大斜度井连续油管内柱塞气举实验及动力学模型分析.pdf

钻 采 工 艺DRILLING&PRODUCTION TECHNOLOGY2023 年 5 月May 2023基金项目:国家科技重大专项课题“页岩气排采工艺技术及应用”(编号:2017ZX05037-004);中国石油西南油气田分公司科技攻关项目“连续油管柱塞排水采气技术研究”(编号:20210303-26)。作者简介:蒋密(1987-),女,工程师,2012 年毕业于重庆科技学院石油工程专业,长期从事排水采气工艺技术研究工作。地址:(610017)四川省成都市青羊区小关庙后街 25 号,电话:[phone],E-mail:jiangmi 开采工艺大斜度井连续油管内柱塞气举实验及动力学模型分析蒋 密1,谢佳君2,林生茂1,谭 昊1,钟海全31 中国石油西南油气田分公司工程技术研究院 2 中国石油西南油气田分公司四川长宁天然气开发有限责任公司3 油气藏地质与开发工程全国重点实验室西南石油大学摘 要:连续油管工艺已广泛应用于大斜度气井生产。利用其优势,本文提出了一项新的连续油管柱塞气举复合工艺。与常规油管相比,连续油管内壁存在焊缝且由于大斜度造成其曲率连续变化,导致柱塞在连续油管内进行举升时偏离轴线,致使常规油管柱塞运动模型不能准确描述柱塞在大斜度井连续油管内运动特性。为了准确描述柱塞在连续油管中的运动特征以提高排水采气效率,设计并建立了大斜度井连续油管柱塞气举实验装置,开展了柱塞通过性实验和柱塞运动特性实验,对弹块柱塞上下行程的位移、速度进行了监测和分析。结合连续油管柱塞运动测试结果,引入轴线偏移量修正流体运动摩阻,建立了考虑柱塞偏心的连续油管柱塞举升动力学模型。计算结果表明,周期循环内,连续油管内柱塞运动实际速度值与预测速度值误差小于 10%,该模型能够较好反映柱塞气举时的运动特性,为大斜度连续油管柱塞气举的优化及排水采气效率的提升提供了依据。关键词:大斜度井;连续油管;柱塞气举;排水采气;偏心;动力学模型DOI:10.3969/J.ISSN.1006-768X.2023.03.13引用格式:蒋密,谢佳君,林生茂,等.大斜度井连续油管内柱塞气举实验及动力学模型分析J.钻采工艺,2023,46(3):78-84JIANG Mi,XIE Jiajun,LIN Shengmao,et al.Experimental and Kinetic Model Analysis of Plunger Gas Lift in Coiled Tubing in Highly Deviated WellsJ.Drilling and Production Technology,2023,46(3):78-84Experimental and Kinetic Model Analysis of Plunger Gas Lift in Coiled Tubing in Highly Deviated WellsJIANG Mi1,XIE Jiajun2,LIN Shengmao1,TAN Hao1,ZHONG Haiquan31.Engineering Technology Research Institute of PetroChina Southwest Oil&Gas Field Company,Chengdu,Sichuan 610017,Chi-na;2.Sichuan Changning Natural Gas Development Co.,Ltd.,PetroChina Southwest Oil&Gas Field Company,Chengdu,Si-chuan 610017,China;3.State Key Laboratory of Oil and Gas Reservoir Geology and Exploitation,Southwest Petroleum University,Chengdu,Sichuan 610500,ChinaAbstract:The coiled tubing technology has been widely used in the production of highly deviated gas wells.Based on its advantages,a new composite lifting technology for the coiled tubing plunger gas lift was proposed in this paper.Compared with conventional tubing,there are welds on the inner wall of the coiled tubing,and the curvature of the coiled tubing changes continuously due to the high-angle deviation,resulting in the plunger devi-ating from the axis when it is lifted in the coiled tubing.Therefore,the conventional tubing plunger motion mod-el cannot accurately describe the motion characteristics of the plunger in the coiled tubing of highly deviated wells.In order to accurately describe the motion characteristics of the plunger in the coiled tubing and improve the efficiency of drainage and gas production,a experimental testing device for the plunger motion in coiled tub-87第 46 卷 第 3 期Vol.46 No.3钻 采 工 艺DRILLING&PRODUCTION TECHNOLOGY ing was designed and established.By using this device,the plunger passability and the plunger movement charac-teristic test were carried out,and the displacement and velocity of the plunger were monitored and analyzed.Based on the test results of coiled tubing plunger movement,a dynamic lifting model of coiled tubing plunger considering the eccentricity of the plunger was established by introducing axis offset to correct the fluid motion friction.The results showed that within a cyclic period,the error between actual and predicted speeds of the coiled tubing plunger movement was less than 10%.The model can better reflect the motion characteristics of the plunger and provide a basis for improving the efficiency of drainage gas recovery for coiled tubing plunger gas lift in highly deviated well.Key words:high-angle deviated well;coiled tubing;plunger gas lift;drainage and gas production;eccentricity;kinetic model0 引言针对大斜度及水平井,连续油管对井身结构具有较强的适应性,同时其起、下管速度远大于常规油管,因此近年来,连续油管在油气田得到了广泛应用1-2。随着气藏能量的不断下降及气井见水,气井在生产过程中不可避免地出现气井积液现象,导致气井产能下降3,及时将积液排出以及积液排出效率决定了气井产量的恢复程度及经济效益。柱塞排水采气是气井利用自身能量推动柱塞在油管内周期运动,柱塞充当固体界面减少液体回落及气窜,同时不需要额外提供动力,具有经济、可靠的特点。在大斜度连续油管井中,由于大斜度曲率变化和连续油管焊缝导致柱塞发生偏心,随着偏心距离的增加导致柱塞与管壁的摩阻增加,势必对柱塞运动产生阻碍,如张凤东等4对柱塞在油管中行程的模拟中将柱塞与油管的摩阻视为等长的液段与油管的摩阻;杨全蔚等5忽略了环空气体与柱塞运行时的摩阻,假设仅有单向气体流动;唐祖兵等6假设柱塞与油管保持同心,对柱塞气举过程液体漏失进行分析;何顺利等7认为柱塞相比液体段塞长度非常小,可忽略柱塞与油管之间的摩阻。目前大部分柱塞运动研究代替或者忽略了柱塞在油管中所受真实摩阻4-10。对此,本文引入柱塞偏移量修正柱塞运动摩阻,开展柱塞在大斜度连续油管中的上行、下行偏心动力学模型研究,为大斜度连续油管柱塞气举的优化及排水采气效率的提升提供依据。1 连续油管内柱塞气举连续油管对油气井井身结构具有适应性强、起下管柱时间短等优势,目前已广泛应用于大斜度及水平井。当气井积液时,连续油管亦可提高气井的携液能力和排水效率11,同时,在气井不同阶段实施泡排、柱塞气举、速度管多元化复合工艺能极大提高排水采气效率12。为此,提出采用连续油管柱塞气举复合工艺(图 1),即在连续油管内下入柱塞,使柱塞在连续油管内上下往复运动,充当气、液之间的固体界面,从而提高气井排液效果。但实施连续油管内柱塞气举工艺时,连续油管曲率和焊缝是影响柱塞运动的重要因素,不能忽略柱塞在油管中所受真实摩阻,同时,柱塞与连续油管之间偏心距越大,密封性能也越差,排液效果可能显著下降13-14,准确描述柱塞在连续油管中的运动特性,是确保提高排水采气效率的前提,为此本文首先开展连续油管柱塞运动实验,为后续连续油管柱塞举升动力学模型建立提供基础。图 1 连续油管内柱塞气举示意图2 连续油管柱塞运动实验2.1 连续油管柱塞气举实验装置根据现场气井常用连续油管尺寸并结合柱塞气举工艺原理,搭建连续油管柱塞气举实验装置,如图 2所示,实验装置主要由供气系统、供液系统、传感监控组、连续油管、调节阀门、井口缓冲装置等组成。97 钻 采 工 艺DRILLING&PRODUCTION TECHNOLOGY2023 年 5 月May 2023实验用的连续油管长 10 m、内径 50 mm、焊缝高约0.5 mm、宽12 mm。供气系统由空气压缩机与储气罐组成,实验使用的空气压缩机为双电机压缩机,最大排气压力 3 MPa,最大供气量为 240 m3/h。供液系统为连续油管提供液体,模拟井底积液。传感监控组包括 LUGB 型涡街流量计以及安装在连续油管上的 3 只速度传感器和 2 支压力传感器,压力传感器可记录连续油管不同段内的压力数据。LUGB 型涡街流量计实时显示瞬时进气量、进液量。这些数据都将实时传输至 ForceControl V7 监控组态。图 2 连续油管柱塞气举实验装置示意图2.2 实验过程2.2.1 实验准备据陈平15、秦星16等的研究可知,存在井眼设计曲率为(60300)/30 m 的短半径水平井,甚至有曲率半径为 14 m,曲率约(14 57)/m 的超短半径水平井。此外,从连续油管局部来看,由于在下入过程中可能会发生严重的屈曲变形,导致连续油管实际真实曲率大于井眼设计曲率,存在曲率过大的现象,例如实际井筒曲率不超过 6/30 m 的井,但在某段存在曲率大于 270/30 m 的情况。因此,为了更加切合大斜度井的概念,实验中选取的连续油管最大井斜角为 78.36,其井斜角变化如图 3 所示。同时将连续油管划分为 10 段,每一段的曲率如表 1 所示,最大曲率为 426.0/30 m,最小曲率为 57.9/30 m。同时选取不同长度、外径的常用柱塞进行实验(图 4),柱塞外形参数见表 2。2.2.2 柱塞通过性预实验为了避免柱塞在连续油管内运动时发生遇阻等风险,进行了柱塞通过性预实验,以确保柱塞在连续油管内的流畅运行,实验测试结果表明:由于存在焊缝及连续油管曲率变化的影响,原本可以通过常规油管的柱塞无法通过对应型号的连续油管。同时,柱塞的类型对柱塞通过性影响较大,实验中只有弹块柱塞(图 4c)全部通过,这是由于弹块柱塞由于外径的收缩性,对于存在焊缝的连续油管具有良好的适应能力。因此,本文以两只弹块柱塞(1#和 2#)为研究对象,进行柱塞运动特性测试。图 3 连续油管井斜角变化表 1 连续油管单位段曲率段号最大井斜角/()段曲率/()/30 m)-1第 1 段2.1263.6第 2 段7.37157.5第 3 段14.60216.9第 4 段23.57269.1第 5 段37.10405.9第 6 段39.0357.9第 7 段46.51224.4第 8 段60.71426.0第 9 段72.64357.9第 10 段78.36171.6图 4 通过性实验测试所用柱塞2.2.3 柱塞运动特性实验以连续油管下部压力传感器为参考(零点),通过供液系统为测试管路供水,通过下部压力传感器显示数08第 46 卷 第 3 期Vol.46 No.3钻 采 工 艺DRILLING&PRODUCTION TECHNOLOGY 值并结合图 3 连续油管井斜角变化计算此时连续油管中液量,参考常规连续油管长度与积液段长度之比,本实验中固定积液为 5.567 L,当下部压力传感器显示为8 kPa 时,表明连续油管中液体达到 5.567 L,此时关闭供液系统,开启供气系统开始供气模拟柱塞举升。缓慢增加气流量,同时通过涡街流量计实时显示瞬时进气量,并将数据传输至监控组态,由于柱塞下部气体膨胀,使得柱塞及柱塞上液段上行,通过速度传感器记录柱塞通过传感器时的实时速度。表 2 实验用柱塞的外形参数表柱塞名称长度/mm外径/mm内径/mm鱼骨柱塞38049353804835自缓冲柱塞36548363654936弹块柱塞365(1#)414536290(2#)434736旋转柱塞38048383204941刷式柱塞4204750354174750352.3 实验结果分析分别开展 1#和 2#弹块柱塞的气举实验,以连续油管中注液体后的时间为起点,记录柱塞在连续油管中的上行、下行的瞬时速度以及压力值,如图 5 所示。图 5 两只弹块柱塞运行速度、压力与时间关系首先向连续油管内连续注液,使下部压力传感器数值(下压力)为 8 kPa,表示连续油管中注液完成,停止注液开始注气,柱塞上行程运动:1#柱塞瞬时注气量为 85.7108.5 m3/h,2#柱塞瞬时注气量为 62.877.8 m3/h,下压力迅速上升,当达到柱塞上行条件时,柱塞携带液段迅速脱离卡定器开始运动,柱塞瞬时速度分别达 8.52 m/s(1#)与 8.81 m/s(2#),与柱塞上液段一起向井口运动,井口上部压力传感器数值(上压力)迅速上升。由于柱塞下截面的压力逐渐减小,气体膨胀效应减弱17-19,导致柱塞运动速度降低,到达中部速度传感器(距井口 4.92 m)时,瞬时速度为 5.67 m/s(1#)与 5.47 m/s(2#)。柱塞即将到达井口时,由于柱塞上部液体排出,液体质量减小,柱塞速度二次增加,到达上部速度传感器(距井口 0.22 m)时,柱塞瞬时速度为 6.6 m/s(1#)与 6.37 m/s(2#)。柱塞达到井口后停止注气,柱塞逐渐开始下行程运动:柱塞从井口静止状态下落,达到连续油管上部速度传感器位置时,由于气体回流,上压力短暂出现压力迅速上升的情况,随后迅速恢复至 0。由于此时柱塞与连续油管以滑动摩擦形式运动,所以柱塞先加速,后以几乎匀速的运动状态到达下部速度传感器(距离井口10 m),回落卡定器,完成一个周期的循环。3 连续油管柱塞动力学模型连续油管柱塞气举工艺中,柱塞下行和上行的动态过程较为复杂,建立准确的柱塞动力学模型,可以获得柱塞在举升过程中各个参数随时间的变化规律,也是准确设计柱塞气举装置并优化柱塞运行参数17-19的基础。3.1 柱塞下行运动关井阶段,柱塞在连续油管中下行运动,如图 6所示。柱塞下行过程中主要受其自重、浮力与管壁摩阻作用。以柱塞运动方向为正,其柱塞运动满足牛顿第二定律19,下行动态方程可表示为:Gcos-Fbcos-Ff=mpdvdt(1)式中:G柱塞所受重力,N;柱塞运动方向与重力方向夹角,();Fb柱塞所受流体浮力,N;Ff柱塞与连续油管间流体运动摩阻,N;mp柱塞质量,kg;v柱塞下行速度,m/s。柱塞自重、所受流体浮力与连续油管间流体运动摩阻计算式:G=mpgFb=gVpFf=lDpLpex(2)18 钻 采 工 艺DRILLING&PRODUCTION TECHNOLOGY2023 年 5 月May 2023式中:为间隙中流体密度,kg/m3;Vp为柱塞在流体中体积,m3;l间隙中流体黏度,Pas;Dp柱塞直径,m;Lp柱塞长度,m;e间隙宽度,m;x柱塞下行位移,m。图 6 柱塞在连续油管中的下行运动柱塞下行程运动过程如图 7,柱塞运动方向与连续油管中心轴线相切,由井眼曲率定义可知15,井眼曲率 k 与柱塞运动方向和重力方向夹角表示为:=k(x-h)/180(3)式中:k连续油管曲率,m-1;h直井段长度,m。由式(1)式(3)可得柱塞由 A 处运动至 B 处两侧之间的运动方程为:(mpg-gVp)cosk(x-h)-lDpLpex=mpdvdt(4)由于连续油管曲率发生变化,导致柱塞运动方向与重力夹角发生改变,使得柱塞发生偏心运动,出现图 7 中的情况。通常,浮力分量远小于重力分量,柱塞下表面与连续油管内壁接触,柱塞两端限制了偏移量,此时轴线最大偏移量为:Max()=DCT2-Dp2-(Lpk)2+44k2+1k(5)式中:柱塞运动轴线与连续油管轴线偏移量,m;DCT连续油管内径,m。可见,当柱塞与连续油管内壁不接触时,间隙宽度 e 与常规垂直油管基本一致,如果出现上述极端情况,会出现接触摩擦导致摩擦增大,即等效为间隙宽度 e 减少,此时修正间隙宽度 e为:e=e-(Lpk)2+44k2+1k(6)综上,得到柱塞下行在连续油管中的动力学方程:(mpg-gVp)cosk(x-h)-lDpLpe-(Lpk)2+44k2+1kx=mpdv/dt(7)图 7 柱塞下行运动状况3.2 柱塞上行运动开井阶段,由于环空中柱塞上方气体膨胀,柱塞开始在连续油管中向上运动(图 8),此时将柱塞与柱塞上方液体看作整体20,得到柱塞上行动态方程:(ptd-ptu)Ap-(mL+mp)gcos-Ff=(mL+mp)dvdt(8)式中:ptd柱塞下端面气体压力,Pa;ptu液柱上端面气体压力,Pa;Ap柱塞端面面积,m2;mL液柱质量,kg。柱塞在连续油管中由于压差作用,导致柱塞运动方向发生偏移的因素,仅有重力分力作用,出现两种情况(图 9),柱塞运动轴线与连续油管轴线偏移量计算与柱塞下行一致。图 8 柱塞在连续油管中的上行运动重力垂直运动分量过大,柱塞下表面与连续油管内壁双线接触,此时轴线最大偏移量为:Max()=DCT2-Dp2-(Lpk)2+44k2+1k(9)其他情况时,柱塞与连续油管内壁不接触,Max()。综上,得到柱塞上行在连续油管中的动力学方程:(ptd-ptu)Ap-(mL+mp)gcosk(x-h)-28第 46 卷 第 3 期Vol.46 No.3钻 采 工 艺DRILLING&PRODUCTION TECHNOLOGY lDpLpe-(Lpk)2+44k2+1kx=(mL+mp)dvdt(10)图 9 柱塞上行两种状况3.3 柱塞实际速度与预测值对比将实验测得的速度(图 5)与本文模型预测速度进行对比,同时绘制柱塞实际速度与预测速度之比随时间变化图(图 10),无论是 1#还是 2#弹块柱塞,预测的速度与实际柱塞速度在起始时误差相对较大,在正常运行后速度基本一致,如图 10 所示,总体上柱塞实际速度与预测速度接近(比值接近 1),误差不超过 10%,起始和结束附近误差较中间正常运行时大,表明本文所建立的连续油管柱塞动力学模型能较为准确地描述大斜度连续油管中柱塞的运动特性。图 10 柱塞实际速度与预测速度之比随时间变化4 结论(1)搭建了连续油管柱塞气举实验装置,并开展了连续油管柱塞气举实验,测试了柱塞上、下行程的运动规律,该实验装置能较好地模拟柱塞在连续油管内的运动特性。(2)由于连续油管存在焊缝及曲率变化的影响,连续油管内柱塞气举存在遇卡的风险,通过实验对比,弹块柱塞较相同尺寸的其余柱塞具有更好的通过性,推荐采用弹块柱塞。(3)基于牛顿第二定律,并结合柱塞连续油管运动测试结果,建立了考虑柱塞偏心的连续油管柱塞举升动力学模型,该模型对柱塞偏心运动进行了修正。实验表明,柱塞实际运动速度与预测值吻合,误差低于 10%,本文建立的连续油管柱塞动力学模型能较准确地描述柱塞在大斜度连续油管中的运动特性,为大斜度连续油管柱塞气举的优化及排水采气效率的提升提供了依据。参 考 文 献1钟晓瑜,颜光宗,黄艳,等.连续油管深井排水采气技术J.天然气工业,2005,25(1):111-113.ZHONG Xiaoyu,YAN Guangzong,HUANG Yan,et al.Technology of gas recovery by water drainage for deep wells with coiled tubing J.Natural Gas Industry,2005,25(1):111-113.2AITKEN B,LIVESCU S,CRAIG S.Coiled tubing software models and field applications-a reviewJ.Journal of Petro-leum 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