楊睿月,黃中偉,李根生,付 宣,袁進(jìn)平

(1．中國(guó)石油大學(xué)(北京)油氣資源與探測(cè)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 102249;2．中國(guó)石油天然氣集團(tuán)鉆井工程技術(shù)研究院,北京 100195)

煤層氣水平井割縫篩管優(yōu)化設(shè)計(jì)

楊睿月1,黃中偉1,李根生1,付 宣1,袁進(jìn)平2

(1．中國(guó)石油大學(xué)(北京)油氣資源與探測(cè)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 102249;2．中國(guó)石油天然氣集團(tuán)鉆井工程技術(shù)研究院,北京 100195)

煤層氣水平井割縫篩管的優(yōu)化設(shè)計(jì)考慮了割縫參數(shù)對(duì)篩管抗擠強(qiáng)度和產(chǎn)能的影響。采用有限元數(shù)值模擬對(duì)比分析了布縫參數(shù)對(duì)篩管抗擠強(qiáng)度的影響。采用割縫篩管表皮因子模型,計(jì)算了不同布縫參數(shù)下割縫篩管引入表皮因子的大小。基于遺傳算法的多目標(biāo)優(yōu)化方法,以篩管最大抗擠強(qiáng)度、最小表皮因子為優(yōu)化目標(biāo),建立了割縫篩管優(yōu)化設(shè)計(jì)模型,得出了高抗擠強(qiáng)度、低表皮因子的割縫參數(shù)的最優(yōu)組合。結(jié)果表明:煤層氣井中的割縫篩管更適宜采用交錯(cuò)布縫;其過(guò)流面積可達(dá)3%～10%;產(chǎn)氣量高的井采用高縫密、短縫長(zhǎng)、縫單元內(nèi)縫數(shù)為3或4條的篩管;煤層埋深較深的井,采用低縫密、長(zhǎng)縫長(zhǎng)、縫單元內(nèi)縫數(shù)為2或3條的篩管。

煤層氣水平井;割縫篩管;抗擠強(qiáng)度;表皮因子;遺傳算法

割縫篩管完井技術(shù)主要用于煤層氣水平井中以防井眼坍塌,即在裸眼段下入帶縫的篩管確保井壁穩(wěn)定;同時(shí),還可防止煤層出砂以及煤粉堵塞孔隙,從而達(dá)到防砂、防煤粉、保護(hù)井壁的作用。

相比于其他完井方式,割縫篩管結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單,成本較低,有利于降低煤層氣井的先期投入。常規(guī)油氣井中割縫篩管完井的優(yōu)化設(shè)計(jì)已進(jìn)行了大量研究,這些研究主要分為兩大類(lèi):① 分析割縫參數(shù)對(duì)篩管強(qiáng)度的影響[1-3],在強(qiáng)度滿(mǎn)足的范圍內(nèi)增加篩管的過(guò)流面積[4-5];② 分析割縫參數(shù)對(duì)單井產(chǎn)能的影響,減小由割縫引起的表皮因子[6-8]。對(duì)于煤層氣井,以往的研究只考慮了割縫對(duì)篩管強(qiáng)度的影響而忽略了其對(duì)產(chǎn)能的影響[9]。而煤層氣井與常規(guī)油氣井有很大的不同:煤層氣日產(chǎn)量比常規(guī)油氣較低;多數(shù)煤儲(chǔ)層埋藏較淺,為300～1 500 m[10];可以近似認(rèn)為篩管受到均勻外擠載荷作用[11]。因此,煤層氣井既需要考慮篩管的抗擠強(qiáng)度又需要考慮其對(duì)氣體入流能力的影響。

筆者進(jìn)行的優(yōu)化設(shè)計(jì)同時(shí)考慮了布縫參數(shù)對(duì)篩管抗擠強(qiáng)度和產(chǎn)能的影響。利用ANSYS軟件模擬計(jì)算不同割縫縫形、縫寬、縫長(zhǎng)、縫密、縫單元內(nèi)縫數(shù)(圖1紅色虛線框內(nèi)為一個(gè)縫單元)與篩管抗擠強(qiáng)度的關(guān)系;其結(jié)果與室內(nèi)實(shí)驗(yàn)進(jìn)行比較,并應(yīng)用理論公式加以驗(yàn)證。產(chǎn)能的大小用表皮因子模型而不是過(guò)流面積的大小來(lái)表征。利用表皮因子方程計(jì)算不同布縫參數(shù)下割縫篩管的表皮因子。將有限元模擬結(jié)果與表皮因子計(jì)算結(jié)果相結(jié)合形成多目標(biāo)優(yōu)化問(wèn)題,采用遺傳算法,得到煤層氣井中割縫篩管布縫參數(shù)的最優(yōu)組合。

圖1 篩管設(shè)計(jì)幾何模型Fig．1 Geometrical model of slotted liner

1 割縫篩管有限元模型

1.1 割縫篩管材料性質(zhì)及幾何參數(shù)設(shè)置

割縫篩管材料為J55鋼質(zhì)管,其規(guī)格采用石油行業(yè)API標(biāo)準(zhǔn),外徑為139．7 mm,壁厚為6．2 mm,彈性模量為 206 GPa,泊松比取 0．3,屈服強(qiáng)度為379 MPa。有限元模型中篩管幾何參數(shù)設(shè)置:管體長(zhǎng)400 mm,共割4排縫,縫形分別為平行縫、交錯(cuò)縫、螺旋縫;割縫寬度分別為0．3,0．4,0．5,0．6 mm;割縫密度(后簡(jiǎn)稱(chēng)縫密)分別為 50,100,150,200,250, 300條/m;一個(gè)縫單元內(nèi)縫數(shù)為1～5條,縫長(zhǎng)分別為50,60,70,80,90 mm。

篩管幾何模型如圖1(縫寬0．6 mm,縫密為150條/m,縫長(zhǎng)80 mm,縫單元內(nèi)有3條縫,交錯(cuò)布縫)所示。

1.2 網(wǎng)格劃分、約束條件及加載方式

模型采用SOLID45單元。由于管體上有割縫存在,其形狀不是規(guī)則的塊狀、楔形、棱柱或四面體,因此不宜用映射網(wǎng)格,而采用自由網(wǎng)格劃分,并采用全局單元尺寸控制網(wǎng)格的大小。經(jīng)多次加載計(jì)算,不斷調(diào)整單元尺寸大小,單元尺寸為0．003 m時(shí)(圖2中模型有179 910個(gè)節(jié)點(diǎn),741 778個(gè)單元)滿(mǎn)足計(jì)算精度。大量的研究表明[9-10],割縫篩管外壁施加載荷后割縫處會(huì)出現(xiàn)應(yīng)力集中的現(xiàn)象,因此在割縫處進(jìn)行網(wǎng)格加密,保證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

圖2 篩管網(wǎng)格劃分及約束情況Fig．2 Meshing and boundary condition of slotted liner

實(shí)際施工中,篩管在水平井中根端部分與懸掛器固定連接,另一端為自由端,因此,在有限元模型中,對(duì)篩管一端面施加固定全位移約束,約束條件及網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖2所示,圖中紅色圓圈為篩管一端面全約束部分。

加載方式為給篩管外表面施加均勻壓力,均勻受壓更適于模擬篩管在煤層中的受力情況。

2 割縫篩管表皮因子模型

相比于裸眼完井,割縫篩管由于對(duì)氣體的流動(dòng)造成了阻礙,因此引入了附加壓降,它的產(chǎn)生包括兩部分:①氣體流經(jīng)割縫時(shí)的線性流;② 近井地帶篩管外表面的徑向流。

K．Furui提出水平井割縫篩管表皮因子模型[12],包括以下兩部分,較好的描述了以上問(wèn)題。

我國(guó)煤儲(chǔ)層滲透率較低,為0．01×10-15～2．50× 10-15m2[13],最高產(chǎn)氣量 7 000 m3/d[14],最低不到1 000 m3/d。因此在計(jì)算表皮因子時(shí)采用的參數(shù)為:井 深 500 m,滲 透 率 10-15m2,日 產(chǎn) 氣量為5 000 m3。

3 計(jì)算結(jié)果分析與處理

由室內(nèi)實(shí)驗(yàn)可知:篩管出現(xiàn)整體變形或內(nèi)壁開(kāi)始撕裂時(shí)的應(yīng)力值即為其強(qiáng)度極限值,其破壞形式為失穩(wěn)破壞,如嚴(yán)重變形、內(nèi)壁撕裂[10]。本文計(jì)算的抗擠強(qiáng)度是指篩管開(kāi)始撕裂時(shí)即篩管上任一點(diǎn)最大應(yīng)力值達(dá)到其屈服強(qiáng)度(379 MPa)時(shí)所加的外壓值。

由圖3加載結(jié)果可知,最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在割縫的兩端,說(shuō)明在割縫兩端處出現(xiàn)應(yīng)力集中,因此當(dāng)割縫兩端的應(yīng)力值達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)即認(rèn)為篩管發(fā)生失穩(wěn)破壞,此時(shí)所加的外壓值即為篩管的抗擠強(qiáng)度。

圖3 加載后的篩管等效應(yīng)力(Von Mises)云圖Fig．3 Von Mises stress conture plot of slotted liner

3.1 縫形比較與優(yōu)化

篩管布縫采用3種縫形,平行縫、交錯(cuò)縫和螺旋縫,圖4為3種縫形的割縫篩管達(dá)到屈服時(shí)的應(yīng)力云圖,從圖中看出,加載后3種縫形的篩管尤其是割縫處的受力分布情況有很大不同。

圖4 割縫篩管3種布縫縫形達(dá)到屈服的應(yīng)力云圖Fig．4 Von Mises stress contour plot of three kinds of slot pattern

3.1.1 3種布縫縫形的抗擠強(qiáng)度比較

取縫寬為0．6 mm,縫長(zhǎng)為80 mm,縫單元內(nèi)有1條縫,縫密分別為50,100,150,200,250,300條/m,布縫方案為平行縫、交錯(cuò)縫和螺旋縫,對(duì)比不同縫形的篩管抗擠強(qiáng)度的大小(圖5)。

圖5 3種縫形篩管的抗擠壓力Fig．5 Impact of slot patterns on collapse strength

由圖5可知,抗擠強(qiáng)度隨縫密的增加而降低。同一縫密,螺旋縫的抗擠強(qiáng)度最低,平行縫次之,交錯(cuò)縫最大。說(shuō)明交錯(cuò)縫可以避免更多的強(qiáng)度損失。

為驗(yàn)證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性,與室內(nèi)實(shí)驗(yàn)進(jìn)行比較[10]。實(shí)驗(yàn)中采用的試件是平行布縫,縫單元內(nèi)一條縫,其材料、管體長(zhǎng)度、管徑大小與本文相同。不同的是篩管外表面施加單軸壓力。其中縫寬為0．6 mm,縫密為50～300條/m的實(shí)驗(yàn)結(jié)果與本文中平行縫數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行比較(表1)。

表1 有限元模擬值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比Table 1 Results of simulation compared with test

采用實(shí)驗(yàn)和有限元模擬計(jì)算出的結(jié)果都是隨著縫密的增加,篩管的抗擠強(qiáng)度下降。依據(jù)套管抗擠強(qiáng)度理論計(jì)算公式[15],套管抗單向載荷強(qiáng)度是抗均勻外擠載荷強(qiáng)度的25%左右,從表1中得出篩管的實(shí)驗(yàn)值(單軸抗擠)是數(shù)值模擬值(均布圍壓)的23%～31%,與理論計(jì)算較為接近,后續(xù)可進(jìn)行圍壓加載室內(nèi)實(shí)驗(yàn),以進(jìn)一步驗(yàn)證有數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。

3.1.2 3種布縫縫形的表皮因子比較

取縫寬為0．6 mm,縫長(zhǎng)為80 mm,縫單元內(nèi)有1條縫,縫密分別為50,100,150,200,250,300條/m,布縫方案為平行縫、交錯(cuò)縫和螺旋縫。計(jì)算不同的縫形下,篩管引入的表皮因子(圖6)。

圖6 3種縫形篩管引入的表皮因子Fig．6 Impact of slot patterns on skin factor

由圖6可得,隨著縫密的增加,3種縫形的篩管表皮因子減小,縫密大于100條/m,下降的幅度變緩。螺旋縫引入的表皮因子最大,交錯(cuò)縫最小。當(dāng)縫密增加到250條/m,平行縫和交錯(cuò)縫之間的差別越來(lái)越小。因此,交錯(cuò)縫篩管不但抗擠強(qiáng)較度高,而且引入的表皮因子較低,煤層中宜用交錯(cuò)布縫。

3.2 布縫參數(shù)的選擇

根據(jù)篩管不同的布縫參數(shù),計(jì)算其對(duì)抗擠強(qiáng)度和引入表皮因子的影響,從而得出需要進(jìn)行優(yōu)化的參數(shù)組合。

3.2.1 縫寬的影響

取縫長(zhǎng)為80 mm,縫密為50,150,300條/m,縫單元內(nèi)有一條縫,交錯(cuò)布縫,割縫寬度分別為0．3,0．4, 0．5,0．6 mm。計(jì)算縫寬對(duì)抗擠強(qiáng)度和表皮因子的影響(圖7)。

圖7 縫寬對(duì)篩管抗擠強(qiáng)度的影響Fig．7 Impact of slot width on collapse strength

圖7表明隨著縫寬的增加,篩管的抗擠強(qiáng)度下降,但下降的幅度較小,如縫密為50條/m時(shí),縫寬由0．3 mm變化為0．6 mm時(shí),抗擠壓力從191 kN下降到175 kN,下降了8%,因此,縫寬對(duì)篩管抗擠強(qiáng)度的影響不大。

計(jì)算縫寬對(duì)表皮因子的影響,考慮縫隙不堵塞和被砂子或煤粉部分堵塞兩種情況。部分堵塞是指砂子或煤顆粒在縫內(nèi)形成砂橋,降低了縫隙的滲透率,增大了氣體流通的阻力,假設(shè)縫隙內(nèi)堵塞深度即砂橋長(zhǎng)度為3 mm,縫隙內(nèi)50%的深度上布有砂子或煤粉,計(jì)算結(jié)果如圖8所示。

圖8 縫寬對(duì)篩管表皮因子的影響Fig．8 Impact of slot width on skin factor

縫隙不堵塞時(shí),隨縫寬的變化,表皮因子的變化不大。如縫密為150條/m,縫寬為0．3 mm時(shí),表皮因子是0．882,縫寬為0．4 mm時(shí)為0．815,二者相差0．067。當(dāng)縫隙被部分堵塞時(shí),表皮因子顯著增加,且隨著縫寬的減小,尤其是小于0．4 mm時(shí),表皮因子急劇上升。

因此在縫隙未堵塞時(shí),縫寬的選擇對(duì)篩管抗擠強(qiáng)度和表皮因子的影響不大?？蛇m當(dāng)增加縫寬以允許細(xì)小的煤灰顆粒通過(guò)。縫寬大小可根據(jù)區(qū)塊的煤灰分選情況和地層出砂粒徑的大小來(lái)確定,既要保證過(guò)流面積,又要防止砂礫、煤灰顆粒堵塞孔隙。下文計(jì)算均不考慮縫隙被砂子堵塞的情況。

3.2.2 縫長(zhǎng)的影響

取縫寬為0．6 mm,縫密為150條/m,縫單元內(nèi)有1條縫,交錯(cuò)布縫,縫長(zhǎng)為50,60,70,80,90 mm。計(jì)算縫長(zhǎng)對(duì)抗擠強(qiáng)度和表皮因子的影響(圖9)。

圖9 縫長(zhǎng)對(duì)篩管抗擠強(qiáng)度和表皮因子的影響Fig．9 Impact of slot length on collapse strength and skin factor

圖9說(shuō)明縫長(zhǎng)對(duì)篩管的抗擠強(qiáng)度和表皮因子的影響較大。隨著縫長(zhǎng)的增加,抗擠強(qiáng)度降低,表皮因子減小,要使得抗擠強(qiáng)度大且表皮因子低,需要計(jì)算縫長(zhǎng)的最優(yōu)值。擬合抗擠強(qiáng)度與縫長(zhǎng)的關(guān)系:

P=-1．880ls+290．200 (R=0．964) (4)式中,P為篩管的抗擠壓力,kN;ls為縫長(zhǎng),mm。

3.2.3 縫密的影響

取縫寬為0．6 mm,縫長(zhǎng)為80 mm,縫單元內(nèi)有1條縫,交錯(cuò)布縫,割縫密度分別為50,100,150,200, 250,300條/m。計(jì)算縫密對(duì)抗擠強(qiáng)度和表皮因子的影響(圖10)。

圖10 縫密對(duì)篩管抗擠強(qiáng)度及表皮因子的影響Fig．10 Impact of slot density on collapse strength and skin factor

圖10表明,縫密對(duì)篩管抗擠強(qiáng)度和表皮因子的影響較大,隨著縫密的增加,抗擠強(qiáng)度降低,表皮因子減小。若保證抗擠強(qiáng)度大且表皮因子小,需要計(jì)算縫密的最優(yōu)值。擬合抗擠強(qiáng)度與縫密的關(guān)系:

式中,ds為縫密,條/m。

3.2.4 縫單元內(nèi)縫數(shù)的影響

取縫寬為0．6 mm,縫密為150條/m,縫長(zhǎng)為80 mm,交錯(cuò)布縫,篩管周向上布5個(gè)縫單元,縫單元內(nèi)有1～5條縫。計(jì)算縫單元內(nèi)縫數(shù)對(duì)篩管抗擠強(qiáng)度和表皮因子的影響(圖11)。

圖11 縫單元內(nèi)縫數(shù)對(duì)篩管抗擠強(qiáng)度及表皮因子的影響Fig．11 Impact of slot concenration on collapse strength and skin factor

從圖11可知,縫單元內(nèi)縫數(shù)增加時(shí),由于縫與縫之間距離減小,加重了應(yīng)力集中的現(xiàn)象,抗擠強(qiáng)度顯著下降;同時(shí)流體匯流的程度減小降低了表皮因子。要使得篩管抗擠強(qiáng)度大且表皮因子小,需要計(jì)算縫單元內(nèi)縫數(shù)的最優(yōu)值。擬合抗擠強(qiáng)度與縫單元內(nèi)縫數(shù)的關(guān)系:

式中,ns為縫單元內(nèi)縫數(shù)。

4 割縫篩管優(yōu)化設(shè)計(jì)

縫長(zhǎng)、縫密、縫單元內(nèi)縫數(shù)是影響篩管的主要因素,且隨著3者的增加抗擠強(qiáng)度降低、表皮因子減小。因此,需要得到這3個(gè)參數(shù)的優(yōu)化組合使得篩管抗擠強(qiáng)度高且表皮因子小,從而降低成本,增加篩管的使用壽命。

采用基于遺傳算法的多目標(biāo)優(yōu)化方法,對(duì)割縫篩管進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化設(shè)計(jì)。以縫長(zhǎng)、縫密、縫單元內(nèi)縫數(shù)為優(yōu)化參數(shù),篩管最大抗擠強(qiáng)度、最小表皮因子為優(yōu)化目標(biāo),采用基于NSGA-II(帶精英策略的快速非支配排序遺傳算法)[16-17]改進(jìn)的一種多目標(biāo)優(yōu)化算法,對(duì)模型進(jìn)行求解。多目標(biāo)優(yōu)化問(wèn)題的數(shù)學(xué)模型描述如下。

4.1 設(shè)計(jì)變量

4.2 目標(biāo)函數(shù)

(1)抗擠強(qiáng)度最大優(yōu)化目標(biāo),分別為縫長(zhǎng)、縫密、縫單元內(nèi)縫數(shù)與抗擠強(qiáng)度的函數(shù)關(guān)系為

(2)表皮因子最小優(yōu)化目標(biāo)為

該方程包含有縫長(zhǎng)、縫密、縫單元內(nèi)縫數(shù)3個(gè)參數(shù)。

4.3 約束條件

(1)縫長(zhǎng)約束。

模型采用的篩管長(zhǎng)400 mm,共4排,因此縫長(zhǎng)的取值為

(2)縫密約束。

數(shù)值模擬表明當(dāng)縫密達(dá)到500條/m時(shí),篩管會(huì)發(fā)生嚴(yán)重變形,因此縫密的上限為500條/m。

(3)縫單元內(nèi)縫數(shù)約束。

(4)整數(shù)約束。

因此,篩管參數(shù)優(yōu)化模型的完整形式為

4.4 模型求解

采用Matlab中的gamultiobj函數(shù)對(duì)所建立的多目標(biāo)優(yōu)化模型進(jìn)行編程求解[17-18]。適應(yīng)度函數(shù)為前面所述的目標(biāo)函數(shù),種群大小為100。

4.5 優(yōu)化結(jié)果

優(yōu)化之后得到48組最優(yōu)解,即48組最優(yōu)的縫長(zhǎng)、縫密、縫單元內(nèi)縫數(shù)的組合,部分計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 部分優(yōu)化計(jì)算結(jié)果Table 2 Parts of the optimum results

選擇最優(yōu)的割縫參數(shù)組合可根據(jù)實(shí)際工況中對(duì)抗擠強(qiáng)度和表皮因子大小的要求來(lái)選擇合適的割縫參數(shù)組合。如計(jì)算結(jié)果中第35組,縫長(zhǎng)取58 mm,縫密為324條/m,縫單元內(nèi)縫數(shù)為4條,計(jì)算的表皮因子為0．353,抗擠壓力為180．369 kN。

48組最優(yōu)組合可分為兩類(lèi):高縫密(大于200條/m)、短縫長(zhǎng)(小于50 mm)類(lèi)篩管;低縫密、長(zhǎng)縫長(zhǎng)類(lèi)篩管。第1類(lèi)篩管的表皮因子比第2類(lèi)低0．5～2．0,采用煤層氣產(chǎn)量計(jì)算方程[19]和沁水盆地3號(hào)煤層物性參數(shù)[20]得出日產(chǎn)氣量前者比后者大176～410 m3,而第2類(lèi)篩管的抗擠壓力比第1類(lèi)大10～34 kN。

采用第1類(lèi)篩管(高縫密、短縫長(zhǎng)、縫單元內(nèi)縫數(shù)為3或4條),表皮因子相對(duì)較低,在0．5以下,日產(chǎn)氣量大于3 300 m3,而抗擠壓力相對(duì)較低,為170～190 kN。采用第2類(lèi)篩管(低縫密、長(zhǎng)縫長(zhǎng)、縫單元內(nèi)縫數(shù)為2或3條),抗擠壓力為183～205 kN,而表皮因子相對(duì)較大,為 0．353～4．189,日產(chǎn)氣量在2 184～3 367 m3。

因此,在實(shí)際施工過(guò)程中如果煤層產(chǎn)氣量大,如我國(guó)沁水盆地日產(chǎn)氣量大于 3 000 m3的高產(chǎn)氣井[17],產(chǎn)氣速度高,割縫內(nèi)引起的非達(dá)西效應(yīng)和湍流效應(yīng)大,此時(shí)表皮因子影響較大,可采用第1類(lèi)篩管。若煤層埋深較深,如我國(guó)樊莊區(qū)塊南部煤層平均埋深在 704 m 以上[21],氣井中壓力梯度較高,如 0．91 MPa/100 m[22],其承受的外擠壓力高,可采用第2類(lèi)篩管。

常規(guī)砂巖水平井埋深較深,篩管的受力可近似按單軸或不均勻受壓處理,而煤層埋深淺,篩管受力近似為均布圍壓,篩管抗擠強(qiáng)度較單軸受壓時(shí)變大,因此煤層氣篩管參數(shù)選擇范圍較廣。篩管過(guò)流面積可設(shè)計(jì)得相對(duì)較大,如表2中第35組過(guò)流面積可達(dá)9．38%,大于常規(guī)井中建議的1% ～3%。常規(guī)砂巖井中宜采用高縫密、窄縫寬的篩管[23],而在煤層中縫寬可根據(jù)煤灰分選情況和地層出砂粒徑的大小來(lái)選擇,同時(shí),可根據(jù)井深和產(chǎn)量的大小,來(lái)分別選擇使用第1類(lèi)或第2類(lèi)篩管。

5 結(jié) 論

(1)煤層埋深淺,篩管可保持較高的抗擠強(qiáng)度,其參數(shù)選擇范圍較廣,過(guò)流面積可達(dá)3%～10%。

(2)煤層氣井割縫篩管更宜采用交錯(cuò)布縫。

(3)縫寬可根據(jù)區(qū)塊的煤灰顆粒平均直徑確定,在縫隙不被嚴(yán)重堵塞時(shí),適當(dāng)增加縫寬,允許細(xì)小煤灰通過(guò)?？p長(zhǎng)、縫密、縫單元內(nèi)縫數(shù)是影響篩管變形以及表皮因子的主要因素,隨著這3個(gè)參數(shù)的增加篩管抗擠強(qiáng)度降低,表皮因子減小。

(4)煤層氣產(chǎn)量高的井采用高縫密、短縫長(zhǎng)、縫單元內(nèi)縫數(shù)為3或4的篩管;煤層埋深較深的井,采用低縫密、長(zhǎng)縫長(zhǎng)、縫單元內(nèi)縫數(shù)為2或3的篩管。

參考文獻(xiàn):

[1] 楊曉東,戴華林,孫立瑛．割縫篩管抗擠壓強(qiáng)度綜合因素有限元分析[J]．石油鉆采工藝,2009,31(5):41-44．

Yang Xiaodong,Dai Hualin,Sun Liying．Finite element analysis on the comprehensive factors of slotted liner collapsing strength[J]．Oil Drilling&Production Technology,2009,31(5):41-44．

[2] 王路超,徐興平．基于ANSYS的割縫篩管強(qiáng)度分析[J]．石油礦場(chǎng)機(jī)械,2007,36(4):41-43．

Wang Luchao,Xu Xingping．Strength analysis of slotting screen with ANSYS[J]．Oil Field Equipment,2007,36(4):41-43．

[3] 尹 飛,高寶奎,高 宏．基于ANSYS的割縫篩管應(yīng)力分析和結(jié)構(gòu)優(yōu)化[J]．石油礦場(chǎng)機(jī)械,2011,40(6):8-10．

Yin Fei,Gao Baokui,Gao Hong．Stress analysis and structure design of slotted screen with ANSYS[J]．Oil Field Equipment,2011,40 (6):8-10．

[4] 王新峰,楊賀來(lái)．基于最大過(guò)流面積比率的石油割縫篩管優(yōu)化設(shè)計(jì)[J]．機(jī)械工程師,2006(6):49-51．

Wang Xinfeng,Yang Helai．Optimization design method of slotted screen pipe based on maximum slotted density[J]．Mechanical Engineer,2006(6):49-51．

[5] 劉大紅,宋秀英,劉艷紅,等．割縫篩管防砂設(shè)計(jì)及應(yīng)用[J]．石油機(jī)械,2004,32(8):13-16．

Liu Dahong,Song Xiuying,Liu Yanhong,et al．Slotted screen design and its application to oil/water wells in sand control[J]．China Petroleum Machinery,2004,32(8):13-16．

[6] Kaiser T M V,Wilson S,Venning L A．Inflow analysis and optimization of slotted liners[J]．SPE 65517,2000．

[7] Furui K,Zhu D,Hill A D．Optimization of horizontal well-completion design with cased/perforated or slotted liner completions[J]．SPE 90579,2004．

[8] Avina Kumar,Srivastava,Ravi Kumar．Design optimization of slotted liner completions in horizontal wells of mumbai high field[J]．SPE 133321,2010．

[9] 蘇海洋,申瑞臣,付 利,等．煤層氣水平井塑料割縫篩管有限元分析與參數(shù)優(yōu)化[J]．中國(guó)煤層氣,2012,9(3):30-34．

Su Haiyang,Shen Ruichen,Fu Li,et al．Finite element analysis of plastic slotted casing for CBM horizontal well and optimization of parameters[J]．China Coalbed Methane,2012,9(3):30-34．

[10] 黃中偉,李根生,閆相禎,等．煤層氣井鋼質(zhì)篩管與非金屬篩管強(qiáng)度對(duì)比實(shí)驗(yàn)[J]．石油勘探與開(kāi)發(fā),2012,39(4):489-493．

Huang Zhongwei1,Li Gensheng,Yan Xiangzhen,et al．Comparison experiments on steel and non-steel slotted screen pipes used in coal bed methane wells[J]．Petroleum Exploration and Development, 2012,39(4):489-493．

[11] 王同濤,閆相禎,楊秀娟．基于塑性鉸模型的煤層氣完井篩管抗擠強(qiáng)度分析[J]．煤炭學(xué)報(bào),2010,35(2):273-277．

Wang Tongtao,Yan Xiangzhen,Yang Xiujuan．Collapse pressure of perforated liner casing in CBM exploration based on plastic hinge model[J]．Journal of China Coal Society,2010,35(2):273-277．

[12] Furui K,Zhu D,Hill A D．A comprehensive model of horizontal well completion performance[A]．SPE84401[C]．2003．

[13] 邵先杰,王彩鳳,湯達(dá)禎,等．煤層氣井產(chǎn)能模式及控制因素[J]．煤炭學(xué)報(bào),2013,38(2):271-276．

Shao Xianjie,Wang Caifeng,Tang Dazhen,et al．Productivity mode and control factors of coalbed methane wells:A case from Hancheng region[J]．Journal of China Coal Society,2013,38(2):271-276．

[14] 鄭 毅,黃洪春．中國(guó)煤層氣鉆井完井技術(shù)發(fā)展現(xiàn)狀及發(fā)展方向[J]．石油學(xué)報(bào),2002,23(3):81-85．

Zheng Yi,Huang Hongchun．Development of drilling and completion technology of coalbed methane wells in China[J]．Acta Petrolei Sinica,2002,23(3):81-85．

[15] 韓建增．套管抗擠強(qiáng)度研究[D]．南充:西南石油學(xué)院,2001．

Han Jianzeng．Research on casing collapse resistance[D]．Nanchong:Southwest Petroleum Institute,2001．

[16] 史 峰,王 輝,郁 磊,等．MATLAB智能算法30個(gè)案例分析[M]．北京:北京航空航天大學(xué)出版社,2011:89-100．

Shi Feng,Wang Hui,Yu Lei,et al．Matlab intelligent algorithm 30 cases[M]．Beijing:Bei Hang University Press,2011:89-100．

[17] 王永勝．基于有限元和遺傳算法的金屬切削過(guò)程物理仿真及優(yōu)化[D]．廣州:華南理工大學(xué),2011．

Wang Yongsheng．Physical simulation and optimization of metal cutting processbased on fea and genetic algorithm[D]．Guangzhou:South China University of Technology,2011．

[18] 張建喬,劉永紅,呂廣忠,等．基于混合遺傳算法的新型防砂篩管優(yōu)化設(shè)計(jì)[J]．機(jī)械設(shè)計(jì),2005,22(9):20-22．

Zhang Jianqiao,Liu Yonghong,Lü Guangzhong,et al．Optimization design of new anti-sand sieve tube based on hybrid genetic algorithm[J]．Journal of Machine Design,2005,22(9):20-22．

[19] Seidle J P．Long-term gas deliverability of a dewatered coalbed[J]．Journal of Petroleum Technology,1993,45(6):564-569．

[20] 張先敏,同登科．沁水盆地產(chǎn)層組合對(duì)煤層氣井產(chǎn)能的影響[J]．煤炭學(xué)報(bào),2007,32(3):272-275．

Zhang Xianmin,Tong Dengke．The effects of pay formation combination on productivity of coalbed methane well in Qinshui Basin [J]．Journal of China Coal Society,2007,32(3):272-275．

[21] 陶 樹(shù),湯達(dá)禎,許 浩,等．沁南煤層氣井產(chǎn)能影響因素分析及開(kāi)發(fā)建議[J]．煤炭學(xué)報(bào),2011,36(2):194-198．

Tao Shu,Tang Dazhen,Xu Hao,et al．Analysis on influence factors of coalbed methane wells productivity and development proposals in southern Qinshui Basin[J]．Journal of China Coal Society,2011,36 (2):194-198．

[22] 劉升貴,袁文峰,張新亮,等．潘莊區(qū)塊煤層氣井產(chǎn)氣曲線特征及采收率的研究[J]．煤炭學(xué)報(bào),2013,38(S1):164-167．

Liu Shenggui,Yuan Wenfeng,Zhang Xinliang,et al．The production curve and recovery rate of coalbed methane well in Panzhuang block[J]．Journal of China Coal Society,2013,38(S1):164-167．[23] Yula Tang,Turhan Yildiz,Eradal Ozkan,et al．Effects of formation damage and high-velocity flow on the productivity of slotted-liner completed horizontal wells[J]．SPE 101987,2006．

Optimization design for the geometry parameters of slotted liner in coalbed methane horizontal wells

YANG Rui-yue1,HUANG Zhong-wei1,LI Gen-sheng1,FU Xuan1,YUAN Jin-ping2
(1.State Key Laboratory of Petroleum Resources and Prospecting,China University of Petroleum(Beijing),Beijing 102249,China;2.Research Institute of Drilling Engineering,Chinese National Petroleum Corp.,Beijing 100195,China)

The optimum model for designing the slotted liner in coal bed methane horizontal wells(CBM)consider both of the liner structural integrity and skin factors．Based on finite element analysis,authors investigated the collapse strength of slotted liner with different geometrical parameters through numerical simulation．a(chǎn)uthors used skin factor model to analyze the impact of slot geometries on the performance of a well,and established an optimized model with an object of maximum collapse strength and minimum skin factor using multi-objective optimization method based on genetic algorithm．The optimum results show that staggered slot style is preferable in CBM wells;the open area can be as large as 3%-10%;for higher flow rate wells,liner with high slot density,short slot length and slot concentration being 3 or 4 is recommended;for deeper wells,liner with low slot density,long slot length and slot concentration being 2 or 3 is a viable option．

coalbed methane horizontal well;slotted liner;collapse strength;skin factor;genetic algorithm

P618．11

A

0253-9993(2014)11-2269-07

2013-11-04 責(zé)任編輯:許書(shū)閣

國(guó)家科技重大專(zhuān)項(xiàng)資助項(xiàng)目(2011ZX05037-001)

楊睿月(1989—),女,內(nèi)蒙古四子王旗人,博士研究生。通訊作者:黃中偉(1972—),男,山東東明人,教授。Tel:010-89733379,E-mail:huangzw@cup．edu．cn

楊睿月,黃中偉,李根生,等．煤層氣水平井割縫篩管優(yōu)化設(shè)計(jì)[J]．煤炭學(xué)報(bào),2014,39(11):2269-2275．

10．13225/j．cnki．jccs．2014．1587

Yang Ruiyue,Huang Zhongwei,Li Gensheng,et al．Optimization design for the geometry parameters of slotted liner in coalbed methane horizontal wells[J]．Journal of China Coal Society,2014,39(11):2269-2275．doi:10．13225/j．cnki．jccs．2014．1587