基于渗透率损失规律分析的稠油井割缝筛管割缝宽度优化

2021-05-29黄勇董长银周玉刚游红娟刘亚宾王卓飞

石油钻采工艺 2021年1期

黄勇董长银周玉刚,3 游红娟刘亚宾王卓飞

1.中国石油新疆油田公司工程技术研究院；2.中国石油大学(华东)石油工程学院；3.中海石油(中国)有限公司天津分公司

稠油油藏具有储量丰富、开发潜力大、出砂风险较高的特点［1-2］。新疆油田某油区内广泛发育稠油油藏，开采方式以热采为主，储层埋深浅、胶结差，油井普遍存在出砂问题、井筒砂埋严重，防砂方式以独立割缝筛管为主，防砂后筛管堵塞严重，油井产能骤减严重，对于割缝筛管渗透率损失机理与规律认识不够，对割缝筛管缝宽优化缺少理论依据，防砂效果缺乏有效保障。

目前针对割缝筛管渗透率损失机理与规律以及缝宽等设计参数优化的研究主要集中在常规油气藏领域。董长银等通过分析筛管挡砂后渗透率变化预测其堵塞程度，揭示介质渗透率损失与生产时间、地层砂特征信息等因素的定性和定量关系，拟合得到挡砂介质堵塞程度预测模型［3-5］，但挡砂实验驱替流体主要以清水和增黏水为主；陈慧娟、庞伟等基于稠油热采井传热与传质分析以及混合遗传多目标优化等方法，建立了水平井蒸汽吞吐过程中井筒内压力分布和流体入流剖面预测模型［6-7］，分析割缝宽度等参数对油井产能的影响规律并进行优化分析［8-9］。有学者结合实验与数值模拟进行割缝内流场模拟，探究缝宽、缝型等参数对地层砂运移的影响［10-12］，以适度出砂为原则建立缝宽设计经验模型［13-14］，对割缝宽度设计模型进行优化、修正［15-16］。综上所述，目前针对割缝筛管渗透率损失机理与设计参数优化的研究主要针对常规油气藏生产与地质条件，一方面在割缝筛管渗透率损失机理与规律方面没有考虑稠油与地层砂的复合堵塞效应，另一方面对于割缝筛管参数优化缺乏统一的评价标准，优化过程忽略了割缝筛管综合防砂性能评价。

笔者针对稠油热采井割缝筛管渗透率损害以及缝宽优化，模拟稠油热采井地质与生产条件开展割缝筛管挡砂堵塞模拟实验，分析稠油、地层砂堵塞作用下割缝筛管渗透率损失规律，探究割缝宽度对割缝筛管渗透率损失速度和损失幅度的影响，并通过割缝筛管防砂性能定量评价，完成缝宽优化，为目标油区割缝筛管参数设计提供指导与借鉴。

1 割缝筛管挡砂实验

1.1 实验原理与实验方法

对于稠油热采井，投产初期未出砂阶段，井下流动主要为油水两相混合流动，如图1(a)所示；油井出砂后井下涉及地层水、稠油、地层砂混合流动，储层产出砂、稠油被携带入流至井筒，在割缝筛管过滤、阻挡作用下，部分稠油和粒径较大的地层砂沉积于割缝筛管内部及表面，并形成具有一定孔喉结构的桥架结构，如图1(b)所示。地层砂和稠油的沉积导致割缝筛管发生一定程度的堵塞并造成渗透率损失。研究表明，地层砂与稠油的沉积与割缝筛管缝宽关系密切。

高温高压挡砂介质堵塞、评价实验装置如图2所示，包括流体供给系统、旁注系统、径向流驱替模拟井筒、数据采集系统等。液体供给系统主要由储液罐和液泵组成，旁注系统可将稠油、聚合物等以恒定速度注入径向流模拟井筒，径向流驱替模拟井筒侧壁开设可视化窗口，观察模拟井筒内流体流动和筛管短节堵塞情况，数据采集系统包括计算机、流量计和差压传感器等，用于采集压力、流量等数据，自动加砂系统向驱替液体中以指定速度加入地层砂。

图1 稠油热采井挡砂介质挡砂示意图Fig.1 Sand retention sketch of sand retention medium in heavy oil thermal well

图2 实验装置流程图Fig.2 Process of experiment device

为了模拟稠油井未出砂阶段和出砂阶段井下挡砂介质堵塞情况，采用分阶段驱替的实验方法，将筛管短节固定、安装于径向流模拟井筒，通过液体供给系统向模拟井筒内以指定排量泵送清水驱替筛管短节，时长约300 s，计算筛管短节初始渗透率，300 s后通过旁注系统将预先灌装于中间容器中的稠油以指定速度注入驱替液体中，实验进行至1 800 s，保持清水和稠油的持续注入，同时向驱替液中加入地层砂，观察割缝筛管两侧压差变化，当压差达到平衡后结束实验。实验开始加砂后，在集砂罐内定时收集通过筛管短节的地层砂，结束后行洗油、烘干、称重及粒度分析等操作，分析割缝筛管过砂情况。实验全程使用数据采集系统进行流量、压差等数据采集，结合筛管尺寸等参数利用径向流达西定律计算实验过程中割缝筛管渗透率，分析渗透率损失。

1.2 实验材料与实验条件

实验驱替流体为清水，黏度约1 mPa · s，稠油取自新疆油田目标区块，地面脱气原油黏度约为7 500 mPa · s，模拟地层砂根据目标工区出砂井产出砂粒度分布曲线复配得到，中值粒径约为250μm，均值系数为8，泥质含量为15%，其粒度分布曲线如图3所示。割缝筛管设计参数中流通面积比与割缝宽度对筛管防砂性能影响明显，实验目的为割缝宽度优化，在使用不同缝宽割缝筛管进行实验时，通过调节割缝密度保持筛管流通面积比一致。

图3 实验所用模拟地层砂粒径分布图Fig.3 Particle size distribution of the simulated formation sand used in the experiment

根据目标工区油井日产液量、油井油管尺寸以及实验径向流驱替模拟井筒基本参数计算实验所用清水排量和稠油排量，目标工区某稠油井平均产液量200 m3/d，水平井生产段长度428 m，含水率95%左右，折合得到实验室内液泵排量1.125 m3/h，实验过程中，将液泵排量设置为1.2 m3/h，稠油排量为0.06 m3/h，实验室驱替液体中实际含水率95.2%，实验室液体流量与含水率和实际生产条件分别相差6.67%和0.2%。实验过程中使用自动加砂器向驱替流体中混入模拟地层砂，加砂速度约为50 g/min。径向流驱替模拟井筒外侧包裹电加热套，实验时将电加热套加热温度设置为70℃。

2 割缝筛管堵塞过程中渗透率变化规律分析

根据上述实验原理和实验方法，使用缝宽0.25~0.50 mm割缝筛管进行挡砂堵塞模拟实验，实验过程中，割缝筛管渗透率及其变化如图4所示。T1阶段对应驱替时间0~300 s，为清水驱替阶段；T2阶段对应驱替时间300~1 800 s，为清水+稠油驱替阶段；T3阶段对应驱替时间1 800~3 300 s，为清水+稠油+地层砂驱替阶段。

图4 割缝筛管渗透率随时间变化Fig.4 Variation of slotted screen permeability over the time

由图4可知，清水驱替阶段，驱替流体中只有清水，割缝筛管渗透率均为初始渗透率，不同缝宽筛管的流通面积比均保持一致，其初始渗透率相差不大，均在4.5~6μm2范围内；清水携带稠油驱替阶段，稠油黏度较高，在筛管割缝内沉积导致筛管过流面积减小并发生渗透率损失，当高黏度稠油在割缝内持续沉积以及流动压差升高至较高值时，沉积在割缝内的稠油在较高压差作用下突破筛管割缝的阻挡、通过筛管，筛管过流面积和渗透率又得到一定程度的恢复，因此在清水+稠油驱替阶段，割缝筛管渗透率发生一定幅度的损失并在一定范围内持续波动，达到动态平衡，定义该阶段为稠油堵塞阶段；清水携带稠油与地层砂混合复合驱替阶段，地层砂由于稠油的黏附以及筛管割缝的阻挡作用沉积在筛管割缝内，稠油黏附地层砂形成油砂混合物和桥架结构沉积在筛管割缝内不易突破，导致筛管过流面积急剧减小，割缝筛管渗透率损失超过95%，随油砂混合物持续沉积，割缝筛管渗透率下降至极低值后渗透率损失速度逐渐减小并最终稳定在0.3μm2左右，定义该阶段为复合堵塞阶段。

2.1 渗透率损失幅度随缝宽变化规律分析

定义割缝筛管在稠油堵塞阶段和复合堵塞阶段稳定后的渗透率为稠油堵塞渗透率和复合堵塞渗透率，不同缝宽割缝筛管挡砂堵塞过程中各项渗透率如表1所示。计算筛管稠油堵塞渗透率以及复合堵塞渗透率与初始渗透率的比值，即稠油堵塞渗透率比与复合堵塞渗透率比，如图5所示。

表1 不同缝宽割缝筛管渗透率Table 1 Permeability of slotted screens with different slot widths

图5 不同缝宽割缝筛管渗透率比对比Fig.5 Comparison of permeability ratio between slotted screens with different slot widths

由表1、图5可知，不同缝宽割缝筛管初始渗透率差距不大，但稠油堵塞渗透率和复合堵塞渗透率受缝宽影响明显，除缝宽0.35 mm稠油堵塞渗透率略低外，均随缝宽增加而呈现提高的趋势，尤其是当割缝宽度增加至0.45 mm时，筛管复合堵塞渗透率有明显提升，提高至0.209μm2。图5中，筛管稠油堵塞阶段和复合堵塞阶段渗透率比总体呈现先增加后降低的趋势，在缝宽0.35 mm和0.40 mm处渗透率比较低。缝宽小于0.35 mm或缝宽大于0.40 mm时，稠油堵塞渗透率比与复合堵塞渗透率比均随缝宽增大而增大。在稠油堵塞和复合堵塞阶段，筛管堵塞后渗透率比总体呈现增加的趋势，在缝宽0.35 mm和0.40 mm处渗透率比较低。

2.2 渗透率损失速度随缝宽变化规律分析

为了对比不同缝宽割缝筛管在稠油堵塞阶段和复合堵塞阶段渗透率损失速度，定义渗透率绝对损害速度与渗透率相对损害速度，渗透率绝对损害速度为筛管在单位时间内发生的渗透率损失值，渗透率相对损害速度为单位时间内筛管渗透率损失值与初始渗透率的比值，渗透率绝对损害速度与相对损害速度随筛管缝宽变化如图6所示。稠油堵塞阶段，割缝筛管渗透率绝对损害速度和渗透率相对损害速度随缝宽增加呈现高度一致的变化规律，除缝宽0.35 mm渗透率损害速度偏高以外，其他缝宽处渗透率损害速度均随缝宽增加而呈现降低的趋势。复合堵塞阶段，渗透率相对损害速度和绝对损害速度随缝宽增加而降低。对比图6(a)和图6(b)可知，复合堵塞阶段割缝筛管渗透率绝对损害速度和相对损害速度均要高于稠油堵塞阶段。

图6 不同缝宽割缝筛管渗透率损失速度对比Fig.6 Comparison of permeability loss velocity between slotted screens with different slot widths

3 割缝筛管防砂性能定量评价与缝宽优化

进行割缝筛管防砂性能评价时，需要考虑筛管流通性能、抗堵塞性能、挡砂性能以及综合防砂性能，流通性能主要取决于筛管复合堵塞阶段以及稠油堵塞阶段渗透率大小，抗堵塞性能主要取决于筛管堵塞后渗透率比以及渗透率相对损害速度和绝对损害速度，挡砂性能主要受筛管挡砂率影响，不同缝宽筛管挡砂率与过砂中值粒径见表2。割缝筛管挡砂率随缝宽增大而降低，当缝宽低于0.35 mm时，挡砂率均高于90%，而筛管过砂中值粒径随缝宽增大而增大，当缝宽低于0.35 mm时，筛管过砂中值粒径基本保持在140μm以内。

表 2不同缝宽筛管挡砂率和过砂粒径Table 2 Sand retention ratio and passed-sand particle size of screens with different slot widths

针对不同缝宽筛管在稠油堵塞阶段和复合堵塞阶段，使用机械筛管防砂性能评价软件进行割缝筛管在不同堵塞阶段流通性能、抗堵塞性能、挡砂性能以及综合防砂性能指标计算，如表3所示。筛管的流通性能指标、抗堵塞性能指标以及挡砂性能指标分别是依据筛管挡砂堵塞过程中的渗透率、渗透率损害速度以及挡砂情况计算得到的定量评价指标，而综合性能指标为兼顾挡砂性能、流通性能以及抗堵塞性能得到的综合指标，需要结合现场防砂需求对流通性能指标、抗堵塞性能指标以及挡砂性能指标进行加权计算得到［17］。由于稠油堵塞阶段驱替液中不含地层砂，因此将筛管挡砂性能指标全部指定为1。由表可知，在稠油堵塞以及复合堵塞阶段，筛管流通性能指标以及抗堵塞性能指标均随缝宽增大而提高，而挡砂性能指标随筛管缝宽增大而降低，即提高割缝宽度，会提高筛管流通性能和抗堵塞性能，但会导致挡砂性能变差。

表3 稠油堵塞与复合堵塞阶段筛管防砂性能指标计算结果Table 3 Calculation results of screen’s sand control performance indexes in heavy oil plugging stage and combined plugging stage

一般出砂稠油井生产包括前期不出砂以及后期出砂2个阶段，分别计算稠油井未出砂和出砂阶段筛管防砂性能指标，通过加权平均处理后得到适应于出砂稠油井整个生产过程的机械筛管防砂性能指标，计算方法为

式中，Xt为整个生产阶段防砂性能指标；Xc为稠油堵塞阶段防砂性能指标；Xf为复合堵塞阶段防砂性能指标；Wc为稠油堵塞阶段防砂性能指标加权系数；Wf为复合堵塞阶段防砂性能指标加权系数。其中Wc和Wf需要根据稠油井出砂严重程度和出砂时间由定性经验确定，二者关系为

新疆油田某稠油热采区块内油井一般投产2~3个月内开始出砂，生产周期在10个月左右，以该部分油井为例，确定稠油堵塞和复合堵塞阶段防砂性能指标加权系数分别为0.3和0.7，并据此得到该油区内稠油井整个实验过程机械筛管防砂性能指标，如表4所示。0.25 mm割缝筛管流通性能指标和抗堵塞性能指标最低，而挡砂性能指标最高；0.50 mm割缝筛管流通性能指标和抗堵塞性能指标最高，而挡砂性能指标最低；综合性能指标计算结果表明，在新疆油田某油区地质和生产条件下，对于目标工区d50为0.25 mm的地层砂，优化割缝筛管缝宽为0.30 mm。