射孔参数优化设计

5．埕岛油田射孔参数优化设计
自1932年美国加利福尼亚州洛杉矶MO油田首次采用射孔完井以来，至今已有65年的历史，目前它已成为国内外各油田所采用一种最主要的完井方法。

从整个钻井、开采、采油过程来看，射孔完井是这个大系统中的一个子系统，而就射孔完井本身而言，所要考虑的因素也是很多很复杂的；因此必须把射孔作为一个系统工程，针对不同储层和油气井特性，优化射孔设计和射孔工艺。

射孔对油井产能的大小有很大的影响。

如果射孔作业得当，可以在很大程度上减少钻井对储层的损害，使油井产能达到理想；反之会对储层造成极大的伤害，从而降低油井产能。

射孔参数优化设计的目的就是针对不同的储层和不同的射孔目的，对射孔器、射孔条件、射孔方法进行优选。

对于埕岛油田SH201井区来说，必须考虑砾石充填防砂完井的特殊性，把防砂的因素考虑到整个射孔系统中来，把油井出砂与否作为射孔优化设计的约束条件。

5.1射孔系统对油气井的影响
5.1.1射孔过程对油气井产能的影响分析
射孔时聚能弹产生的高速高压金属射流穿透套管和水泥环进入地层，形成一个孔道。

套管、水泥环、岩石受到高温、高压射流冲击后变形、破碎和压实，在射孔孔道的周围就会产生一个压实损害带。

一般情况下这一压实损害带厚度约为0.64~1.27cm，渗透率下降为原始渗透率的7%~20%，如图5-1所示。

图5-1 射孔损害示意图
由于射孔过程中通常可形成压实带及固相堵塞，因此增大了地层流体流向孔眼的流动阻力，从而降低了油井的生产能力。

5.1.2射孔几何参数对油井产能的影响分析
射孔几何参数包括孔密、孔深、孔径、射孔相位、布孔格式等参数。

若射孔几何参数选择不当，将会引起流动效率的降低。

对于防砂射孔完井来说，孔密和孔径相对更重要一些，它们对油井的产能的影响比较大。

射孔几何参数越不合理（如孔密很低、射孔相位少、孔深很小等），附加压降将很大，油井的产能将越低。

5.1.3射孔压差对产能的影响分析
正压射孔可使井筒内的流体在正压差的作用下侵入储层，若流体是损害型的，将对储层造成严重的伤害。

同时射开的孔眼得不到清洗，一些固相物质堵塞在孔道内，使孔眼导流能力下降。

而过大压差的负压射孔可能会造成胶结疏松地层微粒运移、堵塞吼道。

并使疏松地层出砂和坍塌，从而产生极大的地层伤害。

所以，只有选择合适的负压射孔才可以避免有害流体的侵入，还可以使地层流体在射孔的瞬间由负压差的作用形成较强的冲洗回流，冲洗射孔孔道，减轻压实影响，从而提高射孔井产能。

5.1.4射孔液对产能的影响分析
射孔液对地层的伤害主要包括固相侵入和液相侵入两个方面。

侵入的结果是降低地层的渗透率。

如果射孔弹能够射穿钻井泥浆污染带，地层在受到钻井伤害以后，再进一步受到射孔液的伤害。

液相侵入地层的伤害主要表现在：地层粘土矿物发生水化、膨胀、分散、运移；与地层液体作用发生乳化及化学沉淀；发生水锁及贾敏效应；岩石的润湿反转等。

液相的侵入不仅降低地层的绝对渗透率，还可能使油的相对渗透率大大降低。

5.1.5砾石充填对油井产能的影响分析
油气在砾石充填射孔孔道内流动时，流动是线性的，并可产生明显的压力降。

经过分析研究,此压力降可用以下的关系式来表达：
2
2
13
5
210
1.96220.0888
.010
5014.1⎪
⎪⎭
⎫
⎝⎛⨯⨯+⨯⨯=∆--t o o p o
g t
g o
o o p A q L B A K q B L P ρβμ （5－1）
式中： t A --孔道总的横截面积,2m ；
o B --原油体积系数，无量纲；
g K --孔道材料的渗透率，2m μ；
p L --孔道长度，m ；
o q --每个射孔的流量，d
t /；
2P ∆--孔道压降，MPa ；
55
.07/1047.1g
K ⨯=β，1-m ；
o μ--流体粘度，s mPa ⋅； o ρ---流体密度，3cm g 。

此式中，第一项为达西流对压力降的影响，第二项为非达西流对射孔孔道压力降的影响。

从式5.1中我们可以看出，孔眼直径的变化对压降的影响是很大的。

通过孔道截面过高的压力降可将井的生产能力降低到不可接受的水平，特别是在低压油藏，而且如果压力降增加到微粒可流动并切割衬管时，这个压降就会伤害带眼衬管。

因此，对于砾石充填防砂射孔完井的油井来说，重要的射孔几何参数是射孔直径和有效射孔密度。

5.2射孔参数优化设计过程
根据埕岛油田SH201井区的储层性质和砾石充填防砂完井的目的，为了达到预定的产能和防砂效果，实现油井的稳定无砂生产，对射孔进行优化设计，使之在设计的条件下发挥出油井的最高效率是很有必要的。

因此，对射孔弹、射孔条件、射孔方法以及射孔防砂综合考虑的情况进行优化设计是防砂射孔完井关键的一环。

以下分别讨论射孔的各个环节的具体的优化设计过程。

产能比或产能是射孔参数优化设计的目标函数，针对埕岛油田储层为疏松砂岩，胶结程度差，同时蒙脱石含量高的地质特征，在考虑产能比的同时，还要考虑套管的受损害程度。

射孔井产能p q 及产能比PRI 的计算过程如下： 完善井的产能为：
()
()
w e o o w e t i r r B p p Kh q /ln 2μπ-=
(5－2)
射孔井的实际产量为：
]
)/[l n ()
(2t w e o o w e t p S r r B p p Kh q +-=μπ (5－3)
射孔井的产能比为：
t
w e w e S r r r r PRI +=
)/ln()/ln( (5－4)
式中： i q --完善井的产量，d t /；
p q --射孔井的产量，d t /；
K --地层渗透率，2m μ； o μ--原油粘度，s mPa ⋅；
o B --原油体积系数，3
3/地上地下
m m ； e p --地层压力，MPa
； w p --井底压力，MPa
； e r --油井泄油半径，m
；
w
r --井眼半径，m ；
PRI --射孔井产能比，无因次；
t S --射孔井总的表皮系数，无因次； t h --总的油层厚度，m。

射孔优化设计的主要目标是使射孔井的产能比尽可能的高，使油井的产能达到预期的目的。

由上式可以看出，产能比的计算就归结为计算总的防砂射孔完井的表皮系数，为了计算产能比，首先必须知道总表皮系数t S 。

而表皮系数t S 的函数表达式中基本上包括了所有的地层参数和射孔参数的影响，因此在计算表皮系数并得到最大的产能比的过程就是对射孔参数的优化组合的过程。

其计算过程如下：
根据理论分析和大量的实验研究的结果表明总的表皮系数t S 是射孔参数（孔深、孔径、相位角、孔密、射孔环境）和地层参数（地层非均质性和渗透率降低系数）的函数。

它包括由于射孔和地层渗透率降低引起的表皮系数。

总的表皮系数可由下式表示：
()()g d f p f bf t S S b S b S S +⎥⎦
⎤⎢⎣⎡+++
=θγ119201
11 (5－5)
式中： t S --总的完井表皮系数； bf
S --局部射开地层的表皮系数；
f
b --打开流动的部分地层，无量纲；
γ--校正系数，无量纲； p S --射孔表皮系数； d S θ--井斜表皮系数；
g S --防砂射孔完井特有的表皮系数。

其中射孔表皮系数p S 表征了与裸眼井相比射孔井的有效性,g S 是防砂射孔
砾石充填完井特有的表皮系数，它表征了砾石充填对油井产能的影响程度。

5.2.1射孔表皮系数p S 的计算
射孔产生的表皮系数由下列几个元素组成：
pd
wb V H p S S S S S +++= (5－6)
式中： p S --由射孔产生的表皮系数，无量纲；
H S --水平的或平面流表皮系数，无量纲；
V S --垂直向的或收敛流动的表皮系数，无量纲； wb
S --由井筒影响产生的表皮系数，无量纲；
pd
S --由射孔周围受伤害区域产生的表皮系数，无量纲。

虽然射孔器材检测中心模拟地层温度和地层压力对各种射孔弹均已进行混凝土和贝雷砂岩靶的试验，向我们提供了一个准确的穿深数据和孔径数据，但是由于混凝土靶和贝雷砂岩靶的抗压强度、孔隙度、渗透率等各项指标与试验地层条件下的数据不可能相同，因此必须将试验数据进行折算，将地面试验所得到的穿深和孔径数据转换成井下条件的实际穿深和孔径，经过各方面的比较和研究，我们决定使用一种简单而精确的方法来进行计算，具体转换计算如下：
侵入深度的换算：
()[]C C L L r pr p -⨯=086.0145.0exp
(5－7)
式中：p L --井下侵入深度，m ；
pr
L --在参考地层中的总目标侵入深度，m ；
C
--地层岩石的抗压缩强度，MPa ；
r C --参考地层的抗压缩强度，MPa 。

入口孔眼尺寸的换算：
套管强度控制了射孔孔眼尺寸的大小。

对于高速度喷射的深度射孔弹，各种钢级套管的入口孔眼尺寸由下式计算：
[]
r
r d x x d 5
.0)2.42250/()2.42250(++= (5－8)
式中：d --井下套管上的入口孔眼直径，m ；
r d --参考套管上的入口孔眼直径，m ；
x --井下套管的布氏硬度，无量纲；
r x --参考套管的布氏硬度，无量纲；
对于抛物线型或半球型低速喷射的射孔弹入口孔眼尺寸由下式确定：
()
r y
yr
d d 5
.0/σ
σ
=
(5－9)
式中：y σ--井下套管的屈服强度，MPa ；
yr
σ
--参考套管的屈服强度，MPa ；
为计算的方便引入了无因次量：
1）无因次射孔孔眼间距
V H p D k k L h h /)/(=
(5－10)
其中：
(()())θ/360//1DEN h =
；
式中：D h --无因次射孔间距； h --射孔孔眼垂直间距，m ；
D E N --射孔密度，孔/米；
θ--射孔相位角，度；
p L --井下射孔孔眼长度，m ；
H k --地层水平渗透率，2
m μ；
V
k --地层垂直渗透率，2m μ。

2）无因次射孔孔眼半径
)/1)(2/(H k k h r r V p pD +
=
(5－11)
式中：
pD
r --无因次射孔孔眼半径；
p
r --实际射孔孔眼半径，m 。

3）无因次井眼半径
)
/(w p w wD r L r r += (5－12)
式中： wD r --无因次井眼半径；
w r --实际井眼半径（用钻遇油层时的钻头半径），m ； p L --射孔孔眼长度，m 。

①平面流效应表皮系数H S 的计算
)/ln(we w H r r S =
(5－13)
其中we r 为有效井筒半径由下式给出： ⎪⎩⎪⎨⎧≠+==o
p w
o
p we
L r L r 0
)
(04
1
θαθθ
(5－14)
θα是常数，由表5-1给出。

表5-1 各种相位下的计算常数θα值
表5-2 各种相位下的参数1a 、2a 、1b 和2b 的值
表5-3 各种相位下的参数1c 和2c 值
② 垂向汇聚效应表皮V S 的计算
b
pD b D
a
V r h S 1
10-=
(5－15)
其中 2101log a r a a pD +=
(5－16) 21b r b b pD +=
(5－17)
式中的a 1、a 2、b 1、b 2由表5-2给出。

③ 井筒效应表皮wb S 的计算
wD
r c wb e
c S 21= (5－18)
其中c 1、c 2随相位角而变化由表5-3给出。

④ 射孔伤害区域的表皮系数pd S 的计算：
⎪⎪⎭
⎫ ⎝⎛⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛-=p
pdd pd
p pd
r r K K
L h S ln 1 (5－19)
5.2.2钻井伤害区域对射孔表皮的影响
由于钻井过程会对油气井井眼周围的区域造成不同程度的伤害，所以我们必须考虑井筒周围钻井伤害区域的影响。

首先要确定油井钻井过程中的污染参数。

污染程度正确性的确定方法应该是通过室内岩心伤害试验来加以确定，但是对油田各地层层系的岩心进行这种实验，工作量及费用是很巨大的，难以真正实现。

因此我们从测井等综合井筒资料入手，综合评价钻井过程中对油气层造成的污染与损害程度，为优化射孔提供所需参数，进行优化设计。

根据埕岛油田所能提供
的现有资料，我们决定利用测井资料评价钻井对油气层造成的污染和伤害。

① 污染半径的确定
()1000
1000728.11000100021
2⎪
⎭
⎪⎬⎫
⎪⎩⎪⎨⎧-⎥
⎦⎤⎢⎣⎡∆⨯+=
w m d
w dd r P KT r r φμ (5－20)
式中：d P ∆--钻井压差，MPa ；
w
r --井眼半径，m ；
K --径向渗透率，2m μ； T --浸泡时间，天； φ--孔隙度，小数；
m μ--泥浆滤液粘度，s mPa ⋅； dd r --泥浆滤液浸入半径，m 。

② 钻井污染程度()o d k k /的确定：可以通过室内钻井液污染实验或通过区域评价估算油气层污染程度。

由于实际条件的限制，我们采取比较方便的半定量评价方法来进行计算：对于埕岛油田SH201井区，产层深度小于3000米，评价如下：
若： [][
]731312
.1/668
.02037
.0>⋅⋅∆-T
K
P P s d ， (5－21) 则：
35
.0~2.0/=o d K K
(5－22)
若：
[][
][]
[
][]
06378.0//03
.0116025
.0111336
.0185986
.0>⋅⋅⋅⋅∆--o
mf
sh
w
mf
s d V R R
K
P P μμ
(5－23)
则：
6.0~4.0/=o d K K
(5－24) 否则为轻度污染，8.0~65.0/=o d K K
(5－25)
式中： []()s s m s d P P P P P //-=∆，为超平衡压力系数； (5－26) m P --钻井液压力，MPa
；
s P --地层压力，MPa ；
sh
V --储层的粘土矿物绝对含量；
w
mf R R /--钻井滤液电阻率与地层水电阻率之比值；
o mf μμ⋅--钻井液滤液和原油在储层条件下的粘度积，其中o mf μμ和的单
位均为s mPa ⋅。

上述评判方程o d K K /可根据产层敏感度指标确定：
a 、 粘土绝对含量%7≤sh V ；
b 、粘土中蒙脱石或伊/蒙混层的相对含量%10<；
c 、 钻井液的pH 值小于9；
d 、地层水中的+
2Ca
、+
2Mg
含量占地层水总矿化度的百分含量%8<。

若产层的条件有两个或两个以上满足上述条件，取上限（低伤害），否则取下限（高伤害）。

对于射孔孔眼的长度没有延伸到超过钻井伤害区域的射孔，用如下的表达式(5.27)对射孔表皮系数进行修正
()x p dd w
dd
dd p S S K K r
r K K S +⎪⎪⎭
⎫ ⎝⎛+⎪⎪⎭
⎫
⎝⎛⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛-=ln 1'
(5－27) 式中： '
p S --修正的射孔表皮系数，无量纲；
dd K --地层伤害带的渗透率，2m μ；
dd r --地层伤害带的半径，m ；
x
S --当射孔孔眼终止于地层损害带内部时由边界效应引起的拟表皮系数，
由表5-4给出。

一般情况下，当)(5.1p w d L r r +≥时忽略不计。

表5-4 参数x S 的值
对于孔眼长度穿过地层伤害区域的射孔，由以下式子修正油井的半径和孔道长度：
dd dd p p L k
k L L )](
1['
--=
(5－28)
dd dd w w L k
k r r )](
1['
-+=
(5－29)
式中： '
p L --修正的射孔孔道长度，m ；
'
w
r --修正的井眼半径，m 。

用'
p L 和'w r 代替p L 和w r 来确定H S ，wb S 和pd S 。

5.2.3井斜表皮系数
利用Cinco-L 等人提出的井斜表皮系数d S θ计算如下：
⎪⎭
⎫
⎝⎛⎪⎪⎭
⎫ ⎝
⎛-⎪⎪⎭
⎫
⎝
⎛-=100log
564110856
.1'06
.2'tD d d d
h S θθθ (5－30)
式中：
V
H w t tD K K r h h ⎪⎪⎭
⎫
⎝⎛= (5－31)
⎪
⎪⎭
⎫
⎝
⎛=-d H
V d K K θθt a n t a n 1' (5－32)
tD
h --无量纲地层厚度，无量纲；
d θ--井斜（总井斜或井斜角，真地层倾角，即井筒产生的与生产层虚
正交所形成的角），（°）； 'd θ--调整井斜，（°）。

5.2.4局部射开地层的表皮系数
()⎪⎭
⎪
⎬⎫⎪⎩⎪⎨⎧-⎥⎥⎦⎤⎢⎢⎣
⎡⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛
+-⎪⎪⎭⎫ ⎝
⎛
+⎪⎪⎭
⎫ ⎝⎛-=95.1ln ln 1.049.07ln 135.1825
.0wc V H t
V
H t
p t bf
r K K h K K h h h S
(5－33)
式中： ()⎥⎥⎦
⎤⎢⎢⎣
⎡
⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛+=753.22126
.0exp t
m
w wc
h z r r ，（y>0时） (5－34)
当：5.0/0<<t m h z 时，用上述方程；当5.0/>t m h z 时，用()t m h z /1- 代
替
t m h z /。

wc r --校正的井筒半径，m ，y=0时，w wc r r = y --砂岩顶部与顶部射开层段之间的距离，m ；
()2/p m h y z +=
(5－35)
p h --射开层段的油层厚度，m 。

5.2.5砾石充填完井的特有表皮系数g S 的计算
图5-3显示了理想的射孔砾石充填构形。

地层中通常没有打开的射孔孔道，但有粗糙的球型体，球型体内砾石取代了地层砂。

从油藏边界到井筒的压力降是一个来自井筒附近区域收敛流动的压力降（图5-3中的Δp 1）和一个通过水泥、套管和尾管穿过孔道的压力降（图5-3中的Δp 2）。

1P ∆的计算如下：
()2
1006895.0o o Dq Cq P +⨯=∆
(5－36)
式中：
1P ∆--油藏中的压力降，MPa ； 其中 ])472
.0[ln(32812.141S r r Kh B C w
e t
o o +=μ
(5－37)
d bf d S S S S θ++=
(5－38)
式中： t h ---总的地层厚度，m ；
K
--地层渗透率,2m μ； S
--表皮系数；
e r --泄油半径
，m ；
w r --油井半径，m
；
o μ--原油粘度，s mPa ⋅；
o B --原油体积系数，无量纲。

⎥⎦
⎤
⎢⎣
⎡-+-⨯⨯
=-)1
1()11(10
3.27673.12
2
14e dd f dd w dd
p
o o r r r r h B D ββρ (5－39) 式中： p h --射开厚度，m ；
dd r --井筒周围伤害区域半径，m ； ()
201
.11010001033.2281.3-⨯⨯=dd dd K β ，1-m ； (5－40)
()201
.11010001033.2281.3-⨯⨯=K f β ， 1-m ；
(5－41)
dd K --钻井伤害区域的渗透率，2m μ；
K
--地层渗透率，2m μ。

图5-3 理想的砾石充填示意图
2P ∆的计算可以由下式确定：
2
2
13
5
210
1.96220.0888
.010
5014.1⎪⎪⎭
⎫
⎝⎛⨯⨯+⨯⨯=∆--t o o p o g t
g o
o o p A q L B A K q B L P ρβμ
(5－42)
式中： 2P ∆--射孔孔道中的压力降，MPa ；
t A --孔道总的横截面积，2m ；
g
K --孔道材料的渗透率，2m μ；
p L --孔道长度，m ，(注意，与在孔道中的压力损失相比，在砾石充填中
和筛管中的压力损失可忽略不计)。

o q --单个射孔孔道的流量，d
t ； ()
55
.07100010
47.1281.3g
g K ⨯⨯
=β ，1-m
(5－43)
从油藏到井筒的总压降是1P ∆与2P ∆之和。

表皮系数g S 由下式确定：
o
o o g B q Kh P S μ2.141106604.62
4
∆⨯= (5－
44)
式中： 2P ∆--射孔孔眼中的压力降， MPa ； o q --单个射孔孔眼的流量，d t ；
h --射孔间的间距，m ； K
--地层渗透率，2m μ；
g S --由射孔孔道引起的表皮系数，无量纲。

表皮系数的达西和非达西成分可分别由以上方程确定。

砾石充填的表皮系数可加到其他表皮系数的成分中来获得完井表皮系数的复合值。

5.2.6总的表皮系数t S 的计算
我们首先要确定校正系数γ，当γ确定以后，就可以用前面所述的计算总的表皮系数的公式来计算了。

γ的值决定于钻井伤害区域的半径与地层各向异性的比值。

下面我们用一套简单而精确的方法来计算γ值。

如果射开流动的层段是从生产层的顶部开始，那么：
33
.033
.01012.162.066.0log ⎪⎪⎭
⎫ ⎝⎛+⎥⎥⎦
⎤⎢⎢⎣⎡
⎪⎪⎭
⎫
⎝⎛-⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛=p
dd
p
dd w p h r h
r r h γ (5－45) 当w p dd r h r /13.0<
(5－46) 或t p h h 85.0≥时γ=1.0；
(5－47)
或者如果求得的γ小于1.0，那么将其设为1.0。

如果射开层段不是从生产层的顶部开始，那么上述方程变为：
33
.033
.01012.162.066.0log ⎪⎪⎭
⎫ ⎝⎛+⎥⎥⎦
⎤⎢⎢⎣⎡
⎪⎪⎭
⎫
⎝⎛-⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛=p
ddc
p
ddc w p h r h r r h γ (5－48)
式中： w
wc dd
ddc r r r r =是各相异性有关的钻井伤害区域半径，ｍ；
当t h y /05.0≥ 时，用方程(5－45)，当t h y /05.0≤时，使用方程(5－48)。

对于各向异性的地层，需要进行附加的修正：
()V H p p
K K h h ='
(5－49)
()
V
H t t K K h h =' (5－50)
将修正后的'
p h 和't h 替换方程（5.2）到（5.5）中的p h 和t h 进行计算。

对于非均质的地层，还要修正射孔孔眼半径：
)/1)(2(
H V p pe k k r r +
=
(5－51)
将修正后的有效射孔孔眼半径代替以上各式中的p r 进行计算。

5.2.7射孔参数优化设计计算
产能比是射孔参数优化设计的目标函数，在以上将总的完井表皮系数计算出来的基础上，根据（5－4）式，即可将给定的井的产能比计算出来，产能比的大小表示了给定井在一定的射孔完井条件下的完善程度。

t
w e w e S r r r r P R I +=
)/l n ()/l n (
在一口给定的油井进行射孔之前，对数据库中的所有的射孔弹进行计算，然后根据产能比的大小进行排序，产能比最大的射孔弹为最优。

因此可以根据程序优化计算出来的结果来使用射孔弹，使油井的能量得以最大程度的发挥。

5.3套管强度的校核
射孔作业过程是影响套管抗挤压强度的重要因素，在对射孔套管抗挤压的理论和实验研究的基础上，引入一个抗挤压能力降低系数K j 来描述射孔对套管抗挤压能力的影响，表达式如下：
c
cr crp K P P ⋅= (5－52)
c j K K -=1
(5－53)
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣⎡⎪⎪⎭⎫ ⎝⎛-+-⋅⎥⎦⎤⎢⎣⎡⋅⋅⎥⎥⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎢⎢⎣⎡⋅-⋅⨯⋅+=t D r t D r PHA f
r DEN PHA f r K p p
p p c 008sin 89020001000360200011π
(5－54) 式中： crp
P --射孔套管的抗挤毁压力，MPa ；
cr P --无孔套管的抗挤毁压力，MPa ；
c K --射孔套管抗挤毁能力系数；
j
K
--强度降低系数；
PHA
--相位，角度（0相位时取PHA=360°）； DEN --孔密，孔/米；
p
r --射孔孔眼半径，m ； 0
D --套管外径，m ；
t --套管壁厚，m
；
f --孔边应力集中系数，对J-55套管，f=1.7;对N-80取f=1.48。

研究表明：孔密、孔径、相位、套管初始椭圆度、套管材质和壁厚都对j K 值有影响。

对同类型的套管，在保证K c >0.95或j K <0.05的前提下认为是安全的。

因此在对射孔参数进行了优化选择了之后，将选用的射孔弹的各个参数和油井所用套管的参数输入程序，利用以上方法可以对套管的强度进行校核，以防止使用了不合适的射孔参数对套管造成严重损害而导致油井的破坏。

5.4射孔负压设计
负压射孔时，在负压射孔的瞬间，由于负压差的存在，可使地层流体产生一个反向回流，冲洗射孔孔眼，避免孔眼堵塞和射孔液对储层的损害。

因此负压射孔是一种保护储层、提高产能的射孔方法。

负压射孔的效果已被现场实践和室内实验所证实。

但负压过大会引起地层出砂并损害套管，负压值过低又不能起到负压作用。

因此必须对射孔负压值进行合理的设计。

目前国内外公认的确定最小有效负压值的方法有以下几种： 5.4.1美国岩心公司计算公式
()()K
P p 1000ln 3668.0471.52.10ln -=∆
(5－55)
式中：
p
P ∆--负压差值，MPa ；
K --油层渗透率，2m μ；
5.4.2美国Conoco 公司计算公式
man
rec p p p ∆⨯+∆⨯=∆2.08.0min (5－56)
由地层渗透率确定最小有效负压差min p ∆：
3
.0min /240.17K
p =∆ (5－57)
max
p ∆由邻近泥岩声波时差确定：
若m s DT as /300μ>
as
DT p 03993.0132.24max -=∆ (5－58)
若m s DT as /300μ<
max
p ∆=井下管柱和水泥环的最大安全压力（MPa ）。

以上各式中：
max
p ∆---最大允许负压差，MPa ；
min p ∆--最小有效负压差，MPa ；
rec
p ∆--合理负压差，MPa 。

在以上的公式中，根据埕岛油田SH201井区的情况计算之后确定合理的射孔负压差。

5.5射孔液的优选建议
射孔液优选，首先要对地层岩心进行分析评价，以确定出地层潜在的伤害因素。

优选出预防这些伤害的各种化学试剂，确定出合理的用量及配方。

射孔液优选过程如下：
利用敏感性评价流动实验可对各种粘土稳定剂进行优选，在根据工程及经济的要求优选出与之配伍的增粘剂、降滤失剂、防腐剂、加重剂等进行科学调配，即可确定最佳的射孔液配方，进行现场配置及施工。

射孔液应具备以下性质： （1）密度
射孔液的密度根据射孔负压值和井深来确定。

（2）腐蚀性
根据套管材料，要求射孔液应对套管、油管的腐蚀性要小，同时不溶物要少，以防止进入射孔孔道对产层造成危害。

（3）高温下性能稳定
要防止聚合物射孔液在高温下降解和高密度盐水液在井下结晶。

（4）无固相
固相含量应小于2mg/l ，颗粒直径小于2μm 。

（5）低滤失
进入储层的液体越少则射孔对地层的伤害越小，因此要求射孔液具有低滤失的特性。

5.6射孔优化设计计算结果分析
5.6.1射孔深度与油井产能之间的关系
以下是使用本软件根据埕岛油田SH201井和SH2井的油井资料，将射孔孔道深度作为变量，将油井产能比作为目标函数进行计算的结果。

从两个图中我们可以看出，油井的产能比随着射孔孔道深度的增加而增大，但是产能比的增大趋势逐渐变缓，即当孔深增加到一定值时，产能比不会有太大的增加。

图5-13 埕岛油田SH201井射孔孔深和产能比的关系
图5-14 埕岛油田SH2井射孔孔深和产能比的关系
5.6.2射孔孔径与油井产能之间的关系
一般来讲，射孔孔径对油井产能的影响没有射孔孔道深度大，但根据埕岛油田的油井地质资料，地层胶结疏松，而且属于稠油，较易出砂。

因此，射孔孔径对油井产能的影响还是比较大的，随着射孔孔径的增加，油井的产能都在不断的增加，只是增加到一定程度之后，其增加的幅度逐渐变小。

图5-15 埕岛油田SH201井射孔孔径和产能比的关系
图5-16 埕岛油田SH2井射孔孔径和产能比的关系
5.6.3射孔孔密与油井产能之间的关系
从以上几个关系图中我们还可以看出，它们的共同趋势是随着射孔密度的增加，油井的产能比也在不断的增加，但其产能比增加的趋势逐渐变缓。

从射孔孔道深度和油井产能之间的关系图中我们还可以看出，当孔密增加到一定值，而且射孔孔道深度也增加到一定值时，射孔完井的产能可能会超过裸眼完井时的油井产能。

但是射孔密度也不能无限制的增加，根据对不同的射孔密度的油井的套管的强度校核计算，当射孔密度和射孔孔径达到一定值时，套管的机械强度降低到不可接受的程度，油井的风险增加。

5.6.4射孔相位角和油井产能之间的关系
以下是根据SH201井和SH2井的油井基本资料，以射孔相位角为变量，以油井产能比为目标函数进行的计算结果，从几个图中我们可以看出，相位角对油井产能的影响是比较大的，0度相位角时油井的产能比最小，效果最差，这也和理论分析结果吻合，因为在相同的射孔密度情况下，孔眼排列越集中，流线弯曲越严重，引起的能量损失越大，从而导致产能严重下降。

90度的相位角是比较合适的，其效果最好，因为在这种情况下，孔眼排列位置较好，孔眼之间相互干扰比较小，引起的产能下降较小。

图5-17 埕岛油田SH201井射孔相位角和孔深变化与产能比的关系
图5-18 埕岛油田SH2井射孔相位角和孔深变化与产能比的关系
图5-19 埕岛油田SH201井射孔相位角和孔径变化与产能比的关系
图5-20 埕岛油田SH2井射孔相位角和孔深变化与产能比的关系
5.7结论及建议
根据埕岛油田SH201井区地层弱胶结，原油粘度高，油稠的特点，以及在完井过程中要考虑先期防砂的要求，结合射孔参数优化设计软件计算和分析的结果，得出以下结论：
（1）油井射孔应采取大孔径、高孔密的射孔参数，套管强度降低系数应控制在5％以内；
（2）根据软件计算结果对比可知射孔相位角以90度为比较合适；
（3）具体的射孔弹的选择可以利用本软件在已有的或经过添加的射孔弹数据库中进行优选，优选之后对套管强度进行校核，从而保证了油井的安全性；。