包陳義 李躍謙 鞠少棟 閆 紳 嚴孟凱 王 曉 張 斌

(中海油能源發(fā)展股份有限公司工程技術分公司 天津 300452)

在完井作業(yè)過程中，不管是投球坐封封隔器[1-3]，還是投球開關滑套[4]，保證鋼球順利送入到位[5]和球座剪切值準確穩(wěn)定是實現其各項功能的必要條件。據統(tǒng)計，在南海恩平油田完成的10余口裸眼井簡易防砂作業(yè)中，有5井次在送球坐封頂部封隔器時出現了球座提前剪切失效問題。經過追溯和逐級排查發(fā)現，為滿足水平裸眼井完井防砂管柱大排量洗井和頂替完井液的安全作業(yè)需要，采用了投送單球逐級升壓剪切啟動的內置彈性球座和傳壓孔屏蔽機構于一體的坐封工具，以及內置普通剪切球座的送入工具管柱組合，但工況條件限制了2個球座之間的預留緩沖距離，且工具內部的減阻臺肩不足以抵消下級球座受到的瞬時沖擊載荷，即當鋼球在加壓剪切并快速通過第一級彈性球座后，球和管內液體會對下級球座及其剪切銷釘產生較大的沖擊載荷[6-7]，導致下級球座提前剪切(圖1)而無法完全坐封封隔器，最后只能投送備用球完成坐封，增加了額外送球和返球的工時損失和作業(yè)風險。由于海上井況的復雜性和完井工藝的多樣性，其送球導致剪切球座提前剪切的失效問題愈加突出;同時,考慮到地層漏失和完井液密度差等影響因素會加大球座剪切值大幅降低的風險，以致于封隔器或滑套無法加壓至最佳工作壓力，進而導致封隔器無法完全坐封或滑套沒有順利開關，嚴重影響后續(xù)作業(yè)的實施。更為嚴重的是，因送球過程中提前剪切球座而突發(fā)漏壓，存在直接壓漏地層造成儲層污染和井筒出砂等災難性風險。此外，目前國外和國內常規(guī)完井工具在實際作業(yè)過程中均存在受送球沖擊載荷影響球座剪切精度下降的問題，且均無配套免送球沖擊影響的剪切球座。

圖1 球座提前剪切Fig.1 Accidental shear of ball seat

針對上述問題及海上完井工況中對投球剪切精度要求較高的關鍵作業(yè)需要，本文研究了單獨送球入座和單球逐級升壓剪切多級球座過程中的沖擊問題，同時設計并改進了現有普通剪切球座，解決了完井剪切球座因沖擊載荷造成其提前剪切失效的問題，具有較好的推廣應用價值。

1 沖擊失效模型的建立

完井管柱的單級和多級剪切球座在送球到位時，球座的剪切銷釘主要承受來自球和流體的沖擊載荷。針對單球逐級升壓剪切多級球座的工況，需要考慮球通過第一級彈性球座剪切后繼續(xù)帶壓下行至下級球座的極限工況，分析球和流體對剪切銷釘造成的沖擊載荷，同時考慮地層漏失和完井液密度差的額外影響。因此，研究剪切球座沖擊失效問題時，需簡化球座剪切銷釘受力分析模型(圖2)，依次計算其承受鋼球的沖擊力，流體的沖擊力和壓差推力，以及地層漏失和完井液密度差造成的額外載荷。

圖2 單級和多級剪切球座受力簡圖Fig.2 Force diagram of single-stage and multi-stage shear ball seat

1.1 鋼球的沖擊力

對于直井工況的單級球座，送球到位時鋼球相對于流體受力平衡，沿井眼軌跡向下為鋼球重力和送球壓差推力，鋼球向上受液體阻力、浮力和黏帶摩阻，其到位前已達到勻速運動，鋼球受力平衡方程如式(1)所示。

(1)

式(1)中：G為鋼球重力，N；Δp1為送球壓差，Pa；ρ為完井液密度，kg/m3；vQ為鋼球到位時的速度，m/s；R為鋼球半徑，m；g為重力加速度，m/s2；η為完井液黏度，Pa·s。

送球到位時，通過式(1)發(fā)現黏帶摩阻值遠小于液體阻力值，故可忽略黏帶摩阻,并基于動量定理推導得到球座和剪切銷釘受鋼球的沖擊力方程，如式(2)所示。

(2)

式(2)中：FQ為鋼球對球座和剪切銷釘造成的沖擊力，N；m為鋼球的質量，kg；t1為鋼球撞擊球座的持續(xù)時間，s；V為送球排量，m3/s；d1為中心管內徑，m。

對于水平井工況的單級球座，鋼球需要依靠足夠的泵送排量才能送入到位，可假設鋼球碰撞初速度與該位置的流體速度基本一致，可根據式(2)推導得到水平井工況下球座和剪切銷釘受鋼球的沖擊力方程，如式(3)所示。

(3)

對于直井和水平井的單球逐級剪切多級球座，由于其球座間距相對較短，需要分析鋼球通過第一級球座后帶壓碰撞下級球座的沖擊力，且該沖擊力遠大于鋼球重力、浮力和黏帶摩阻，但鑒于流體摩阻的影響，其到位時仍可相對流體實現受力平衡。沿井眼軌跡，向下鋼球主要受其上下的壓差推力，向上鋼球主要受液體阻力，其到位前已達到勻速運動，基于動量定理可得到下級球座受鋼球的沖擊力方程，如式(4)所示。

(4)

式(4)中：Δp2為鋼球通過第一級球座后撞擊至下級球座過程中所攜帶的上下壓差，Pa。

1.2 流體的沖擊和壓差推力

當流體以一定壓差流動而流速突然變化時，流體慣性和壓縮性會造成靠近球座的一定液體在短時間內停止流動，同時該段液體因壓縮而壓力增高，即出現流體沖擊壓力(水擊壓力)[8-11]，其沖擊壓力方程如式(5)所示。

(5)

式(5)中：ΔpLmax為流體對下級球座和剪切銷釘造成的最大沖擊壓差，Pa；vL為流體在加壓通過第一級球座后加速運動至下級球座的速度，m/s；EL為流體的彈性模量，Pa；E0為中心管的彈性模量，Pa；e為中心管壁厚，m。

對于單球逐級加壓剪切的多級球座，因無成熟數學模型參考，本文研究使用ANSYS Workbench Fluent有限元分析模塊進行分析。首先簡化流體模型為鋼球帶壓運動至下級球座附近的速度場分析模型，然后劃分流體網格并在入口處設定流體的攜帶壓差Δp2，最后計算得到靠近球座的上部流體速度vL。例如φ36.5 mm鋼球在第一級球座承受9.7 MPa壓差釋放后，分析得到其下級球座附近的液體速度vL約為8.3 m/s(圖3)。

送球到下部球座時，考慮撞擊瞬間建立密封后流體對下級球座剪切銷釘的壓差推力，可根據式(5)推導得到流體對下級球座的剪切銷釘造成的沖擊和壓差合力方程，如式(6)所示。

(6)

圖3 下級球座附近的流體速度場Fig.3 Fluid velocity field near the next ball seat

式(6)中：FL為流體對下級球座的剪切銷釘造成的沖擊和壓差合力，N；D為下級球座的活塞外徑，m。

1.3 地層漏失和完井液密度差的額外載荷

當球入座密封后，地層漏失會造成球座下部形成負壓空腔，如持續(xù)時間越長，則會帶來較大的額外負壓載荷，導致剪切球座低于設計值而提前剪切。本文研究假設地層漏失造成球座下部管柱虧空且為直井段，其漏失造成額外負載，如式(7)所示。

(7)

式(7)中：F漏失為地層漏失對球座和剪切銷釘造成的額外負壓載荷，N；Qs為地層漏失率，m3/s；t2為漏失持續(xù)時間，s；d2為球座下部管柱的內徑，m。

當井筒內初始工作液為密度較低的鉆井液，而后續(xù)采用密度較高的完井液進行送球和剪切球座等完井作業(yè)時，如球座入井越深，則密度差帶來的額外壓差負荷越大，造成剪切球座低于設計值而提前剪切，其密度差造成的額外負載如式(8)所示。

(8)

式(8)中：F密度差為工作液密度差對球座和剪切銷釘造成的額外負壓載荷，N；Δρ為剪切球座上下工作液的密度差值，kg/m3；h為剪切球座上部液柱的垂深，m。

2 案例分析與模擬實驗

相比單獨送球工況較小的沖擊載荷，本文研究基于實驗井條件選擇了與南海恩平油田相近的4個作業(yè)井次，針對受沖擊載荷影響較大的單球逐級剪切多級球座的復雜工況進行案例分析和模擬實驗。

2.1 案例分析

本文研究所選擇的與恩平油田相近的4個作業(yè)井次均為相同作業(yè)類型的優(yōu)質篩管簡易防砂完井，封隔器坐封井深為1 500～1 600 m，使用φ127 mm鉆桿下入完井管柱。防砂管柱下入到位后投送φ36.5 mm鋼球坐封封隔器，完井液密度為1 030 kg/m3，黏度為25×10-3Pa·s，兩級球座之間的距離為2 m，中心管內徑為φ57.4 mm，剪切球座活塞直徑為φ62.8 mm，鋼球質量為0.2 kg。作業(yè)時無明顯漏失和密度差影響，現場記錄第一級彈性球座的剪切啟動壓差依次為4.8、8.9、9.7和15.2 MPa，下級普通剪切球座的懸掛銷釘載荷均為63 kN，其中當第一級彈性球座啟動壓差≥8.9 MPa時，下級球座均發(fā)生同步剪切，即提前剪切。根據以上現場數據和模型計算，得到了第一級彈性球座在不同啟動壓差時對下級球座剪切銷釘造成的沖擊合力和擬合曲線(圖4)。

圖4 本文案例分析中得到的下級球座剪切銷釘受沖擊載荷曲線Fig.4 Load curve of next ball seat shear pin were impacted in this paper

從圖4中可以看出，當下級球座剪切銷釘受沖擊合力為63 kN時，鋼球通過第一級球座的壓差為7.1 MPa，因此，當第一級彈性球座啟動壓差≥8.9 MPa時，其理論沖擊力和壓差推力的合力≥76 kN,超出了下級球座剪切銷釘的懸掛載荷63 kN,易導致下級球座剪切失效，這與實際作業(yè)中下級球座發(fā)生提前剪切失效的情況一致，雖然工具內部設置有減阻的變徑臺肩，但因為井況差異而不能通過控制碰撞以消除沖擊載荷的影響，故始終存在因沖擊問題而導致下級球座提前剪切的作業(yè)風險。

2.2 模擬實驗

為驗證以上數學模型的準確性，本文研究參考實際工況選擇在實驗井JJSY-2H水平段1 500 m進行多次模擬送球的沖擊力測試，同時為準確獲取沖擊載荷及消除緩沖機構的影響，針對性地研制了一套可預設多組別剪切值的單球逐級剪切測試裝置(圖5)。該裝置內部采用超大倒角過渡以規(guī)避變徑臺肩的緩沖影響，可適用于單獨送球和單球逐級剪切球座的單向和復合沖擊載荷測試。實驗井使用φ127 mm鉆桿下入，鋼球、彈性球座和普通剪切球座與現場工具一致，通過預設不同組別的剪切銷釘和檢查下級球座剪切銷釘是否正常剪切，分析得到了改進前當第一級彈性球座在不同壓差啟動時對下級剪切球座造成的沖擊合力(表1)。

圖5 本文研制的測試裝置(含普通剪切球座)Fig.5 Test device developed in this paper(including general shear ball seat)

表1 改進前實驗井JJSY-2H水平段沖擊合力測試Table 1 Test data of impact load before improvement in horizontal section of testing Well JJSY-2H

根據測試數據分析發(fā)現，改進前當第一級球座以7.9 MPa壓差剪切時，可對下級球座剪切銷釘造成63 kN的沖擊載荷，該值略低于理論分析的69 kN，偏差為8.7%，其準確性滿足工程分析的使用要求。

3 剪切球座設計改進

為有效解決完井作業(yè)常見送球沖擊載荷造成剪切球座提前剪切失效的問題，保證投球坐封封隔器等關鍵作業(yè)工序中球座剪切值的準確和穩(wěn)定，調研發(fā)現目前國內外均無針對解決送球沖擊問題的同類技術產品，因此本文考慮不同完井工藝管柱和尺寸規(guī)格的限制，研制出2種可避免沖擊影響的新型旁通剪切球座。

3.1 無需加長中心管的旁通剪切球座

針對中心管長度和承壓受限的完井工藝管柱，設計了由2組球座串連一體構成的免沖擊旁通球座(圖6)。該球座可適用于單獨送球和單球逐級剪切多級球座的作業(yè)工況，首先投送小球坐落在連接套的球座上，然后管內升壓至封隔器完全坐封或滑套順利開關后剪切下接頭，由于小球不直接接觸下接頭，故可完全避免小球的沖擊影響。同時,在連接套旁通孔與下接頭承壓艙室之間設計有狹窄的傳壓通道，該通道摩阻可大幅降低液體沖擊壓力的影響。除此之外，為規(guī)避異常高壓造成下接頭受液體沖擊而提前剪切的作業(yè)風險，設計了可選擇性投球的備用免沖擊旁通剪切球座，即可通過投送大球繼續(xù)完成封隔器坐封和滑套開關，最后升壓至剪切選擇啟動活塞以導通管柱循環(huán)，徹底解決剪切球座受鋼球和液體沖擊影響而失效的問題。由于該工具無需采用加長中心管柱的復雜方式以緩解沖擊影響，可實現整體工具管柱的精簡最大化和風險最小化。

圖6 本文研制的無需加長中心管柱的旁通剪切球座Fig.6 Bypass shear ball seat without long center pipe developed in this paper

3.2 需加長中心管的旁通剪切球座

針對工具外徑受限而中心管長度、承壓不受限的完井工藝管柱，本文研究考慮流體隨壓強變化的壓縮系數的影響，選取35 MPa工作壓力下的完井液體積壓縮系數為1.57%，設計了需加長中心管柱的旁通剪切球座(圖7)，即通過送球到位時給鋼球和流體預留足夠的緩沖空間以消除沖擊影響。同時,設計了與球座配套的可承托鎖定和旁通循環(huán)的支撐軸，實現了通過一層中心管可再次建立球座剪切后的循環(huán)通道，且優(yōu)化了旁通過流當量面積，保證了后續(xù)動管柱替液和洗井作業(yè)的可靠和安全。

圖7 本文研制的需加長中心管柱的旁通剪切球座Fig.7 Bypass shear ball seat with long center pipe developed in this paper

4 實驗測試及現場應用

為驗證2種新型旁通剪切球座的抗沖擊性和工作可靠性，在實驗井JJSY-2H水平段1 500 m使用測試裝置和無需加長中心管的旁通剪切球座(圖8)進行模擬送球測試，通過預設不同組別的剪切銷釘和檢查下級球座剪切銷釘是否正常剪切，分析得到改進后當第一級彈性球座在不同壓差啟動時對下級剪切球座造成的沖擊合力(表2)。

根據表2測試數據分析發(fā)現，改進后無需加長中心管的旁通剪切球座克服了鋼球的撞擊影響，雖存在異常高壓≥11 MPa后會產生72 kN以上的流體沖擊和壓差載荷，但通過選擇性啟動活塞可完全避免鋼球和液體沖擊合力的影響。

圖8 本文研制的測試裝置(含旁通剪切球座)Fig.8 Test device developed in this paper(including bypass shear ball seat)

表2 實驗井JJSY-2H水平段無需加長中心管的旁通剪切球座實驗測試結果Table 2 Experimental result of bypass shear ball seat without long center pipe of horzontal section of testing Well JJSY-2H

此外,在恩平23-2油田A2H井防砂作業(yè)中使用與實驗井相同的坐封和送入工具，完成了需加長中心管旁通剪切球座坐封頂部封隔器的現場應用。該井使用的剪切球座活塞直徑53 mm，剪切銷釘理論懸掛載荷53 kN，球座頂深3 360 m，加長中心管為φ88.9 mm油管(表3)。

表3 需加長中心管的旁通剪切球座在恩平23-2油田A2H井的現場應用結果Table 3 Application result of bypass shear ball seat with long center pipe applied in Well A2H of EP23-2 oilfield

根據表3測試數據分析發(fā)現，考慮液體體積壓縮系數為1.57%而增設32.3 m的φ88.9 mm油管后，在第一級球座以11.4 MPa壓差剪切時，第二級球座剪切值保持正常，實際剪切值與理論值相差6%，滿足工程作業(yè)要求，即預留中心管長度滿足上部管柱液體受壓釋放能量的空間。

由此可見，通過實驗井測試和現場應用驗證了改進后2種旁通剪切球座解決送球沖擊失效問題的可靠性和穩(wěn)定性。

5 結論

1) 建立了完井作業(yè)中常見單獨送球入座和單球逐級剪切多級球座時沖擊模型，為解決投球坐封封隔器等關鍵作業(yè)中出現沖擊失效問題和提高球座剪切精度提供了理論支持。

2) 通過實例分析和模擬實驗，驗證了本文建立模型與實際狀況基本吻合，即當球和液體的沖擊合載大于球座剪切銷釘的懸掛載荷時，則會造成球座提前剪切失效;當球和液體的沖擊合載小于球座剪切銷釘的懸掛載荷時，則球座剪切正常。

3) 針對普通剪切球座出現的沖擊失效問題，考慮不同完井工藝管柱下工具外徑、中心管長度和承壓能力的局限性，設計了2種可避免沖擊影響的新型旁通剪切球座。其中，無需加長中心管柱的旁通剪切球座，可完全避免球和液體的沖擊影響，實現整體工具管柱的最大化精簡；需加設足夠長度中心管的旁通剪切球座，推薦考慮35 MPa工作壓力下的完井液體積壓縮系數為1.57%。

4) 通過實驗測試和現場應用，驗證了2種改進方案解決送球沖擊失效問題的有效性和可靠性，為完井作業(yè)安全提供了技術支持。