仝少凯;王祖文;杨小平;王伟;岳艳芳;骆裕明
【摘 要】为了解决目前水力喷砂射孔施工设计准确率较低的问题,寻实用可靠的水力喷射力学参数设计方法,进行了水力喷射与储层岩石力学作用的机理研究.根据能量守恒原理和冲量定理,建立了水力喷砂定点射穿套管、水泥环及地层系统能量方程,推导了水力喷砂定点射穿套管、水泥环及地层各阶段临界冲击力、临界冲击速度和射孔时间等关键力学参数计算模型,据此建立了水力喷砂定点射孔工艺力学分析图版.研究结果表明,水力喷砂定点射穿套管、水泥环及地层所需能量大幅度增加,射孔时间随之增大,但冲击力和冲击速度却相应降低,降低幅度比最大值分别为5.7%和8%.分析认为,建立的水力喷砂定点射孔工艺力学图版能较好地反映水力喷砂定点射孔过程,射孔时间误差为6.8%,为水力喷砂定点射孔力学参数设计与优化、水力压裂起裂基准提供了新的力学模型和理论依据.%At present, the construction and design accuracy of hydraulic sand jet perforation is lower. To solve this problem, a prac-tical and reliable method for hydraulic jet mechanic parameter design was searched for to study mechanic mechanisms of hydraulic jet on reservoir rock. According to the principle of conse rvation of energy and the impulse theorem, the energy equation for the process of hydraulic sand jet oriented perforation through casing, cement sheath and formation system was established, and the model for calculat-ing key mechanical parameters (e.g. critical impact force, critical impact velocity and perforation time) in each stage of jet oriented per-foration through casing, cement sheath and formation system were derived. And accordingly, the mechanical analysis chart of hydraulic sand jet oriented perforation was plotted. It is indicated that as for hydraulic sand jet oriented perforation through casing, cement sheath and formation, the required energy is increased significantly and correspondingly perforation time extends, but impact force and impact velocity decrease with maximum amplitude of 5.7% and 8%, respectively. It is revealed that the mechanical chart of hydraulic sand jet oriented perforation established in this paper can well reflect the process of hydraulic sand jet oriented perforation and its application result is good with perforation time error of 6.8%. It provides a new mechanical model and theoretical basis for the mechanical parameter design and optimization of hydraulic sand jet oriented perforation and the fracture initiation criterion of hydraulic fracturing.
【期刊名称】《石油钻采工艺》
【年(卷),期】2017(039)003
【总页数】6页(P293-297,302)
红豆杉提取物【关键词】水力喷砂;射孔;套管;水泥环;力学模型;能量守恒
【作 者】仝少凯;王祖文;杨小平;王伟;岳艳芳;骆裕明
【作者单位】中国石油川庆钻探工程有限公司长庆井下技术作业公司;中国石油川庆钻探工程有限公司长庆井下技术作业公司;中国石油华北油田公司采油工程研究院;中国石油华北石化公司机动设备处;中国石油华北油田公司采油工程研究院;中国石油华北油田公司山西煤层气勘探开发分公司
【正文语种】中 文
【中图分类】TE257.1
水力喷砂定点射孔工艺是在高压高速携砂液注入条件下借助喷射工具，将压力能转化为动能，利用高速流体冲击形成射孔通道，依次射穿套管、水泥环及地层，从而完成水力射孔，在地层中形成清洁的流体通道，降低油气井表皮因数，提高油气井完善程度和地层渗透率。国内外学者进行了大量的机理实验、室内实验研究以及现场应用分析。李根生等人在实验室条件下进行了水力喷砂射孔地面模拟实验，对水力喷砂射孔技术切割套管和近井地层岩石的机理及其影响因素进行了分析，认为在压力23～24 MPa的条件下，水力喷砂射孔能有效穿透套管并在天然砂岩上射出直径30 mm以上、深达780 mm的孔眼［1］。李宪文等人为了解水力喷砂射孔孔道的形态和孔深，设计制作了岩样靶件和水泥靶件，并完成了喷砂射孔实验，得出水力喷砂射孔孔道形态主要为正常射孔靶件的准纺锤形喷孔和正常起裂的纺锤形-剑形组合喷孔2种形态［2-4］。牛继磊等人通过室内模拟实验，系统研究了水力喷砂射孔能力的7个参数，得出了各参数对射流破岩能力的影响规律，认为水力喷砂射孔能力随压力和排量的增加而增加，固定条件下存在着最大射孔深度和最优喷射时间［5］。王步娥等人分析了水力射孔的破岩原理、参数计算以及适用范围，地面试验表明水力射孔可快速射穿套管和水泥环，能满足油水井射孔需要，达到增产增注效果［6］。成一等人在新疆嘎子街油田一口水平井2次水力喷射压裂失败原因分析的基础上，优化了施工管
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柱、喷嘴的尺寸和个数、喷射排量和时间等关键参数，对该井同层位、同井段成功实施了5级水力喷射压裂［7-11］。
上述文献针对水力喷砂射孔工艺、工艺参数、现场应用等开展了相关研究，但在水力喷砂射孔力学研究方面存在不足，特别是水力喷砂射孔工艺中破岩冲击力、冲击速度、冲击能量、射孔时间、地层阻力等关键力学参数的计算尚未形成系统理论，还没有从力学角度给出合理的解释和实用的理论计算模型。利用能量守恒原理和动量定律，开展了水力喷砂定点射孔机理研究，分析了水力射穿套管、水泥环及地层系统力学过程。该理论研究为水力喷砂定点射孔技术现场应用提供可行的计算方法，为水力喷射压裂技术理论提供新的力学模型。
立柱桩
Analysis on the mechanism of hydraulic sand jet oriented perforation
水力喷砂射孔由于节流喷嘴直径较小，在一定排量下，将产生较大的喷射速度和冲击力，同时压力在射孔洞穴底部迅速提高，这些压力能量完全被套管、水泥环及地层吸收。所以，根据能量守恒原理建立喷嘴、套管、水泥环与地层之间的能量平衡方程为
式中，Epi为水力喷射器第i个喷嘴具有的能量，J；Eci为套管被射穿所需能量，J；Ewi为水泥环被射穿所需能量，J；Eri为地层被射开一定几何孔眼所需的相应能量，J。
水力喷射器第i个喷嘴处的喷射初始流速为
明星脸相似度式中，voi为第i个喷嘴喷射初始流速，m/s；Qi为第i个喷嘴的流量，m3/min；dpi为第i个喷嘴的直径，mm。
由水力学知识可得射流束任意一点的速度为［12］
式中，vLi为与第i个喷嘴出口距离为L处的射流轴心速度，m/s；ζ为试验常数，ζ≈6；L为喷嘴出口与喷射靶件之间的距离，mm。
式（3）表明，在无阻力情况下，当L≈6dpi时，喷嘴射流速度仍然保持初始速度voi不变；当L＞6dpi时，其射流速度则按上述规律逐渐减小；当L→+∞，其射流速度趋于0。但对于水力喷砂射孔而言，由于要克服套管、水泥环和地层的阻力，因此需要具有一定的初始流速，反过来需要确定一定的管柱排量和喷嘴直径。熔炼焊剂
考虑到射流液初始流速方向与其套管内壁接触反射液流方向相反，规定初始流速方向为正方向，则由动量定理可得喷射器从喷嘴射流至套管内壁接触时产生的瞬间冲击力为［13］
式中，Fci为Δt0（取值很小的时间段）时间流液接触套管内壁产生的瞬间冲击力，负值表示冲击力方向朝向套管内侧，N；mi为第i个喷嘴射流液质量，kg；vci为第i个喷嘴出口距离套管内壁的射流速度，m/s；d为套管内径，mm；D为水力喷射器外径，mm。金属接线盒
1.1 射流液流束射穿套管过程分析
Analysis on perforation process of jet flow streamtube through casing
在初始冲击力Fci作用下逐渐射穿套管，观察和分析一束射流液射穿套管过程，研究发现作用于一定壁厚和屈服强度套管上的切割力（挤压应力）随其切割深度不同而变化。射流液切割过程中，射流液尖端部位在套管内壁上初始形成类似“锥形凹槽”或“三角形断面”，随后在射流液流速和切割力持续作用下，凹槽端面宽度逐渐增大，底部向前延伸，最后达到套管外壁（即射穿套管壁厚）。按照惯例作如下假设：射流液在套管内壁上初始凿孔端部平面形状为锥形凹槽或三角形断面；不考虑射流液对套管的化学溶蚀作用，仅考虑射流冲击
力的机械切割效应；不考虑射流液遇套管、水泥环及地层反射流入环空（流出）的损失，即每一射穿部分能量保持恒定，射流液流束质量恒定；射流液流束喷射方向垂直于套管轴心线，即喷射角度（射流方向与套管轴心线夹角）为90°。
基于上述假设，且考虑射流液局部挤压套管现象对套管极限强度的影响，在Fci作用下，套管被射流液切入最大切割力为
式中，ψ为射流液流束形状系数，根据射流试验确定；Asc为射流液流束与套管接触面积，m2；ξ为射流液流束与套管接触系数，由试验确定；δc为套管壁厚，mm；δs为射流液流束初始宽度，mm；σqc为考虑射流液流束局部挤压套管的切割极限强度，MPa。对于套管，σqc≥Ktσcs，Kt为局部挤压切割应力集中系数。由于射孔冲击力较大，一般认为σqc=Ktσcs，σcs为套管材料屈服强度（经验常数），MPa。
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