高泥質高瀝青質稠油油藏高效防砂方式評價與優選實驗*

胡澤根 戰鑫杰 熊書權 董長銀 張斌斌 李 凡 黃有藝 王肇峰 陳 琛

(1. 中海油田服務股份有限公司油田生產事業部 天津 300450； 2. 中國石油大學(華東)石油工程學院 山東青島 266580；3. 中海石油(中國)有限公司深圳分公司 廣東深圳 518000)

海上E油田儲層泥質和細粉砂含量高，原油黏度大，瀝青質和膠質含量高，前期開發過程中普遍存在投產后產量下降較快，生產壓差大等問題，嚴重影響了油田的開發開采。為了提高防砂效果和油井產能，有必要針對介質堵塞機理和防砂工藝深入分析，研究出一套適合海上高泥質高瀝青質稠油油藏開發的防砂技術方案。目前防砂井擋砂介質堵塞已成為油井產能下降、制約油氣井正常開發的重要因素之一。國內外學者針對上述問題從堵塞物成分、堵塞機理以及影響因素到具體防控砂工藝設計展開系統的研究。在油氣井堵塞物研究方面[1-3]，通過X射線衍射等分析手段以及實驗手段揭示了堵塞物成分、堵塞原因及初步防控措施。關于防砂井堵塞機制的研究集中在機械篩管[4-9]和礫石層的堵塞[10-17]，主要通過實驗手段模擬不同生產、地質以及防砂介質條件下，地層砂顆粒、稠油等堵塞物對防砂介質滲透性與控砂效果的影響，探究了防砂介質在不同地層砂粒度中值、泥質含量、流體黏度及流速等因素[5-7,14-17]影響下堵塞規律的差異，并提出了相應的堵塞機制及其預測模型[7-9,15-16]。但上述堵塞機制研究大多針對單一防砂介質，而對于現場復雜的防砂工藝與方法堵塞規律研究涉及較少；在防砂工藝設計方面，專家學者分別通過理論研究和實驗評價手段開展了防砂參數以及防砂方式優選研究。早期學者們基于室內模擬出砂與擋砂實驗[8-9,18-20]，綜合考慮地層砂粒度中值、均勻系數、泥質含量、油藏非均質性，建立了防砂方式優選圖版[21-29]，為前期油藏開發的防砂方案設計提供了指導與支持；董長銀 等[18,30]通過構建擋砂介質綜合性能評價方法，針對不同物性儲層，系統開展了不同類型篩管擋砂介質以及礫石充填防砂方式的實驗評價，揭示了不同介質的擋砂與堵塞規律，為防砂方式優選和控砂參數優化提供了理論和數據支持。但上述研究針對高泥質高瀝青質細粉砂稠油油藏描述較少，評價的防砂方式種類相對單一，難以有效適用于現場不同地質和開采條件下多類防砂工藝。也有學者應用綜合模糊評判方法、人工神經網絡技術等[31-35]數學方法對油氣井防砂方法優選，這些方法能夠很大程度上克服防砂方法優選中由于影響因素繁多，適應界限難以確定而造成的局限等問題，但受樣本質量影響大，使用起來較復雜，難以在油田廣泛應用。依據產能比[36-38]優選防砂完井方式是防砂井，特別是稠油井常用方式之一，該方法能夠很好結合現場實際生產動態，但對油井的防砂效果考慮較少。綜上所述，目前關于擋砂介質堵塞和防砂方式優選評價方面研究，主要是針對單一機械篩管或籠統的礫石充填，關于現場復雜充填防砂工藝涉及較少，且大多基礎常規疏松砂巖儲層條件，對于高泥質高瀝青質細粉砂稠油油藏的適應性尚不明確。

針對上述問題，本文利用耐高壓稠油油藏控砂模擬實驗裝置模擬實際儲層條件，使用3類篩管、2種陶粒模擬循環充填、高速水充填、擠壓充填、壓裂充填4種防砂方式，開展防砂介質參數優化以及防砂方式評價優選實驗。基于擋砂與堵塞動態數據，揭示不同防砂方式堵塞機制，通過介質綜合性能評價方法[18,30]完成不同防砂方式評價，并結合產能評價給出最終防砂技術方案。

1 實驗方法與實驗材料

1.1 實驗裝置與實驗方法

本實驗采用耐高壓稠油油藏控砂模擬實驗裝置，與常規擋砂模擬實驗裝置相比有2處改進：第一，裝置耐壓性提高，最高耐壓5 MPa，可模擬井底高壓情況；第二，增設稠油旁注系統，可模擬井底油水協同產出過程，實驗裝置實物圖如圖1所示。實驗裝置主要由徑向流模擬井筒、單向流模擬井筒、柱塞泵、儲液罐、自動加砂器、集砂器、稠油旁注系統、差壓、流量傳感器以及數據采集系統等部分構成。徑向流模擬井筒裝置高450 mm，內徑為300 mm，能夠容納外徑80～300 mm的篩管短節以及充填礫石，液流入口共計6個，在模擬井筒上按照上、下兩層分布，同一層相鄰入流口成120°分布；單向主體裝置分別為內徑50、75、100 mm的模擬井筒，本文使用的井筒內徑75 mm，單節井筒長150 mm，共3節井筒，可充填不同厚度的礫石層。實驗裝置流程圖如圖2所示。

為模擬循環充填、高速水充填、擠壓充填以及壓裂充填等防砂方式，需考慮不同防砂方式特點，前三者的差異主要體現在礫石層厚度方面，而壓裂充填具有導流裂縫，鑒于此，通過設計不同的模擬地層厚度以及礫石層厚度來模擬構建循環充填、高速水充填、擠壓充填防砂方式；通過壓裂裂縫模具來構建壓裂充填防砂方式，如圖3所示。循環充填、高速水充填以及擠壓充填礫石層厚度比約為1∶2∶3，模擬地層由復配地層砂構成。由于實驗裝置限制，壓裂充填模擬實驗裂縫尺度較小，無法與其他3種防砂方式直接對比，采用壓裂充填對比實驗(擠壓充填)，即將壓裂模具裂縫內陶粒全部替換為模擬地層砂，開展相對對比評價。

1.2 實驗材料與實驗條件

實驗流體為清水和稠油，實驗稠油(圖4a)為海上E油田目標區塊稠油井取得，地面脫氣原油黏度為3 050 mPa·s。模擬地層砂根據目標區塊典型井重點層位地層砂篩析數據確定，地層砂粒徑中值為0.112 7 mm，泥質含量19%，泥質配比為伊利石∶蒙脫石∶高嶺石∶綠泥石=9∶6∶3∶2，模擬地層砂(FA)與原始地層砂粒度分布曲線如圖4b所示，曲線擬合度在95%以上，符合實驗需求。

圖1 耐高壓稠油油藏控砂模擬實驗裝置實物圖Fig.1 Physical diagram of sand control simulation experiment device for heavy oil reservoir under high-pressure

圖2 耐高壓稠油油藏控砂模擬實驗裝置流程圖Fig.2 Flow chart of sand control simulation experiment device for heavy oil reservoir under high-pressure

圖3 不同充填防砂方式實驗模擬Fig.3 Simulation of different filling sand control methods

圖4 實驗用E油田稠油樣品和地層砂篩析曲線Fig.4 Screening curve of sand and heavy oil samples in E oilfield

實驗所用篩管短節囊括了常規金屬網布篩管、復合濾網篩管、抗堵塞篩管3類，篩管精度分別為125、177、200和250 μm；礫石充填材料主要有常規陶粒、疏水陶粒兩種，粒徑范圍分別為0.3～0.6 mm、0.4～0.8 mm和0.6～1.2 mm，具體編號以及基本參數如表1所示。

表1 實驗用篩管及礫石參數Table 1 Parameters of screen and gravel for experiment

1.3 實驗對比策略及基本過程

為便于不同防砂方式的橫向對比，實驗采取控制變量法，既保證所用地層砂、充填陶粒、防砂篩管以及驅替流體等保持一致，僅防砂方式不同。

實驗前首先儲液罐中配備足量清水、柱塞容器中配備足量稠油；手動清理上一組實驗地層砂、陶粒、稠油，并用蒸汽發生器產生的高溫蒸汽以及儲液罐中清水沖洗管道，保證整個裝置內基本無油、無砂；根據不同防砂方式將模具(圓筒模具和壓裂模具，圓筒模具為具有導流孔的圓筒，壓裂模具在圓筒模具基礎上增加了具有大導流孔的雙翼裂縫)、篩管短節放入徑向流裝置，充填地層砂、陶粒，兩端軟墊密封；開啟液泵，啟動數據采集，首先清水驅替500 s，其次清水+稠油驅替500 s；為保證加砂器中地層砂不會干擾清水驅替和清水+稠油驅替階段，一開始加砂器中不加地層砂，上述實驗完成后關泵，再向自動加砂器中加入1 000 g復配地層砂，開展油、水、砂混合驅替實驗。實驗壓差、流量基本穩定后，即可停止實驗，實驗中始終保持采集徑向模擬井筒內外壓差、流量等數據。

2 單項防砂參數優化實驗結果分析

為保證不同防砂方式對比結果的合理性，需要針對高泥質高瀝青質細粉砂條件，開展單項防砂參數優化實驗，為后續防砂方式優化提供依據。

2.1 篩管類型及精度優化

以標稱精度分別為125、177、200、250 μm常規金屬網布篩管、復合濾網篩管、抗堵塞篩管3類篩管為評價對象，針對粒徑中值0.112 7 mm、泥質含量19%地層砂以及地面脫氣原油黏度為3 050 mPa·s的稠油(25 ℃)，在耐高壓稠油油藏控砂模擬實驗裝置徑向模擬井筒內開展24組篩管擋砂和堵塞實驗(包括12組無稠油條件下過砂量測試實驗)，防砂方式為獨立篩管防砂，使用擋砂介質性能指標評價方法[18]進行篩管類型及精度優化。不同篩管短節兩側壓差隨時間變化、性能指標對比如圖5所示。

圖5 不同篩管流動壓差隨時間變化及性能指標對比Fig.5 Variations of screen flow differential pressure and comparison of performance indicators

圖5a顯示，當篩管精度大于200 μm后，除復合濾網篩管外，篩管內、外壓差沒有明顯變化，篩管流通性較好，但對地層砂阻擋作用差；同精度條件下，復合濾網篩管壓差上升速度最快、上升幅度最大，篩管堵塞嚴重。圖5b對比結果顯示，隨篩管精度增加，綜合性能指標呈現先上升后下降的趨勢，在177 μm條件下，篩管具有最優防砂效果；抗堵塞篩管始終能保持更高的綜合性能，綜上分析，針對高泥質高瀝青質細粉砂儲層及稠油條件，優先推薦抗堵塞篩管為最優防砂篩管類型，擋砂精度推薦為177 μm，若僅考慮支撐礫石層，可適當放寬至200 μm。

2.2 充填材料及粒徑優化

以粒徑范圍分別為0.3～0.6 mm、0.4～0.8 mm、0.6～1.2 mm的常規陶粒(C1、C2、C3)、疏水陶粒(W1、W2、W3)2類陶粒為評價對象，針對粒徑中值0.112 7 mm、泥質含量19%地層砂以及地面脫氣原油黏度為3 050 mPa·s的稠油(25 ℃)，在耐高壓稠油油藏控砂模擬實驗裝置單向模擬井筒內開展12組篩管擋砂和堵塞實驗(包括6組無稠油條件下過砂量測試實驗)，防砂方式近似為局部的擠壓充填方式。不同充填陶粒礫石層兩側壓差隨時間變化、性能指標對比如圖6所示。

圖6 不同陶粒礫石層流動壓差隨時間變化及性能指標對比Fig.6 Variations of ceramic gravel layer flow differential pressure and comparison of performance indicators

圖6a顯示，當陶粒粒徑范圍為0.6～1.2 mm時，礫石層兩側壓差變化幅度較小，油、砂堵塞程度較低；相同粒徑范圍下，疏水陶粒對水流阻力更大，礫石層最終壓差較高。圖6b對比結果顯示，隨陶粒粒徑增加，綜合性能指標呈現先上升后下降的趨勢，在0.4～0.8 mm條件下，陶粒礫石層具有最優防砂效果。總體上，常規陶粒綜合防砂性能更優，推薦為最優礫石充填材料，若有控水需求，可以考慮疏水陶粒；陶粒粒徑推薦為0.4～0.8 mm。

3 不同防砂方式對比評價實驗結果分析

3.1 擋砂堵塞實驗動態分析

根據上述參數優化結果，以精度177 μm的抗堵塞篩管、粒徑范圍0.4～0.8 mm的常規陶粒(C2)以及疏水陶粒(W2)為典型條件，分別模擬高速水充填、擠壓充填、循環充填3種防砂方式，共計12組實驗(包括6組無稠油條件下過砂量測試實驗)，對比稠油和地層砂對不同充填方式擋砂和堵塞的影響規律。不同充填防砂方式下通過擋砂層(模擬地層和礫石層)流量、內外壓差以及滲透率如圖7所示，實驗結束后觀察表面油砂堵塞形態，如圖8所示。

驅替過程總體可分為清水驅替階段(0～500 s)、清水+稠油驅替階段(500～1 000 s)、油水砂復合驅替階段(1 000～3 500 s)。清水驅替階段，不同充填方式下壓差、流量以及滲透率基本保持穩定，同一陶粒以及模擬地層條件下，擠壓充填初始滲透率最高、高速水充填次之，循環充填最低。擠壓充填篩管外全被礫石層包裹，初始滲透率分別為2.7 D(常規陶粒)、2.0 D(疏水陶粒)。

清水+稠油驅替階段，隨稠油注入，對于常規陶粒，高速水充填、循環充填由于模擬地層孔隙較小，對油粘滯阻力大，驅替壓差上升明顯，終了壓差分別為0.46、0.74 kPa；停注稠油后，3種充填方式滲透率均有一定恢復，但無法回到初始階段，終了滲透率滿足擠壓充填>高速水充填>循環充填。對于疏水陶粒也有類似變化規律。

油水砂復合驅替階段，隨著地層砂加入，不同充填方式堵塞動態差異明顯：對于循環充填以及高速水充填，礫石層外有模擬地層包裹，來流油砂很快侵入模擬地層，擋砂層內外壓差迅速上升、流量降低，但很快趨于穩定；擠壓充填由于礫石層直接面對流體攜帶地層砂沖擊，初始流通孔隙大，礫石層滲透性呈多階梯下降規律。

圖7 2種陶粒3種防砂方式流動壓差、滲透率對比Fig.7 Comparison of flow pressure difference and permeability of two ceramsites and three sand control methods

圖8 常規陶粒不同防砂方式稠油、地層砂復合堵塞后表面形態Fig.8 Surface morphology of heavy oil and formation sand after composite blockage by conventional ceramsite with different sand control methods

綜上分析，防砂方式的不同決定了擋砂與堵塞規律的差異，對于礫石層較薄循環充填和高速水充填，存在單級橋架復合堵塞機制：針對高泥質細粉砂儲層特點，油砂一旦產出，小顆粒地層砂以及部分稠油能夠通過擋砂層進入井筒，中粗顆粒地層砂在泥質和稠油的雙重作用下極易被近井儲層和礫石層阻擋，形成較穩定致密橋架擋砂結構，且隨出砂的加劇，橋架結構不斷向地層深部擴展；對于儲層存在較大虧空段，需要將礫石擠壓到管外地層虧空區域的擠壓充填防砂方式，存在著多級橋架復合堵塞機制：擠壓充填礫石層往往直接面對流體攜砂沖擊，地層砂顆粒、泥質組分、稠油等極易侵入礫石孔隙內，但由于礫石孔隙相比地層孔隙較大，礫石層堵塞速度較慢，當大量礫石孔隙被堵塞后，礫石-稠油-地層砂-泥質初級橋架結構形成；若地層還在不斷產油、產砂，由于礫石顆粒與地層砂顆粒粒徑差異較大，初級橋架結構將不斷被壓縮重組，形成更為致密穩定的擋砂層，橋架結構壓縮重組次數越多，礫石層堵塞越嚴重。

如圖7a，對于常規陶粒組成的擠壓充填防砂方式，分別在2 000、2 250、2 500、2 700和3 000 s左右分別形成了不同滲透性的橋架結構，終了滲透率約為0.042 D；而對于疏水陶粒來說，如圖7b，分別在2 250、3 500 s形成了橋架結構，終了滲透率為0.059 D。橋架結構形成次數越多，終了滲透率越低。

基于上述堵塞規律差異，針對不同防砂方式給出初步生產指導建議，針對以單級橋架復合堵塞機理為主的循環充填、高速水充填等防砂方式，在高泥質高瀝青質細粉砂儲層條件下，防砂精度設計需在常規儲層條件設計基礎上適當放寬1個級別；針對以多級橋架復合堵塞機理為主的擠壓充填防砂方式，需要在上述循環充填等設計基礎上再降低1個級別。

3.2 不同防砂方式對比評價

為進一步分析不同防砂方式流通性差異，使用階段平均滲透率、平均滲透率反映不同充填防砂方式在清水+稠油驅替階段以及整個驅替階段的流通性，二者與初始滲透率之比，分別為階段平均滲透率比、平均滲透率比，油水砂驅替達到堵塞平衡時的滲透率為終了滲透率，其與初始滲透率之比為最終滲透率比。不同充填防砂方式的流通特性指標如圖9所示。

圖9 2種陶粒3種防砂方式流通特性指標對比Fig.9 Comparison of flow characteristics of two kinds of ceramsites and three sand control methods

由圖9a、b可知，2種陶粒條件下，不同充填防砂方式階段滲透率變化規律相近：擠壓充填階段平均滲透率以及平均滲透率均明顯高于同條件下的循環充填以及高速水充填，但平衡滲透率較低，總體流通性滿足：擠壓充填>高速水充填>循環充填。由圖9c、d可知，對于常規陶粒和疏水陶粒，除常規陶粒下的階段平均滲透率比，擠壓充填的其他各階段滲透率比均處于最低水平，總體抗堵塞性滿足：高速水充填>循環充填>擠壓充填。

為進一步分析不同防砂方式擋砂能力差異，定義不同充填防砂方式加砂后300～600 s時間段內地層砂通過擋砂層的平均速度為初期過砂速度、通過擋砂層總地層砂量和總液量之比為初期過砂含砂率；定義擋砂層達到堵塞平衡后300～600 s時間段內地層砂通過擋砂層的平均速度為末期過砂速度、通過擋砂層總地層砂量和總液量之比為末期過砂含砂率；通過擋砂層地層砂量和總加砂量之比為總過砂率。不同充填防砂方式的擋砂特性指標如圖10所示。

圖10 2種陶粒3種防砂方式擋砂特性指標對比Fig.10 Comparison of sand retaining characteristics of two ceramsites and three sand control methods

相同條件下，過砂速度越快、過砂含砂率越高、總過砂率越大，介質擋砂能力越差。由圖10可知，出砂早期擋砂層流通性好，過砂速度、含砂率較高；出砂后期擋砂層堵塞嚴重，過砂速度、含砂率顯著降低，高速水充填各階段過砂速度最快、過砂含砂率最高。對于常規陶粒，循環充填、高速水充填以及擠壓充填總過砂率分別為7.00%、8.45%、14.15%；對于疏水陶粒，總過砂率分別為5.50%、8.95%、14.90%。綜合上述擋砂特性指標，循環充填擋砂能力最好，擠壓充填次之，但差距不大，高速水充填擋砂能力最差。

依據上述特征指標，根據擋砂介質綜合性能及評價指標計算方法[18]，分別計算高速水充填、擠壓充填、循環充填抗堵塞性能指標、流通性能指標、擋砂性能指標以及綜合性能指標，對比分析不同充填方式綜合防砂性能優劣，優選防砂方式。

圖11顯示，2種陶粒條件下，擠壓充填的流通性能明顯高于同條件下的循環充填和高速水充填，擋砂性能與循環充填相近，綜合考慮防砂方式擋砂和流通的需要，計算得到綜合性能指標，對比結果顯示，擠壓充填綜合防砂效果最好，初步推薦為海上E油田高泥質高瀝青質稠油油藏較優防砂方式。

3.3 壓裂充填防砂方式等效評價

本部分共開展8組實驗(包括4組無稠油條件下過砂量測試實驗)，由于壓裂充填實驗無法與其他方式直接對比，壓裂充填評價使用與擠壓充填的相對對比評價實驗方法，根據擋砂介質綜合性能及評價指標計算方法，分別計算壓裂充填、擠壓充填抗堵塞性能指標、流通性能指標、擋砂性能指標以及綜合性能指標，對比分析壓裂充填、循環充填綜合防砂性能優劣，為防砂方式優選提供依據。

圖11 2種陶粒3種防砂方式性能指標對比Fig.11 Comparison of performance indexes of two ceramsites and three sand control methods

圖12顯示，對于同一陶粒來說，壓裂充填防砂方式流通性能要明顯高于同條件下擠壓充填，體現壓裂充填方式的增產效果，但由于存在高速入流的導流裂縫，泥砂更容易侵入礫石層，礫石層滲透性下降幅度要高于擠壓充填，抗堵塞性能較差；在擋砂性能方面，對于常規陶粒，壓裂充填與擠壓充填差異不大，對于疏水陶粒，其對水流阻力明顯高于常規陶粒，流通性能較差，同時擋砂能力得到提高，疏水陶粒條件下壓裂充填的擋砂性能要優于同條件下的擠壓充填。綜合對比結果顯示，壓裂充填的綜合防砂效果要優于擠壓充填，但由于裂縫尺寸限制，優勢并不明顯。

圖12 2種陶粒壓裂和擠壓充填防砂方式性能指標對比Fig.12 Index comparison of frac-pack and squeeze pack sand control methods under two ceramsite conditions

3.4 防砂方式綜合優選

根據前期實驗結果評價優選的最優篩管類型、最優防砂精度、最優陶粒類型以及粒徑參數，進行不同防砂方式產能對比評價。

典型生產和防砂參數：對于粒徑范圍為0.4～0.8 mm的常規陶粒，實驗測得初始滲透率111.16 D；目標區塊儲層地層砂粒度中值0.117 4 mm，設定產出砂組分占75%，出砂粒徑<0.1 mm，實驗測得地層砂堆積滲透率為0.1 D，即機械篩管防砂后期砂埋滲透率；對于礫石充填，計算0.4～0.8 mm常規陶粒充填后按照3.5 MPa生產壓差計算，壓實滲透率[39]為53.51 D；如果摻入10%地層細砂后，滲透率約降低為33.2 D；對于篩管循環礫石充填，充填滲透率測算取值33.2 D；高速水充填半徑按0.5 m，擠壓充填半徑按1.0 m，壓裂充填縫寬按2 cm，縫長按25 m。具體產能比計算公式見式(1)。

(1)

式(1)中：R為當量產能比，無量綱；IPSC為套管射孔井防砂后采油指數，m3/(d·MPa)；IPP為套管射孔井采油指數，m3/(d·MPa)；re為泄油半徑，m；rw為井眼直徑，m；S為附加表皮系數，無量綱；SP為油井射孔表皮系數，無量綱；SSC防砂措施造成的附加表皮系數[40]，無量綱。

依據上述參數以及產能比計算公式，分別對目標區塊的裸眼井X和射孔井Y進行產能評價。

由圖13a可知，裸眼完井情況下，與獨立篩管防砂相比，循環充填、高速水充填、擠壓充填、壓裂充填的產能比分別提高16.7%、29.1%、41.5%和208.0%。由圖13b可知，射孔完井情況下，與獨立篩管防砂相比，循環充填、高速水充填、擠壓充填、壓裂充填的產能比分別提高90.0%、101.4%、119.0%和328.9%。

根據實驗評價及產能比計算分析結果，將5種防砂方式評價結果匯于表2中。針對稠油防砂，綜合實驗評價、產能評價結果，對于基礎裸眼水平井，優先推薦擠壓充填防砂方式，在擠壓充填難以實現情況下，進行循環充填防砂。對于基礎射孔完井的定向井，優先推薦壓裂充填防砂方式，兼顧增產效果；其次推薦擠壓防砂方式。

圖13 2口典型井5種防砂方式產能比及提高幅度對比Fig.13 Comparison of productivity ratio and increase range of five sand control methods in two typical wells

表2 防砂方式綜合推薦結果Table 2 Comprehensive recommended results of sand control methods

4 結論

1) 針對高泥質高瀝青質細粉砂儲層條件，采取礫石層較薄的循環充填和高速水充填防砂方式時，礫石層擋砂與堵塞過程存在著單級橋架復合堵塞機制，防砂精度設計需在常規儲層條件設計基礎上適當放寬1個級別；采取擠壓充填防砂方式時，礫石層擋砂與堵塞過程存在著多級橋架復合堵塞機制，精度設計需要在上述循環充填、高速水充填設計基礎上再降低1個級別。

2) 不同防砂方式對比評價結果顯示，在高泥質高瀝青質細粉砂儲層條件下，壓裂充填滲透性最優，擠壓充填次之，高速水充填和循環充填稍差，當四者擋砂性能接近，綜合對比顯示，壓裂充填防砂效果最優、擠壓充填次之

3) 綜合實驗評價、產能評價結果，對于裸眼井，針對高泥質高瀝青質細粉砂條件，優先推薦擠壓充填防砂方式，其次為循環充填防砂方式；對于射孔井，優先推薦壓裂充填防砂方式，兼顧增產效果；其次推薦擠壓防砂方式。