射孔参数优化设计

5．埕岛油田射孔参数优化设计自1932年美国加利福尼亚州洛杉矶MO油田首次采用射孔完井以来，至今已有65年的历史，目前它已成为国内外各油田所采用一种最主要的完井方法。

从整个钻井、开采、采油过程来看，射孔完井是这个大系统中的一个子系统，而就射孔完井本身而言，所要考虑的因素也是很多很复杂的；因此必须把射孔作为一个系统工程，针对不同储层和油气井特性，优化射孔设计和射孔工艺。

射孔对油井产能的大小有很大的影响。

如果射孔作业得当，可以在很大程度上减少钻井对储层的损害，使油井产能达到理想；反之会对储层造成极大的伤害，从而降低油井产能。

射孔参数优化设计的目的就是针对不同的储层和不同的射孔目的，对射孔器、射孔条件、射孔方法进行优选。

对于埕岛油田SH201井区来说，必须考虑砾石充填防砂完井的特殊性，把防砂的因素考虑到整个射孔系统中来，把油井出砂与否作为射孔优化设计的约束条件。

5.1射孔系统对油气井的影响5.1.1射孔过程对油气井产能的影响分析射孔时聚能弹产生的高速高压金属射流穿透套管和水泥环进入地层，形成一个孔道。

套管、水泥环、岩石受到高温、高压射流冲击后变形、破碎和压实，在射孔孔道的周围就会产生一个压实损害带。

一般情况下这一压实损害带厚度约为0.64~1.27cm，渗透率下降为原始渗透率的7%~20%，如图5-1所示。

图5-1 射孔损害示意图由于射孔过程中通常可形成压实带及固相堵塞，因此增大了地层流体流向孔眼的流动阻力，从而降低了油井的生产能力。

5.1.2射孔几何参数对油井产能的影响分析射孔几何参数包括孔密、孔深、孔径、射孔相位、布孔格式等参数。

若射孔几何参数选择不当，将会引起流动效率的降低。

对于防砂射孔完井来说，孔密和孔径相对更重要一些，它们对油井的产能的影响比较大。

射孔几何参数越不合理（如孔密很低、射孔相位少、孔深很小等），附加压降将很大，油井的产能将越低。

5.1.3射孔压差对产能的影响分析正压射孔可使井筒内的流体在正压差的作用下侵入储层，若流体是损害型的，将对储层造成严重的伤害。

同时射开的孔眼得不到清洗，一些固相物质堵塞在孔道内，使孔眼导流能力下降。

而过大压差的负压射孔可能会造成胶结疏松地层微粒运移、堵塞吼道。

并使疏松地层出砂和坍塌，从而产生极大的地层伤害。

所以，只有选择合适的负压射孔才可以避免有害流体的侵入，还可以使地层流体在射孔的瞬间由负压差的作用形成较强的冲洗回流，冲洗射孔孔道，减轻压实影响，从而提高射孔井产能。

5.1.4射孔液对产能的影响分析射孔液对地层的伤害主要包括固相侵入和液相侵入两个方面。

侵入的结果是降低地层的渗透率。

如果射孔弹能够射穿钻井泥浆污染带，地层在受到钻井伤害以后，再进一步受到射孔液的伤害。

液相侵入地层的伤害主要表现在：地层粘土矿物发生水化、膨胀、分散、运移；与地层液体作用发生乳化及化学沉淀；发生水锁及贾敏效应；岩石的润湿反转等。

液相的侵入不仅降低地层的绝对渗透率，还可能使油的相对渗透率大大降低。

5.1.5砾石充填对油井产能的影响分析油气在砾石充填射孔孔道内流动时，流动是线性的，并可产生明显的压力降。

经过分析研究,此压力降可用以下的关系式来表达：221352101.96220.0888.0105014.1⎪⎪⎭⎫⎝⎛⨯⨯+⨯⨯=∆--t o o p og tg oo o p A q L B A K q B L P ρβμ （5－1）式中： t A --孔道总的横截面积,2m ；o B --原油体积系数，无量纲；g K --孔道材料的渗透率，2m μ；p L --孔道长度，m ；o q --每个射孔的流量，dt /；2P ∆--孔道压降，MPa ；55.07/1047.1gK ⨯=β，1-m ；o μ--流体粘度，s mPa ⋅； o ρ---流体密度，3cm g 。

此式中，第一项为达西流对压力降的影响，第二项为非达西流对射孔孔道压力降的影响。

从式5.1中我们可以看出，孔眼直径的变化对压降的影响是很大的。

通过孔道截面过高的压力降可将井的生产能力降低到不可接受的水平，特别是在低压油藏，而且如果压力降增加到微粒可流动并切割衬管时，这个压降就会伤害带眼衬管。

因此，对于砾石充填防砂射孔完井的油井来说，重要的射孔几何参数是射孔直径和有效射孔密度。

5.2射孔参数优化设计过程根据埕岛油田SH201井区的储层性质和砾石充填防砂完井的目的，为了达到预定的产能和防砂效果，实现油井的稳定无砂生产，对射孔进行优化设计，使之在设计的条件下发挥出油井的最高效率是很有必要的。

因此，对射孔弹、射孔条件、射孔方法以及射孔防砂综合考虑的情况进行优化设计是防砂射孔完井关键的一环。

以下分别讨论射孔的各个环节的具体的优化设计过程。

产能比或产能是射孔参数优化设计的目标函数，针对埕岛油田储层为疏松砂岩，胶结程度差，同时蒙脱石含量高的地质特征，在考虑产能比的同时，还要考虑套管的受损害程度。

射孔井产能p q 及产能比PRI 的计算过程如下： 完善井的产能为：()()w e o o w e t i r r B p p Kh q /ln 2μπ-=(5－2)射孔井的实际产量为：])/[l n ()(2t w e o o w e t p S r r B p p Kh q +-=μπ (5－3)射孔井的产能比为：tw e w e S r r r r PRI +=)/ln()/ln( (5－4)式中： i q --完善井的产量，d t /；p q --射孔井的产量，d t /；K --地层渗透率，2m μ； o μ--原油粘度，s mPa ⋅；o B --原油体积系数，33/地上地下m m ； e p --地层压力，MPa； w p --井底压力，MPa； e r --油井泄油半径，m；wr --井眼半径，m ；PRI --射孔井产能比，无因次；t S --射孔井总的表皮系数，无因次； t h --总的油层厚度，m。

射孔优化设计的主要目标是使射孔井的产能比尽可能的高，使油井的产能达到预期的目的。

由上式可以看出，产能比的计算就归结为计算总的防砂射孔完井的表皮系数，为了计算产能比，首先必须知道总表皮系数t S 。

而表皮系数t S 的函数表达式中基本上包括了所有的地层参数和射孔参数的影响，因此在计算表皮系数并得到最大的产能比的过程就是对射孔参数的优化组合的过程。

其计算过程如下：根据理论分析和大量的实验研究的结果表明总的表皮系数t S 是射孔参数（孔深、孔径、相位角、孔密、射孔环境）和地层参数（地层非均质性和渗透率降低系数）的函数。

它包括由于射孔和地层渗透率降低引起的表皮系数。

总的表皮系数可由下式表示：()()g d f p f bf t S S b S b S S +⎥⎦⎤⎢⎣⎡+++=θγ11920111 (5－5)式中： t S --总的完井表皮系数； bfS --局部射开地层的表皮系数；fb --打开流动的部分地层，无量纲；γ--校正系数，无量纲； p S --射孔表皮系数； d S θ--井斜表皮系数；g S --防砂射孔完井特有的表皮系数。

其中射孔表皮系数p S 表征了与裸眼井相比射孔井的有效性,g S 是防砂射孔砾石充填完井特有的表皮系数，它表征了砾石充填对油井产能的影响程度。

5.2.1射孔表皮系数p S 的计算射孔产生的表皮系数由下列几个元素组成：pdwb V H p S S S S S +++= (5－6)式中： p S --由射孔产生的表皮系数，无量纲；H S --水平的或平面流表皮系数，无量纲；V S --垂直向的或收敛流动的表皮系数，无量纲； wbS --由井筒影响产生的表皮系数，无量纲；pdS --由射孔周围受伤害区域产生的表皮系数，无量纲。

虽然射孔器材检测中心模拟地层温度和地层压力对各种射孔弹均已进行混凝土和贝雷砂岩靶的试验，向我们提供了一个准确的穿深数据和孔径数据，但是由于混凝土靶和贝雷砂岩靶的抗压强度、孔隙度、渗透率等各项指标与试验地层条件下的数据不可能相同，因此必须将试验数据进行折算，将地面试验所得到的穿深和孔径数据转换成井下条件的实际穿深和孔径，经过各方面的比较和研究，我们决定使用一种简单而精确的方法来进行计算，具体转换计算如下：侵入深度的换算：()[]C C L L r pr p -⨯=086.0145.0exp(5－7)式中：p L --井下侵入深度，m ；prL --在参考地层中的总目标侵入深度，m ；C--地层岩石的抗压缩强度，MPa ；r C --参考地层的抗压缩强度，MPa 。

入口孔眼尺寸的换算：套管强度控制了射孔孔眼尺寸的大小。

对于高速度喷射的深度射孔弹，各种钢级套管的入口孔眼尺寸由下式计算：[]rr d x x d 5.0)2.42250/()2.42250(++= (5－8)式中：d --井下套管上的入口孔眼直径，m ；r d --参考套管上的入口孔眼直径，m ；x --井下套管的布氏硬度，无量纲；r x --参考套管的布氏硬度，无量纲；对于抛物线型或半球型低速喷射的射孔弹入口孔眼尺寸由下式确定：()r yyrd d 5.0/σσ=(5－9)式中：y σ--井下套管的屈服强度，MPa ；yrσ--参考套管的屈服强度，MPa ；为计算的方便引入了无因次量：1）无因次射孔孔眼间距V H p D k k L h h /)/(=(5－10)其中：(()())θ/360//1DEN h =；式中：D h --无因次射孔间距； h --射孔孔眼垂直间距，m ；D E N --射孔密度，孔/米；θ--射孔相位角，度；p L --井下射孔孔眼长度，m ；H k --地层水平渗透率，2m μ；Vk --地层垂直渗透率，2m μ。

2）无因次射孔孔眼半径)/1)(2/(H k k h r r V p pD +=(5－11)式中：pDr --无因次射孔孔眼半径；pr --实际射孔孔眼半径，m 。

3）无因次井眼半径)/(w p w wD r L r r += (5－12)式中： wD r --无因次井眼半径；w r --实际井眼半径（用钻遇油层时的钻头半径），m ； p L --射孔孔眼长度，m 。

①平面流效应表皮系数H S 的计算)/ln(we w H r r S =(5－13)其中we r 为有效井筒半径由下式给出： ⎪⎩⎪⎨⎧≠+==op wop weL r L r 0)(041θαθθ(5－14)θα是常数，由表5-1给出。

表5-1 各种相位下的计算常数θα值表5-2 各种相位下的参数1a 、2a 、1b 和2b 的值表5-3 各种相位下的参数1c 和2c 值② 垂向汇聚效应表皮V S 的计算bpD b DaV r h S 110-=(5－15)其中 2101log a r a a pD +=(5－16) 21b r b b pD +=(5－17)式中的a 1、a 2、b 1、b 2由表5-2给出。