高溫高壓完井封隔器結構優化*

王 龍

(中國石油化工集團公司碳酸鹽巖縫洞型油藏提高采收率重點實驗室；中國石油化工股份有限公司西北油田分公司)

0 引 言

隨著油氣勘探開發邁向8 000～9 000 m深度領域，儲層地質條件更加復雜，這些復雜性主要表現在地層溫度與壓力隨井深的增加越來越高，部分井的地層壓力、地層溫度甚至達到了140 MPa和200 ℃，這表示油氣勘探進入超深超高壓超高溫時代(簡稱三超井)，使完井試油與儲層改造技術面臨著新的技術難題[1-3]。其中，原有的測試工具和配套已不能完全滿足勘探評價工作的需求，必須對原有測試工具和管柱體系進行改進和優化，以提高測試工具和配套工藝的可靠性[4-5]。目前順北油氣田的“三超井”主要采用“五閥一封”測試管柱或“永久封隔器+碳鋼油管”管柱進行地層測試作業。但面臨以下困難：①“五閥一封”測試管柱通徑受加強型RD閥、E型閥、封隔器等的限制，內徑只有38 mm，加砂壓裂摩阻大、排量小、易砂堵[6]；②RTTS封隔器耐壓差只有70 MPa，承壓偏低，加砂壓裂泵壓高，封隔器承壓偏大[7-8]；③“永久封隔器+碳鋼油管”管柱，不利于地層資料錄取，測試結束后需切割油管起出管柱，增加了施工周期和井控風險。筆者針對順北油氣田“三超井”的施工要求，在調研國內外高壓氣井壓裂測試管柱及工藝基礎上，設計了適用于?139.7 mm(5in)套管的機械可回收測試封隔器，內通徑達到50 mm，操作方便，性能可靠，易座封、易解封，能夠滿足中等及以上規模改造需求，可以解決順北油氣田?139.7 mm套管內作業的壓裂測試一體化難題。

1 機械可回收封隔器的結構及技術特性

1.1 封隔器結構及特點

?139.7 mm機械可回收封隔器坐封方式采用機械坐封，解封方式為上提管柱，其結構如圖1所示。其關鍵部件包括：膠筒、卡瓦、下心軸、上心軸、外筒、水力錨。機械可回收測試封隔器的主要技術特點有：①封隔器的承壓件全部采用鎳基高溫合金 Inconel 718 材料，保證了工具在高溫高壓環境下的強度；②水力錨錨爪由單O形圈密封改為支撐密封加O形圈的密封方式，提高了密封能力[9]；③水力錨錨爪分布由3組6個錨爪分布增強至6組12個錨爪(60°間隔分布)[10]；④改進的膠筒結構能夠完成105 MPa的密封能力；⑤水力錨錨爪、機械卡瓦以及摩擦塊上的硬質合金塊采用冷鑲工藝，更改以往采用的銀錫焊的工藝，在一定程度上保證了卡瓦錨定的強度和使用壽命；⑥水力錨卡瓦彈簧采用內外雙彈簧結構，能更好地保證封隔器在解封過程中水力錨卡瓦的順利回縮。

圖1 機械可回收封隔器結構Fig.1 Structure of the mechanically retrievable packer

1.2 工作原理

封隔器隨油管下至預定設計位置，封隔器下井時摩擦墊塊始終與套管內壁緊貼。進行坐封時，先上提鉆桿至一定高度，然后右轉油管，并下放管柱，機械卡瓦沿導向槽向外伸張，咬緊套管內壁，同時擠壓和壓縮膠筒，完成管柱的坐封。當油管內壓力大于封隔器以上環空壓力時，下部壓力將通過容積管傳到水力錨，使水力錨卡瓦片張開，卡瓦上的合金卡瓦牙朝上，從而使封隔器牢固地坐封在套管內壁上，阻止管柱上竄。施工結束停泵后，液力錨定卡瓦在彈簧回收力的作用下收回殼體內，需要進行解封時，先打開循環洗井閥，使油套平衡，然后上提管柱，膠筒回彈，機械坐封卡瓦沿卡瓦滑套槽收回合攏，繼續上提進而解封整個管柱[11]。

1.3 主要技術參數

?139.7 mm機械可回收封隔器的主要技術參數見表1。

表1 機械可回收封隔器主要技術參數Table 1 Main technical parameters of the mechanically retrievable packer

2 關鍵零部件性能仿真分析

2.1 密封機構數值仿真分析

本文所研究的機械可回收測試封隔器適用對象為?139.7 mm套管，工具的外徑和內徑尺寸見表1。由于封隔器密封機構的中間膠筒、側膠筒、護肩、以及套管等部件均為軸對稱零件，所以本文建立二維軸對稱的密封機構數值仿真分析模型，如圖2所示。膠筒模型采用四邊形網格，網格算法采用中性軸算法，同時采用雜交公式和縮減積分開展膠筒大變形分析[12]；在密封機構的仿真模型中分別設定3類接觸方式：橡膠-橡膠接觸、橡膠-金屬接觸以及金屬-金屬接觸，并分別設定其配合關系；密封機構所受外部載荷為管柱下壓力對應的軸向載荷F，并進行100～300 kN條件下的密封機構受力仿真分析。

圖2 密封機構仿真模型Fig.2 Simulation model of the sealing mechanism

密封機構變形過程仿真結果如圖3所示，由圖3可知：當通徑規上端面施加軸向坐封載荷F后，護肩沿軸向向下滑動，隨著軸向載荷的不斷增加，膠筒護肩開始向外擴張；當護肩與套管接觸后，護肩開始依次擠壓上側膠筒、中間膠筒以及下側膠筒；隨著軸向載荷的進一步加大，中間膠筒與套管接觸后，上、下側膠筒和中間膠筒進一步被壓縮并依次向外膨脹，最終所有膠筒全部與套管接觸，實現了完全密封套管環空的目的[13-14]。

圖3 密封機構變形過程仿真結果Fig.3 Simulation results of the deformation process of the sealing mechanism

膠筒軸向壓縮距與密封機構所承受的軸向坐封載荷之間的變化關系如圖4所示。在初始階段，隨著坐封載荷的逐漸增大，軸向壓縮距迅速增大；當坐封載荷超過50 kN以后，軸向壓縮距增大趨勢變的很緩慢，穩定在80 mm左右；當坐封載荷達到300 kN時，膠筒的軸向壓縮距為81.3 mm。膠筒與套管的最大接觸應力與坐封載荷之間的關系曲線如圖4所示。由圖4可知，最大接觸應力隨坐封載荷的增加而逐漸增大，兩者之間近似于線性變化關系，其中膠筒與套管最大接觸應力為136.98 MPa，對應坐封載荷為300 kN。當坐封載荷F達到300 kN時，膠筒與套管的應力分布云圖如圖5所示。仿真分析結果表明：密封機構中膠筒心軸的Mises應力最大，最大值為573.5 MPa，尚未達到膠筒心軸材料(42CrMo)的屈服強度，說明密封結構強度可靠。

圖4 坐封載荷對壓縮距和應力的影響Fig.4 Effects of setting load on compression distance and stress

圖5 膠筒與套管應力云圖Fig.5 Stress nephogram of rubber sleeve and casing

2.2 卡瓦結構參數的數值仿真優化分析

卡瓦是機械可回收測試封隔器錨定過程中傳遞載荷、承擔載荷的主要構件，起到支撐封隔器、鎖定膠筒的作用。卡瓦三維模型如圖6所示。在坐封時卡瓦滑套(42CrMo)向下滑動，推動卡瓦體(42CrMo)向外撐開與套管貼合，隨著壓力不斷增加，機械卡瓦上的硬質合金塊(YG15)進一步嵌入套管，從而能夠提供足夠的軸向支撐力，起到錨定作用[10]。

圖6 坐封卡瓦的三維模型Fig.6 Three-dimensional model of the slip

圖7 卡瓦有限元網格模型Fig.7 Finite element mesh model of the slip

通過仿真結果(見圖8)可知：釋放懸重達到150 kN時，套管最大應力為916.8 MPa，小于套管屈服強度965.5 MPa，未發生塑性變形；在硬質合金塊安裝槽處應力集中現象明顯，且最大壓應力為1 446 MPa，大于材料屈服強度822.38 MPa，同時各齒受力不均，咬入深度不同，存在較大差異，如圖9中紅色曲線所示。

圖8 卡瓦體和套管的應力-位移云圖(優化前)Fig.8 Stress-displacement nephogram of slip and casing (before optimization)

圖9 優化前后各齒咬入深度分布Fig.9 Distribution of bite depth of teeth before and after optimization

圖10 卡瓦結構參數Fig.10 Structural parameters of the slip

根據機械可回收封隔器卡瓦的設計要求，需要對機械可回收封隔器卡瓦的結構參數進行優化，本文選擇對卡瓦性能有顯著影響的合金塊安裝間距l(因素A)、合金塊安裝傾角α(因素B)、合金塊直徑d(因素C)和卡瓦楔角γ(因素D)4個因素進行正交試驗，其參數如圖10所示。根據正交試驗原理，設計了四因素三水平正交試驗方案L9(34)，試驗參數見表2，探索4個試驗因素對機械可回收封隔器卡瓦性能的影響規律。

表2 正交試驗方案Table 2 Scheme of the orthogonal test

對9種不同方案的卡瓦在150 kN載荷條件下進行數值仿真計算，數值仿真計算結果見表3。其中以卡瓦各齒咬入套管深度數據的標準差作為各齒咬入深度均勻性的衡量標準。

表3 正交試驗結果Table 3 Results of the orthogonal test

通過正交試驗分析，得到卡瓦最優組合參數為：合金塊安裝間距l=21.5 mm、合金塊安裝傾角α=75°、合金塊直徑D=11 mm、卡瓦楔角γ=8°。由圖11可知，卡瓦最大應力由1 446 MPa下降為752.1 MPa，下降百分比為47.99%，應力集中現象大大減弱。優化后的卡瓦和套管的應力-位移云圖如圖11所示。對比圖8可知，優化前各齒咬入套管形成的咬痕深度分布不均，套管上方咬痕深度大，而套管下方咬痕深度明顯降低；優化后各齒咬痕形狀以及咬入深度基本一致，卡瓦各齒咬入深度均勻性標準差由0.001 78下降為0.000 73，同比下降59.22%。

圖11 卡瓦體和套管的應力-位移云圖(優化后)Fig.11 Stress-displacement nephogram of slip and casing(after optimization)

3 室內試驗

機械可回收測試封隔器的室內試驗研究是該工具研制工作的重要環節，通過室內模擬試驗，能比較直觀且徹底地暴露理論研究中的問題，從而迅速方便地解決矛盾[15]。本試驗在中石化江漢石油工程有限公司巴州塔里木測試分公司高溫高壓井下工具檢測中心的3#高溫高壓試驗井筒進行，如圖12所示。試驗設備包括中央控制系統、加熱保溫系統、試驗井筒系統、超高壓液體試驗系統、低壓壓縮空氣系統、力加載試驗系統、安全防護及視頻監控系統。試驗工具管串由動密封桿+變扣接頭+雙短節+變扣接頭+?139.7 mm機械可回收封隔器組成。在地面完成機械可回收封隔器的通徑測試和整體密封試驗后，將試驗工具管串下入試驗井筒，通過轉接桿將動密封桿連接至力加載試驗機上面，于2022年5月依次開展了封隔器坐封試驗、額定壓差測試、絕對壓力測試、封隔器解封試驗[16]。

圖12 機械可回收封隔器的室內試驗Fig.12 Laboratory tests of the mechanically retrievable packer

坐封試驗步驟：①啟動升溫，啟動加熱保溫系統，整井筒加熱至≥120 ℃，保溫≥1 h；②繼續升溫，系統加熱至≥204 ℃，保溫≥2 h；③上提封隔器300 mm，正轉1圈；④對封隔器上腔、中心腔加壓≥80 MPa(設置為穩壓)，記錄工具串懸重并將其作為初始載荷，然后在初始載荷的基礎上增加135～165 kN(150 kN±10%)坐封封隔器；保持溫度≥204 ℃，將上腔、中心腔泄壓至≤0.5 MPa。在坐封載荷下封隔器沒有出現下滑和轉動，說明坐封試驗成功。

額定壓差測試：①系統降溫至≤120.0 ℃，保溫≥4 h(降溫過程中溫度設定值為115 ℃，保持在115～120 ℃區間)；②上壓腔分級加壓至≥110.0 MPa，加壓載荷控制參考表4(最終載荷可根據實際情況動態調整)，中心腔壓力≤0.5 MPa，壓差≥110.0 MPa，保溫保壓≥15 min。③上壓腔分級泄壓至≤0.5 MPa，中心腔分級加壓至≥110.0 MPa(不操作載荷)，壓差≥110.0 MPa，保溫保壓≥15 min，最后將中心壓力泄至≤0.5 MPa(額定壓差試驗操作期間，下壓腔不泄壓且背壓≥70.0 MPa)。在測試過程中15 min壓降≤1%，說明機械可回收封隔器的額定壓差測試合格。

表4 ?139.7 mm機械可回收封隔器加壓控載表Table 4 Pressure control meter for the 139.7-mm mechanically retrievable packer

絕對壓力測試：①系統加熱至≥204 ℃，保溫≥2 h；②驗證坐封載荷(135～165 kN)后進行以下步驟，中心腔分級加壓至≥80 MPa，上壓腔分級加壓至≥80 MPa，保溫保壓≥8 h；③中心腔分級加壓至≥160 MPa，上壓腔分級加壓至≥160 MPa，保溫保壓≥1 h。在測試過程中15 min壓降≤1%，說明機械可回收封隔器的絕對壓力測試合格。

解封試驗：①溫度≥204 ℃，三腔壓力分級泄壓至≤0.5 MPa，上提測試管柱解封封隔器；②當系統降溫至≤60 ℃，起出工具，順利完成解封。

4 結 論

(1)數值仿真分析結果表明：在300 kN的坐封載荷下機械可回收封隔器的所有膠筒全部與套管接觸，實現了完全密封套管環空的目的，密封機構中膠筒心軸的應力最大，尚未達到該材料的屈服強度，說明密封結構強度可靠。

(2)由于封隔器卡瓦各齒受力不均，咬入深度不同，本文對卡瓦性能有顯著影響的4個因素進行正交試驗，對卡瓦參數進行了優化，最終得到最優組合參數為：合金塊安裝間距l=21.5 mm、合金塊安裝傾角α=75°、合金塊直徑D=11 mm、卡瓦楔角γ=8°。優化后的卡瓦最大應力下降百分比為47.99%，應力集中現象大大減弱。

(3)室內試驗結果表明：?139.7 mm機械可回收封隔器能夠在135～165 kN的載荷下完成坐封，并能夠順利解封，同時能夠承受204 ℃以上的高溫、110 MPa的額定壓差及160 MPa的絕對壓力，設計性能滿足順北油氣田“三超井”的施工要求。