渤海油田A15井误射孔影响因素分析

韩耀图，李君宝，张 磊，林家昱，王一生

(1.中海石油(中国)有限公司天津分公司，天津 300459； 2.海洋石油高效开发国家重点实验室，天津 300452； 3.中海油能源发展股份有限公司工程技术分公司，天津 300452)

射孔作为连接油气层与井筒的重要手段，广泛应用于陆地与海上油气田中[1]。最理想的射孔作业应为射孔枪的第一孔和最后一孔恰好射入油气层的上界面和下界面，但在实际作业过程中，往往由于各种因素引起射孔作业失效、存在深度误差、误射孔事件等。这直接影响着油气藏的评价与开发、井下作业进度与安全，甚至导致井眼报废[2-5]。渤海湾某油田A15井作业过程中出现误射孔事件，本文通过事后分析并验证确认误射孔时间，同时运用水动力学原理模拟计算查明事故原因，更新认识并为后续作业提供指导。

1 A15井误射孔作业过程

2012年11月4日下入射孔管柱，射孔枪为86枪，在 RTTS封隔器(177.8 mm尾管用，最大外径：146.1 mm)下放进入尾管挂后多次遇阻，下至4 099.6 m处无法通过，决定起钻，至3 818.63 m时遇卡。经过多次上下提放处理后起出管柱，发现井下管柱从安全接头处脱手，从而开展打捞作业。

经过3次打捞作业后管柱方取出：第一趟打捞管柱未下入震击器，多次上下活动管柱未能解卡；第二趟打捞管柱组合为：149.2 mm卡瓦打捞筒+变扣+101.6 mm钻杆1柱+变扣+123.8 mm震击器+变扣+101.6 mm钻杆+变扣+139.7 mm钻杆，捞住落鱼后，累积上击11次，下击45次，阻卡位置不变，未能解卡，脱手，起钻；更换更大震击力的震击器进行第三趟打捞(组合同第二趟打捞管柱)，捞住落鱼后过提至震击器上击1次，解卡成功。落井管柱出井后发现负压开孔装置下部接头传压孔打开，另外射孔弹已发射，点火头15颗销钉已剪切，射孔管柱出现误射孔事件，通过下电缆测自然伽马确定实际射孔位置为3 753～3 816.5 m。

对误射孔进行初步原因分析，排除火工品耐温指标不够产生自爆导致误射孔。而本井射孔管柱使用的点火头为压力延时点火头，在目的层处设计点火压力为13～18 MPa，在遇卡点的起爆压力最小16 MPa；从压力延时点火头的作用机理看，只有井内产生较高的波动压力时才能使点火头动作，因此认为事故有可能由剪切销钉疲劳破坏或瞬时波动压力较高引起剪切销钉断裂所致。

2 误射孔原因分析及建议

2.1 误射孔发生时间定位

由于只有井内产生较高的波动压力时才能使点火头动作，因此根据该井的施工程序，只有第二、三次打捞时震击器的反复动作才可能产生较大的波动压力。

通过分析现场录井图，发现第三次打捞过程中，开始震击到解卡共5分钟时间里管柱上移10 m，而压力延时点火头延时时间为6 min左右。若射孔为第三趟打捞过程发生，射孔段应为3 740～3 810 m，与测得的射孔段不符，可推断射孔发生在第二次打捞震击时。

2.2 误射孔影响因素及建议

针对波动压力对压力点火头的作用机理，造成点火头动作的原因有两个：一是反复的波动压力作用于剪销，导致剪销材料疲劳断裂使点火头动作；二是在震击瞬间的瞬时速度在打捞工具与套管之间的实际间隙情况下产生的波动压力对剪销的影响，因此对这两种因素进行了具体分析。

2.2.1 波动压力对剪销材料的影响

(1)该井剪销设计情况。

设计剪切销15支，常温下剪销剪切力为3.67 MPa/支，剪销材料强度与温度曲线如图1所示。在遇卡位置，延时点火头垂直深度为2 962 m，该处温度为137 ℃，按图可知剪切值减少约10%，剪切值精度为：±5%，即可知实际作业时压力延时的总剪切值为

p1=3.67×(1±5%)×(1-10%)×15

=49.5±2.5 MPa

该深度处的静液柱压力为

p2=ρgh=1.03×10-3×9.8×2 962

=29.9 MPa

图1 温度—剪销材料强度降低百分数曲线Fig.1 Percentage decline curve between temperature and shearing material strength

(2)起爆原因分析计算。

由于剪切活塞等质量小，震击器形成的震击冲量对剪切销的直接影响(以瞬时加速度的形式传播的，和物体质量成正比)较小；但因结构的口袋作用，震击导致的液压波动压力将在管柱中传播，并在剪切活塞处加强[6-8]。对震击的峰值瞬间进行理想化分析，得出未经时间累加的瞬时值。在该段管柱中，下压力为12 t时激发震击器，并在管柱中发生下行液压，其对应的流量当量计算时，取管柱最大外径(即封隔器的外径146.1 mm)；同时，假定井液不可压缩，液压传递均匀，则点火头处环空瞬时的液压值为

p3=p0×S0/S3=12×104÷{3.14×[(0.146÷2)2

-(0.1÷2)2]}×10-6=13.5 MPa

式中p0——震击时在封隔器截面所产生的压力，MPa；

S0——封隔器截面积，m2；

S3——点火头处液压环空的截面积，m2。

作业时多次上下震击，其产生的波动压力对点火头剪切销进行反复冲击，当波动压力达到剪切销材料的屈服强度σs(不锈钢的取σs≈0.7σb)时，会使剪切销材料产生疲劳，进一步降低剪切销的实际剪切值。该处剪切值的屈服强度最小约为：p4=47×0.7=32.9 MPa；震击产生的波动压力与静液柱压力之和为：29.9+13.5=43.3 MPa>p4。

同理，当震击器上击力为25 t时，计算产生的波动压力pa=28.1 MPa，与静液柱压力之和为58 MPa。

由此可知，在打捞作业时震击产生的波动压力与静液柱压力之和大于剪切销材料的屈服强度，使剪销材料产生塑性变形，多次震击使剪销材料产生疲劳，降低剪切销实际剪切值。

同时可以反推在本趟射孔管柱下入时，最大的安全遇阻力为2.7 t。超过此安全遇阻力，多次遇阻将导致剪切材料的疲劳。

2.2.2 震击时产生的瞬时速度与环空间隙对剪销的影响

已知打捞管柱中打捞工具的最大外径为149.2 mm，工具对应套管内径为157.0 mm。管柱中其他部分情况见表1(未示接头变径可忽略)。

表1 打捞管柱各深度外径Table 1 External diameter at different depth of fishing string

(1)计算水头损失时根据管柱外径将井下管柱区分开来考虑，对于外径变化很小且井下长度很短的管柱段将其与长柱段近似来计算，误差可以忽略不计。本次计算中，177.8 mm套管以上的套管内水头损失计算可视为139.7 mm钻杆在其中的沿程水头损失，其余可忽略。

(2)177.8 mm套管中的沿程水头损失与局部水头损失计算如下。

①下管速度U及溢流流量Q。

(1)

式中D1——封隔管器外径，为0.146 m；

U——下管柱速度，m/s。

由式(1)可得下管柱的排水量：

②沿测试管外表面溢流流速v。

A.沿各外径管段的流速vi的计算方法。

考虑到动边界的影响，假设实际溢流边界为内径为D、外径为D0的圆环，如图2所示。

图2 速度分布Fig.2 Velocity distribution

在图中a1段和a2段分别用此速度分布指数公式来确定其速度分布，这两段的和为溢流流量Q，即Q=Q2-Q1。在计算沿程损失和局部损失时用的速度vi取a2段流速的平均值。即

(2)

式中Di——管柱各段外径(i=1,2,3…)，m；

Q2——溢流流量，m3/s；

a1——由于动边界影响而扣除的长度，m。

B.计算各管段的平均流速vi。

计算各段流量Q2和平均流速：Q2=Q+Q1。

Q1为负值，它为扣除了的平均流速与a1所在的圆环的面积的乘积。

(3)

平均流速：

(4)

通过计算得各管段的流速见表2。

表2的流速值用于计算沿程水头损失和局部水头损失。

③沿程水头损失和局部水头损失。

下管柱引起井下压力波动的波动水头计算公式：

Δh=∑hm+∑hf

(5)

式中Δh——井下压力波动水头，m；

∑hm——沿程摩探阻力水头，m；

∑hf——沿程局部阻力水头，m。

表2 各管段流速Table 2 Flow velocity of each casing

A.沿程摩探阻力水头。

沿程摩探阻力水头∑hm为

(6)

dHi=D-(Di+2a1)

(7)

式中g——重力加速度，m/s2；

vi——i段流速，m/s；

Li——水力直径dHi段的长度(i=0，1，2，3…)，m；

dHi——i段水力直径，m；

D——套管内径，m；

Di——管柱各段外径，m。

λi为阻力系数，在104

(8)

式中Δi——管柱表面粗糙度高度，m。

轧制无缝钢管Δi=(0.05～0.1)×10-3mm，取Δi=0.09×10-3mm。

B.局部阻力水头∑hf。

当截面突然缩小：

(9)

(10)

式中v2——突然缩小后的流速，m/s；

ξm——突然缩小阻力系数；

A1、A2——缩小前、后截面面积，m2。

当截面突然扩大时[11-12]：

(11)

(12)

式中v——突然扩大处流速，m/s；

ξL——突然扩大的阻力系数；

S1、S2——扩大前、后截面面积，m2。

在该井段，出现146.1→120 mm突然扩大1次，和73→100 mm、100→146.1 mm、120→127.5 mm突缩3次。

C.计算结果。

由于不同直径的管段a1的取值与直径有关，当(a1+a2)较小时，a1的值要偏小，所以对a1取一个比例。当取内径为124.7 mm时，a1+a2=16，以16为基准，取a1=k×(a1+a2)×(a1+a2)/16，其中k取0.1。

最终计算结果见表3。

表3 井下水压波动压力计算Table 3 Water fluctuation pressure calculation

④结果分析。

主要波动压力源于沿程水头损失上，在震击引起速度变化时，其上部钻杆移动速度较小(139.7 mm钻杆的沿程水头损失可认为为零)，压力波动取下部管柱之和，即水头损失(mH2O)为19.77，折合波动压力约0.2 MPa；而沿程水头损失与震击方向无关，局部水头较小可忽略，则震击器上击下击所产生的波动压力均可认为是0.2 MPa(瞬时速度为0.15 m/s时)。

由此可推知波动压力与速度的关系，如图3所示。

图3 波动压力与管柱速度的关系Fig.3 Relationship between fluctuation pressure and string velocity

由图3可知，震击器上击或下击时(不考虑钻杆的沿程水头损失)，管柱受冲击大，速度不可控，在打捞工具外径为149.2 mm、套管内径为157.0 mm时：

A.若震击器震击瞬时速度达到1.5 m/s，则产生波动压力20 MPa；

B.若震击器震击瞬时速度达到2.0 m/s，则产生波动压力35.5 MPa。

上述计算结果表明震击时产生的波动压力均大于点火头和负压开孔工具剪切销的剪切值，因此出现打捞管柱时射孔枪起爆、负压开孔工具滑套动作的现象。同理可以推出不同套管内径、不同管柱外径情况下的最大下行速度。

综上认为A15井误射孔是反复的波动压力及震击瞬间的瞬时速度对剪切销钉的双重影响所致，建议深井进行射孔作业若使用压力点火头，应尽可能提高点火压力或使用压差点火头替代全压力点火头[13-15]。

3 总结及建议

(1)在打捞管柱的过程中，点火头处受到静水压力和波动压力作用，当总压力大于剪切销钉的抗剪切压力时，射孔枪就会起爆。A15井打捞落井管柱时，认为第二次打捞射孔管柱时震击器震击产生的波动压力导致压力点火头动作起爆射孔枪。

(2)A15井震击产生的波动压力与静液柱压力之和大于剪切销材料的屈服强度，多次震击使剪销材料产生疲劳，降低剪切销实际剪切值；而震击瞬时速度产生的波动压力大于点火头和负压开孔工具剪切销的剪切值，因此综合两种因素出现打捞管柱时射孔枪起爆现象。

(3)建议深井和复杂井射孔作业时使用压差点火头替代全压力点火头；若使用压力点火头，应尽可能提高点火压力，并提前模拟井管柱和下钻速度引起的波动压力。