曾泉樹，汪志明，王小秋，魏建光，鄒偉林，李毅巍

（1.中國石油大學（北京）石油工程學院，北京 102249； 2.東北石油大學 石油工程學院，黑龍江 大慶 163318）

0 引言

由于受“跟趾效應”［1-2］、儲層非均質(zhì)性［3-4］、儲層各向異性［5］和天然裂縫［6］等因素影響，長水平井的生產(chǎn)剖面難以持續(xù)、均衡推進，將在油井的跟端處、高滲層段和裂縫處過早見水／氣.一旦油井見水／氣，由于水／氣的黏度較低，將在錐進處形成快速通道，并抑制其他位置的產(chǎn)油量.為了消除這種不平衡現(xiàn)象，可在完井段上安裝流入控制裝置（ICD），產(chǎn)生附加壓降，以保證入流剖面沿整個水平段的均勻性［7］.

根據(jù)流動阻力等級（FRR）是否恒定，ICD可以分為被動式流入控制裝置（PICD）和自適應流入控制裝置（AICD）.PICD分別利用限流原理（噴嘴型［8］、孔板型［9］）、摩擦原理（迷宮型［10］、螺旋通道型［11］），或者結合兩種機理（混合型［12-13］、噴管型［14］）產(chǎn)生附加壓降.由于PICD的FRR為定值，一旦油井見水／氣，低黏度的水／氣將占據(jù)整個井筒，并抑制油相的流動，從而導致油井產(chǎn)量大幅下降.

AICD的FRR隨含水率的增加而增大，一旦油井見水／氣，將對水／氣產(chǎn)生一個更大的阻力，從而達到穩(wěn)油控水／氣的目的.目前，AICD主要包括平衡片型、浮動圓盤型和流道型.平衡片型AICD［15］利用油氣的密度差控制平衡片的開啟或關閉，但是可動平衡片易出現(xiàn)故障，并且油水密度差別不大，不能有效控制水錐.浮動圓盤型AICD［16］利用動壓力和靜壓力的平衡關系控制浮動圓盤的位置，當施加在浮動圓盤上的壓差超過承受極限時即損壞.流道型AICD［17］利用流體慣性力和黏性力的平衡關系改變流體通過裝置時的流道和阻力，由于黏度適用范圍較小，需要針對不同儲層條件進行專門設計.

筆者提出一種基于混合型ICD和遇水膨脹橡膠（WSR）的自膨脹型AICD，利用Fluent軟件分析流體性質(zhì)敏感性并優(yōu)化結構參數(shù)；為了更好地評價自膨脹型AICD的性能，與噴嘴型、噴管型、螺旋通道型和混合型等4種流入控制裝置（流動阻力等級相同）比較.

1 自膨脹型AICD設計

提出一種基于混合型ICD和遇水膨脹橡膠的自膨脹型AICD，裝置包括一系列的隔板、流動狹槽和遇水膨脹橡膠，結構見圖1.與常規(guī)混合型ICD類似，每個隔板上有2個呈180°對稱的流動狹槽，且每一組狹槽與下一組狹槽錯開成90°相位，因此流體通過各組狹槽后均轉(zhuǎn)向，從而預防下游流道產(chǎn)生射流效應.同時，一旦油井見水，狹槽上的遇水膨脹橡膠將膨脹，且膨脹度根據(jù)含水率自動變化，從而改變裝置的最小過流面積和流動阻力等級（見圖2），使得油井能夠更好地穩(wěn)油控水.當含水率較低時，遇水膨脹橡膠的膨脹度受限，裝置的最小過流面積最大，流動阻力等級最低；隨著含水率增大，遇水膨脹橡膠開始膨脹，最小過流面積逐漸變小，流動阻力等級變大；當含水率較高時，遇水膨脹橡膠充分膨脹，最小過流面積最小，流動阻力等級最高.

自膨脹型AICD主要以多級限流的方式產(chǎn)生壓降，其FRR主要取決于最小過流面積和腔室級數(shù)，隨著含水率的增加而增加（見圖3）.純水通過裝置時的FRR為純油通過時的40倍，數(shù)值上等于環(huán)空流量30 m3／d的水相（密度為999.55kg·m-3，黏度為1mPa·s）流過ICD結構所產(chǎn)生的壓降［18］.

另外，壓力隨著流體通過隔板形成的各個連續(xù)腔室而循序遞減，通過裝置的總壓降與所使用的隔板數(shù)量成正比，因此通過增加或減少隔板數(shù)量可以快速調(diào)整FRR.

2 模型建立

自膨脹型AICD存在多個入口，很難通過理論計算壓降；利用數(shù)值模擬軟件分析油水通過自膨脹型AICD的規(guī)律，以研究流體性質(zhì)敏感性和優(yōu)化結構參數(shù).

利用Gambit 2.4.6軟件［19］建立不同含水率時自膨脹型AICD的幾何模型，不同含水率時的最小過流面積見圖4，通過布爾運算得到ICD內(nèi)部流動模型并進行網(wǎng)格劃分.為了準確描述縫槽和孔口附近位置的流場，在位置分區(qū)并加密網(wǎng)格，最后輸出網(wǎng)格文件并導入Fluent 6.2.16軟件［20］中.不同含水率對應的模型均有2個入口和1個出口，環(huán)空入口和基管入口設為速度入口（Velocity-inlet）條件，出口設為出流（Outflow）條件，其他默認為壁面（Wall）條件.環(huán)空入口設置流量為30m3／d，為了保證流體在基管中流向，基管入口設置流量為5m3／d.當模擬層流時，選用層流模型；當模擬湍流時，選用標準κ-ε模型.當流體為油水兩相分散流時，選用混合模型；當流體為油水兩相分層流時，選用VOF模型.由于ICD一般是水平放置的，建立模型時需要考慮重力的影響.

不同含水率時自膨脹型AICD的靜壓力分布云圖見圖5.由圖5可以看出，自膨脹型AICD的多級限流設計以變量分配的方式產(chǎn)生壓降，隔板的分布形成一系列連續(xù)的腔室，當流體流過腔室時，壓力逐漸下降，通過自我調(diào)整能夠適應不同的FRR級別.隨著含水率增加，最小過流面積自動減少，從而改變最小流動區(qū)域和FRR級別，自膨脹型AICD能夠最大程度地防水和保證油通過.

3 性能分析

為了更好地評價自膨脹型AICD的性能，與FRR為0.800Bar的噴嘴型、噴管型、螺旋通道型和混合型等4種ICD比較；它們利用限流和／或摩阻機理產(chǎn)生一個相似的壓降，不同流體通過各ICD的壓降差別很大.限流機理的作用主要取決于最小過流面積、流量和流體密度；摩阻機理的作用主要取決于流道長度、流量和流體黏度.雖然不同ICD產(chǎn)生壓降的機理不同，但是壓降影響因素都可以歸結為流體性質(zhì)和ICD結構.

3.1 流體性質(zhì)敏感性分析

為了描述含水率、油相密度和油相黏度對ICD產(chǎn)生壓降的影響，在環(huán)空流量為30m3／d、油管流量為5m3／d的條件下，設計3種節(jié)流壓降隨含水率、油相密度和油相黏度變化的敏感性分析方案（見表1）.由于水相性質(zhì)比較穩(wěn)定，不需要考慮水相性質(zhì)的敏感性.

表1 流體性質(zhì)敏感性分析方案Table 1 Fluid property sensitivity research projects

方案1的不同含水率時ICD節(jié)流壓降結果見圖6.由圖6可以看出，4種被動式ICD的壓降隨著含水率的增加而先增加后降低，且在臨界含水率處達到最大.在大多數(shù)情況下，水相產(chǎn)生的壓降小于油相或油水混合物產(chǎn)生的，即一旦油井見水，被動式ICD將失效.對于自膨脹型AICD，水相產(chǎn)生的壓降幾乎是油相產(chǎn)生的40倍，且油水混合物產(chǎn)生的壓降隨著含水率的增加而增加.因此，自膨脹型AICD具有自適應的穩(wěn)油控水能力.

方案2的不同油相密度時ICD節(jié)流壓降結果見圖7.由圖7可以看出，5種ICD的節(jié)流壓降隨油相密度的增加而線性增加，且油相密度敏感性差別不大：在含水率為0%情況下，噴嘴型ICD的壓降隨密度的變化幅度為78.0Pa／（kg·m-3），噴管型ICD的為47.6Pa／（kg·m-3），螺旋通道型ICD的為18.6Pa／（kg·m-3），混合型ICD的為79.8Pa／（kg·m-3），自膨脹型 AICD的為29.8Pa／（kg·m-3）；在含水率為50%情況下，自膨脹型AICD的壓降隨密度的變化幅度增為44.0Pa／（kg·m-3）.這表明噴嘴型和混合型ICD對密度變化最敏感，由于4種被動式ICD的流動阻力等級為0.800Bar，壓降隨密度的變化幅度越大，在低密度時對應的壓降越小，噴嘴型和混合型ICD的性能最好；自膨脹型AICD在低含水率時性能更好.

方案3的不同油相黏度時ICD節(jié)流壓降結果見圖8.由圖8可以看出，5種ICD的節(jié)流壓降隨著油相黏度的增大而線性增加，不同ICD對油相黏度的敏感性差別很大：在含水率為0%情況下，噴嘴型ICD的壓降隨黏度的變化幅度為397.9Pa／（mPa·s），噴管型ICD的為3001.7Pa／（mPa·s），螺旋通道型ICD的為6401.2Pa／（mPa·s），混合型ICD的為396.0Pa／（mPa·s），自膨脹型 AICD的為361.3Pa／（mPa·s）；在含水率為50%情況下，自膨脹型AICD的壓降隨黏度的變化幅度降為45.7Pa／（mPa·s）.這表明噴嘴型、混合型ICD和自膨脹型AICD對黏度變化最不敏感；自膨脹型AICD在高含水率時性能更好.

3.2 結構參數(shù)優(yōu)化

在生產(chǎn)過程中，地層流體的性質(zhì)和流量隨時變化.由于ICD的性能是與流動阻力等級適應的，對不同的儲層條件，主要通過調(diào)整結構參數(shù)優(yōu)化ICD配置，使其流動阻力等級與特定儲層段適應，從而保證流入剖面的均勻.在多級ICD完井中，如果有一個ICD的流動阻力等級與特定儲層段不匹配，也將使油井局部位置產(chǎn)量增加，導致油井生產(chǎn)剖面不均衡.

影響ICD流動阻力等級的結構參數(shù)可以歸結為最小過流面積（限流機理）和流道長度（摩阻機理）.在環(huán)空流量30m3／d、油管流量5m3／d條件下，以水相為介質(zhì)，分析流動阻力等級隨最小過流面積和流道長度的變化.

流動阻力等級隨最小過流面積的變化曲線見圖9.由圖9可以看出，5種ICD的流動阻力等級隨著最小過流面積的減小而急劇增大.最小過流面積影響裝置抗沖蝕和防堵塞能力.由于噴嘴型ICD利用限流機理、螺旋通道型ICD利用摩阻機理、噴管型ICD結合限流和摩阻機理、混合型和自膨脹型AICD利用多級限流機理產(chǎn)生壓降，因此在同等流動阻力等級下，其他ICD的最小過流面積大于噴嘴型ICD的，且最大過流速度也比流體通過噴嘴時的小得多.在各流動阻力級別下，混合型（螺旋通道型、噴管型）ICD的最小過流面積大約是噴嘴型的3倍（2倍、1.25倍）.如當FRR為0.800Bar時，噴嘴型ICD的最小過流面積為39.0mm2，噴管型ICD的為49.3mm2，螺旋通道型ICD的為81.5mm2，混合型ICD和自膨脹型AICD的為120.0mm2.由自膨脹型AICD在不同含水率時最小過流面積和流動阻力等級可以看出，其最小過流面積隨含水率增加迅速減小，且流動阻力等級與最小過流面積遵循混合型ICD的關系曲線.自膨脹型AICD保留混合型ICD的性能，在泥漿返排過程中抗堵塞能力較強，在穩(wěn)產(chǎn)期抗顆粒沖蝕能力較強.

流動阻力等級隨流道長度的變化曲線見圖10.由圖10可以看出，5種ICD的流動阻力等級隨流道長度的增加而線性增大，變化曲線與Y軸交于某一點；該點的物理意義為沿程壓降值為0時節(jié)流壓降.在含水率為0%情況下，噴嘴型ICD通過Y軸的點為0.760Bar，噴管型ICD的為0.527Bar，螺旋通道型ICD的為0.035Bar，混合型ICD的為0.107Bar，自膨脹型AICD的為0.043Bar；在含水率為50%情況下，自膨脹型AICD與Y軸的交點為0.177Bar.噴嘴型ICD的最大過流速度最大，在同等流道長度下壓降增幅最大.由于噴嘴型ICD的噴嘴長度一般很短，且基本上不能調(diào)整，因此對FRR影響很??；其他4種ICD的流道長度遠遠長于噴嘴型ICD的，對流動阻力等級影響很大.此外，混合型ICD和自膨脹型AICD還可以通過增加或減少隔板數(shù)量快速調(diào)整流動阻力等級.

總體上，自膨脹型AICD利用隔板形成的多個連續(xù)腔室對流體產(chǎn)生多級限流，最小過流面積較大，且對黏度變化不敏感，一旦油井見水預裝的遇水膨脹橡膠即膨脹，并產(chǎn)生一個較大的流動阻力.另外，該裝置還能通過增加或減少隔板數(shù)量快速調(diào)整FRR.因此，該裝置在油井生產(chǎn)的不同階段都具有卓越的性能，適合在油田現(xiàn)場推廣應用：在泥漿返排階段防堵塞能力強，在穩(wěn)產(chǎn)期抗沖蝕性能強，在衰竭生產(chǎn)期能持續(xù)控制入流且對黏度不敏感，一旦油井見水還能顯著增加阻力.

4 結論

（1）提出基于混合型ICD和遇水膨脹橡膠的自膨脹型AICD.一旦油井見水，預裝在狹槽上的遇水膨脹橡膠自動膨脹，且膨脹度根據(jù)含水率自動調(diào)整，從而改變裝置的最小過流面積，對不同的流體產(chǎn)生不同的限流作用，保證油井持續(xù)穩(wěn)產(chǎn).

（2）該裝置在油井生產(chǎn)的不同階段都具有卓越的性能：在泥漿返排過程中抗堵塞能力較強；在穩(wěn)產(chǎn)期抗顆粒沖蝕能力較強，且阻力較小；在衰竭生產(chǎn)階段能夠持續(xù)控制入流，且對黏度不敏感；一旦油井見水，還能產(chǎn)生更大的阻力.

（3）影響ICD壓降的結構參數(shù)可以歸結為最小過流面積（限流機理）和流道長度（摩阻機理）.當調(diào)整ICD的流動阻力等級時，應先確定最小過流面積，再確定流道長度，也可以通過增減隔板數(shù)量快速調(diào)整自膨脹型AICD的流動阻力等級.

（References）：

［1］汪志明，鮮成鋼，曾棟材.封閉油藏中多分支水平井的生產(chǎn)動態(tài)研究［J］.石油大學學報：自然科學版，2001，25（2）：38-41.Wang Zhiming，Xian Chenggang，Zeng Dongcai.Performance of multilateral well in nox-shape reservoir with non-permeability boundary［J］.Journal of University of Petroleum：Nature Science Edition，2001，25（2）：38-41.

［2］汪志明，徐靜，王小秋，等.水平井兩相流變密度射孔模型研究［J］.石油大學學報：自然科學版，2005，29（3）：65-69.Wang Zhiming，Xu Jing，Wang Xiaoqiu，et al.Study on variable density perforating model of two-phase flow in horizontal wells［J］.Journal of University of Petroleum：Nature Science Edition，2005，29（3）：65-69.

［3］汪志明.復雜結構井完井優(yōu)化理論及應用［M］.北京：石油工業(yè)出版社，2010：55-63.Wang Zhiming.The completion optimization theory and application of complex well［M］.Beijing：Petroleum Industry Press，2010：55-63.

［4］王海靜，薛世峰，高存法，等.非均質(zhì)各向異性油藏水平井流入動態(tài)［J］.大慶石油學院學報，2012，36（3）：79-85.Wang Haijing，Xue Shifeng，Gao Cunfa，et al.Inflow performance for horizontal wells in heterogeneous，anisotropic reservoirs［J］.Journal of Daqing Petroleum Institute，2012，36（3）：79-85.

［5］Wang Z M，Wei J G，Jin H.Partition perforation optimization for horizontal wells based on genetic algorithms［J］.SPE Drilling ＆Completion，2011，26（1）：52-59.

［6］汪志明，齊振林，魏建光，等.裂縫參數(shù)對壓裂水平井入流動態(tài)的影響［J］.中國石油大學學報：自然科學版，2010，34（1）：73-78.Wang Zhiming，Qi Zhenlin，Wei Jianguang，et al.Influence of fracture parameters on inflow performance of fractured horizontal wells［J］.Journal of China University of Petroleum：Nature Science Edition，2010，34（1）：73-78.

［7］Zeng Q S，Wang Z M，Yang G，et al.Selection and optimization study on passive inflow control devices by numerical simulation［C］.SPE 167443，2013.

［8］Vela I，Viloria-gomez L A，Caicedo R，et al.Well production enhancement results with inflow control devices（ICD）completions in horizontal well in ecuador［C］.SPE 143431，2011.

［9］Aadnoy B S，Hareland G.Analysis of inflow control devices［C］.SPE 122824，2009.

［10］Brekke K，Lien S C.New and simple completion methods for horizontal wells improve production performance in high-permeability thin oil zones［J］.SPE Drilling ＆ Completion，1994，9（3）：205-209.

［11］Visosky J M，Clem N J，Coronado M P，et al.Examining erosion potential of various inflow control devices to determine duration of performance［C］.SPE 110667，2007.

［12］Coronado M P，Garcia L，Russell R D，et al.New inflow control device reduces fluid viscosity sensitivity and maintains erosion resistance［C］.OTC 19811，2009.

［13］Garcia L，Coronado M P，Russell R D，et al.The first passive inflow control device that maximizes productivity during every phase of a well's life［C］.IPTC 13863，2009.

［14］Youl K S，Harkomoyo H，Suhana W，et al.Passive inflow control devices and swellable packers control water production in fractured carbonate reservoir：A comparison with slotted liner completions［C］.SPE／IADC 140010，2011.

［15］Crow S L，Coronado M P，Mody R K.Means for passive inflow control upon gas breakthrough［C］.SPE 102208，2006.

［16］Mathiesen V，Werswick B，Aakre H，et al.Autonomous valve，agame changer of inflow control in horizontal wells［C］.SPE 145737，2011.

［17］Wileman A，Least B，Greci S，et al.Fluidic diode autonomous inflow control device range 3B-oil，water，and gas flow performance testing［C］.SPE 167379，2013.

［18］Abdelfattah T A，Banerjee S，Garcia G A，et al.Effective use of passive inflow control devices to improve the field development plan［C］.SPE 146521，2012.

［19］王尊策，徐艷，王曉萍，等.二次節(jié)流油嘴數(shù)值模擬［J］.大慶石油學院學報，2007，31（1）：61-67.Wang Zunce，Xu Yan，Wang Xiaoping，et al.Numerical simulation of the secondary throttle choke［J］.Journal of Daqing Petroleum Institute，2007，31（1）：61-67.

［20］王常斌，沈艷霞，劉照東，等.錐直噴嘴淹沒磨料射流場的數(shù)值模擬［J］.大慶石油學院學報，2011，35（1）：51-54.Wang Changbin，Shen Yanxia，Liu Zhaodong，et al.Numerical simulation of straight cone nozzle abrasive water jets submerged［J］.Journal of Daqing Petroleum Institute，2011，35（1）：51-54.