鄂尔多斯盆地南缘X 井区连续油管速度管柱工艺及其应用

翟中波 房 伟 俞天军 漆世伟 唐明明 李依吉川

（1. 斯伦贝谢长和油田工程有限公司，陕西 西安 710021；2. 陕西延长石油（集团）有限责任公司油气勘探公司，陕西 延安 716002）

0 引 言

X 井区位于天然气富集的鄂尔多斯盆地南缘，属于致密气藏。天然气井在生产一段时间后，近井筒地带地层压力逐渐减小，生产压差随即减小，造成气量下降，低于临界携液气量时天然气不能正常携液，造成液滴在井筒下部不断积聚，增大了井底流压，最终减小了单井气产量，造成气井积液甚至水淹，气井不能正常生产［1-4］。井区部分定向井和水平井的管柱结构都没有环空，不能监测套压值，且无法采用环空注泡排剂或者气举等排水采气措施，有一定的局限性。速度管柱作为一种排水采气措施，具有可带压作业、储层伤害小、效果可预测、经济性好、见效快的优点［5-7］。

不同学者从不同角度对速度管柱进行了研究，例如：符东宇等［6］对速度管柱井注泡排剂后出现的生产异常进行了研究，认为当泡沫流体的流态为均质泡沫流时，黏度会大幅增加，从而引起速度管柱内流体摩阻增大，速度管柱入口处的压损明显大于上部井段，且管柱尺寸越小该现象越明显；赵彬彬等［8］研究了速度管柱排水采气技术的适用条件；王浩儒等［9］对不同产量下介入速度管柱以及介入后递减率降低值不同时的工艺经济性进行了评价；林新宇［10］通过理论研究和现场试验，形成了速度管柱选井原则、管材优选、参数设计以及生产流程等成熟经验；钟宝库等［11］对海上产水气井速度管柱的安装提出了特殊的安装工艺；贺会群等［12］进行了速度管柱设计软件的开发和应用。上述研究均集中在速度管柱在各类型井的实际应用及经验获取上，对速度管柱携液能力提升的根本原因和速度管柱安装前后沿井筒的气体流速、持液率、流态以及积液情况等，一直没有直观地研究和展示。

本文利用斯伦贝谢公司的多相流稳态模拟器（PIPESIM，下称模拟器），对不同下入深度和内径的速度管柱作了敏感性分析，得到其对压力损失、携液能力以及关井后启动能力的影响，并清晰展示了下入速度管柱前后气体流速、持液率、流态以及积液状态沿井筒的分布状况，分析和解释了速度管柱携液能力提升的根本原因。以此研究理论为基础，对X 井区的25 口井下入速度管柱，均取得了很好的排水采气效果，下入速度管柱后，水气比增大，排液效果良好，井筒积液问题得到解决，气量也基本回到积液前的水平。

1 理论模型

储层流体从地层进入井筒之后要克服各种压力损失并在气流速度大于临界携液流速的时候将产出液体带到地面。

1.1 临界流量模型

根据李闽模型［3］，气体临界携液流速计算公式为

式中：vc——气井临界携液流速，m/s；ρL——液体密度，kg/m³；ρG——气体密度，kg/m³；σ——气液表面张力，N/m。

相应的临界携液流量计算公式为

式中：Qc——临界携液流量，m³/d；A——油管截面积，m2；d——油管内径，m；p——压力，MPa；T——温度，K；Z——压力、温度条件下的气体偏差因子。

根据式（2）、式（3），生产管柱内径减小为原来的1/2，则速度管柱的临界携液流量减小为原来的1/4。通过在原来的生产管柱内下入或者换为小直径的连续油管，气量相同的情况下，气体的过流面积减小，则气流速度增大，携液能力增强，即为速度管柱增强携液能力的基本原理［13-15］。

1.2 压降模型

受重力、摩擦阻力以及动能的变化影响，天然气在井筒上行的过程中往往会造成沿井筒方向上的压力损失。按照现场井筒压力剖面测试结果进行模型拟合后，修正的Gray 模型更适合于X 井区气井井筒压降特征分析，参考Gray 等［5，16-18］的压降模型，总压降梯度方程为

其中，重力、摩擦阻力以及动能变化造成的压力损失分别为：

虽然小内径管柱可以显著降低临界携液流量，但是从式（6）、式（7）可以看出，流体在井筒中的流速越大，由摩擦阻力以及动能的变化造成的压力损失也越大，甚至呈现平方的倍数增长。相同井口流压下，沿井筒方向压降越大，井底流压越大，对井底形成的回压也越大，造成生产压差减小，不利于储层流体的释放，可能进一步加剧井筒积液的发生。基于上述分析，选择合适的速度管柱尺寸和下入深度非常重要。

2 速度管柱尺寸和下深

2.1 单井基础情况

以X 井区的一口定向井Y6-3 井为例对速度管柱尺寸和下深的选择做出分析，此井最大井斜处斜深2 536.33 m，方位角为138.03°，井斜角为36.59°。

2016 年8 月7 日对Y6-3 井3 501.8~3 510.4 m、3 318.4~3 326.0 m 斜深深度的山23、盒81储层进行了压裂施工，随后采用外径为88.9 mm（内径为74.2 mm）的生产管柱返排测试，直径10 mm 油嘴下12 h 的产气量为稳定产气量，阶段产气1.612 7×104m3，折日产气3.225×104m3，实测折算油藏垂直深度为2 973.08 m，流压为6.2 MPa，静压为22.55 MPa，“一点法”［17］计算试气绝对无阻流量为3.459×104m3/d。计算公式为：

式中：QAOF——无阻流量，m3/d；pwf——井底流动压力，MPa；Qg——测试气产量，m3/d；pe——原始或平均地层压力，MPa；pD——无因次压力。

使用模拟器输入Y6-3 井的完井管柱、井斜数据、井下工具、储层物性等参数建立模型，如图1所示，能够通过数值计算得到此井的生产指数、无阻流量和临界携液流量等重要生产数据。

图1 Y6-3井压裂后的流入流出曲线Fig.1 Inflow and outflow curves for Well Y6-3 after fractured

从图1 中可以看出：模拟器模拟的标况气量为3.3×104m3/d，和“一点法”计算的结果相差4.6%；模拟器模拟的此生产参数下的临界携液流量为1.5×104m3/d，根据李闽模型计算的临界携液流量为1.43×104m3/d，模拟的结果相差5%；模拟器模拟的生产指数为65.7 m³/（d·MPa2）。上述结果比较准确，适用于矿场条件。Y6-3 井2018 年8 月投产，投产初期配产1.68×104m3/d，日产水0.47 m3。2019年3 月产气量为0.5×104m3/d，积液早期，周期性注泡排剂，泡排之后在井底产生泡状流，2020 年4月通过流压测试也证实井筒中存在泡沫流。2019年9 月产气量为0.29×104m3/d，且无水产出，此时气井已经不能正常携液。如图2 所示，输入Y6-3井实际生产数据（气量、油压）和气井基础数据（储层位置、井斜等）建立模型，通过模拟器计算，发现此时近井筒地带的平均压力已经下降至12 MPa 左右。如图3 所示，沿着井筒向上，各处的气流速度最大为85 m/min，均低于李闽模型（式（1））计算的临界携液流速120 m/min，说明气井存在积液。图4 为Y6-3 井的积液速度比（积液速度比=临界携液流速/实际气体流速）随井筒深度的变化情况，其值大于0。当积液速度比为（0，1）时，实际气体流速大于临界携液流速，井筒无积液，其值越接近0，积液风险越低；当积液速度比为［1，+∞）时，实际气体流速小于等于临界携液流速，井筒有积液，其值越大，则积液风险越高，图4 显示井筒各处积液速度比均大于1，说明井筒中存在积液。以上现象表明，Y6-3 井生产一段时间之后，井筒出现积液，模拟结果与生产实际情况相符合。

图2 Y6-3井有积液时流入流出曲线Fig.2 Inflow and outflow curves for Well Y6-3 when liquid loading

图3 有积液时气体流速与气井斜深的关系Fig.3 Relation between gas flow velocity and gas well measured depth when liquid loading

图4 有积液时积液速度比与气井斜深的关系Fig.4 Relation between LLVR(liquid-loading velocity ratio)and gas well measured depth when liquid loading

2.2 速度管柱尺寸选择

速度管柱内径过大，临界携液流量过大，不利于携液，过小则会造成摩擦阻力大，形成节流，不利于气井产能释放，综合考虑携液能力和压降因素，才能合理设计速度管柱的尺寸［2，18］。本文以外径为31.75、38.10、44.45、50.80 mm（内径分别为25.40、31.75、37.60、44.00 mm），钢级为CT70 的连续油管作为速度管柱进行研究，下入深度为3 414 m。利用模拟器对速度管柱内径进行敏感性分析，得到的结果如图5、图6 所示。从模拟结果可以得出：从积液速度比方面看，这4 种尺寸的速度管柱都没有积液的问题；从产气量方面看，这4 种尺寸的速度管柱产气量为0.78×104～0.87×104m3/d，差别不大。但是外径50.80 mm 的速度管柱摩擦阻力最小（0.37 MPa），外径31.75 mm 的速度管柱摩擦阻力最大（2.54 MPa）。综合气产量、携液以及摩阻等因素，选择外径38.1 mm 的连续油管作为该井的速度管柱。

图5 不同内径速度管柱的流入流出曲线Fig.5 Inflow and outflow curves for different-innerdiameter velocity strings

图6 不同内径速度管柱的敏感性参数对比Fig.6 Comparisons among sensitivity parameters of velocity strings with different inner-diameters

2.3 速度管柱下入深度选择

速度管柱的下入深度对产水气井的沿井筒压力损失、气井的携液能力（管脚之下部分）以及关井之后的重新开井时的启动能力都有较大影响。目前行业内关于速度管柱下深，没有给出具体标准［5］，且研究人员给的标准也不统一。为了分析可以看出（图7），速度管柱管脚以上的部分持液率小于2%，速度管柱管脚以下的部分持液率大于35%，持液率越大，液体越多，其密度大于气体，造成重力压降变大。速度管柱的下深越小，速度管柱管脚之下的部分越长，由此造成重力压降成倍数增大，部分定向速度管柱井速度管柱管脚到产层之间的重力压降占总压降的比例超过50%，定向井速度管柱的下深不能过小。A.Martinez 和J.Marinez［14-15］认为，持液率需要小于20%，速度管柱的携液效果才能保证，这和本文研究结果高度一致。速度管柱下入深度对产水气井生产的影响，给出3种下深选择：分层合采井主力产层位置、最上生产储层位置和最上生产储层位置之上200 m，对应的Y6-3 井的3 种下入深度分别为3 500、3 300、3 100 m。

图7 Y6-3井持液率与气井斜深的关系Fig.7 Relation between liquid holdup and gas well measured depth for gas Well Y6-3

2.3.1 压力损失

速度管柱的下入深度如果过深，则流体路径较长，速度管柱摩擦阻力造成的压力损失较大（气量大的时候更明显）；反之，下入深度过小，产层到速度管柱管脚这一段携液能力差［18］，持液率高，由于重力因素导致的压力损失较大。通过模拟器模拟，得到3 种下深方式压力损失的结果（表1）。

表1 Y6-3井速度管柱不同下深时的压力变化Tab.1 Pressure change of Well Y6-3 with different setting depths of velocity string

由表1 可以看出，目前的地层压力下，不同下入深度对产气量的影响不大，均为0.84×104m3/d 左右。其他影响为：下深越大，摩阻压降越大，原因在于下深越大，速度管柱越长，流体与管壁之间的剪切应力越大造成摩阻压降越大；下深越大，重力压降越小，从持液率沿速度管柱方向的分布

2.3.2 携液能力

在速度管柱管脚之下的部分持液率大主要是由于此处不能起到速度管柱效果（流道横截面积大且压力偏高），属于更容易发生积液的位置。图8 为积液速度比随斜深的变化，可以看到速度管柱管脚深度3 300 m 之下的积液速度比大于11，远远大于1，是积液区域，流体流态为泡状流。这一结论和J.Burford 等［18］的研究结论一致，他们研究的一口井，由于速度管柱下深距离射孔段122 m，导致速度管柱不能正常带液。深度3 300 m 之上的积液速度比小于0.333，能够正常携液，流体流态为段塞流或者过渡流。

图8 Y6-3井积液速度比与气井斜深的关系Fig.8 Relation between liquid loading velocity ratio and measured depth for Well Y6-3

积液与否的最根本原因在于所在位置的气流速度能否将液滴携带上升，因此气流速度是决定因素。从气体流速沿速度管柱的分布（图9）可以看出，速度管柱管脚之下气流速度接近于0，但是进入管脚之后，气流速度迅速增大至275 m/min，并且沿着井筒上升，由于压力减小气体膨胀，气流速度呈现指数倍增大，是同深度时下速度管柱之前流速值的6～9 倍（图3），且大于临界携液速度。J.Martinez 和A.Martinez［14-15］认为速度管柱下部1/3 的气流速度至少达到128～219 m/min 才能保证有效携液。Y6-3 井安装速度管柱前，气体流速最大为85 m/min，因此不能正常携液；安装速度管柱之后，气流速度最小为275 m/min，因此能正常携液，其携液能力和李闽模型以及J.Martinez 和A.Martinez［14-15］研究结论完全相符。

图9 Y6-3井气流速度与气井斜深的关系Fig.9 Relation between gas flow velocity and measured depth for Well Y6-3

综合起来可以看出，速度管柱管脚的下部气流速度小，为泡状流，持液率高，极易发生积液；速度管柱管脚的上部气流速度大，为段塞流或者过渡流，不会发生积液。在实际下深设计时，应结合其他因素综合考虑确定。

2.3.3 重新开井的启动能力

内径31.75 mm 的速度管柱内容积为0.79 L/m，速度管柱和原来油管间环空的内容积为3.19 L/m。假设速度管柱管脚到积液液面之间液体的体积为1 m³。从速度管柱生产时，这些液体完全进入速度管柱之后形成的液柱更高，造成的井底回压为12.66 MPa；如果从环空侧生产，这些液体完全进入环空之后形成的液柱高度较小，造成的井底回压相对较小为3.13 MPa。由上述分析可见，当地层压力衰竭到一定程度时，安装完速度管柱或者速度管柱井关井之后重新启动的时候，从速度管柱侧存在启动困难的问题，从环空侧相对来说更容易启动［2，13］。常见的启动方法有液氮油管或者环空平推法、气举法、诱喷法以及油套互联法［2］。在最初下入速度管柱的8 口井中，由于速度管柱的管脚沉没度较大，其中4 口井存在不同程度的启动困难问题。为了解决这个难题，采用临时管线将速度管柱侧和环空侧互联互通（图10），油套同开同采，这样操作可以降低静液柱高度，使速度管柱启动更加容易，启动压力降为单独速度管柱侧启动的1/5，单独环空侧启动的4/5，最终也使这4口井重新启动，并顺利投产。

图10 单独速度管柱侧启动和油套同采启动示意Fig.10 Sketches of producing from velocity string side and from both string and annulus side

3 实际应用

综合考虑速度管柱尺寸（内径）和下入深度对压力损失、携液能力以及启动能力的影响，结合气井实际生产状况和模拟器模拟，对于Y6-3 井选取38.10 mm 外径（内径为31.75 mm）的速度管柱，下至最上一级生产层位（即斜深3 300 m 处）。下入速度管柱之后其流入、流出曲线如图11 所示。模拟器模拟下入速度管柱之后的标况气量（协调点即图11 中流入流出曲线交点处标况气量）为0.83×104m3/d，实际标况气量为0.78×104m3/d，相对误差为6.4%，与矿场数据基本相符，可以指导实际生产。安装速度管柱之前气井不能正常携液而造成气量不断减小无水产出，气井积液停产。

图11 Y6-3安装速度管柱后的流入流出曲线Fig.11 Inflow and outflow curves for Well Y6-3 after velocity string installed

如图12 所示，2020 年6 月安装速度管柱之后产气量稳定在0.70×104m3/d，日产水量1.27 m³，水气比为1.81 m3/（104m3），各项生产参数均有很大的提高。

图12 Y6-3井不同生产时期的生产参数Fig.12 Changes of production parameters for Well Y6-3 in different production periods

以此研究理论为基础，选择25 口井下入了速度管柱，均取得了很好的排水采气效果，下入速度管柱后水气比增大，排液效果良好，井筒积液问题得到解决，产气量也基本回到了积液前的水平。

4 结 论

（1）安装速度管柱前后气体流速、持液率、流态以及积液情况沿井筒的分布有明显不同；速度管柱携液能力提升的根本原因是速度管柱下部1/3 内的气流速度大于临界携液流量（120 m/min）。

（2）综合考虑压力损失、携液能力、关井后再重新开井的启动能力的影响，X 井区80%积液气井选用外径38.10 mm（内径31.75 mm）的速度管柱下至最上一级生产层位时综合排水采气效果最优。积液气井在安装速度管柱后，井筒积液问题得到解决，气量也基本回到积液前的水平。

（3）Y6-3 井安装速度管柱前积液时气体流速最大为85 m/min，不能正常携液；下入速度管柱后Y6-3 井气体流速呈现指数倍增大，是之前流速值的6～9 倍，最小为275 m/min，大于临界携液速度能正常携液。速度管柱管脚上部持液率小于2%，速度管柱管脚下部持液率大于35%，造成重力压降成倍数增大，部分定向速度管柱井速度管柱管脚到下产层之间的重力压降占总压降的比例超过50%，因此定向井速度管柱的下入深度不能太小。