适合海上疏松砂岩油藏的射孔负压值设计方法

孙连伟，王平双，武广瑷，文敏

（中海油研究总院，北京 100027）

适合海上疏松砂岩油藏的射孔负压值设计方法

孙连伟，王平双，武广瑷，文敏

（中海油研究总院，北京 100027）

利用负压的方式清除射孔弹道内由于射孔瞬间高温和高压形成的压实带污染，是一种常用和有效的做法，而负压值的确定是负压射孔中最重要的参数之一。目前，国际上流行的推荐做法繁多，效果各异，这给现场选择应用带来了困难。为此，在对比分析不同负压设计方法优缺点的基础上，考虑地层参数获取的难易程度，结合岩石力学井壁稳定理论，提出了一种更适合海上疏松砂岩油藏的负压值确定方法。通过对国内海上许多已实施的负压射孔作业效果进行分析对比，证明该方法计算简单方便，同时准确性得到了大幅度提高。

负压射孔；负压值；压实带；炮眼清洁

0 引言

射孔过程中，聚能射孔弹引爆后形成的压力冲击波迅速向外扩散，使孔眼周围的岩石发生塑性变形，岩石颗粒被迅速向射孔孔眼外挤压，形成压实带，造成孔眼周围地层岩石性质发生变化。研究表明，破碎岩石颗粒导致射孔孔眼周围渗透率降低，岩石强度在孔眼边缘几乎为0，直到深入地层一定深度才逐渐恢复岩石强度原状，射孔对孔隙度的影响不是很明显。所以，如何消除射孔对孔眼周围地层渗透率的影响是业界一直关注的问题。

为了提高油气井的产能，有效清除由于射孔作业引起的弹道压实和碎屑的污染，业界在射孔作业中广泛地使用负压射孔方式，以在射孔瞬间使得储层和井筒之间形成有效的负压环境，达到破坏射孔弹道压实及返排清洗射孔碎屑的效果。

不论是静态负压射孔，还是动态负压射孔，孔眼的流动和清洁效率直接与负压值相关，因而，负压值是负压射孔的关键参数之一。负压值的确定需要综合考虑2个方面：一方面，设计方法要确保较高的准确性。射孔所用负压值一旦偏小或者偏大，都会对现场作业造成重大损失。另一方面，负压值的计算要简单方便。在负压值的设计阶段，地层资料获取较少，这就要求负压值的设计方法所依赖的地层参数要少。

目前的负压值设计方法有很多，大多依据现场经验总结而来。这类方法多是根据渗透率、声波时差及地层的出砂情况等来确定最小和最大负压值，计算简单方便，但是由于考虑的因素简单，缺少一定的理论基础，其适用范围受到一定限制［1］。此外，不同方法计算得到的负压值也不尽相同，甚至在相同储层条件下的设计结果差异都很大，选择采用哪种设计方案更加科学和合理面临挑战。

本文在总结分析负压计算的常用方法及局限性的基础上，结合岩石力学基础理论，提出一种新的负压值设计方法，并通过统计归纳众多海上油气井的真实资料和实际作业效果，分析验证各种方法的适用性。

1 常用射孔负压值确定方法

海上疏松砂岩油藏进行常规负压射孔时，安全负压值范围是0.8～2.0 MPa，如此低的负压值不能够完全解除射孔作业对地层造成的压实损害，降低了地层的渗透率；负压值如果选择过大，由于疏松砂岩岩石强度低，会导致出砂非常严重，容易砂埋射孔枪，造成卡钻等井下工程事故：因此，海上疏松砂岩油藏射孔负压值的准确选取显得尤为重要。在工程实践中，负压值确定方法主要依据经验方法。经验方法的建立和形成是基于大量的实践经验数据的积累、统计和分析，代表性的方法［2-5］见表1。

表1 常用负压设计方法统计对比

由表1可以看出，目前常用的经验计算方法，更多的是从计算简便的角度出发，考虑因素有限，准确性难以保证，负压值计算与岩石力学性质及流体特性没有关联，也不能体现射孔弹参数的影响，难以适应海上疏松砂岩油藏负压值设计的特点。近年来，针对负压设计的理论研究越来越多，在各种技术文献中也陆续提出了一些新的设计方法和思路。本文根据渤海海上疏松砂岩油藏负压射孔的特点，优选Tariq提出的模型作为计算最小负压值的方法，并结合西南石油大学提出的最大出砂负压模型进行简化，作为最大负压的计算方法，进而建立适用于海上疏松砂岩油藏的最佳负压值计算方法。

2 射孔负压值计算方法的建立

2.1 保证孔眼清洁的最小负压设计方法

射孔损害主要有临时性伤害和永久性伤害2种。负压射孔的目的是获得清洁的无伤害孔眼。主要机理是，射孔后在孔眼周围形成负压环境，使孔眼附近地层与孔眼之间存在足够大的压力梯度和流速，使永久性伤害物质剥离地层并运移出射孔孔眼，从而恢复储层的渗透能力。因此，获得清洁孔眼的最小负压需要解决2个问题，即多大的压力梯度和流速能够使孔眼周围压实带剥离并运移出孔眼、多大的负压值才能达到需要的压力梯度和流速。

Tariq认为，在无因次时间tD达到0.1时，负压的影响将达到或超过压实带外边界［6］。因此，可以近似假设此时压实带半径rc处压力为pr，而孔壁rp处的压力（近似为井底压力）为pwf。假设负压足以造成非达西流（足以清洁孔眼）且rc处雷诺数达到临界值Rec，则此负压即为最小负压Δpmin。利用Forchheimer二项式方程，从rp到rc积分，经推导可以得出Δpmin的解析方程：

式中：μo为原油黏度，mPa·s；rp为孔眼半径，cm；ρo为原油密度，g/cm3；Kcz为压实带渗透率，10-3μm2。

在使用Tariq的公式时，Rec取0.05，若μo大于1.2 mPa·s，则将μo取为1.2 mPa·s。

2.2 防止地层出砂的最大负压设计方法

根据斯伦贝谢研究人员的试验结果，负压能够清洗孔眼主要依靠的是最初的高速非达西流动，而后期的稳定流动作用不大。因此，本文利用岩石力学参数和流体流动特征参数，结合孔眼力学稳定方程和非达西渗流方程，综合分析确定能够保证孔眼稳定所允许的最大负压差［7］。

2.2.1 孔眼稳定准则

油井射孔完成后，孔眼处于复杂的三向应力状态。为便于分析，将模型进行简化，只考虑单个孔眼的情形（见图1。图中：r为压实带外缘一点离孔眼中心轴的距离；pwf为井底压力；pe地层压力；Lp为孔眼深度）。

图1 单个孔眼模型空间构形示意

2.2.1.1 孔眼应力平衡与非达西渗流的耦合模型

根据力学稳定性、对称性，可将它简化为平面应变轴对称问题，认为孔眼为圆柱形孔眼。

力平衡微分方程为

假设孔眼围岩具有良好的塑性，由摩尔-库仑准则有：

式中：Sθ为孔眼切向应力，MPa；Sr为孔眼径向应力，MPa；S0为岩石的内聚力，MPa；p为孔隙压力，MPa；σr为有效径向应力，MPa；φ为岩石的内摩擦角，（°）。

在负压射开储层的瞬间，由于突然施加的压差使流体流经孔眼周围处的流速非常大，在短时间内该流场是非达西非定常状况，而且压力波的传播也非常快。假定孔眼周围的流动为非达西拟稳定流动，只考虑单个孔眼的情形，则：

式中：Qo，qo分别为射孔井和单个孔眼的流量，m3/d；n为射孔密度，孔/m；h为射开厚度，m；β为紊流系数，1/cm；K为压实带渗透率，10-3μm2。

将式（7）代入式（5）得孔眼应力平衡与非达西渗流的耦合模型：

2.2.1.2 孔眼稳定准则

当孔眼周围岩石的渗透率较低，或流入孔眼的流量较高，或油层部分打开时，致使孔眼周围的压降梯度较高，岩石在受载期间极易产生张力破坏。而负压打开储层的瞬间，孔眼周围由于压实带的存在使其渗透率较低，瞬时非达西效应使得流体流入孔眼的流速足够大。为避免孔眼的张力破坏，比较保守的设计就是避免在孔眼内壁处产生净张应力。而只有当处的值小于0时，才会出现净张应力，因此，允许最大不出砂负压的条件为

2.2.2 最大负压的确定

根据孔眼稳定准则，由式（9）得

联合求解式（4）、（8）、（11），即可得到保证孔眼稳定所允许的最大负压差（-pwf）。如果地层岩石内聚力和内摩擦角不能取得，可由Perkins和Coates给出的经验公式计算：

式中：φ为岩石孔隙度，%；Vsh为岩石泥质质量分数，%；Eb为岩石体积模量，MPa；E为岩石弹性模量，MPa。

2.3 合理射孔负压的确定

选用最小负压计算方法得到Δpmin，之后就可以给出最佳的射孔负压值。目前常用的确定最佳射孔负压Δprec的方法如下。

一般情况而言，Δpmax≥Δpmin（Δpmax为负压射孔的最大负压值），若油井无出砂史，此时最佳负压值为

若有出砂史，或者含水饱和度大于50%，则最佳负压值为

Δpmax≤Δpmin在储层岩石弱胶结或未胶结的情况下才会出现。此时的Δpmax成为了负压约束条件，为了防止地层出砂影响产能甚至导致油井垮塌，则需：

3 实际效果比较

本文选取渤海某油田作为实例。该油田总体主要开发明化镇油层，采用“平衡射孔，大负压反涌”技术［8］。油层平均孔隙度30.3%，平均渗透率643×10-3μm2，原始地层压力11.93～17.31 MPa，原油密度0.891 g/cm3，原油黏度6.04 mPa·s。考虑到射孔枪参数的一致性，选取11口井进行负压值设计，并和实际使用效果进行比较（见表2［9］）。

表2 校正后的射孔弹参数

不同设计方法的设计值如表3所示。现场实际作业吐砂情况统计结果如表4所示。

结合现场实际作业使用值和吐砂情况统计结果，对比各井在实际作业负压值条件下的表现，分析如下：

1）美国岩心公司的经验公式只能够计算最小负压值，与现场实际应用差距较大，不具有实用性。

2）美国CONOCO公司计算方法和VANN公司方法计算结果相似。对于B平台的7口井（B1，B2，B3，B4，B5，B6，B7），实际使用的负压值要大于设计的负压值。从放喷出砂情况看，与实际作业中存在大量沉砂现象是比较吻合的。对于A平台的A1，A19井，实际射孔负压值要小于计算的负压值。理论上讲，清除压实带的效果较差，而现场实际情况是这2口井没有沉砂，吻合较好。对于A24井，实际射孔负压值要小于计算的负压值，理论上实际作业中不应该存在出砂现象，但实际作业中少量出砂，说明吻合较差。同样，对于A31井，实际射孔负压值与理论计算值相当，理论上会少量出砂，但实际中大量出砂，吻合较差。

表3 不同设计方法所得负压值 MPa

表4 射孔后现场作业吐砂情况统计

3）Behrmann计算方法得到的负压值要大于实际应用负压值1倍左右。考虑地层非均质性差异太大，如果按照Behrmann计算结果进行负压放喷，很容易破坏岩石颗粒骨架，将会存在更多的沉砂。

4）对于B平台的7口井（B1—B7），本文方法计算得到的负压值与实际射孔负压值更吻合。现场作业记录的现象显示，放喷取得了良好的效果，射孔孔眼压实带的砂层被有效地排出，所以会存在沉砂现象。而对于A平台的2口未吐砂井（A1，A19），射孔后放喷，负压值小于计算得到的理论负压值，不能有效地清除射孔孔眼压实带和炸药碎屑，现场记录中无沉砂的现象给予了证实。对于A平台其他井（A24，A31），实际负压值均大于理论计算值，存在沉砂现象，吻合较好。

4 结论

1）射孔后孔眼周围形成压实带，对孔眼周围岩石性质造成影响：一方面表现为对地层孔隙度和密度影响较小，另一方面渗透率显著降低，岩石强度在孔眼边缘几乎为0，直到深入地层一定深度才逐渐恢复原状岩石的强度。

2）根据海上众多已实施的负压射孔作业效果统计分析结果来看，美国岩心公司的经验公式和Behrmann计算方法并不适用于海上疏松砂岩油藏负压值的计算。CONOCO公司计算方法和VANN公司方法计算结果相似，有一定的适用性，但与现场实际作业现象吻合有好有差。

3）本文建立的射孔负压值计算方法，同时考虑了岩石力学性质、流体特性，能反映射孔弹尺寸、类型的影响，考虑因素较全面，有一定的理论基础和适用性。与其他方法相比较，计算结果更加准确，与现场作业情况更吻合，对“平衡射孔，大负压反涌”技术的应用具有很好的指导意义。

［1］万仁溥.现代完井工程［M］.3版.北京：石油工业出版社，2008：328.

［2］KING G E，ANDERSON A，BINGHAM M.A field study o f underbalance pressure necessary to obtain clean perforations using tubing-conveyed perforating［R］.SPE 14321，1985.

［3］CRAWFORD H R.Underbalance perforating design［R］.SPE 19749，1988.

［4］海上油气田完井手册编委会.海上油气田完井手册［M］.北京：石油工业出版社，1988：288-289.

［5］BEHRMANN L A.Underbalanced criteria for minimum perforation damage［R］.SPE 30081，1996.

［6］TARIQ S M.New，generalized criteria for determining the level of underbalance for obtaining clean perforations［R］.SPE 20636，1990.

［7］李海涛，王永清.确定油井射孔最大负压的新方法研究［J］.石油钻采工艺，1997，19（4）：64-69.

［8］李斌，黄焕阁，邓建明，等.简易防砂完井技术在渤海稠油油田的应用［J］.石油钻采工艺，2007，29（3）：25-28.

［9］谢梅波，李茂荣.油管输送射孔优化设计与其在海上部分油田的应用［J］.中国海上油气，1994，6（6）：25-32.

（编辑 李宗华）

Accurate design method of perforating negative pressure for offshore unconsolidated sand oilfield

SUN Lianwei,WANG Pingshuang,WU Guang′ai,WEN Min
(CNOOC Research Institute,Beijing 100027,China)

Using negative pressure to clear the compacted zone pollution formed at high temperature and high pressure during the perforating moment is a common and effective way.To determine the value of negative pressure is one of the most important parameters for underbalanced perforating.Currently recommended practices of designing negative pressure differ from each other and have different effects.Through analyzing effects of the numerous domestic offshore underbalanced perforating operations combining with rock mechanics wellbore stability theory,a new method of designing negative pressure value for underbalanced perforating has been developed,and the accuracy has been greatly improved.

underbalanced perforation;negative pressure value;compaction zone;blast hole cleaning

国家科技重大专项课题“多枝导流适度出砂技术”（2011ZX05024-003）

TE257+.1

A

10.6056/dkyqt201606034

2016-03-28；改回日期：2016-09-07。

孙连伟，男，1988年生，硕士，2013年毕业于中国石油大学（华东），现从事钻完井方面的工作。E-mail：sunlw4@cnooc. com.cn。

孙连伟，王平双，武广瑷，等.适合海上疏松砂岩油藏的射孔负压值设计方法［J］.断块油气田，2016，23（6）：846-850.

SUN Lianwei，WANG Pingshuang，WU Guang′ai，et al.Accurate design method of perforating negative pressure for offshore unconsolidated sand oilfield［J］.Fault-Block Oil&Gas Field，2016，23（6）：846-850.