蘇里格氣田柱塞氣舉技術效果評價方法研究

崔春江，孫棟，高立斌，袁峰，彭麗，吳學強

中國石油長慶油田分公司第三采氣廠（內蒙古 鄂爾多斯 017300）

0 引言

柱塞氣舉作為致密氣田一項具有良好應用前景的排水采氣工藝技術，在提高氣井產能、保持合理生產壓差等方面起到了積極作用。目前柱塞氣舉研究方面，主要是針對開發過程中氣藏面臨的不同難題開展對應治理措施，具體包括：①柱塞氣舉工藝和流程優化[1-5]；②柱塞氣舉控制系統優化[6-7]；③柱塞氣舉生產制度優化[8-13]；④通過采氣技術原理分析，建立新型柱塞啟動模型代替經典模型，用該模型進行柱塞適用性評價，以提高選井精度[14]。雖然在柱塞氣舉各方面有大量的研究，但目前無統一的柱塞氣舉效果評價方法。因此，本文結合蘇里格氣田在開發中所面臨的問題，從探索柱塞氣舉在氣井增產方面的規律性認識的角度出發，通過分析柱塞氣舉排水采氣技術在蘇里格氣田的應用效果，總結柱塞氣舉工藝選井原則及技術優化的方向，形成柱塞氣舉效果評價方法，為蘇里格氣田柱塞氣舉生產提供技術支撐和管理思路。

1 蘇里格氣田柱塞應用概況

1.1 柱塞氣舉簡介

柱塞氣舉是蘇里格氣田目前常用的排水采氣工藝技術，其主要特點是以開關井控制柱塞在井筒內往復運動進行排液，通過設定間歇生產時間或壓力實現機械助力排液[15]（圖1）。

圖1 雙墊式柱塞氣舉工藝

1.2 柱塞井歷年生產概況

蘇里格氣田排水采氣歷年措施累計實施7萬口井次，增產氣量逐漸增多（圖2），累計增產氣量100.3×108m3，其中柱塞氣舉增產氣量53.9×108m3，柱塞氣舉技術應用井數在排水采氣措施中占比55%（圖3），柱塞氣舉已成為蘇里格氣田穩產的主體技術。

圖2 蘇里格氣田歷年柱塞增產柱狀圖

圖3 蘇里格氣田各類排水采氣技術應用占比柱狀圖

1.3 柱塞氣舉現場運行存在的問題

1.3.1 柱塞氣舉選井依據不明確

以X 區為例，結合產量在0.3×104m3以上的柱塞選井現場經驗，統計出的不同產氣量氣井數量接近，選井分類結果并未充分體現出差異性（表1）。

表1 柱塞氣舉井分類統計表

1.3.2 柱塞運行狀態不易把握

2012—2014 年間發生了柱塞擊碎防噴盒的情況，通過現場判斷，原因為柱塞在油管上行中速度未有效控制，柱塞排液過程存在一定的安全隱患。

1.3.3 柱塞制度調整難

關井時間過長，柱塞上行速度過快，頻繁超壓關井，影響開井時率；關井時間過短，柱塞上行速度太慢，柱塞舉液濾失量大，排液量少，導致增產效果不理想（表2）。

表2 柱塞氣舉開關井過程運行存在問題

通過對蘇里格氣田柱塞氣舉井生產情況統計分析，發現柱塞氣舉增產的關鍵環節在于柱塞選井原則、制度優化和效果評價3個方面。

2 氣井柱塞選井原則

柱塞選井需要對氣井的地質動態條件、井身結構等方面進行分析，最主要的是氣井的地質動態條件分析[16]。本次通過分析不同剩余可采儲量氣井的實施效果說明地質動態條件在柱塞選井上的重要性。

2.1 剩余可采儲量

柱塞氣舉較大程度依賴氣井自身產能，了解柱塞氣井當前生產狀態所處氣井開發階段是選井的一個重要依據[15]。本次通過對383 口氣井RTA 預測剩余可采儲量，并與動儲量進行比較。

1）典型井1：S1井。S1井2011年12月投產，無阻流量14.24×104m3/d，可采剩余儲量/動儲量為64%，2014年8月投放柱塞，應用效果明顯（表3，圖4）。

表3 S1井柱塞投放前后生產數據對比表

圖4 S1井歷年生產曲線

2）典型井2：S2 井。S2 井2008 年12 月投產，無阻流量1.92×104m3/d，可采剩余儲量/動儲量為24%，2014 年8 月投放柱塞，應用效果不理想（表4，圖5）。

表4 S2井柱塞投放前后生產數據對比表

圖5 S2井歷年生產曲線

通過對383口柱塞井可采儲量分析的情況來看（表5），若氣井在柱塞氣舉前，剩余可采儲量占動儲量50%以上，柱塞氣舉應用效果較為理想；相反，剩余可采儲量占動儲量30%以下時，應用效果不明顯。則在選用柱塞氣舉前，需對被選井進行產能評價，提高柱塞氣舉措施的有效率。

表5 柱塞投放前后生產數據對比表

2.2 井身結構

由于柱塞在油管內做機械往復運動，對管柱有一定的要求，主要包括變徑管柱組合、井斜度和管徑條件[17]。

2.2.1 變徑管柱組合影響

以3"+27/8"（1"=25.4 mm）管柱組合為例，柱塞外徑約為59 mm，當柱塞由上向下運動容易卡阻在管柱組合變徑接箍處，柱塞由下往上排液時，液柱通過變徑處濾失量會增加（圖6），不同柱塞類型有不同的適用條件（表6）。

表6 各類柱塞規格及適用條件

表7 常用油管摩阻系數對照表

圖6 管柱變徑示意圖

2.2.2 井斜度影響

柱塞可以在油管內通暢運動的前提是有且僅有兩個點與油管內壁相切，當大于兩個點時就存在卡阻的風險[18]。選用柱塞的條件為柱塞長度不超過0.3 m，最大井斜角度不大于38.1°，不同類型柱塞規格對應不同井斜角度（圖7）。

圖7 各類柱塞規格及對應井斜角度圖版

假設油管縱切面管壁是兩條在有限區間內處處連續的平行單調遞減曲線，柱塞縱切面是一個長方形，則長方形與曲線的各切點需要滿足以下條件。

1）斜率條件：

2）曲率條件：

3）管徑條件：

式中：Rt為油管內徑，mm；Lp為柱塞的長度，mm；θ為油管曲率，m-1。

通過對氣井剩余可采儲量、井身結構、井斜度3個方面分析，確定了柱塞工藝的選井原則，下面將對柱塞運行過程中所需要的關鍵參數梳理，明確柱塞制度的優化方法。

3 柱塞制度優化

3.1 柱塞制度優化所需數據

柱塞投放前設計需要采集參數有液面位置、柱塞下深和載荷系數，柱塞制度優化所需參數為柱塞平均速度、最大最小套壓和載荷系數。

本次對383口柱塞井實施前壓力恢復及液面測試資料進行統計，判斷氣井積液狀態，并計算載荷系數，分析氣井載荷系數的分布規律。

3.2 載荷系數

載荷系數（K）是柱塞是否可以通過當前壓差進行往復運動的參數，其對判定柱塞投放時機十分重要[19]。一般的，當K＞50%時認定柱塞無法上行舉升排液，當0＜K＜50%時可以上行舉液。合理的載荷系數十分重要，長時間過小或過大都不合理，需根據氣井生產情況及時調整（圖8），載荷系數計算表達式如下。

圖8 柱塞井載荷系數示意圖

式中：K為載荷系數，%；Pc為套壓，MPa；Pt為油壓，Pa；Pp為回壓，MPa。

3.3 柱塞井載荷系數分布

不同積液程度氣井需要不同的舉升壓差，通過統計383口氣井實施柱塞氣舉初期的載荷系數后發現，其中218 口有效井分布在載荷系數20%范圍以內、165 口有效井分布在載荷系數20%～40%（圖9）。

圖9 蘇里格氣田X區柱塞井載荷系數分布

當載荷系數相對處于合理的區間范圍時，柱塞井就會呈現出階段清晰的典型排液曲線（圖10）。相應的，當柱塞井呈現出典型的排液曲線時，則能夠說明載荷系數設計較為理想，下面針對排液曲線進行分析。

圖10 柱塞井典型排液曲線

3.4 典型排液曲線

具有典型排液曲線柱塞井的柱塞在井筒中的往復運行大致分為5 個階段（圖11）：關井（柱塞下落）、關井（柱塞坐落）、開井（柱塞上行）、開井（柱塞排液）、開井（柱塞行至井口）。

圖11 柱塞工作示意圖

以蘇里格氣田柱塞井為例，結合柱塞排液周期規律，是以現有載荷系數作為開關井依據為主要分析方法對制度進行優化，該方法普適性較好，但仍需要依托借鑒經典的Foss&Gaul 模型對柱塞運行效果進行再評價。

3.5 Foss&Gaul模型

Foss&Gaul 模型是一種預測柱塞平均上行速度、柱塞及液體帶到地面的最小套管壓力的計算關系式。該模型定義柱塞續流狀態時的套壓，并通過氣流摩阻等參數共同構成Foss&Gaul 模型關系，在蘇里格氣田對該模型進行擬合應用，Foss&Gaul 模型原始表達式如下[20]：

式中：Pc,min為關井時的套壓，MPa/m；Pc,max為柱塞氣舉開井之前的套壓，MPa；Ptb為關井穩定時的管壓，MPa；Pg為柱塞質量，kg；PL為液柱質量，kg；L為舉升液柱的高度，m；Kt為油管內氣流摩阻，MPa/m；D為油管深度，m；Aann為油管橫截面面積，m2；At為環空橫截面面積，m2。

Foss&Gaul 模型是依托室內實驗的經驗公式，主要目的是為了能夠確定柱塞井的開井時機，而最小套壓值就是判識開井條件的重要標準，利用該公式可算出柱塞井開井時所需要的最小套壓值。

通過將Foss&Gaul 模型在218 口柱塞井擬合應用情況看，有104 口柱塞井均呈現典型排液曲線特征，并且平均增產氣量達到0.11×104m3/d，以下通過分區修正模型來判斷柱塞工作制度。

1）高于最大套壓排液周期曲線特征。當前周期關井套壓小于前次周期，油套壓差不斷縮小，并且排液周期縮短，說明排液量在減少，需要縮短關井時間，向最小啟動套壓靠近（圖12）。

圖12 高于最大套壓排液周期曲線

2）滿足最大套壓排液周期曲線。當前周期關井套壓等于前次周期，油套壓差變化不大，并且排液周期相同，說明每次排液量均勻，無需調整關井時間，保持當前最小啟動套壓（圖13）。

圖13 滿足最大套壓排液周期曲線

3）低于最大套壓排液周期曲線特征。當前周期關井套壓高于前次周期，油套壓差逐漸增加，且排液周期變長甚至無周期特征，說明每次排液量減少，需加長關井時間，向最小啟動套壓靠近（圖14）。

圖14 低于最大套壓排液周期曲線

3.6 Foss&Gaul蘇里格氣田修正模型

經典的Foss&Gaul 模型計算結果與實際生產參數平均誤差為23.4%，但在蘇里格氣田不同區塊誤差程度卻并不一樣，為保證計算精度，分區塊對模型進行修正，確定新模型的系數。

模型修正主要是通過采集柱塞井井口油壓、套壓、管壓、管徑和摩阻系數，代入Foss&Gaul 模型，得出柱塞井開井時刻所需最小套壓值，通過與正常運行柱塞井開井時刻的實際套壓值進行比對，得出兩個套壓值的關系，得出一個修正系數，并將修正系數代入Foss&Gaul 模型中，再用修正后的Foss&Gaul模型計算所在區塊的柱塞井的最小開井套壓。

在使用Foss&Gaul 模型前，柱塞井的開井條件主要是通過載荷系數來判斷，當載荷系數小于0.5時具有開井條件，使用Foss&Gaul 模型后，當前套壓若是達到了最小開井套壓時具有開井條件。為了驗證修正系數的準確性，通過正交試驗，將兩種不同方式得到的套壓值進行擬合比對，驗證修正后的Foss&Gaul 模型修正系數的準確性。模型修正計算流程如圖15。

圖15 模型修正計算流程圖

以蘇里格西區（以下簡稱蘇西）為例，Foss&Gaul修正模型如下：

對模型系數修正后，擬合情況較為接近實際運行參數，蘇西區共選擇了20口柱塞井的生產曲線進行擬合，誤差為2.6%（圖16），選井進行正交試驗，進一步驗證參數準確性（表8）。

表8 L9（34）正交試驗表

圖16 蘇西井載荷系數與Foss&Gaul模型關系

通過正交試驗后可以看出，系數對于修正后的蘇西Foss&Gaul 模型具有決定性的影響，而該系數模型與實際曲線擬合程度高，對優化制度達到增產是可參考的。

4 柱塞氣舉措施效果評價

運行制度需要每周或每月分析一次柱塞井的生產情況，進而優化開關井時間或調整柱塞下深。調整依據應為柱塞井本周（當月）的套壓是否處于最小、最大套壓間，載荷系數是否在合理范圍內。

柱塞運行效果主要評價依據是增產氣量、油套壓差變化情況，以及柱塞設備運行工況，通過對載荷系數，最小、最大套壓進行擬合并及時調整柱塞制度[21]。

以蘇西區S3 井為例，將S3 井的開井前套壓與關井前套壓代入蘇西Foss&Gaul 模型版圖，X軸橫坐標與套壓交點可以截出一個范圍，該范圍是用修正后的蘇西Foss&Gaul 模型所算出，并通過正交試驗擬合出開井時刻最大套壓和開井時刻最小套壓，進一步計算該柱塞井正常運行時的載荷系數范圍應在｛22.1%，31.5%｝，若連續排液可考慮采用定壓模式，壓力設置范圍應為｛6.5 MPa，5.0 MPa｝（圖17）。

圖17 S3井在蘇西模型版圖運行范圍示意圖

S3 井2008 年6 月投產，采用修正模型計算結果生產后，套壓由8.6 MPa 降至3.5 MPa，液柱高度由1 555 m 降至1 039 m，產氣量由0.108×104m3/d提高至0.49×104m3/d，工作制度由開8 h 關4 h 優化為開2 h 關22 h（圖18），修正后的蘇西模型作為優化柱塞工作制度的方法，對S3井達到了增產目的。

圖18 S3井歷年生產曲線

5 結論及建議

5.1 結論

為保證所選柱塞井運行效果，必須將井筒工藝和氣井開發動態相結合，有3個方面的認識及結論。

1）Foss&Gaul 模型可作為柱塞應用效果的評價方法，通過模型系數修正，結合載荷系數可以得到較為合適的套壓作為開井條件。

2）柱塞選井應考慮氣井當前產能，所選取的柱塞井剩余可采儲量應占動儲量50%以上，才能保證較為理想的措施效果。

3）柱塞制度應以周期效果進行調整優化，根據柱塞井的增產氣量和套壓的變化，通過增加關井時長，適當縮短開井時長，有效利用柱塞井的能量。

5.2 建議

1）配套柱塞氣舉動態監測工作，準確認識柱塞井排液情況及措施效果，為柱塞工作制度調整提供可靠依據。

2）建立蘇里格氣田柱塞氣舉統一效果評價標準，形成選井-方案設計-制度優化等標準化柱塞運行效果評價方法，提升蘇里格氣田技術管理水平。

3）堅持蘇里格氣田降本增效原則，通過工藝優化改進降低柱塞工具及設備的成本或探索復合新工藝。