螺母结构进行强度分析。设置其材料为42CrMo，设置其弹性模量为212 GPa，泊松比为0.280，密度为7 850 kg/m3。在额定工作压力下，计算得到锁紧螺母应力集中最大值为284 MPa，强度满足设计要求(42CrMo屈服强度为850 MPa)。其具体工作中应力分布情况如图4所示。

图4 锁紧螺母受力云图Fig.4 Cloud chart for stress of locknut

2.2 弹性棘爪

弹性棘爪上部套进送入接头内腔限位，下部壳体开有数个镂空的沿周向均布的轴向直槽，轴向直槽两侧的悬臂壳体下端外表面边缘均有带倒角的凸台。装配状态下，非工作时弹性棘爪下端外表面的凸台位于锁紧螺母中部较大的环形内腔中，并可在环形内腔的一定范围内轴向移动；当弹性棘爪受拉时凸台位置径向收缩，继续增大拉力，凸台会从锁紧螺母中部较大的环形内腔中脱出并与锁紧螺母分离，其结构如图5所示。由于此管内堵塞器的丢手载荷与坐封载荷不关联，丢手载荷可根据需要调节至很小，避免了以往采用上提坐封式管内堵塞器的丢手载荷必须大于坐封载荷，从而导致坐封载荷过大的情况发生。此外，按照设计要求，从弹性棘爪处丢手后，送入接头和弹性棘爪可随送入工具一同被取出，并可重复使用，降低了工具配套成本。

图5 弹性棘爪结构示意图Fig.5 Schematic structure of elastic ratchet

利用相应计算工具对弹性棘爪结构进行强度分析。设置其材料为45号钢，设置其弹性模量为209 GPa，泊松比为0.269，密度为7 890 kg/m3。在额定工作压力下，计算得到弹性棘爪应力集中最大值为185 MPa，强度满足设计要求(45号钢屈服强度为355 MPa)。其具体工作中应力分布情况如图6所示。

图6 弹性棘爪受力云图Fig.6 Cloud chart for stress of elastic ratchet

2.3 锚爪

锚爪呈片状，沿卡瓦座周向均布，如图7所示。与锚爪配套的卡瓦座楔形面为平面结构，对锚爪进行周向限位。锚爪设计有摩擦表面，可与连续管内壁通过摩擦力的作用提供反扭矩，以防止连续管相对旋转，从而实现管内堵塞器坐封方式从常规的大载荷上提坐封转变为旋转坐封。

图7 锚爪载面Fig.7 Schematic structure of fluke

利用相应计算工具对锚爪结构进行强度分析。设置材料为60Si2Mn，设置其弹性模量为206 GPa，泊松比为0.290，密度为7 740 kg/m3。在额定工作压力下，计算得到锚爪应力集中最大值为642 MPa，强度满足设计要求(60Si2Mn屈服强度为1 175 MPa)。其工作中应力分布情况如图8所示。

图8 锚爪受力分布云图Fig.8 Cloud chart for stress of fluke

3 性能测试试验

为验证方案的可行性，以及堵塞器实际工作参数与设计参数的一致性，对新型堵塞器零部件的性能参数和整体性能进行测试试验和评价，试验台架如图9所示。试验包括以下2个方面：

1—旋转电机；2—固定支架；3—扭力传感器；4—送入连杆；5—连续管；6—堵塞器；7—连续管固定支架；8—泵源图9 旋转坐封式管内堵塞器性能测试台架Fig.9 Bench for performance test of rotary setting internal packer

(1)密封性方面主要测试其与一体化工装的配套性，以准确获得其最小坐封扭矩。

(2)丢手性能方面主要测试其丢手位置、丢手载荷与设计要求的相符性。

3.1 堵塞器最小坐封扭矩测试

利用伸缩液缸将旋转坐封式堵塞器及配套仪器送入连续管样管内，另一端安装外卡式连接器，连接器与手压泵连接。将装有堵塞器的连续管固定在连续管固定支架上，控制送入连杆为堵塞器坐封提供扭矩，同时在连续管下端实施小排量泵注。随着作用在堵塞器上的扭矩增大，密封胶筒逐渐被压缩至完全实现密封，当泵压突升，记录此时达到的最大扭矩即为该堵塞器的最小坐封扭矩。测试情况如图10所示。实际使用时坐封扭矩按照最小坐封扭矩的1.25倍选取。

图10 最小坐封扭矩测试Fig.10 Minimum setting torque test

3.2 丢手性能测试

测试出最小坐封扭矩后，在拉力试验机上对成套工具进行拉伸试验，以测试放置坐封式堵塞器脱节位置及其丢手载荷。测试中当堵塞器从丢手弹爪处脱开丢手时的载荷约为340 N，此时其他工具及零部件保持完好。可见堵塞器丢手方式与设计一致，丢手载荷适中，满足设计要求。

4 现场应用

为了证明新设计的旋转坐封式管内堵塞器能够成功解决带压封堵作业的技术难题，在中石油某典型高含硫油气井开展了速度管柱带压起管作业。该井为速度管柱生产井，首次采用旋转坐封式管内堵塞器带压封堵，配套专用的投放工装，进行全流程带压起管作业。作业中管内封堵耗时仅30 min，克服了以往上提坐封式堵塞器过载坐封及无法及时验封等不足问题，并适应含H2S环境，作业时间较注入头封堵连续管节约2 h，为主体起管施工节省了时间，实现了生产提速提效，充分验证了工艺可行性和封堵工具的可靠性。

5 结 论

(1)在充分结合连续管速度管柱带压起管井况、悬挂装置和连续管自身特点，以及带压起管工艺等要求的基础上，设计了旋转坐封式管内堵塞器。该工具结构简单可靠，优化后有利于小型化开发，以用于更小直径的连续管封堵作业配套。

(2)对堵塞器关键结构进行设计和计算校核，实现了坐封方式从常规的大载荷上提坐封转变为定点旋转坐封，降低以往大载荷上提坐封带来的可能拉松管柱的风险。使用中可根据井内压力，调节坐封载荷，并适应多次验封需要。坐封过程中基本无滑移，坐封位置更加精确可控；采用弹性棘爪实现安全、高效和可靠丢手，除可减小丢手载荷外，随送入工具起出的零部件可重复利用，能够降低工具配套成本。

(3)通过旋转式坐封管内堵塞器的最小坐封扭矩和丢手性能室内试验，验证了堵塞器的结构满足设计要求，丢手方式与设计一致，密封性能可靠，符合现场施工要求。

(4)开展的高含硫油气井现场应用表明，旋转坐封式管内堵塞器很好地满足了实际使用要求，性能稳定可靠，提高了带压起管施工的安全性，降低了作业费用，适应当前经济形势下的低成本开发需求。