The Baker Hughes CSAP gravel pack system has all of the same field proven features of CS-300 system. The definition of CSAP is Cake-Saver-Acid-Placement, before running in hole with the gravel pack assembly, displace the open hole section in casing to brine. It’s critical to the successive hole cleaning to maximize the fluid velocity at 300 ft/min near the well bore wall. 贝克休斯CSAP砾石充填系统具有CS-300已经验证的所有相同的属性。在向井下下砾石充填的组合工具时，向套管下的裸眼部分打入盐水，这对裸眼井壁附近液流速度达到300英尺每分，连续地洗井起着非常关键的作用。 For this reason, it’s important to fully maintain turbulent fluid possible. Low-viscosity fluids are desired to help to retain turbulence. However, while low-viscosity fluids help maximize velocity near the wall. It’s commonly assumed that their use also makes it somewhat more difficult to remove solids from the wellbore. To carry solids completely out of the wellbore,elevated flow velocities are required. 由于这个原因，完全保持湍流的液体很重要。低剪切速度的液体有助于保持湍流。然而，尽管低剪切速度的流体能保证井壁附近的流体高流速。但是通常它们也存在一个缺点那就是更难将井眼的固体携带出来。为了将固体百分之百地携带出井眼，就要求液体具有很高的流速。 The steps to compete the procedure are: 步骤如下： 1、Pick up gravel pack assembly and run in hole to setting depth. 将砾石充填组合工具下放到井下预定的深度。 2、Circulate brine down the work string and out the GPV shoe around the screen annulus at a rate below 25ft/sec pass the SC packing element. 将盐水循环到工作管住从GPV引鞋流出，到筛管环空周围，速度为25英尺没秒以内，通过防砂充填工具。 3、Drop a stainless steel ball to set the SC packer, this section will shift the ball seat isolation sleeve downward, opening the return bypass ports in the crossover tool, and locking the primary ball on the ball seat. 将一个不锈钢球丢手，坐在防砂封隔器上，会使球座封隔套筒向下移动，打开crossover tool 的回路旁通通道，将初始的那个不锈钢球锁在球座上。 4、Set the packer, pull the packer tech-unit, perform an anchor test on the SC packer. 坐封隔器，拉动封隔器部分，在防砂封隔器上做一个锚定测试。 5、Pull 30000 pounds over the last recorded up-weight, followed by slacking off 30,000 pounds below the last recorded down-weight. This is your running in hole position. Followed by picking up the work string to confirm the crossover tool is free from the gravel pack packer assembly. 最后一个记录的上提载荷重加到30000磅，然后将最后一个记录的释放重量加到30000磅。这是下工具的位置。接下来上提工作管住以确保crossover tool脱离了防砂封隔器组合，可以自由上提下放。 6、Pick up the work string to position the SMART Collet above the first indicating coupling, slack off 30,000 pounds, this is your test packer position. Apply the required test pressure to the annulus, to confirm the SC packing element is packed off on the casing inside diameter. 上提工作管住到SMART Collet 的第一个位置指示接箍，释放30000磅的重量，这个是测试封隔器的位置。对环空进行要求的压力测试，来保证防砂封隔工具坐封在了套管避上。7、Pick up the work string to position the SMART Collet above the second indicating coupling.
压裂施工管柱摩阻计算 苏权生 摘要：压裂施工管柱摩阻计算对压裂施工过程中压力波动判断和压后净压力拟合具有重要意义。目前对压裂液在层流状态下的摩阻计算比较成熟，计算结果可信度高，但对压裂液在紊流状态下性质还未找出一定的规律，摩阻计算结果误差较大。本文以降阻比法为基础进行压裂管柱摩阻计算，通过理论计算与现场实测数据进行对比分析，提高计算精度。 关键词： 管柱摩阻 紊流 降阻比 计算精度 压裂管柱摩阻计算是压裂施工过程中压力变化判断的基础，是进行井底压力和裂缝净压力计算的关键。在实际压裂设计中经常采用经验估计法对管柱摩阻进行粗略计算，往往不能准确地预测实际管柱摩阻。本文以降阻比法为基础，分别对HPG 压裂液的前置液、携砂液沿程管柱摩阻进行理论计算，并结合胜利油田现场施工井的实际数据进行对比分析，对影响管柱摩阻计算的影响因素进行修正，提高理论计算和现场施工数据的一致性，形成适合胜利油田压裂施工管柱摩阻计算的相关计算程序。 1、降阻比管柱摩阻计算 Lord 和MC Gowen 等人在前人研究的基础上提出了HPG 压裂液前置液，携砂液摩阻计算的新方法，称为降阻比法，其基本原理是在相同条件（如排量、管径、管长相同）下，压裂液摩阻与清水摩阻之比称为降阻比，用公式表示为: w f p f P P )()(??= δ (1) 式中：p f P )(?：压裂液摩阻，Mpa ；w f P )(?：清水摩阻，Mpa ；δ：降阻比系数,无单位。 1.1 清水摩阻计算 从公式（1）可以看出，降阻比法要首先计算清水摩阻，且其值的准确性对压裂液摩阻计算有较大的影响，水力学中伯拉休斯清水摩阻计算式: L Q D P ***10*779.775.175.461--=? (2) 式中： 1P ?：清水摩阻，Mpa ； D ：管柱内径，m ； Q ：施工排量m 3 /s ； L: 管柱长度，m ；
1 砾石充填防砂井砾石尺寸设计实例 砾石充填类防砂是目前主流的防砂工艺，砾石尺寸设计是砾石充填类防砂设计的关键步骤之一，砾石尺寸的大小会影响防砂效果和油气井生产动态。较大的砾石尺寸有利于获得较高的产能，但会导致地层砂侵入砾石层；相反，较小的砾石尺寸挡砂效果好，但对油井产能的影响较大。油气井防砂领域使用的标准砾石尺寸如表1所示。 目前国内外的主要砾石尺寸设计方法为三类： (1) 第一类：设计依据简单，仅依据地层砂某一特征尺寸的设计方法，包括Karpoff、Smith、Tausch&Corley、Saucier等四种设计模型； (2) 第二类：信息依据丰富，基于地层砂筛析曲线的设计方法，主要包括DePriester和Schwartz两种设计模型； (3) 第三类：基于砾石层孔喉结构模拟的砾石尺寸设计方法。 上述砾石尺寸设计方法均已在中国石油大学(华东)研制开发的Sand control Office软件中实现。 我国西部某出砂气田S-14井地层砂为粉细砂，图3中的曲线D为其筛析曲线，经粒度分析，d10= 0.151 mm，d40= 0.082mm，d50=0.065mm，d70=0.032 mm，d90=0.008mm，分选系数2.043，均匀系数10.036，标准偏差系数0.231。 表1 油气井防砂领域使用的标准砾石尺寸 第一类设计方法的设计结果如表2所示。 使用DePriester方法进行砾石尺寸设计结果如图2所示。设计中的取值为：A=5.5，Cmin=1.5，Cmax=3.0，计算得到系数B的取值范围为[25.4，35.9]。图中曲线A、B分别为B取最小值和最大值时的砾石尺寸分布曲线；曲线C为B取平均值时得到砾石尺寸范围曲线，对应的设计结果为砾石尺寸范围0.227～0.560mm，匹配的砾石标准为0.25～0.42mm。 使用Schwartz方法设计该井的砾石尺寸，设计中的取值为：Cmin=1.2，Cmax=1.5；选择设计点为d70，设计结果如图3所示。曲线A、B分别为Cg= Cmin和为Cg= Cmin和时得到砾石尺寸分布曲线；曲线C为Cg取平均值1.35时得到砾石尺寸范围曲线，对应的设计结果为砾石尺寸范围0.160～0.300mm，匹配表1中的标准砾石尺寸为0.21～0.25mm。
压裂施工中摩阻计算-标准化文件发布号：（9556-EUATWK-MWUB-WUNN-INNUL-DDQTY-KII
*川西地区压裂施工过程中管柱摩阻计算摘要：以降阻比法为基础，分别对有机硼交联(HPG) 压裂液的前置液、携砂液的沿程管柱摩阻计算方法进行分析，结合川西地区部分井压裂施工现场的施工数据，对管柱摩阻计算公式进行修正改进后，提高了压裂施工设计和数值模拟中摩阻参数计算的准确性；同时用计算机程序实现了施工过程管柱沿程摩阻的计算，可用于模拟压裂施工全过程的摩阻计算。对四川川西地区以油管方式注入井的水力压裂施工设计及现场施工过程中井底压力的分析具有重要意义。 关键词：压裂施工；降阻比；管柱摩阻；公式；计算前言 压裂施工管柱沿程摩阻值的准确性直接影响到压裂工艺的设计过程，是确定井底压力的必要数据，也是压裂施工成功与否的主要因素。在实际压裂设计中，大多数采用经验估计法对管柱的摩阻损失进行计算，往往不能准确地预测实际摩阻，尤其不能模拟压裂施工整个过程的实际摩阻值。管柱的摩阻计算单纯的从流变学和水力学的角度去计算，目前还不能被实际应用。文章以降阻比法为基础，分别就HPG压裂液、相应的携砂液沿程管柱摩阻计算方法进行分析对比，并结合川西地区大部分压裂井的现场施工数据，对压裂液的沿程摩阻有关计算公式进行改进，实现压裂施工全过程摩阻计算的计算机程序化。实例计算表明，改进后的摩阻计算公式以及压裂施工过程摩阻计算结果与现场实际数据有较高的符合率，可以用于川西地区压裂施工过程摩阻的模拟计算。 1 压裂液摩阻的计算 Lord和MC Gowen等人[1,2]利用其他人的实验资料提出了计算溶胶及混砂液摩阻的方法。采用延迟交联技术，使交联HPG与HPG溶胶在井筒中的摩阻相差不大，因此，Lord等人仍用溶胶的数据提出了一个降阻比（δ）的概念：（1） 式中：(△Pf)0为清水的摩阻损失，MPa；(△Pf)P为压裂液的摩阻损失，MPa。清水的摩阻损失可以用经典水力学雷诺数与摩阻系数关系进行计算，或者同样采用Lord等人提出的回归公式： （2） 式中：D为压裂油管柱的内径，mm；Q为施工过程泵注排量，m3/min；H为油管长度，m。 在实验数据处理中认为，降阻比δ是压裂液平均流速υ、稠化剂浓度CHPG、支撑剂浓度CP的函数，通常表示为δ＝f（υ、CHPG、CP）。通过对1 049个实验数据的线性回归，结合实际矿场条件，提出了实用于HPG压裂液降阻比的计算经验关系式： （3） 式中：CP为支撑剂的浓度，kg/m3；CHPG为稠化剂HPG的浓度，kg/m3。 从本质上讲，降阻比就是牛顿流体与非牛顿流体的不同流变特性在摩阻方面的表现，其值大小主要受物料来源及交联特性的影响[3]。因此，由上述公式计算所得到的压裂液摩阻与现场实测数据还有很大的误差，必须利用获得的实际压裂液的摩阻损失值进行现场校正，以便更为真实地反映压裂液的摩阻值。 前置液摩阻计算
水平井裸眼砾石充填防砂完井技术研究 摘要：高孔高渗储层在全球占有较大比例，对高孔高渗油藏实施防砂完井能够 大大延长油井的开采有效期，提高油井采收率。目前水平井的开发是实现油井高 产稳产的有效手段，水平井的开采一般采用潜油电泵强采，液量大，油井开采后 近井地带亏空，地层骨架松散，会造成油井大量出砂；水平井、大针度井的砾石 充填完井可以将防砂有效期延长至十年。笔者对砾石充填完井技术进行了相应管 柱结构及配套工具性能的研究，对各项施工参数进行了设计，为相关技术人员的 现场应用和技术研究提供了有意义的参考。 关键词：水平井；裸眼砾石充填防砂完井 1、前言 为实现疏松砂岩水平井的有效开发，笔者对水平井裸眼充填完井技术进行了 研究，研究了配套的防砂完井管柱、筛管和配套工具的结构与性能，对完井过程 中的施工过程中的泵压、排量、砂比等重要参数进行了优化。在现场进行砾石充 填的过程中，由于影响砾石充填效果的因素比较多，所以在实际的防砂完井设计 中需要加强对井径数据、完井液、管柱结构、防砂工具等的优化分析。在现场的 应用过程中，采用的砾石充填砂比保持在5%-10%，排量保持在500-1000L/min。 通过采用循环充填方式进行筛管与裸眼之间的砾石充填，挡住了有层中的砂子讲 入井筒。 2、水平井裸眼砾石充填完井技术特点分析 对于水平井而言，为了在最短的时间内获得最大的经济回报，较好的开采方 式是电泵强采，但这也会造成油井过早出砂，检泵作业频繁，生产成本大大增加。较为理想的完井方式是采用筛管外充填挡砂砾石的方式，裸眼完井方式保证了油 层与井筒的接触面积，同时在筛管外部采用挡砂砾石，不仅能够起到筛管和砾石 多级挡砂屏障的效果，还可以机械支撑井壁，避免井壁在开采一段时间后因骨架 松散发生坍塌。在油井生产出去，细粉砂能够随液体流人井筒，有了砾石充填层 的保护能够降低液体对筛管的直接冲刷，提高了筛管的挡砂有效期。因此采用裸 眼+筛管+砾石充填层的完井方式大大提高了油井防砂时间，能够满足日产液100 方以上的生产需求。 3、水平井裸眼砾石充填完井管柱设计 在水平井完井过程中，大部分目的层为单一油层，在设计砾石充填完井管柱 的过程中主要采用以下两种管柱，其中一种是采用上部注水泥下部筛管完井管柱，管柱从下到上依次为引鞋+洗井阀+砾石充填装置+套管短节+筛管串+套管短节+筛 管短节+盲板+套管短节+裸眼封隔器+分级注水泥装置+套管串至井口。该工艺施 工结束后需要对盲板进行钻塞，钻塞结束后进行充填管柱的下人，充填管柱的结 构组成从下到上依次是充填服务装置+变扣+冲管串+油管串至井口。另外一种较 为常用的管柱是采用裸眼段悬挂筛管，悬挂器坐挂在上级套管末端的管柱方案。 使用该管柱从下到上依次是导向装置+套管短节+砾石充填装置+套管短节+筛管串 +套管短节+悬挂器+变扣+钻杆串至井口。悬挂器的选用一般为液压丢手和倒扣正 转丢手双保险，充分保证管柱完全丢手。使用该工艺施工无需钻塞，对应的后期 充填管柱从下到上依次是充填服务装置+变扣+冲管串+油管串至井口。 4、防砂筛管研究及防砂完井工具研制 现场防砂完井的筛管采用复合防砂筛管，该筛管的基管采用常规套管打孔，
水平井裸眼砾石充填 防砂工艺技术优化研究与应用 刘树新杨喜柱等 （大港油田公司采油工艺研究院滩海工艺室）摘要：本文通过对埕海一区储层、流体性质分析，基于理论分析、地层砂粒经分析试验，提出水平井裸眼砾石充填防砂工艺，优化了工艺设计参数，实施后已取得显著效果，该工艺的成功实施大大提高了我油田水平井防砂工艺技术水平，也将对环渤海类似储层的滩海油田开发具有良好的借鉴作用。 主题词：埕海一区裸眼水平井防砂工艺研究裸眼砾石充填防砂应用效果 1 引言 埕海油田位于渤海湾滩海-浅海地区，由于储层为疏松砂岩，前期研究结果表明必须采取先期防砂才能投产，而本区采用人工岛开发，井型以水平井为主，且井底位移大，水平段长，在防砂工艺方面存在极大难度。因此开展了水平井裸眼砾石充填防砂工艺技术优化研究与应用课题。在国内，该项技术的研究工作起步较晚，仅在胜利油田进行了试验与应用，但对于超过700m长水平井段的防砂仍然存在很大技术难度。 1 地质概况 埕海一区位于大港油田滩海区南部埕北断阶区，地理位置位于河北省黄骅市关家堡村以东的滩涂—海域水深4m的极浅海地区。该区主要包括二个井区：庄海4×1、庄海8断块。自下而上发育Es、Ed、Ng、Nm等四套含油层系。其中，NgⅠ1组为主力油组，有具有以下油藏特征：油藏埋藏较浅。埋深为1240－1268m，储层成岩作用弱，属于岩性-构造底水油藏。油层胶结疏松，易出砂。试采井存在出砂的现象。储层呈现高孔、高渗的特征，根据庄海802井粘土矿物X衍射分析报告来看，储层粘土以伊蒙间层为主，平均含量达到62.5%，其中蒙脱石含量约为70％，伊/蒙混层是易水化膨胀的矿物，易发生粘土膨胀和分散造成地层伤害。原油性质具有三高、三低的特点。即高密度、高胶质沥青含量、高初馏点、低凝固点、低含蜡、低含硫。该地区地层水矿化度平均为10350mg/L，水型为NaHCO3型。油藏属于正常的温度压力系统。 针对该区上述储层特点，储层极易出砂，同时，原油粘度较高对出砂影响较大，本区地处滩海，以水平井为主，防砂难度大，因此开展了该区水平井防砂工艺研究与应用。 2 防砂工艺优化研究 2.1 防砂难点分析 根据该区块的油藏特征以及该井的井身结构特点，该井的防砂工艺的选择存在以下难点： 2.1.1 粒度分布不均匀，D40/D90>6.5，单一的机械挡砂难以达到好的效果； 2.1.2 防砂井水平段长（其中庄海8Ng-H1井为731.5m）、水垂比大（最大为 3.9），都给防砂工艺的现场实施带来极大的难度。 2.2 防砂方式的确定 目前常用的防砂工艺有机械防砂和化学防砂，对于埕海一区庄海8Ng组油井防砂井段长，粘土含量高,化学防砂难以达到预期的效果，因此该井的防砂工艺应首选机械防砂。 对于选择筛管挡砂抑或砾石充填防砂，主要考虑以下几个方面进行了选择： 2.2.1 防砂经验公式 根据国外石油公司通用的SPE39437所推荐的防砂方法选择标准(见表1),根据庄海8区块馆陶组的岩心粒度分析资料,d40/d90=6.55～29.75,大于5，D10/D95=34-55，大于20，低于325目的砂粒（%）占11.2%，因此该区块应首选裸眼砾石充填防砂工艺。
利用ABAQUS进行桩侧摩阻力仿真计算 [摘要] 桩侧摩阻力的大小直接确定了桩的实际承载力。因而如何确定桩的侧摩阻力对于桩基设计计算的意义重要。此处借用ABAQUS有限元软件对桩的侧摩阻力进行仿真计算。[关键词] 有限元软件桩侧摩阻力仿真计算 一、引言 桩基设计的核心问题，不外是沉降和承载力两个方面。在现行的规范中，桩侧摩阻力主要通过原位测试、当地经验值、规范给定值三种方式经过修订而得的。事实上，桩侧摩阻力的值是随着桩顶载荷、地层情况，以及深度等各种因素而变的，而且深度效应较为明显。 对于摩擦型单桩，其承载力主要由桩侧摩阻力承担。因此如何正确分析和计算桩侧摩阻力的分布及影响因素至关重要。传统的方法是通过原位贯入试验测得桩的侧摩阻力。通过现场原位试验虽然可以有效的得到设计需要的数据。但是现场原位试验既费工又费钱，而且试验技术有一定的困难。现代计算机技术的飞速发展，因此如何根据室内试验得到的有关资料，利用仿真分析的方法来确定桩侧摩阻力作用情况，进而确定桩侧摩阻力，是值得广泛关注和讨论的问题。 二、桩土计算模型 在考虑土的非线性、桩周土分层、桩土间非线性相互影响、桩端有存渣、桩端及桩侧注浆加固、桩长及桩直径变化等因素时，有限元法是现阶段最适用的方法，它能解决由于试桩困难及实测费用大的问题。为了方便阐述和演示，本次仿真计算采用了很大的简化。本次计算只考虑桩打入土层之后的摩阻力的变化，土层只取一层。桩取直径0.5米，长度为10米，并简化为弹性本构模型，土水平边界设置为10米，深度方向设置为30米，并简化为弹塑形本构模型。
图1：计算模型 三、计算过程 在几何模型上，采用大尺寸来模拟半无限空间体系，土体的边界半径去10米（桩半径的40倍），土体深度方向上去30米（桩长度的3倍）。 在ABAQUS的Part模块中根据工程条件通过轴对称的方式建立图1的计算几何模型，并将模型分别建成2个part，一个桩的part，一个土的part。在桩的part中只保留桩的部分，在土的part中只保留土的部分。在桩和土接触问题上，要求在土和桩相接触的地方分别建立接触面。 在 ABAQUS的Property模块中，分别建立相应的混凝土材料和土体材料，并赋值给相应 的部件。
管道水力摩阻系数的计算 Черникин，A．B． Черникин，A．B．：管道水力摩阻系数的计算，油气储运，1999，18（2）26～28。 摘要介绍了计算水力摩阻系数λ的通用公式，在分析现有计算摩阻系数公式的基础上，借助于专门的过渡函数，求出了新的通用式。推荐可实际应用于管道水力计算的公式λ＝0.11［（Z＋ε＋C1.4）／（115 C＋1）］1／4，该公式可完全避免确定液体流动区域的程序，适用于任一雷诺数Re和不同管子相对粗糙度ε，排除了由于自身连续性而导致不同区域边界上λ数值不一致的情况。 主题词管道水力摩阻系数计算方程 一、管道水力摩阻系数计算的改进 完善各种管道(原油管道、天然气管道、水管道等)的水力计算，可以通过提高计算精度或使计算公式通用化等途径来实现。进行水力计算所需重要参数之一，便是水力摩阻系数λ，一般情况下它是以下两个参数的函数：雷诺数Re和管子相对粗糙度ε。依据这些参数的数值，管道内流体流动划分为不同区域(状态)，对于每个区域都有计算λ的公式，以及确定区域边界的所谓雷诺数过渡值。 在分析现有计算系数λ的公式和寻求通用计算式的基础上，借助专门的过渡函数，求得以下形式新的通式： （1） 这一公式覆盖所有的流动区域，即在管输液体和气体介质时，用于计算任一Re和ε时的λ。公式中的参量具有如下数值：对于液体，α＝0.11，C＝1.4，γ＝68／Re，A＝（28 γ）10，B＝115，n＝4；对于气体介质，α＝0.077，C＝1.5，γ＝79／Re，A＝（25 γ）10，B＝76，n＝5。 比较式(1)和常用的斯托克斯公式、Aльтшуль公式、俄罗斯天然气科学研究院公式(做为特例，针对不同流动区域，由式(1)很容易求得这些公式)计算λ的结果，它们完全吻合。最大的偏差(不超过1.7%)发生在层流与湍流过渡区边界上。在其它情况下，偏差甚小。
龙源期刊网 https://www.doczj.com/doc/df5720165.html, 水平井砾石充填完井技术分析 作者：张鑫 来源：《中国科技博览》2016年第27期 [摘 ;要]随着我国社会主义市场经济日益发展，人们生活质量和生活水平不断提高，因此 对于整个水平井砾石充填完井技术提出了更高的要求。本文针对水平井砾石充填完井技术现状以及存在的问题，提出几点有效的措施和建议，从而提高整个水平井砾石充填完井技术的质量和水平。 [关键词]水平井 ;砾石充填完井 ;技术分析 ;有效策略 中图分类号：TE257 文献标识码：A 文章编号：1009-914X（2016）27-0057-01 引言：辽河油田属于一个开发多年的老油田，由于其自身储备不足，因此其稠油的产量达到总产量的70%，因此稳产难度较大，从而严重影响了水平井砾石充填完井技术的提高。 一、水平井砾石充填完井技术原理 通常在整个水平井砾石充填完井技术过程中主要是填砂管住构成，主要是包括了内柱和外柱两部分组成，其中外管柱主要是由填砂隔离器、筛管外扶正器等构成，其中内关注填砂管道主要是包括了封隔器。由于内管柱的阻碍了井眼的流动方向，在整个向前流动的过程中，需要将沿冲管返回到套环空返到地面，实现连续泵柱混砂液。在整个连续泵注过程中，需要填满砂砾，然后按照不同的砂砾石进行管理和填充，通过正向和反向的填充，充满井眼的上半部和下半部，从而才能够进一步进行填充和推进，完成整个填充的过程，从而优化整个填充的效果，提高整个填充的质量和水平。与此同时，在整个洗井液进行反循环洗井的过程中，当整个水平井砾石充填完井完成之后，需要将环空容积形成之后，防止其出现砂砾等情况，从而进行进一步的填充和灌输，反复的进行填充，从而提高整个填充的质量，将这种钻井液进行反复的利用和循环，这样才能够提高整个管柱，完成整个防砂施工的质量和水平。当整个填充过程结束之后，就需要利用生产井段建立一定的主要挡砂屏障，这样才能够将生产时的地层流动砂被石层阻挡在外部，这样会难以进行运转，从而形成了稳定的基层砂体结构，从而达到防砂固风的目的。 二、影响水平井砾石充填完井技术因素 在整个水平井砾石充填完井技术的过程中，其工艺较为复杂多样，由于整个水平井长度要在300m以上，而且整个填充的过程都是按照砾石的运用方向和移动水平进行垂直的承重，这样才能够防止其出现沉降的问题，从而直接提高了整个水平井砾石充填完井的水平。在这个过程中，由于整个水平井砾石充填完井暴露的面积较大，还有很多地层的滤失是不可控制的，这就要求在整个施工的过程中，需要将整个流速减低，进一步实现堵塞物的沉降，其中影响水平
绕丝筛管砾石充填防砂 砾石充填（gravel pack）防砂是应用最早，也是应用最广泛的机械防砂方法。常用的砾石充填方式有两种：一是用于裸眼完井的裸眼砾石充填；二是用于射孔完井的套管内砾石充填。裸眼砾石充填的渗滤面积大，砾石层厚，防砂效果好，有效期长，对油层产能影响小。常用于油井先期防砂，工艺较复杂，且对油层结构要求具有一定强度，对油层条件要求高(如厚度大、无气、水夹层的单一油层)。其它情况则采用套管射孔完井后，再进行套管内砾石充填。 砾石充填防砂的施工设计应符合三条基本原则：一是注重防砂效果，正确选用防砂方法，合理设计工艺参数和工艺步骤，以达到阻止油层出砂的目的；二是采用先进的工艺技术，最大限度地减少其对油井产能的影响；三是注重综合经济效益，提高设计质量和施工成功率，降低成本。防砂设计要形成一套完整的程序，有利于方案的系统化和规范化，从而提高施工设计的质量。一般程序为：充填方式选择－>地层预处理设计－>砾石设计－>防砂管柱设计－>携砂液设计－>施工工 艺设计。 1) 充填方式选择 根据防砂油层、油井的特点和设计原则，结合完井类型选择合适的砾石充填方式。2）地层预处理设计 根据油层砂样分析化验的结果和防砂井的具体情况，确定酸化解堵和粘土稳定处理等措施，同时考虑防乳化、防止新生沉淀等问题。这一步对于提高施工成功率、保证油井产能有着重要的意义。 3）砾石设计 砾石设计主要包括确定砾石尺寸、砾石质量控制和砾石用量。 （l）砾石尺寸选择 通过筛析实验取得防砂井油层砂样粒度中值d50后，根据计算公式求得所需用的砾石尺寸，即砾石的粒度中值D50。目前普遍采用Saucier公式 D50＝(5～6) d50 该公式是在大量实验基础上得到的，实验测得的砾／砂粒径比与渗透率的关系曲线如图8－6所示。图8－7为砾石挡砂机理示意图，图中(a)表示D50／d50＜6时，砾石与油层砂界面清楚，砾石挡住了油层砂，油气井无砂生产；图中(b)表示6 ＜D50／d50＜14时，油层砂部分侵入砾石充填层，造成砾／砂互混，砾石区渗透率下降，尽管油气井不出砂，但产量下降；图中(c)表示D50／d50＞14时，油层砂可以自由通过砾石充填层，防砂无效。 （2）砾石质量 为满足防砂工艺要求，对砾石的质量要求主要有：砂砾粒度均匀；圆度、球度好；在标准的土酸中的溶解度小于1%；砾石试样在水中搅拌后其浊度不大于50度；显微镜观察没有发现两个或两个以上颗粒结晶块；满足抗破碎试验要求。（3）充填砾石用量 砾石充填防砂所用的砾石数量要根据充填部位的体积来确定。为了保证施工质量，设计用量时要考虑足够的附加量以提高其防砂效果。 4）防砂管柱设计 防砂施工管柱通常包括充填工具、生产筛管、信号筛管、光管、扶正器等。（1）绕丝筛管
*川西地区压裂施工过程中管柱摩阻计算摘要：以降阻比法为基础，分别对有机硼交联(HPG) 压裂液的前置液、携砂液的沿程管柱摩阻计算方法进行分析，结合川西地区部分井压裂施工现场的施工数据，对管柱摩阻计算公式进行修正改进后，提高了压裂施工设计和数值模拟中摩阻参数计算的准确性；同时用计算机程序实现了施工过程管柱沿程摩阻的计算，可用于模拟压裂施工全过程的摩阻计算。对四川川西地区以油管方式注入井的水力压裂施工设计及现场施工过程中井底压力的分析具有重要意义。 关键词：压裂施工；降阻比；管柱摩阻；公式；计算前言 压裂施工管柱沿程摩阻值的准确性直接影响到压裂工艺的设计过程，是确定井底压力的必要数据，也是压裂施工成功与否的主要因素。在实际压裂设计中，大多数采用经验估计法对管柱的摩阻损失进行计算，往往不能准确地预测实际摩阻，尤其不能模拟压裂施工整个过程的实际摩阻值。管柱的摩阻计算单纯的从流变学和水力学的角度去计算，目前还不能被实际应用。文章以降阻比法为基础，分别就HPG压裂液、相应的携砂液沿程管柱摩阻计算方法进行分析对比，并结合川西地区大部分压裂井的现场施工数据，对压裂液的沿程摩阻有关计算公式进行改进，实现压裂施工全过程摩阻计算的计算机程序化。实例计算表明，改进后的摩阻计算公式以及压裂施工过程摩阻计算结果与现场实际数据有较高的符合率，可以用于川西地区压裂施工过程摩阻的模拟计算。 1 压裂液摩阻的计算 Lord和MC Gowen等人[1,2]利用其他人的实验资料提出了计算溶胶及混砂液摩阻的方法。采用延迟交联技术，使交联HPG与HPG溶胶在井筒中的摩阻相差不大，因此，Lord等人仍用溶胶的数据提出了一个降阻比（δ）的概念： （1） 式中：(△Pf)0为清水的摩阻损失，MPa；(△Pf)P为压裂液的摩阻损失，MPa。 清水的摩阻损失可以用经典水力学雷诺数与摩阻系数关系进行计算，或者同样采用Lord等人提出的回归公式： （2） 式中：D为压裂油管柱的内径，mm；Q为施工过程泵注排量，m3/min；H为油管长度，m。在实验数据处理中认为，降阻比δ是压裂液平均流速υ、稠化剂浓度CHPG、支撑剂浓度CP的函数，通常表示为δ＝f（υ、CHPG、CP）。通过对1 049个实验数据的线性回归，结合实际矿场条件，提出了实用于HPG压裂液降阻比的计算经验关系式： （3） 式中：CP为支撑剂的浓度，kg/m3；CHPG为稠化剂HPG的浓度，kg/m3。 从本质上讲，降阻比就是牛顿流体与非牛顿流体的不同流变特性在摩阻方面的表现，其值大小主要受物料来源及交联特性的影响[3]。因此，由上述公式计算所得到的压裂液摩阻与现场实测数据还有很大的误差，必须利用获得的实际压裂液的摩阻损失值进行现场校正，以便更为真实地反映压裂液的摩阻值。 1.1 前置液摩阻计算 令式（3）中的CP = 0（即未加支撑剂的情况），可以求出前置液阶段的降阻比δ，结合（1）、（2）式可以计算出前置液的摩阻值。为了获得与实际更接近的结果，在不改变降阻比影响因素的前提下，以川西地区部分压裂井前置液阶段施工过程的实际摩阻值为基础，结合降阻比公式，对式（3）的系数进行反复修正计算，最终得到适合于川西地区压裂液体系的降阻比计算式：
管道摩阻损失的计算公式 根据《铁路桥涵钢筋混凝土和预应力混凝土结构设计规范》TB10002.3-2005第6.3.4条规定，后张法构件张拉时，由于钢筋与管道间的摩擦引起的应力损失按下式计算： ()1[1]kx L con e μθσσ-=-＋ 式中 1L σ——由于摩擦引起的应力损失(MPa)； con σ——钢筋(锚下)控制应力(MPa)； θ——从张拉端至计算截面的长度上，钢筋弯起角之和(rad)； x ——从张拉端至计算截面的管道长度(m)； μ——钢筋与管道之间的摩擦系数； k ——考虑每米管道对其设计位置的偏差系数。 根据公式推导k 和μ计算公式，设主动端压力传感器测试值为P 1,被动端为P 2，此时管道长度为l , θ为管道全长的曲线包角，考虑公式两边同乘以预应力钢绞线的有效面积，则可得： )(1 )(1 21kl e P P P ＋μθ--=- 即： )(12 kl e P P ＋μθ-= 两边取对数可得： )/ln(12P P kl -=+μθ 令 )/ln(12P P y -=, 则 y kl ＝+μθ 由此，对不同管道的测量可得一系列方程式： 111y kl ＝+μθ 即 0111=-+y kl μθ 222y kl ＝+μθ 即 0222=-+y kl μθ n n n y kl ＝+μθ 即 0=-+n n n y kl μθ
由于测试存在误差，上式右边不会为零，假设 1111F ＝Δy kl -+μθ 2222F ＝Δy kl -+μθ n n n n y kl F ＝Δ-+μθ 则利用最小二乘法原理，同时令21)(i n i F q ΔΣ==有： 2121)()(i i n i i i n i y kl F q -+==∑==μθΔΣ 当 00=??=??k q q μ (3-5) 时，21)(i n i F ΔΣ=取得最小值。 可得： 01121111 2 =-+=-+∑∑∑∑∑∑======n i i i n i i n i i i n i i i n i i i n i i l y l k l y l k θμθθθμ 式中：i y 为第i 管道对应的))/ln((12P P -值，i l 为第i 个管道对应的预应力筋空间曲线长度(m)，i θ为第i 个管道对应的预应力筋空间曲线包角(rad)，n 为实测的管道数目，且不同线形的预应力筋数目不小于2。解方程组得k 及μ值。
4.53计算步骤 既然已经明确了进行砾石充填处理就能制止油井出砂，又能使地层液体通过充填砂流到井内，接下来就应读考虑如何进行砾石充填设计以及如何评价砾石对地层流体的渗透度。从上述情况可以看出，按上述方法进行充填设计及挤注施工，既可以延长充填砾石的使用寿命，又有助于烁石的防砂作用。图4.77是一种充填方法的示意图，并且给出了可能的计算部位。 现在可以看一下地层流体流出地层，经过充填得很好的砾石砂，进人筛管的流动路径(图4 .78)。地层流体要能流人井筒筛管内，必须流经井筒附近油层，进人射孔炮眼，再经过充填的砾石，才能进人装有带眼或带槽衬管的筛管内。为了用节点分析方法评价这种流动，必须求出流动路径上的障碍物引起的压降。幸好，现在已有几个既适用于裸眼井又适用于下套管井砾石充填压降计算的公式.这些公式考虑了能使流体流动状态变为线性流或径向流的孔隙介质，当有流体流过时可能遇到涡流的情况。利用这些公式，有可能预测并算出流体通过砾石充填层产生的压降。 下面这些计算式是由琼斯、布朗特和格莱兹修改推导出来的，已在油气井上成功地用于计算流体通过砾石充填部位产生的压降【11】。4.531砾石充填井压降计算式 （1）油井 表4.33用于树脂涂层砂浆充填法的几种合成树脂
225 利用前面节点分析中的公式，能相当精确地算出流体通过砾石充填部位产生的压降。 4.532节点分析方法 在进行砾石充填井节点分析时，可以把充填部位看作一个函数节点（一个垂直于流动方向，长度很短的节点）。这样便可单独地直接分析评价它对地层流动流体的影响。然后根据单独分析的结果进行砾石充填设计（可根据计算结果，绘出充填部位参数变化时对地层流体流动影响的曲线），还可利用分析结果对砾石充填的工作特性进行评价。通常采用下列最常用的步骤进行油气井砾石充填节点分析。 （1） 绘制一条IPR 曲线（图4,79）。 （2） 绘制一条油管吸入口曲线（图4.80)。 （3） 摹绘出IPR 曲线与油管吸人口曲线之间的压差（图4.81 )。 （4） 运用适当的计算式，算出地层流体通过砾石充填段产生的压降，并绘成曲线，见图 4.82。 （5） 评价其它射孔密度或其它变量，见图4.83。 如果想单独分析油井系统的另一部分，在进行节点分析时，由砾石充填引起的压降曲线可以并人两条主要曲线的任一条中。 地层流体通过砾石充填部位产生的压降曲线可并入IPR 曲线，见图4.84。 地层流体通过砾石充填部位产生的压降曲线也可并人油管吸人口曲线，见图4.85。 最常见的计算方法是单独计算砾石充填部位，在这一节中只使用此法。 如果要单独分析砾石充填部位对地层液体流动的影响，首先应把砾石完井部位当作计算点，对整个系统进行分析，开始不考虑砾石充填部位。完成分析工作之后，绘出该井的压降( p) 与产量(q)对应关系曲线。最后在同一张曲线图上，采用同一种刻度绘出油井砾石充填部位的压降与产量对应关系曲线。油井系统压降曲线与砾石充填部位压降曲线的交点对应值为该油井的产量值和地层流体通过砾石充填部位产生的压降值。
井筒摩阻计算 第一节水头损失及其分类 实际流体具有粘性，在通道内流动时，流体内部流层之间存在相对运动和流动阻力。流动阻力和水头损失的规律，因流体的流动状态和流动的边界条件而异. 一、水头损失分类 流体在流动的过程中，在流动的方向、壁面的粗糙程度、过流断面的形状和尺寸均不变的均匀流段上产生的流动阻力称之为沿程阻力，或称为摩擦阻力。沿程阻力的影响造成流体流动过程中能量的损失或水头损失（习惯上用单位重量流体的损失表示）。沿程阻力均匀地分布在整个均匀流段上，与管段的长度成正比，一般用f h 表示。 另一类阻力是发生在流动边界有急变的流场中，能量的损失主要集中在该流场及附近流场，这种集中发生的能量损失或阻力称为局部阻力或局部损失，由局部阻力造成的水头损失称为局部水头损失。 二、水头损失分类 1.沿程阻力损失 2g v 4R l λ h 2 f = 对于圆管： g v d l h f 22 λ = 式中：l —管长；R —水力半径；d —管径；v —断面平均流速；g —重力加速度；λ—沿程阻力系数，也称达西系数。一般由实验确定。 式中的无量纲系数λ不是一个常数，它与流体的性质、管道的粗糙程度以及流速和流态有关，在大多数工程问题中，f h 确实与2 v 成正比。此外，这样做可以把阻力损失和流速水头合并在一起，便于计算。
2.局部阻力损失 g v h j 22 ζ = 式中：ζ——局部阻力系数，一般由实验确定。整个管道的阻力损失，应该等于各管段的 沿程损失和所有局部损失的总和。 第二节粘性流体流动流态 一、粘性流体流动流态 当流速较小时，沿程损失与流速一次方成正比，当流速较大时，沿程损失几乎与流速的平方成正比，如图所示，并且在这两个区域之间有一个不稳定区域。 当阀门B 慢慢打开，并打开颜色水阀门D ，此时管中的水流流速较小，可以看到玻璃管中一条线状的颜色水。它与水流不相混合，如图6—3(b )所示。从这一现象可以看出，在管中流速较小时，管中水流沿管轴方向呈层状流动，各层质点互不掺混，这种流动状态称为层流。 当阀门B 逐渐开大，管中的水流流速也相应增大。此时会发现，在流速增加到某一数值时，颜色水原直线的运动轨迹开始波动，线条逐渐变粗，如图6—3(c )所示。继续增加流速，则颜色水迅速与周围的清水混合，6—3(d )所示。这表明液体质点的运动轨迹不规则，各层液体相互剧烈混合，产生随机的脉动，这种流动称为紊流。水流流速从小变大。沿程阻力曲线的走线为A →B →C →D 。如图6—2所示。
收稿日期：2004-10-10作者简介：罗天雨（1973-） ，男，河南方城人，博士，西南石油学院油气田开发专业毕业，现从事压裂酸化研究。*基金项目：本文为四川省青年科技基金资助项目。项目编号：04Z Q 026-052 。文章编号：1008-2336（2005）04-0031-07 三种砾石充填方式的油藏条件对比* 罗天雨，郭建春，赵金洲，任 勇 （西南石油学院，四川成都610500 ）摘要：在广泛调研的基础上，总结了水循环充填、高速水充填、压裂充填三种充填工艺的原理。三种充 填工艺各自适用于不同的油藏条件。水循环充填、高速水充填适用于污染较小的、不适宜压裂的高渗透率地层，而压裂充填适宜于污染严重，常规砾石充填效果较差的油气层。关键词：水循环充填；高速水充填；压裂充填；油藏条件 中图分类号：T E 257；T E 358+.1 文献标识码：A 1引言 长期以来，油气井出砂是困扰石油工作者的主要问题。近年来，防砂技术不断发展，水循环充填、高速水充填和压裂充填是当前广泛应用的防砂工艺，三者均属于管柱砾石充填的机械防砂方法，对于防止或抑制地层出砂，提高产能，发挥了极其重要的作用。但三种工艺的使用范围有着极大不同，如果应用不当，将会带来难以弥补的后果。 2三种充填工艺简介 2.1水循环充填 常规砾石充填只填充炮眼与筛套环空，所用的充填液有低粘度、中粘度、高粘度等三种。低粘度一般采用海水或盐水，粘度为50~100m P a ?s ，携砂比为50~100k g ／m 3，充填排量为500~800L ／m i n ；中粘度砂液粘度为300~400m P a ?s ，携砂比为400~500k g ／m 3，充填排量为400~500L ／m i n ；高粘度砂液携砂比为1000~1800k g ／m 3，粘度范围为500~700m P a ?s ，充填排量为80~300L ／m i n 。通过文献调研，针对南海的多次工程实践，通常所说的水循环充填应指低粘液（粘度 可能更低一些）循环（或挤压）充填，而胶液充填应为中或高粘度砂液充填。 低粘度水循环充填的携砂液粘度低，砾石浓度也低，携砂液总用量也大，以高速度泵入井内（大用量／大排量顶替法）。用低粘携砂液以高泵速携送砾石时，由于喷射作用使较粗的充填砾石和更细的地层砂混合，以至损害近井眼附近的渗透率，还会使砾石破碎产生细屑，以至堵塞筛管的缝隙。但工艺简单，可用于长井段充填。 中、高密度砾石充填携砂液粘度较高，一般使用聚合物凝胶体系，输送砾石浓度较高，携砂液的总处理量小，砾石充填的时间较短，炮眼充填密实。中、高密度的砾石充填在很大程度上填充了炮眼，使炮眼内的渗透率较高，降低了生产流体在炮眼中的压降。 目前，根据地层条件的不同，水循环充填的排量可能较大，也可能较小。比如在国内的大港油田，港西明化镇组和馆陶组地层疏松，适宜大排量、大砂量施工，采用挤压充填防砂工艺进行；而在港东油田，因地层压力较高，砾石充填困难，所以采取小排量、低砂比的充填方式，不但避免了压穿底水的问题，而且降低了作业成本。 机理研究及工程实践表明［1］，水充填防砂与 ? 13?第25卷第4期= ============================================================海洋石油