Three-Dimensional Simulation of Erosion Life of Metal Mesh Screen Pipe Based on Fluent-DPM Method
-
摘要:
金属网布筛管在砂砾冲蚀作用下破坏严重，筛网冲蚀寿命难以预测。为此，建立了考虑金属网布筛管外层保护罩和内层筛网混合结构的三维仿真数值模拟模型，利用流体动力学离散颗粒流（DPM）方法，模拟了生产过程中砂砾冲蚀金属网布的过程，分析了流速对金属网布筛管冲蚀速率的影响。研究发现，冲蚀破坏的临界流速为1.00 m/s，入口流速小于1.00 m/s时，数值模拟预测的冲蚀速率与试验的冲蚀速率相当；入口流速大于1.00 m/s时，受筛管整体结构的影响，数值模拟预测的冲蚀速率比试验值大2.1倍。金属网布筛管外层保护罩是影响筛网过流流速的主要因素；受保护罩过流面积突然减小的影响，流体经过第一层筛网和第二层筛网的流速远大于外层保护罩入口的流速，导致金属网布产生冲蚀破坏。利用该方法预测了8口生产井筛管的寿命，与实际监测寿命相比，相对误差在10.5%以内，满足实际工程应用要求。研究结果表明，基于三维Fluent-DPM方法预测的金属网布筛管冲蚀寿命与实际情况基本一致，为预测金属网布筛管冲蚀寿命提供了新方法。
Abstract:Metal mesh screen pipe is severely damaged under the erosion of sand and gravel particles, and the erosion life of the screen is difficult to predict. To this end, a three-dimensional numerical simulation model considering the mixed structure of the outer protective cover and the inner screen of the metal mesh screen pipe was established. The hydrodynamic discrete particle flow (DPM) method was used to simulate the process of the erosion of the metal mesh by the sand and gravel particles during production, and the influence of flow velocity on the erosion rate of the metal mesh screen pipe was analyzed. The results show when the critical flow velocity for erosion damage is 1.00 m/s. When the inlet flow velocity is less than 1.00 m/s, the simulated erosion rate is comparable to the test erosion rate. When the inlet flow velocity is greater than 1.00 m/s, the simulated erosion rate is 2.1 times higher than the test one due to the influence of the overall structure of the screen pipe. The structure of the outer protective cover of the metal mesh screen pipe is the main factor affecting the overflow flow velocity through the screen. Affected by the sudden reduction of the overflow area of the protective cover, the flow velocity of the fluid passing through the first and second screen layers is much greater than the inlet velocity of the outer protective cover, resulting in erosion damage of the metal mesh. The method is used to predict the screen pipe life of eight production wells in the field, and relative error is within 10.5% compared with the actual monitoring life, which meets the requirements of practical engineering application. The study shows that the predicted erosion life of metal mesh screen pipe based on the 3D Fluent-DPM method is basically consistent with the actual situation, which provides a new method for predicting the erosion life of metal mesh screen pipe.
-
Keywords:
- sand production /
- erosion /
- screen pipe /
- erosion rate /
- erosion model
-
随着石油资源不断开采，新发现油田中低渗及特低渗油藏占比越来越大[1]。水力压裂、爆燃压裂、高能气体压裂对常规油藏具有较好的适用性，但面对非常规油藏渗透率低、储层岩石坚硬、压实程度高等复杂情况，常规储层改造技术的效果不佳[2–3]。基于此，电热化学聚能冲击波技术得到发展，且在油田进行了矿场应用[4–5]。该技术由常规电脉冲技术发展而来，利用放电装置释放高压电能引发高能材料局部爆炸，进而产生冲击波致裂地层，兼顾爆炸压裂能量高和电脉冲重复冲击的特点。最早，G. A. Vorobi’ev等人[6]发现电极在固液界面处可产生放电通道现象；J. S. Clements等人[7]采用试验方法对放电过程进行了动态研究；孙凤举等人[8]研制了用于提供高压能量的脉冲电源，为电脉冲技术的现场应用提供了良好的物质条件；孙鹞鸿等人[9]设计了多种快速切换开关，提高了高压电能转化效率；R. R. Buntzen[10]在两电极板之间夹持金属丝的试验中发现金属丝瞬间接受高压电能可发生爆炸冲击，并探究了产生冲击的机理；T. Tobe等人[11]开展了高压电通过不同类型、直径金属丝的爆炸试验，评价了不同金属丝的特性；A. Grinenko等人[12]从理论角度出发，建立了高压电引发金属丝爆炸的能量释放数值模型；张云亮等人[13–14]研发了聚能材料棒，代替金属丝夹持在电极板之间，大幅提高了释放的能量，并将该技术逐步应用于煤层气、油藏储层改造。
电热化学聚能冲击波储层改造技术已进行了先导性试验，通过控制含能材料的药量、管柱的位置、引发次数，可以压开储层，能够满足现场应用，并获得较好的效果，但致裂地层的机理尚不明确。为此，笔者分析了该技术的特点及原理，进行了复杂地层条件下聚能冲击波致裂岩石的模拟研究，进一步明确了破坏规律，优化了技术参数，为该技术在石油开采中的应用提供了理论依据。
1. 电热化学聚能冲击波储层改造技术原理
1.1 技术发展及特点
电热化学聚能冲击波储层改造技术由常规电脉冲技术演变而来[15–16]，主要分为3个研究阶段：第一阶段，利用设备将电能压缩、储存并瞬间释放到水介质，液电效应可产生约30 MPa的冲击压力，对井周进行简单的解堵作业；第二阶段，对升压装置及容电器等设备进行升级，在电极板间连接金属丝，高压电流通过金属丝发生局部爆炸，复合作用的冲击压力可达到100 MPa，可在常规油藏近井区域产生小裂缝；第三阶段，利用含能材料代替金属丝，爆炸起主要作用，在液电效应的辅助下冲击压力高达230 MPa，受地层温度的限制，该装置可对深度2 500 m以内的井进行储层改造[17–18]。综上所述，该技术产生的能量冲击形式兼容了爆燃压裂、高能气体压裂的高能量体积压裂和电脉冲解堵技术精量可控的特点，同时可弥补实施中由于能量过大、可控性能低导致体积压裂效果达不到预期的不足[19]。因此，该储层改造技术具有可控、高能和可形成缝网的特点，适用于对低渗透、特低渗储层进行致裂，在储层中形成复杂缝网，提高油气井的产能。
1.2 致裂机理
该技术利用引发聚能棒产生的高能冲击波破坏储层岩石。储层既是传播介质也是破坏的对象，传播过程中因岩石结构不断被破坏而导致冲击波峰值压力不断衰减，套管壁是接触储层的开始，若峰值压力大于岩石抗压强度，破坏表现为局部发生破碎，岩石分解成碎块状，该范围较小且由于岩石破碎而导致渗透率大幅度提高；冲击波继续传播，衰减为压缩波，峰值压力小于岩石的抗压强度但大于抗拉强度，表现为撕裂储层岩石，在破碎区域外产生多条裂缝，裂缝的长度与峰值压力的衰减幅度有关；冲击波进一步衰减为弹性波，峰值压力小于岩石的抗剪强度，此时冲击波能量无法破坏岩石，仅可作用于岩石孔隙内的杂质，一定程度上提高了远井地带地层的渗透率。综上所述，冲击波在岩石传播的过程中，对岩石的破坏主要集中在压碎作用、撕裂作用、震荡作用、累积损伤作用，储层岩石对于破坏作用的表现就是在井周依次形成了压碎区域、裂缝区域和未波及区域。
2. 聚能冲击波破岩数值模拟方法
物理模型具有制作繁琐、物性控制难度大，冲击波参数调整困难等问题，为了分析不同冲击波技术参数对岩石的破坏效果，根据低渗、特低渗储层岩石硬度高、不易变形，应变较小和脆性指数较大等特点，从力学角度借鉴脆性材料动态破坏JH−2模型。建立模型时，针对脆性材料拉伸断裂前只发生弹性形变、不发生塑性形变的特点，用不同方向上的应变来表征，一般认为应变率小于5%是脆性材料，并采用该方法进行相关数值模拟。
作用在岩石微单元上的应力可分解为平均沉积应力和偏应力，其中平均沉积应力为：
σh=13(σxx+σyy+σzz) (1) 式中：
σh 为作用在岩石上的平均沉积应力，MPa；σxx ，σyy ，σzz 分别为作用在岩石x，y，z方向上的应力，MPa。作用在岩石上的偏应力为：
{Sxx=σ′xx−σhδxxSyy=σ′yy−σhδyySzz=σ′zz−σhδzzSxy=σxy−σhδxySyz=σyz−σhδyzSzx=σzx−σhδzx (2) 式中：
Sxx ，Syy ，Szz 分别为x，y，z方向的偏应力，MPa；σ′xx ，σ′yy ，σ′zz 分别为x，y，z方向的Cauchy应力，MPa；δxx ，δyy ，δzz 分别为x，y，z方向的克罗内克函数；Sxy ，Syz ，Szx 分别为xy，yz，zx方向的合偏应力，MPa；σxy ，σyz ，σzx 分别为xy，yz，zx方向的Cauchy应力，MPa；δxy ，δyz ，δzx 分别为xy，yz，zx方向的克罗内克函数。进而，Mises等效应力的计算式为：
σm=√3√12(S2xx+S2yy+S2zz)+S2xy+S2yz+S2zx (3) 式中，
σm 为作用在岩石上的Mises等效应力，MPa。同时，有效应变率的计算式为：
ε=√23√ε2xx+ε2yy+ε2zz+2(ε2xy+ε2yz+ε2zx) (4) 式中：
ε 为有效应变率，s−1；εxx ，εyy ，εzz 分别为x，y，z方向的有效应变率，s−1；εxy 为x方向分应力在y方向的有效应变率，s−1；εyz 为y方向分应力在z方向的有效应变率，s−1；εzx 为z方向分应力在x方向的有效应变率，s−1。那么，标准化应变率为：
ε∗=εε0 (5) 式中：
ε∗ 为标准化应变率；ε0 为参考应变率，s−1。JH−2模型中，yield函数表示为：
F=σm−σhlσ* (6) 式中：F为yield压力差，MPa；
σhl 为弹性极限时的压力，MPa；σ∗ 为标准归一化岩石强度。一定时间间隔内的标准归一化岩石强度可表示为：
σ∗=σ∗i−D(σ∗i−σ∗f) (7) 其中σ∗i=A(p+T)N(1+Clnε∗) (8) σ∗f=BPM(1+Clnε∗) (9) 式中：
σ∗i 为t时刻标准归一化强度；σ∗f 为t+Δt时刻的标准归一化强度；D为损伤因子；A，N，C，B和M为系数，由材料的属性决定；T为材料的抗拉强度，MPa；p为某时刻施加的压力，MPa。塑性应变增量为：
Δεp=λΔt (10) 式中：
Δεp 为压力为p时的塑性应变增量；λ 为材料的塑性指数；Δt为时间步的单位增量，s。岩石在一定压力下可发生的塑性应变为：
εfP=D1(p+T)D2 (11) 式中：
εfP 为岩石在一定压力下可发生的塑性应变；D1 为Ⅰ型强度因子；D2 为Ⅱ型强度因子。岩石压缩系数为：
μ=ρ1ρ0−1=V0V1−1=V1−V0V1 (12) 式中：
μ 为岩石压缩变系数；ρ0 为材料初始密度，kg/m3；ρ1 为材料受力t时间后的密度，kg/m3；V0 为岩石初始体积，m3；V1 为材料受力t时间后的体积，m3。JH−2模型中的岩石状态方程为：
pi=（1+K1μ+K2μ2+K3μ3）Δpi (13) 式中：
pi 为岩石所承受的压力，MPa；K1，K2和K3为系数；Δpi 为施加在岩石上的压力变化量，MPa。3. 聚能冲击波储层模拟及破岩机理分析
给JH−2数学模型编制子程序，将其嵌入ABAQUS数值模拟软件进行相关的冲击破坏模拟，实现岩样尺寸、物性、冲击参数等的数值模拟，并根据模拟结果对参数进行优化。
3.1 试验验证
为了验证数学模型的准确性，选取花岗岩经钻取、切割、磨削、钻孔等处理后，获得试验岩样，利用冲击损伤模拟试验装置进行冲击模拟。花岗岩岩样直径8.00 cm，长度4.50 cm，渗透率1.12 mD，孔隙度5.58%，抗压强度52.45 MPa。
试验结果表明，花岗岩岩样冲击1次后形成了一条对称的贯穿裂缝，试验结果与模拟结果一致，验证了数值模拟的合理性。为此，利用该数学模型进行多次冲击模拟，进一步探究聚能冲击波破岩的机理、影响规律，并优化冲击参数。
3.2 聚能冲击波重复冲击破岩过程分析
模拟聚能冲击波破坏岩石的效果，首先设定地层压力为20 MPa，岩石的密度为2.50 g/cm3，泊松比为0.22，黏聚力为9.0 MPa，抗拉强度为3.11 MPa，抗压强度为29.50 MPa，塑性系数为0.98，摩擦因数为0.77，对模拟岩石累积冲击7次。前期仅在井眼周围产生损伤破坏，然后在井周破碎带外出现簇状裂缝型损伤；随着冲击次数增多，裂缝进一步延伸，最终整体上形成6条裂缝，其中2条延伸至岩石边缘，破岩过程总体可分为近井破碎缓冲阶段、多裂缝竞争性起裂扩展阶段和优势裂缝延伸扩展阶段等3个阶段。
3.2.1 近井破碎缓冲阶段
近井破碎缓冲阶段发生在冲击初期，一般在冲击1～3次时。原始完整状态下的岩石仅存在一些天然的微裂缝及孔隙，处于一种比较完整、坚固的状态，冲击之初完整状态下的岩石受到冲击，冲击产生的冲击波会在井眼周围急速消耗，如果冲击波峰值压力大于岩石的抗压强度，冲击波在岩石内部的Mises应力主要分布在井眼附近（见图1（a）），此时井眼周围在应力作用下会产生破碎而消耗能量，剩余的冲击波沿径向向外传播，其冲击波峰值压力较小，已无法对岩石造成实质性的破坏。因为井周存在Mises应力，高应力对岩石内部颗粒造成的推动力就会表现为内部的位移，位移只发生在井眼附近，其波及范围略大于应力分布范围，应力导致颗粒发生位移的范围界限外，颗粒会在力的作用下发生惯性位移，进而向外扩展（见图1（b））。
![]()
图 1 近井破碎缓冲阶段Mises应力及位移的分布Figure 1. Mises stress and displacement distribution during near wellbore fragmentation buffering stage该阶段本质上就是对完整的岩石产生初始的破坏，由于岩石的完整性导致冲击波的绝大部分能量消耗于井眼附近，表现为岩石发生局部破碎，进而为之后的裂缝起裂提供了条件。
3.2.2 多裂缝竞争性起裂扩展阶段
多裂缝竞争性起裂扩展阶段是在近井破碎缓冲阶段基础之上发生的破坏阶段，此时冲击了3～4次，模拟井眼周围已经破碎，再进行冲击，冲击波的能量对近井地带的破碎效果就会削弱，冲击波峰值压力沿传播方向的衰减将会减小，一方面由于岩石自身内部具有弱胶结面或者微裂缝集中部位，此区域的岩石受到冲击波压力的作用出现起裂现象，但由于岩石内部存在多个薄弱面，每个薄弱面起裂成为裂缝都需要能量，在此过程中冲击波的能量消耗在裂缝的起裂，每条裂缝基本上都没有得到延伸扩展。该阶段岩石内部Mises应力的分布区域也将扩大，Mises应力出现阴影部位，由于裂缝已经起裂，导致裂缝内没有充填固体，Mises应力无法分布在内，Mises应力主要集中分布在井周附近，但随着径向距离增大，分布区域不再扩大，也验证了冲击波能量主要消耗在多条裂缝的起裂（见图2（a））。岩石内部的位移在破碎区域也急剧减小，井眼附近破碎带位移的变化较小，主要突出4个位移尖端，代表着岩石内部的位移主要发生在裂缝起裂的周围（见图2（b））。多裂缝竞争性起裂扩展阶段Mises应力及位移的分布更加说明，在此阶段冲击波的能量主要消耗在多条裂缝的起裂。
![]()
图 2 多裂缝竞争性起裂扩展阶段Mises应力及位移的分布Figure 2. Mises stress and displacement distribution during competitive initiation and propagation stage of multiple fractures3.2.3 优势裂缝延伸扩展阶段
优势裂缝延伸扩展阶段是在近井破碎缓冲阶段和多裂缝竞争性起裂扩展阶段基础之上的破坏阶段，此时冲击5次以上，模拟井眼周围已经破碎且多条裂缝已经起裂，持续冲击导致破碎范围变大，因为已经有多条裂缝起裂，裂缝延伸需要的能量比重新起裂新裂缝要小，冲击波的能量传递到此区域优先作用于裂缝，但裂缝与裂缝之间的缝尖劈裂延伸不同，岩石的各向异性和非均质性导致裂缝的延伸长度和延伸速率不同，在此过程中会出现优势裂缝，此类裂缝在延伸方向上存在较多的弱胶结处，裂缝延伸过程中会不断贯穿弱胶结面，冲击波的能量多消耗在弱胶结面，在冲击波压力能量总量一定的情况下，能量消耗在弱胶结面，导致岩石出现较长和较宽的裂缝。该阶段岩石内部Mises应力的分布范围也更广（见图3（a）），但冲击波峰值压力随径向距离增大而增大，具有在裂缝处不分布的特征。岩石内部的位移在裂缝处表现明显（见图3（b）），在井周附近的岩石基本不发生位移，这与冲击波压力作用于岩石产生裂缝的位置有直接关系。
![]()
图 3 优势裂缝延伸扩展阶段Mises应力及位移分布Figure 3. Mises stress and displacement distribution during extension and expansion stage of dominant fractures3.2.4 冲击波分阶段作用距离
利用拟合后的参数建立裸眼井数值模拟模型，岩石密度为2.50 g/cm3，泊松比为0.22，黏聚力为9 MPa，抗拉强度为3.11 MPa，抗压强度为29.50 MPa，塑性系数为0.98，摩擦因数为0.77，其他参数以按照数值拟合确定的模型参数为依据设定。利用控制单一变量的赋值方法模拟岩石的破坏效果，通过改变冲击次数、脉宽、峰值压力、弹性模量、泊松比和地层压力，得到其破坏效果（见表1）。
表 1 不同冲击条件下的冲击波作用效果Table 1. Effect of shock wave under different conditions冲击次数 脉宽/μs 峰值压力/MPa 弹性模量/GPa 泊松比 地层压力/MPa 破碎区长度/m 裂缝条数 裂隙区长度/m 1 30 130 30 0.22 30 0.10 0 0 2 30 130 30 0.22 30 0.15 1 0 4 30 130 30 0.22 30 0.18 2 1.15 6 30 130 30 0.22 30 0.21 4 1.62 6 10 130 30 0.22 30 0.13 5 1.62 6 30 130 30 0.22 30 0.14 4 1.68 6 50 130 30 0.22 30 0.15 4 1.74 6 70 130 30 0.22 30 0.14 3 1.82 6 30 100 30 0.22 30 0.15 4 1.52 6 30 130 30 0.22 30 0.16 5 1.71 6 30 150 30 0.22 30 0.19 5 1.82 6 30 170 30 0.22 30 0.20 5 1.95 6 30 130 10 0.22 30 0.16 3 1.42 6 30 130 30 0.22 30 0.15 4 1.56 6 30 130 50 0.22 30 0.15 4 1.75 6 30 130 70 0.22 30 0.14 5 1.87 6 30 130 30 0.12 30 0.16 5 1.68 6 30 130 30 0.22 30 0.17 5 1.62 6 30 130 30 0.32 30 0.16 5 1.60 6 30 130 30 0.42 30 0.15 4 1.56 6 30 130 30 0.22 10 0.12 5 1.84 6 30 130 30 0.22 20 0.18 4 1.62 6 30 130 30 0.22 30 0.21 4 1.42 6 30 130 30 0.22 40 0.22 3 1.32 从表1可以看出，冲击波在近井破碎缓冲阶段作用的距离为0.10～0.22 m，裂缝的竞争起裂及优势裂缝延伸阶段的裂隙区长度为0～1.95 m，产生的裂缝为0～5条，可根据地层条件优选冲击次数和聚能材料组合，实现多裂缝、长裂缝的致裂效果，达到储层改造的目的。
3.3 聚能冲击波波形对破岩效果影响规律分析
电热化学聚能冲击波储层改造技术利用高压电能引发聚能棒爆炸，进一步产生聚能冲击波作用于储层岩石，破坏在聚能冲击波传播中发生，破坏的能量来源于聚能冲击波，因此冲击波的波形（峰值压力和脉宽）对岩石的破坏效果具有重要影响。
为了探究峰值压力对破岩效果的影响规律，设脉宽为15 μs，峰值压力分别为30，100和130 MPa，Mises应力分布模拟结果如图4所示。
![]()
图 4 脉宽15 μs时不同峰值压力下Mises应力分布模拟结果Figure 4. Simulated Mises stress distribution under different peak pressures with a pulse width of 15 μs脉宽不变，意味着冲击能量的施加速率不变。模拟低峰值压力（30 MPa）下的冲击发现，Mises应力主要分布在井眼周围（见图4（a）），在较小的范围内存在且呈现花斑状，分布颜色较浅代表应力集中现象不明显，根据应力与裂缝产生的对应关系可知，在低峰值压力冲击下岩石没有被破碎或无裂缝起裂，只是井眼附近造成微观上的损伤，该损伤仅使岩石渗透率略提高，但无法沟通天然裂缝来增加单井产量。模拟高峰值压力（130 MPa）下的冲击发现，Mises应力主要集中分布（见图4（c）），虽然在井眼附近的分布范围较大，但应力分布均连续，没有产生裂缝，分布颜色较深代表分布应力较大，宏观上表现为岩石被破碎并在一定程度上压实，这是由于较高的冲击能量瞬间作用于岩石，根本无法做到瞬时的传播，较高的冲击能量集中作用使岩石破碎压实，这种破坏效果虽比低峰值压力的作用效果好，但致裂效果并不明显，且在一定条件下，较高峰值压力的冲击有可能对套管造成破坏或造成井壁的坍塌。模拟中峰值压力90 MPa下的冲击发现，其Mises应力分布范围较大，同时出现了多条的条状阴影（见图4（b）），代表着岩石受到了冲击后产生了多条裂缝，且长度较为可观，应力分布颜色深度居中代表岩石只是发生了简单破碎而没有受到压实，更有利于提高储层的渗透率及连通能力。
在探究同一脉宽、不同峰值压力条件下Mises应力分布情况的基础上，为分析脉宽对破坏效果的影响规律，设定峰值压力为90 MPa，脉宽分别为3，15和30 μs，Mises应力分布模拟结果如图5所示。
![]()
图 5 峰值压力90 MPa时不同脉宽下Mises应力分布模拟结果Figure 5. Simulated Mises stress distribution under different pulse widths with a peak pressure of 90 MPa峰值压力不变，意味着冲击能量大小不变。小脉宽（3 μs）的冲击模拟结果表明，Mises应力的分布范围相对较大，但在井周区域集中存在（见图5（a）），小脉宽意味着冲击能量的释放速率极小，在某一位置极短的时间内释放能量，冲击能量无法立即传递，导致主要作用于井眼附近，该脉宽冲击会造成岩石破碎压实，不利于储层渗透率及流通能力的提高。大脉宽（30 μs）冲击模拟结果表明，应力分布范围大且出现应力条形缺少的现象（见图5（c）），该脉宽下岩石可以产生裂缝且破碎程度较小，不存在压实现象，但产生裂缝的数量较少，裂缝相对较长。这是由于大脉宽下冲击波有足够的传播时间，促进起裂的裂缝进一步扩展，但这种起裂形式会导致裂缝数量减少。中脉宽（15 μs）冲击模拟结果表明，Mises应力分布范围较大，同时出现了多条的条状阴影（见图5（b）），代表着岩石受到了冲击后产生了多条裂缝且长度较为可观，应力分布颜色深度居中代表岩石只是发生了简单破碎而没有受到压实，该脉宽冲击波的能量传播适中，能量释放时可以导致多条裂缝起裂，后续的冲击能量虽不能将裂缝扩展至较远的距离，但是该距离已满足储层改造的需要，有利于提高储层的连通能力。
综上所述，聚能冲击波波形对岩石破坏的规律是：低峰值压力压不开，高峰值压力破碎压实；小脉宽冲击波破碎压实，大脉宽冲击波裂缝数量少。因此，中峰值压力和中脉宽的冲击波组合最有利，最优的施工参数为峰值压力90 MPa、脉宽15 μs。
3.4 组合聚能冲击波破岩过程分析
基于上述研究分析，进一步探究组合冲击的破坏效果，为此设计4种波形：（A）低峰值压力+大脉宽，（B）低峰值压力+小脉宽，（C）高峰值压力+大脉宽，（D）高峰值压力+小脉宽。对4种波形进行组合，组合方式为AC、AD、BC、BD，利用之前的数值模拟方法模拟冲击6次，组合内的2个波形各冲击3次，最终的冲击效果如图6所示。
1）AC组合。分析认为，低峰值压力+大脉宽的冲击无法致裂地层，仅在井周产生少许微裂缝，之后进行的高峰值压力+大脉宽的冲击主要是对第一阶段的微裂缝进一步扩展，能量主要消耗在裂缝的延伸扩展，基本不会有新的裂缝起裂。
2）AD组合。该组合形式与AC组合不同之处在于第二阶段采用高峰值压力+小脉宽的形式，由于脉宽较小，大部分能量无法瞬间传递，导致第二阶段主要是破碎作用，对已起裂的裂缝只是进行扩展，其效果不如AC组合的冲击效果。
3）BC组合。首先进行的低峰值压力+小脉宽冲击无法致裂地层，这种形式相当于不断敲击损伤，在井周可以产生较多的微裂缝，之后的高峰值压力+大脉宽的冲击主要是对第一阶段的微裂缝进一步扩展，冲击能量主要消耗在裂缝的延伸扩展，其破坏效果最佳。
4）BD组合。该组合的第二阶段采用高峰值压力+小脉宽的形式，由于脉宽较小，大部分能量无法瞬间传递，导致第二阶段主要是破碎作用；但是由于第一阶段产生了较多的微裂缝，在部分能量的作用下仍然可以进行有限的扩展，裂缝数量与BC组合效果相当，但是裂缝的长度比其要小，破碎区域略大，其破坏效果略逊BC组合。
4种组合冲击后破碎区的长度、裂缝数量和裂缝长度见表2。从表2可以看出，整体上看组合冲击形式比单一波形冲击的效果要好，且BC组合的破裂效果最好，产生的裂缝数量最多，且裂隙区长、破碎区短。
表 2 不同冲击波波形组合下岩石的破坏情况Table 2. Rock failure under different combinations of shock wave waveforms波形组合 破碎区长度/m 裂缝数量/条 裂隙区长度/m AC 0.17 3 1.98 AD 0.22 3 1.62 BC 0.14 5 2.11 BD 0.21 5 1.56 4. 结论与建议
1）采用JH−2模型嵌入ABAQUS软件的方法模拟电热化学聚能冲击波破坏岩石的过程，实现了物理模型和数值模型的相互验证，并根据不同冲击次数下岩石破坏形态的模拟结果，将破坏岩石的过程划分为近井破碎缓冲阶段、多裂缝竞争性起裂扩展阶段和优势裂缝延伸扩展阶段。
2）数值模拟结果表明，聚能冲击波破坏岩石时，存在低峰值压力压不开、高峰值压力破碎压实、小脉宽冲击波破碎压实和大脉宽冲击波裂缝数量少的特征，中峰值压力和中脉宽冲击波组合的破裂效果最优；根据储层物性进一步优化筛选冲击波组合，得到“低峰值压力+小脉宽”和“高峰值压力+大脉宽”两者组合的效果最好。
3）电热化学聚能冲击仅适用于低渗储层、碳酸盐岩等脆性岩石储层，不适用于疏松砂岩储层的改造，且未开展不同类型储层岩石适用波形组合的研究，建议在工程应用前分析储层岩性，获取测试资料，并开展实验室打靶试验。
-
![]()
图 1 三维金属网布筛管冲蚀有限元模型
Figure 1. 3D finite element erosion model of metal mesh screen pipe
![]()
图 2 流速1.50 m/s流体通过筛管各结构的流速
Figure 2. Flow velocity of fluid passing through of different structures of screen pipe at a flow velocity of 1.50 m/s
![]()
图 3 不同入口流速下金属网布筛管各结构的流速分布
Figure 3. Flow velocity distribution of different structures of metal mesh screen pipe at various inlet flow velocities
![]()
图 4 流速1.50 m/s下筛管各结构的冲蚀速率分布
Figure 4. Erosion rate distribution of different structures of screen pipe at a flow velocity of 1.50 m/s
![]()
图 5 不同入口流速下筛管各结构的冲蚀速率
Figure 5. Erosion rate of different structures of screen pipe at different inlet flow velocities
![]()
图 7 出砂油井筛管预测寿命和实际寿命
Figure 7. Predicted and actual life of screen pipe in sand-production oil wells
表 1 不同流速下金属网布的冲蚀速率
Table 1 Erosion rate of metal mesh at different flow rates
流速/
（m·s−1）试验冲蚀速率/
（mg·m−2·h−1）数值模拟冲蚀速率/
（mg·m−2·h−1）0.50 0.006 5 0.006 4 1.00 0.018 0 0.018 5 1.50 0.029 6 0.045 9 2.00 0.050 3 0.087 5 
下载: 导出CSV
表 2 出砂井的生产参数
Table 2 Production parameters of sand-production wells
井号 井眼直径/
mm每米采油量/
（m3·d−1·m−1）平均流速/
（m·s−1）J10H 152.4 2.24 0.71 I02H 152.4 1.10 0.35 J23H 152.4 4.95 1.57 H01H1 152.4 1.89 0.60 H20H 177.8 5.70 1.33 I22H 177.8 2.49 0.58 J34H 177.8 4.12 0.96 J08H 177.8 2.92 0.68
下载: 导出CSV
-
[1] 廖华林,董林,牛继磊,等. 砾石充填条件下筛管堵塞与冲蚀特性试验[J]. 中国石油大学学报(自然科学版),2019,43(3):90–97. LIAO Hualin, DONG Lin, NIU Jilei, et al. An experimental study on plugging and erosion failures of sand screen in grave-packing conditions[J]. Journal of China University of Petroleum(Edition of Natural Science), 2019, 43(3): 90–97.
[2] 董长银,宋洋,周玉刚,等. 天然气水合物储层泥质细粉砂挡砂介质堵塞规律与微观挡砂机制[J]. 石油学报,2020,41(10):1248–1258. DONG Changyin, SONG Yang, ZHOU Yugang, et al. Plugging law and microscopic sand retention mechanism of sand retaining medium of argillaceous fine silt sand in gas hydrate reservoirs[J]. Acta Petrolei Sinica, 2020, 41(10): 1248–1258.
[3] 刘新锋,高斐,赵轩康,等. 渤海湾中部疏松砂岩油藏砾石充填适度防砂适应性评价[J]. 科学技术与工程,2019,19(22):129–135. LIU Xinfeng, GAO Fei, ZHAO Xuankang, et al. Moderate sand control adaptability evaluation of gravel packing in loose sandstone reservoirs in central Bohai Bay[J]. Science Technology and Engineering, 2019, 19(22): 129–135.
[4] 孙岩,楼一珊,曹砚峰,等. 基于冲蚀-动网格耦合的绕丝筛管冲蚀过程数值模拟[J]. 石油钻采工艺,2021,43(2):160–169. SUN Yan, LOU Yishan, CAO Yanfeng, et al. Numerical simulation of the erosion process of wire wrapped screen based on erosion-dynamic grid coupling[J]. Oil Drilling & Production Technology, 2021, 43(2): 160–169.
[5] 张锐,郝思臻,刘泽华,等. 基于CFD的深水气井防砂筛管冲蚀仿真模拟[J]. 实验室研究与探索,2019,38(11):73–77. ZHANG Rui, HAO Sizhen, LIU Zehua, et al. Simulation experiment of erosion of sand control screen in deep water gas well based on CFD[J]. Research and Exploration in Laboratory, 2019, 38(11): 73–77.
[6] MONDAL S, WU C H, SHARMA M M, et al. Characterizing, designing, and selecting metal mesh screens for standalone-screen applications[J]. SPE Drilling & Completion, 2016, 31(2): 85–94.
[7] GILLESPIE G, JONES C. Sand control screen erosion: when are you at risk?[R]. SPE 122269, 2009.
[8] 刘永红,张建乔,马建民,等. 石油防砂割缝筛管的冲蚀磨损性能研究[J]. 摩擦学学报,2009,29(3):283–287. LIU Yonghong, ZHANG Jianqiao, MA Jianmin, et al. Erosion wear behavior of slotted screen liner for sand control[J]. Tribology, 2009, 29(3): 283–287.
[9] 邱浩,曹砚锋,文敏,等. 基于油井生产动态数据的出砂油井筛管冲蚀模型[J]. 石油钻采工艺,2019,41(6):796–801. QIU Hao, CAO Yanfeng, WEN Min, et al. Screen erosion model for sand-production oil well based on its production performance data[J]. Oil Drilling & Production Technology, 2019, 41(6): 796–801.
[10] 王志坚,贾彦伯,尚晓峰. 螺旋复合筛管外护管固液两相流冲蚀磨损分析[J]. 石油矿场机械,2016,45(2):6–10. WANG Zhijian, JIA Yanbai, SHANG Xiaofeng. Erosion wear analysis of external protecting pipe with spiral composite screen pipe in solid-liquid two-phase flow[J]. Oil Field Equipment, 2016, 45(2): 6–10.
[11] PARSI M, AGRAWAL M, SRINIVASAN V, et al. CFD simulation of sand particle erosion in gas-dominant multiphase flow[J]. Journal of Natural Gas Science and Engineering, 2015, 27(part 2): 706-718.
[12] 蒋晓斌,高凌霄,曹锴,等. 基于稠密离散相模型的冲缝筛管冲蚀数值模拟研究[J]. 石油工业技术监督,2023,39(4):24–32. JIANG Xiaobin, GAO Lingxiao, CAO Kai, et al. Research on the numerical simulation of calking screen erosion based on dense discrete phase model[J]. Technology Supervision in Petroleum Industry, 2023, 39(4): 24–32.
[13] YAN Wei, LI Fuli, LENG Guangyao, et al. Sand control screen erosion-failure prediction method in weakly consolidated sandstone reservoir[J]. Geoenergy Science and Engineering, 2023, 224: 211616. doi: 10.1016/j.geoen.2023.211616
[14] DENG Fucheng, DENG Ziqiang, HE Liang, et al. Life prediction of slotted screen based on back-propagation neural network[J]. Engineering Failure Analysis, 2021, 119: 104909. doi: 10.1016/j.engfailanal.2020.104909
[15] 翟晓鹏,孟文波,孔祥吉,等. 用离散颗粒流数值模拟方法预测气井金属网布筛管冲蚀寿命[J]. 石油钻采工艺,2020,42(5):668–672. ZHAI Xiaopeng, MENG Wenbo, KONG Xiangji, et al. Applying the DPM numerical simulation method to predict the erosion life of metal mesh screen in gas wells[J]. Oil Drilling & Production Technology, 2020, 42(5): 668–672.
[16] 陈珊珊,时培忠,冯义,等. 不同流速下金属网布筛管冲蚀寿命预测[J]. 石油机械,2021,49(12):77–82. CHEN Shanshan, SHI Peizhong, FENG Yi, et al. Erosion life prediction of wire mesh screen pipe at different flow rates[J]. China Petroleum Machinery, 2021, 49(12): 77–82.
[17] 邱浩,曹砚锋,文敏,等. 海上油气井防砂筛管冲蚀规律和失效预测研究[J]. 中国海上油气,2023,35(2):155–162. QIU Hao, CAO Yanfeng, WEN Min, et al. Erosion law and failure prediction of sand control screen in offshore oil and gas wells[J]. China Offshore Oil and Gas, 2023, 35(2): 155–162.
[18] 赵田臣,樊云昌,付华,等. 砂浆冲蚀磨损特性研究[J]. 润滑与密封,2003,28(2):58–59. ZHAO Tianchen, FAN Yunchang, FU Hua, et al. Study of slurry erosive wear[J]. Lubrication Engineering, 2003, 28(2): 58–59.
[19] FINNIE I. Erosion of surfaces by solid particles Oberflächenerosion durch feste teilchen[J]. Wear, 1960, 3(2): 87–103. doi: 10.1016/0043-1648(60)90055-7
[20] 刘宗恩,韩兵奇,张坤. 油气井防砂冲蚀试验装置[J]. 液压气动与密封,2015,35(6):35–37. LIU Zongen, HAN Bingqi, ZHANG Kun. Erosion test device of the sand management for oil and gas well[J]. Hydraulics Pneumatics & Seals, 2015, 35(6): 35–37.
[21] ZHANG Yongli, MCLAURY B S, SHIRAZI S A. Improvements of particle near-wall velocity and erosion predictions using a commercial CFD code[J]. Journal of Fluids Engineering, 2009, 131(3): 031303. doi: 10.1115/1.3077139
[22] YANG Siqi, ZHANG Laibin, FAN Jianchun, et al. Experimental study on erosion behavior of fracturing pipeline involving tensile stress and erosion prediction using random forest regression[J]. Journal of Natural Gas Science and Engineering, 2021, 87: 103760. doi: 10.1016/j.jngse.2020.103760
[23] 邹林浩,宋杨,苏义脑,等. 水平井分段压裂套管孔眼冲蚀机理研究[J]. 特种油气藏,2024,31(5):127–135. ZOU Linhao, SONG Yang, SU Yinao, et al. Study on the casing erosion mechanism in staged fracturing of horizontal wells[J]. Special Oil & Gas Reservoirs, 2024, 31(5): 127–135.
[24] 吕振虎,张羽鹏,石善志,等. 水平井体积压裂高速冲蚀套管内井下行为特征研究[J]. 石油钻探技术,2024,52(6):86–96. LYU Zhenhu, ZHANG Yupeng, SHI Shanzhi, et al. Downhole behavior characteristics of horizontal well volume fracturing in high-speed erosion casing[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2024, 52(6): 86–96.
[25] 艾国生,张波,冯春宇,等. WC-Co硬质合金冲蚀模型研究及应用[J]. 西南石油大学学报(自然科学版),2024,46(3):179–188. AI Guosheng, ZHANG Bo, FENG Chunyu, et al. Research and application of WC-Co cemented carbide erosion model[J]. Journal of Southwest Petroleum University(Science & Technology Edition), 2024, 46(3): 179–188.
[26] 卓仁燕,马新仿,李建民,等. 水平井限流压裂对射孔孔眼冲蚀的影响[J]. 钻采工艺,2023,46(2):77–82. ZHUO Renyan, MA Xinfang, LI Jianmin, et al. Effect of limited entry fracturing for horizontal wells on perforation erosion[J]. Drilling & Production Technology, 2023, 46(2): 77–82.
[27] CAMERON J, JONES C. Development, verification and application of a screen erosion model[R]. SPE 107437, 2007.
计量
- 文章访问数: 62
- HTML全文浏览量: 16
- PDF下载量: 13
