CN108843384A - 海洋超浅层油气的长水平井砾石充填方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种海洋超浅层油气的长水平井砾石充填方法，确定一个比当前长水平井的地层破裂压力小给定值的最大充填压力，从而在长水平井砾石充填的β波反向充填阶段具有以下充填步骤：1）在给定排量下进行β波反向充填阶段的充填；2）在当前充填压力达到所述最大充填压力时，减小所述给定排量继续充填；3）α充填平衡堤在新的给定排量下建立新的平衡，β波反向充填在新的给定排量下继续进行；4）在当前充填压力再次接近所述最大充填压力时，重复步骤2）和3）直至β波反向充填阶段结束。依据本发明的充填方法效率比较高，并且不容易产生地层破裂。

Description

海洋超浅层油气的长水平井砾石充填方法

技术领域

本发明涉及一种海洋超浅层油气的长水平井砾石充填方法。

背景技术

埋深小于1000m的海洋油气藏被称为超浅层，而水平井长度大于500m则称为长水平，长水平井需要相对较大的充填压力，而超浅层则在较大的充填压力时，极易产生地层破裂。尤其是海洋超浅层油气β波充填段，在该阶段充填压力上升快，极易突破地层破裂压力。

通常，水平井的砾石充填过程可划分为“钻柱泵入”、“ α波正向充填”以及“β波反向充填” 3个阶段，各阶段具体描述如下：

(1) 钻柱泵入阶段：水平井砾石充填开始前，井筒3内充满完井液。携砂液与砾石所形成的混合砂浆从钻柱泵入，因此，钻柱泵入阶段是指携砂液与砾石的混合砂浆由井口泵入钻柱直至到达竖井井底转换工具的过程。在泵入阶段，由于砾石砂浆与井筒3原有流体之间的密度差，随着砂浆的泵入，地面泵压逐渐降低，在到达井底转换工具时泵压达到最小。即：在泵入阶段，泵压存在一个缓慢降低的过程。

(2) α波正向充填阶段：参见说明书附图1，该阶段是指当混合砂浆经转换工具进入水平的井筒3-筛管1环空后，随着混合砂浆推进及砾石重力沉降，α充填平衡堤4逐渐形成并缓慢延伸，直至α充填平衡堤4到达水平的井筒3末端的过程。在α阶段，由于α充填平衡堤4逐渐形成，混合砂浆过流面积减小、流速升高，导致砂浆在井筒3-筛管1环空的流动摩阻增大，所需井口泵压会逐渐上升。即：在α波阶段，井口泵压持续增大直到α波充填结束。

注：图1和图2中向右的箭头表示混合砂浆的流向，即混合砂浆沿井筒3向右推进；向左的箭头表示携砂液的走向，表示经筛管1过滤后混合砂浆中的砾石产生沉降，携砂液透过筛管1进入冲管2返回；向下的箭头表示透过井筒3滤失的携砂液，即进入到地层的携砂液。

(3)β波的反向充填阶段：该阶段是在α波充填结束后，砂浆由水平井筒末端反向沉降充填延伸，直至整个井筒3-筛管1环空充满砾石的过程。在β波阶段，由于携砂液在狭窄的冲管2-筛管3环空中流动距离增加，β波阶段的流动摩阻迅速增大，所需井口泵压也会迅速上升。即：在β波阶段，井口泵压迅速增大直到β波充填结束。水平井砾石充填在β波的反向充填阶段最容易出现问题，因此，解决β波的反向充填阶段地层破裂的问题是砾石充填的主要问题。

20世纪70年代以来，针对水平井砾石充填防砂问题，相关研究人员开展了大量有关水平井砾石充填的数学及数值模型研究工作。通过典型分析模型，Gruesbeck首次提出“平衡堤”的概念，并针对完整充填情况，建立相应的数学模型，进而通过回归试验数据，获得平衡流速和砂床高度两个附加方程，但其模型不具有时变特征，不能模拟砾石充填的动态过程。在Gruesbeck研究的基础上，Peden等人进一步扩展了“平衡堤”理论，并开发了相应的计算软件程序包，但该模型与软件同样不具备时变特性。随着水平井砾石充填理论与实践的不断发展，1996年一种更为完善的α-β波充填理论被提出，取代了之前的“平衡堤”理论，并在随后实验及生产应用中得到了广泛的验证。

尽管经过不断的完善与发展，水平井砾石充填已被广泛认为是一种稳定、可靠的防砂完井技术，但其仍经常会遇到一些新的问题与挑战，急需理论和技术的进一步完善与革新。例如，在我国海洋油气田中，存在大量超浅层低破裂压力、长水平井筒的极端开采情况，导致砾石充填防砂施工面临极高的作业风险和关键技术难点：一方面，为避免α充填提前堵塞，保证超长水平井筒的完整充填，需要高泵压、高排量；另一方面，为避免充填压力压破脆弱地层，造成完井施工失败，需要低泵压、低排量。为此，如何克服超浅层、长水平井砾石充填的施工矛盾，实现高质量、有效充填，就成为超浅层海洋油气有效开发的关键技术问题。

中国专利文献CN102094603A公开了一种水平井管内砾石充填完井工艺，该完井工艺在充填阶段采用固定的充填速度，尽管对于设备控制的要求比较低，但如前所述，在β波的反向充填阶段，充填压力是变化的，而充填速度与充填压力正相关，静态的充填速度要么采用比较小的充填速度，从而在最大的充填压力条件下，也不会产生地层破裂，但相对而言，充填效率会受到很大的影响。

发明内容

本发明的目的在于提供一种效率比较高，并且不容易产生地层破裂的海洋超浅层油气的长水平井砾石充填方法。

一种海洋超浅层油气的长水平井砾石充填方法，确定一个比当前长水平井的地层破裂压力小给定值的最大充填压力，从而在长水平井砾石充填的β波反向充填阶段具有以下充填步骤：

1）在给定排量下进行β波反向充填阶段的充填；

2）在当前充填压力达到所述最大充填压力时，减小所述给定排量继续充填；

3）α充填平衡堤在新的给定排量下建立新的平衡，β波反向充填在新的给定排量下继续进行；

4）在当前充填压力再次接近所述最大充填压力时，重复步骤2）和3）直至β波反向充填阶段结束。

上述海洋超浅层油气的长水平井砾石充填方法，可选地，所述给定值不大于50psi。

可选地，步骤2）中，给定排量每次的减排量为0.1bpm~0.3bpm。

可选地，给定排量每次的减排量为0.2bpm。

可选地，给定排量的初始值不大于5.54bpm。

可选地，长水平井砾石充填所选用砾石的比重与长水平井的α波充填长度负相关。

可选地，砾石的比重为1.25SG~2.5SG。

相对于现有技术在长水平经砾石充填过程中采用定排量充填的方法，依据本发明的实施例，采用变排量充填的方法，主要体现在最易于导致地层破裂的β波反向充填阶段，其确定一个临界值，即前述的最大充填压力，若当前的充填压力达到最大充填压力时，降低充填的排量，使充填压力降低，从而建立起新的平衡，充填压力会逐渐增大，进而再降低充填排量，如此循环可以在保证整体上具有较高充填效率的条件下，保证充填的顺利完成，而不会导致地层破裂。

附图说明

图1为α波正向充填示意图。

图2为β波反向充填阶段示意图。

图3为钻柱泵入阶段的摩阻分布图。

图4为α波正向充填阶段摩阻分布图。

图5为β波反向充填阶段摩阻分布图。

图6为β波反向充填阶段的施工流程图。

图7为α-β最高充填压力(井底)及砂丘比随泵排量的变化关系曲线图。

图8为砾石密度对α波充填长度的影响分析曲线图。

图9为不同砂浆泵排量对β波反向充填长度的影响曲线图。

图10为降排幅度为0.1bpm时，井口模拟泵压曲线图。

图11为降排幅度为0.2bpm时，井口模拟泵压曲线图。

图12为降排幅度为0.3bpm时，井口模拟泵压曲线图。

1.筛管，2.冲管，3.井筒，4. α充填平衡堤。

具体实施方式

如背景技术部分所述，水平井的砾石充填过程可划分为“钻柱泵入阶段”、“ α波正向充填阶段”以及“β波反向充填阶段” 3个阶段，发明人经过长期的研究，建立充填流动摩阻的阶段化精细分析模型，具体而言，在水平井砾石充填循环系统的不同阶段，都存在混合砂浆、携砂液的流动摩擦阻力，伴随着充填压力的不断损耗。然而，充填压力的精细描述是突破“超浅层、长水平井砾石充填”施工矛盾的关键基础。因此，通过对水平井砾石充填循环系统的阶段化讨论，分析引入了充填流动摩阻的阶段化精细分析模型，能够精细描述充填循环系统的压降分布动态。

以某海域超浅层油气藏、长水平井的砾石充填防砂施工为例对流动摩阻的分段化精细分析：

表1

表1为充填模拟参数表。

表2

表2为砾石充填三个阶段的模组分布表。

根据混合砂浆泵入阶段，即前述的钻柱泵入阶段的摩阻分布图3可见，由于在泵入阶段，砂浆只存在钻柱内流动，而充填循环系统其他各部均为摩阻系数较小的纯携砂液流动。因此，在该阶段，钻柱内注入砂浆的流动摩阻占比最高，可达总摩阻的69%；其次，由于冲管2内径狭小，故冲管2内携砂液回流摩阻高，可占总摩阻的26%；而此时，由于水平的井筒3内尚无砂床形成，流动环空尺寸大，且为纯携砂液流动，从而使得在该阶段水平的井筒3流动摩阻占比小，仅为3%；钻柱-套管回流摩阻占比最小，约为2%。

图4所示是α波充填摩阻分布图，图中可见，由于钻柱内砂浆流动距离长，且钻杆内径小、流速高，其流动摩阻在α波阶段仍为最主要的摩阻，但占总摩阻的比例已下降至63%；其次，冲管2内携砂液回流摩阻不变，但占总摩阻的比例由26%下降至24%；同时，随着α充填平衡堤4向前推移，水平井筒内α充填平衡堤4上部砂浆的摩阻逐渐增大，占总摩阻的比例上升到9%；α充填平衡堤4前沿纯携砂液摩阻会随着α充填平衡堤4推进而逐渐降低，在α波开始时刻，其占比最高为3%。

图5示出了β波反向充填阶段摩阻分布图，随着β波反向充填的推进，携砂液需要流经狭窄的冲管2-筛管1环空流向水平的井筒3末端，流速高、且流经长度逐渐增大，导致流动摩阻迅速升高，其占比最高可达总摩阻的近59%；同时，在β波反向充填过程中，携砂液需渗流通过覆盖筛管的砂床，且过流长度逐渐减小，渗流速度增大，渗流摩阻随之增大，渗流摩阻占比最终可达总摩阻的15%；相反，此时钻柱内砂浆流动摩阻及冲管2回流摩阻占比分别下降为为17%和6%。由此，也可发现，在β波反向充填阶段，正是由于渗流摩阻和冲管2-筛管1环空流动摩阻的迅速升高，将导致充填压力迅速增大。因此，若不能及时对β波反向充填采取相应压力控制措施，将极易突破地层破裂压力，导致充填失败。

在本发明的实施例中，在后两个阶段，即α波正向充填阶段以及β波反向充填阶段进行合理的控制，以提高砾石充填的效率，并避免地层破裂。为保证海洋超浅层、长水平井砾石充填施工需要，初始设计泵排量需高于常规排量，以避免出现α波充填过早堵塞的情况，从而实现α波在长水平井筒的完整充填。然而，在β波反向充填开始后，由于携砂液需流经狭窄的冲管-筛管环空流向水平井筒末端，流动摩阻显著增大，高排量导致泵压及水平井筒充填压力迅速升高，极易突破超浅层油气藏的破裂压力，造成砾石充填面临极大的施工风险。因此，为了解决超浅层长水平井β波反向充填压力的控制难题，提出一种β波降排控压充填理论与流程。此处的初始设计泵排量优选为5.54bpm，相对于常规的初始泵排量要大一些，以避免出现α波充填过早堵塞的情况。

首先看β波反向充填阶段，图6所示为β波反向充填阶段的施工流程图，β波降排控压的基本原理是在β波反向充填压力临界地层破裂压力时(当充填压力达到破裂压力以下50psi时，即：充填压力=地层破裂压力-50psi时)，通过多次调低砂浆泵排量，实现充填压力的有效控制，以保证β波反向充填的完整性。具体流程如下：

(1) 降排控压——α波正向充填完成后，随着β波反向充填的进行，井筒3充填压力迅速增大；当充填压力临近地层破裂压力时(当充填压力达到破裂压力以下50psi时，即：充填压力=地层破裂压力-50psi时)，通过降低砂浆泵排量，从而实现水平井筒充填压力的控制；

(2) 重建α波平衡砂床——砂浆泵排量降低后，原有α充填平衡堤上部的砾石沉降-起浮的平衡状态被打破，导致砾石再次开始沉降以重建低排量下、新的平衡状态，从而形成新的α充填平衡堤；

(3) 继续β波反向充填——低排量下，新的α充填平衡堤重建平衡后，β波反向充填在地层破裂压力控制范围内继续进行。

(4) 多重降排控压——在新的β波反向充填压力再次接近地层破裂压力时，即：充填压力=地层破裂压力-50psi时，重复(1)-(3)的降排控压过程，直至β波反向充填阶段完成。

其中破裂压力预先可以确知，本领域的技术人员对此有清楚地理解。另外，关于充填压力，通常以井口处泵排的压力为基准确定，这是本领域的常识，并且与本发明目的的实现无关，在此不再赘述。

另，针对水平井砾石充填动态及影响因素，分析如下：

考虑海洋超浅层油气、长水平井砾石充填施工需要，针对水平井砾石充填动态开展模拟计算，对影响充填过程的影响因素进行详细分析与讨论。

(1) 泵排量对充填压力及α波砂丘比的影响，具体参见说明书附图7，图中，当砂浆泵排量增大时，α波和β波充填阶段的井底充填压力均持续升高。相较而言，α波阶段井底压力升高过程平缓，而β波阶段的充填压力升高迅速，极易突破地层破裂压力，与摩阻压降的分析结果一致。从图7中可看出：在β波反向充填阶段，当砂浆泵排量升高到3.6bpm时，β波充填井底压力已突破地层破裂压力，常规充填施工无法完成，这也进一步说明对于超浅层储层，在β波反向充填阶段实施降排-控压的必要性。此外，图7也给出了泵排量与α波砂丘比的关系，可以发现：在α波充填阶段，低排量、流速低，使得α充填平衡堤高，砂丘比大；反之，高排量、高流速，将导致砾石悬浮性增大，α充填平衡堤高度低，砂丘比小。

图8示出了不同砾石密度对α波正向充填长度的影响。如图8所示，在漏失比例相同的情况下，选取超轻质砾石能够实现更长的α波充填长度。由图8可见，在泵排量5.54bpm下，当漏失为20%时，采用1.25SG（Specific Gravity，比重）和1.5SG的超轻质砾石能完成600m的α波充填，但对于1.75SG砾石，只能充填350m，2.0SG的砾石，只能完成150m的α波充填，而2.5 SG的砾石，α波充填无法进行。这表明超轻质砾石能够更好的实现α波的完整充填，特别是对高滤失性地层，超轻质砾石的使用更是决定充填能否成功的关键因素。

图9给出了不同砂浆泵排量对β波反向充填长度的影响。如图9所示，当砂浆泵排量增大时，β波反向充填压力会迅速上升，极易突破地层破裂压力，导致β波反向可充填长度变短，无法完成充填。当采用泵排量5.54bpm，漏失为20%时，经计算发现：对于600m水平井筒，α波正向充填可顺利完成，但β波反向充填时，由于压力升高快，在反向充填至237.2m时，充填压力已突破地层破裂压力，β波反向充填无法完成，表明在β波反向充填阶段，充填压力的有效控制是决定β波反向充填能否成功的关键因素。

如前所述，对于海洋超浅层、长水平井砾石充填问题，β波反向充填压力的有效控制是保证充填能否成功的关键技术问题。在此，根据β波降排控压原理与流程，针对某海域超浅层油气藏、长水平井砾石充填具体施工需求，开展充填压力动态模拟分析，提出β波降排控压充填方案用于现场施工。具体而言，采用初始泵排量5.54bpm，漏失为5%，当β波反向充填压力达到地层破裂压力时，分别采用0.1bpm、0.2bpm和0.3bpm的幅度逐次降低砂浆泵排量，以控制充填压力，保证β波反向充填顺利完成，进而分析不同降排幅度对于降排次数及充填长度的影响。

表3

表3为降排幅度为0.1bpm时，β波降排控压次数及反向充填长度表。

表4

表4为降排幅度为0.2bpm时，β波降排控压次数及反向充填长度表。

表5

表5为降排幅度为0.3bpm时，β波降排控压次数及反向充填长度表。

对比不同降排幅度(0.1bpm, 0.2bpm, 0.3bpm)下降排次数与充填长度变化，并讨论分析认为：降排幅度小时(0.1bpm)，所需降排次数太多，施工作业的精度与复杂度高，不易实现；降排幅度大时(0.3bpm)，尽管所需降排次数少，但降排幅度大引起的充填压力波动也大，易出现井壁坍塌等不可控情况；故此，在实际施工作业中，采用了降排幅度为0.2bpm的方案。

对比图11(降排幅度0.2bpm)压力模拟曲线与实际施工充填压力监测曲线，可发现：压力模拟结果与实际压力监测结果趋势一致，吻合度高，且实际充填施工顺利完成；同时，由压力曲线可见：在β波反向充填一段时间后，充填压力增长迅速，且超浅层储藏破裂压力低，压力控制非常敏感，故施工中每次按0.2bpm的幅度降低排量，共需13次降排操作，成功完成整个充填，与实际施工情况吻合。

Claims (7)

1.一种海洋超浅层油气的长水平井砾石充填方法，其特征在于，确定一个比当前长水平井的地层破裂压力小给定值的最大充填压力，从而在长水平井砾石充填的β波反向充填阶段具有以下充填步骤：

1）在给定排量下进行β波反向充填阶段的充填；

2）在当前充填压力达到所述最大充填压力时，减小所述给定排量继续充填；

3）α充填平衡堤在新的给定排量下建立新的平衡，β波反向充填在新的给定排量下继续进行；

4）在当前充填压力再次接近所述最大充填压力时，重复步骤2）和3）直至β波反向充填阶段结束。

2.根据权利要求1所述的海洋超浅层油气的长水平井砾石充填方法，其特征在于，所述给定值不大于50psi。

3.根据权利要求1或2所述的海洋超浅层油气的长水平井砾石充填方法，其特征在于，步骤2）中，给定排量每次的减排量为0.1bpm~0.3bpm。

4.根据权利要求3所述的海洋超浅层油气的长水平井砾石充填方法，其特征在于，给定排量每次的减排量为0.2bpm。

5.根据权利要求3所述的海洋超浅层油气的长水平井砾石充填方法，其特征在于，给定排量的初始值不大于5.54bpm。

6.根据权利要求1所述的海洋超浅层油气的长水平井砾石充填方法，其特征在于，长水平井砾石充填所选用砾石的比重与长水平井的α波充填长度负相关。

7.根据权利要求6所述的海洋超浅层油气的长水平井砾石充填方法，其特征在于，砾石的比重为1.25SG~2.5SG。。