深水气井砾石充填全过程井下压力分布特征

任冠龙; 邓金根; 孟文波; 刘伟; 张崇

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2506210

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (14) :5921-5928 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2506210

石油、天然气工业

深水气井砾石充填全过程井下压力分布特征

任冠龙 ¹^,² ,
邓金根 ¹^,^* ,
孟文波 ² ,
刘伟 ¹ ,
张崇 ²

作者信息 +

Downhole Pressure Distribution Characteristics during Whole Process of Gravel Packing in Deepwater Gas Wells

REN Guan-long ¹^,² ,
DENG Jin-gen ¹^,^* ,
MENG Wen-bo ² ,
LIU Wei ¹ ,
ZHANG Chong ²

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摘要

水平井裸眼砾石充填完井工艺是深水气井防砂生产采用的主要技术手段,但实际作业中由于深水气田储层疏松、水平井段长、作业窗口窄等问题,造成砾石充填防砂作业多以失败告终。通过精细刻画砾石充填作业各阶段压力分布规律,建立了全流程砾石充填压力计算模型,补充建立了旁通筛管砾石充填流动压力计算模型,分析了关键作业参数对砾石充填过程的影响程度,并结合深水气井现场实际应用的井下监测数据对比验证了本文方法的准确性。结果表明:随着充填排量的增加,α、β波充填压力随着增加,砂丘比逐渐降低,而旁通筛管中在砂桥和传输管部位形成的摩阻压力增加较快,增速明显大于冲筛环空和筛套环空摩阻。冲筛比越大,冲筛环空中的流动阻力越大,最优设计冲筛比为0.70~0.83。与深水气井砾石充填作业各阶段井下实时监测的管柱内、外压力数据对比,理论计算与实际监测压力值误差仅2.1%,最终该井砾石充填效率达138%,从理论和工程应用方面为深水气井砾石充填作业提供了良好的技术保障,可为后续类似深水水平井砾石充填作业提供技术指导。

Abstract

The open hole gravel packing completion technology is the main technical means used for sand control production in deepwater gas wells. However, in actual field operations, due to problems such as loose reservoirs, long horizontal well sections, and narrow operation windows in deepwater gas fields, gravel packing sand control operations often end in failure. By finely depicting the pressure distribution regular of each stage, a whole process gravel packing pressure calculation model was established, and a alternative path screen calculation model was supplemented. The influence of key operating parameters on the gravel packing process was analyzed, and the accuracy of this method was verified by comparing with the actual downhole monitoring data of deep water gas well. The results shows that with the increase of pump rate, the filling pressure of α and β wave increased, and the sand to mass ratio gradually decrease. However, the frictional pressure formed in the sand bridge and transmission pipe in the alternative path screen increase rapidly, with a growth rate significantly greater than that of the flushing and screening annulus. The larger the flushing ratio, the greater the flow resistance in the flushing annulus. The optimal design flushing ratio is 0.70~0.83. Compared with the real-time monitoring pressure data of the tubing strings during each stage of the gravel packing operation, the theoretical calculation and actual monitoring pressure values have an error of only 2.1 %, and the final gravel packing efficiency of the well reaches 138%. It provides good technical support for the gravel packing operation in deepwater gas wells from both theoretical and engineering applications, and can provide technical guidance for similar deepwater horizontal well gravel packing operations in the future.

Graphical abstract

关键词

深水 / 砾石充填 / 旁通筛管 / 压力分布模型 / 井下监测

Key words

deep water / gravel packing / alternative path screen / pressure distribution model / downhole monitoring

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任冠龙, 邓金根, 孟文波, 刘伟, 张崇. 深水气井砾石充填全过程井下压力分布特征[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(14): 5921-5928 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2506210

REN Guan-long, DENG Jin-gen, MENG Wen-bo, LIU Wei, ZHANG Chong. Downhole Pressure Distribution Characteristics during Whole Process of Gravel Packing in Deepwater Gas Wells[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(14): 5921-5928 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2506210

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深水气田具有储层砂岩疏松,压实程度低,高孔~特高孔、高渗~特高渗、储层易出砂等特征。深水气井产气量高,一旦出砂会对生产管柱、水下生产系统冲蚀严重,损坏生产设施,并且由于深水开发井的特殊性,技术和成本问题限制了其采取补救性防砂措施的可能^[1-2]。砾石充填防砂完井是目前国际主流的深水油气田防砂方式,但实际作业中由于深水气田储层疏松、水平井段长、作业窗口窄等问题,造成砾石充填防砂作业多以失败告终,成功率难以保证,进而造成深水防砂作业成本高昂,影响深水气井开发的经济性^[3-4]。因此,在深水气田防砂作业中,保证砾石充填防砂的成功率是深水气田开发提质增效的关键。

水平井裸眼砾石充填完井工艺是指在裸眼井壁下入加筛管并在其外部位置充填挡砂砾石的方法,以避免油井在生产过程中过早出砂。常规砾石充填作业只能通过地面井口操作压力的变化情况来计算井下循环压力摩阻损失及充填效率,无法精细刻画各作业阶段及充填位置的循环压力及摩阻损失情况^[5-6]。在砾石充填循环摩阻研究方面,张锁林等^[7]将砾石充填全过程划分为3个阶段,研究了超短半径多分支井砾石充填各参数对砾石充填压力和充填时间的影响规律。文敏等^[8]建立了水平井砾石充填不同阶段的数值模型,分析了不同因素对砾石充填过程压力的变化影响,得出了特定条件下对砾石充填的影响规律。孟文波等^[9]针对海上超浅层气藏水平井砾石充填难题优化设计了旁通筛管结构,其可以有效降低常规砾石充填下的循环摩阻,可完成筛套环空堵塞极端工况下的砾石充填,并成功进行了海上应用。周泓宇等^[10]开展了旁通滑套AICD(automatic inflow control device)筛管的水平井模拟充填试验,分析了α波和β波充填阶段的砾石流动特征,为砾石充填施工参数优选提供了依据。在减阻工艺研究方面也有砾石充填携砂液中加入减阻剂,以降低循环流动压力,辅助完成砾石充填作业的成功应用^[11-12]。Wen等^[13]和袁光杰等^[14]建立了描述砾石充填固液两相流的数学模型,唐波等^[15]和Nei等^[16]实验研究了固液两相流的循环摩阻,分析了固相含量对流动摩阻的影响程度,提出了水平井砾石充填过程中存在拟均相悬浮流、非均相悬浮流、带滑动床的非均相悬流和静态岩屑床4种流态。陈阳等^[17]对大排量旁通筛管进行了地面物理模拟试验和现场试验验证,得出了其优异的旁通输送能力和砾石充填效率。Pui等^[18]、Gadiyar等^[19]和Yu等^[20]介绍了多流道旁通筛管在马来西亚等油田的成功应用,得出相对于传统砾石充填方式旁通筛管节约了大量作业时间,并消除了作业中的砂堵风险。

综上可知,前人对砾石充填中的全过程流动压力分布研究较少,且未阐明多级α波和多级β波充填、旁通筛管等新工艺对充填全流程压力分布的影响。为此,现通过对砾石充填全过程作业规律进行分析,将砾石充填过程分阶段分工艺进行精细刻画,建立全流程砾石充填压力计算模型,补充建立旁通筛管充填压力计算模型,并结合深水气井井下监测数据对比验证本文方法的准确性,可为后续类似深水水平井砾石充填作业提供技术指导。

1 常规充填流动压力分布

1.1 常规砾石充填流程

砾石充填是一个在井下输运充填陶粒的过程,是指充填陶粒在充填液的带动下在井筒和筛管环空中沉积、卷起、再向前运移的动态过程,在此过程中一部分充填液向地层漏失,另一部分沿环空循环流动,是一个复杂的固液两相流系统。其基本作业流程为首先将完井管柱下入到设计位置,确认管柱到位后开泵正循环砾石充填液,充填液经过地面管汇进入钻杆,再进入与钻杆连接的冲管,然后经过封隔器位置处的充填转换工具进入井筒和筛管环空,在这个过程中陶粒在环空中沉降,携砂液则经过筛管和冲管环空,从井底流经冲管末端返回至充填转换工具,然后进入封隔器上部的套管和钻杆环空,返回至地面。当砾石充填完成后,通过机械或液压丢手充填服务工具,反循环将多余陶粒洗出,上提管柱关闭充填循环通道,将钻杆及冲管起出,至此砾石充填施工作业结束。砾石充填井下流动循环示意图如图1所示。

砾石充填过程主要可分为3个阶段:一是循环测试和注入阶段,指的是充填液经过钻杆内部到达充填服务工具时的过程;二是α波正向充填阶段,指的是当充填液经服务工具进入裸眼井筒后,进行α波充填,到达井筒趾端的过程;三是β波反向充填阶段,指的是当α波到达井筒趾端后,砾石在已形成的α波砂床上从趾端反向充填至跟端,直到结束于充填服务工具时将环空充满的过程。影响砾石充填的因素主要有充填泵速、砾石密度和粒径大小,充填液的密度和黏度、冲筛比、筛管居中度以及地层破裂压力等,其关键点在于避免循环摩阻大于地层破裂压力,从而造成过量的漏失,进而提前形成砂堵或提前脱砂造成充填失败。因此,认识和控制好砾石充填各个阶段的流动阻力大小和分布情况,对砾石充填作业十分重要。砾石充填过程中总的摩阻压力如图1所示,表达公式如式(1)所示。

(1) ΔP_f=ΔP_SL+ΔP_DP+ΔP_WP+ΔP_PT+ΔP_pack+ΔP_DCA

式(1)中:ΔP_f为砾石充填过程总的摩阻压力,MPa;ΔP_SL为节流管线中的摩阻压力,MPa;ΔP_DP为钻杆中的摩阻压力,MPa;ΔP_WP为冲管中的摩阻压力,MPa;ΔP_PT为通过充填工具的摩阻压力,MPa;ΔP_pack为α、β波充填阶段的摩阻压力,MPa;ΔP_DCA为钻杆和套管环空中的摩阻压力,MPa。

1.2 注入阶段压力分布特征

泵入砾石充填前置液阶段时,首先泵入完井液洗净井筒,同时做循环测试,模拟砾石充填,然后再泵入充填液进行充填,这一阶段主要包括充填液在地面管汇、垂直井段和充填服务工具前水平井段的管流。针对地面和垂直井段的管流可以简化为纯流体和均匀充填液的流动,不考虑固体颗粒沉降或漏失^[21]。因此该阶段流动特征遵从达西流动,摩阻公式为

(2)P_f=0.046 37λ

$\frac{\rho {v}^{2}}{2D}$

式(2)中:λ为流体流动摩阻系数。

考虑均匀充填液中固体颗粒,因此应在流动摩擦系数计算方程中添加黏度校正项和密度校正项^[22],公式为

(3)λ=$\frac{64}{Re}{\left(\frac{{\rho }_{s}}{{\rho }_{f}}\right)}^{0.45}{\left(\frac{{\mu }_{m}}{{\mu }_{f}}\right)}^{0.55}$

式(3)中:ρ为流体密度,kg/m³;v为流速,m/s;D为水力等效直径,m;L为井段长度,m;ρ_s为混合液密度,kg/m³;ρ_f为携砂液密度,kg/m³;μ_m为混合液黏度,mPa.s;μ_f为携砂液黏度,mPa·s。

充填液在充填服务工具前水平井筒内的摩阻损失的计算为

(4)Δp_oh.inj=$\frac{2f{\rho }_{f}{Q}_{p}^{2}{L}_{oh}}{{A}_{an}^{2}D}$

式(4)中:f为摩擦系数;Q_p为泵排量,L/min;L_oh为水平段井筒长度,m;A_an为井筒环空截面积,m²。

在此阶段,由于泵入的砾石充填液和井筒中原有的流体之间存在密度差,因此在充填过程中地面泵压呈现逐渐降低的趋势,在砾石充填液到达充填服务工具时达到最小值。

1.3 α波阶段压力分布特征

α波充填阶段为“平衡堤”的正向充填过程,此时当砾石充填液通过充填服务工具进入筛管和井眼环空后,环空截面面积大,充填液流速降低,导致部分砾石开始在底部沉积,在特定流速下达到平衡高度,并在环空留下一定的自由通道。该阶段的水平井筒中摩阻损失为

(5)Δp_oh.α=$\frac{2f{\rho }_{f}{Q}_{p}^{2}{L}_{\alpha }\left(t\right)}{{A}_{up}^{2}{D}_{h.up}}$+$\frac{2f{\rho }_{f}{Q}_{p}^{2}[{L}_{oh}-{L}_{\alpha }(t\left)\right]}{{A}_{an}^{2}{D}_{h.an}}$

式(5)中:L_α(t)为t时间α波动前沿距离,m;D_h.up、D_h.an分别为α砂床上部和井筒环空的水力直径,m;A_up为α砂床上部过流面积,m²。

在此阶段,由于砾石和充填液之间存在密度差而产生沉积力,在砂丘和悬浮液界面处由混合液轴向流动而产生剪切力。因此,随着α波的前移砾石逐渐在环空下部沉降,砂床不断升高,砂床上部流动空间变小,泵压缓慢上升,从而导致充填速度逐渐增大,到达一定程度后,流体又将部分已沉积的砾石携带向前,依此反复,直到充填砾石的起动和沉降达到一个动态平衡状态。

准确的砂丘高度计算对于掌握动态井底工况和能否完成砾石充填是很关键的,较高的α波砂床会减少流动通道,引发提前砂桥的可能性,并且会增大摩擦阻力,甚至会造成地层破裂,加大漏失,造成充填失败。在担心充填压力可能超过地层破裂压力的情况下,多重α波技术是解决途径之一。该技术是指砾石最初以高速泵送,当遇到砂桥时降低泵速,从而引发第二次α波,从而促使沙丘高度有所增加,然后继续降低泵速,直到α波充填完成^[23]。但针对深水环境储层疏松、充填失效风险高等特点,准确预测不同泵送速率、砾石载荷和α波高度十分困难,考虑到节约充填时间和避免提早脱砂风险,该方法应用较少。

1.4 β波阶段压力分布特征

在β波充填阶段,砾石从趾端反向充填α波留空的井筒环空,由于冲-筛摩擦阻力和覆盖砂床渗流阻力的增大,此阶段压力升高较快,漏失也会增大,直至脱砂压力达到最大值。该阶段的水平井筒中摩阻损失为

(6)Δp_oh.β=

$\frac{2f{\rho }_{s}{Q}_{p}^{2}[{L}_{oh}-{L}_{\beta }(t\left)\right]}{{A}_{up}^{2}{D}_{h.up}}$

+ $\frac{32f{\rho }_{f}{Q}_{p}^{2}{L}_{\beta }\left(t\right)}{{\pi }^{2}\sqrt{2/3}({D}_{int.scr}^{2}-{{D}^{2}}_{ext.wp}{)}^{2}({D}_{int.scr}-{D}_{ext.wp})}$

式(6)中:L_β(t)为t时间β波充填前沿距离,m; D_int.scr、D_ext.wp分别为筛管内径和冲管外径,m。

对于水平井筒充填阻力而言,在注入阶段和α波充填阶段相对较小,而在β波阶段充填摩擦阻力迅速升高。β波的充填压力是决定水平井砾石充填最大长度的主要因素之一,其最大压力不能超过地层破裂压力。多重β波充填技术主要是为了解决β波充填压力控制难题,其充填原理是当β波充填压力迅速增大并接近地层破裂压力时,调低泵排量以降低β波充填压力;然而泵排量的降低会破坏原有α波平衡砂床的平衡状态,进而重新建立新的α波平衡砂床,并在低排量下继续β波反向充填;最后,当β波反向充填压力再次接近地层破裂压力时,重复上述多重β波充填过程,该技术已在海上超浅层气田砾石充填中有成功应用^[24]。

2 旁通筛管充填流动压力分布

2.1 旁通筛管结构组成

为了解决长水平段砾石充填提前砂堵或其他砾石充填过程中产生的砂桥、井壁垮塌导致充填效率低或充填失败问题,多流道旁通筛管能在发生上述情况时可通过内部的输送管及旁通管继续进行充填,其由输送管、充填管和快速连接系统组成,可以成为阻力最小的携砂液通道,逐点对下部未充填密实或亏空井段进行二次充填,直到充填完成为止^[25]。其结构设计如图2所示,在砾石充填过程中各个流动方向的摩阻如图2标记所示。

2.2 旁通筛管压力分布

在旁通路径开启后,旁通筛管每个循环路径中的摩阻压力在图2中分别标记为f_1~f₄,分别为筛管外环空摩阻、输砂管摩阻、冲筛环空摩阻和砂桥摩阻。与旁通路径未开启前的流道相比,输送管的横截面积相对较小,从而导致输送管内的流速相对较高,并且由于各个环空中的壁面摩擦值不同,沿冲筛环空的轴向速度也不同于沿井筒筛网环空的速度。因此在计算各输送管摩擦阻力时,可将不同环空分为许多轴向和径向单元,在各单元中心分别定义压力、密度和体积分数,则摩擦阻力以有限差分形式可表示为

(7)Δp=$\frac{4f{\rho }_{s}{\Delta }_{r}{v}_{r}^{2}}{2{D}_{Hr}}$+$\frac{4f{\rho }_{s}{\Delta }_{z}{v}_{z}^{2}}{2{D}_{Hz}}$

式(7)中:Δ_r和Δ_z分别为径向和轴向的差分算子;v_r和v_z分别为混合液的径向和轴向速度分量,m/s;D_Hr和D_Hz分别为水力等效径向直径和轴向直径,m。

在此阶段,充填液通过输送管和充填管,以及旁通管和冲筛管环空进行流通,流动通道减小传输管内部流速升高,即意味着可以使用更低的泵速充填,不会因为充填液漏失速率增加导致砂床过高或者局部漏失造成提前砂堵,保证了α波充填能够顺利抵达趾端。但流动通道减小也会造成摩擦阻力增大,同等排量下表现为泵压会有所增加,不同充填排量下各流道的压力分布模拟情况如图3所示。从图3中可以看出同等充填排量下砂桥形成的摩阻最大,其次为传输管;同样,随着充填排量的增大,砂桥和传输管部位形成的摩阻压力增加较快,增速明显大于冲筛环空和筛套环空摩阻。

3 关键参数敏感性分析

3.1 充填排量的影响

为了研究水平井砾石充填排量对流动压力的影响,对不同充填排量进行了模拟分析,模拟所用的基本数据如表1所示,模拟结果如图4所示。从图4中可以看出,随着充填排量的增加,α波、β波充填压力随着增加,特别是β波充填压力增加很快,很容易突破地层破裂压力;另一方面,随着充填排量的增加,砂丘比逐渐降低,所以在充填压力和砂丘比之间应该选择合适的充填排量,以利于砾石充填的效果。

3.2 冲筛比的影响

通过选定127 mm和139.7 mm外径筛管,对于不同外径冲管组合下的α波和β波充填压力进行了模拟分析,模拟结果如图5所示。从图5中可以看出,若筛管不变,冲筛比越大(即冲管外径越大),冲筛环空越小,冲筛环空中的流动阻力越大,可以保证更多的充填液在井筒/筛管环空中流动,这样增加了充填液的携带能力,其结果是有助于α波充填。但在β波充填过程中,冲筛比大,意味着冲筛环空小,此时充填压力上升很快,特别是到β波充填后期时,由于充填液要流过狭窄的冲筛环空,对于长水平井筒,这个狭窄的环空比较长,会产生很大的压耗,这样就增加了β波充填压力,此时的压力很容易超过地层破裂压力,压开地层。反之,如冲筛比小,冲筛环空变大,此时会有更多的充填液分流到冲筛环空,然后流向冲管返回。由于分流量大,降低了井筒环空中充填液的携砂能力,容易发生早期的砂堵。所以对于特定的水平井砾石充填,需要优化冲筛比这个参数。实验和现场经验表明,冲筛比一般在0.8左右。同时,在α波充填阶段,如果砂床高度过高,会造成早期的堵塞,所以在设计时,一般把砂床高度界定在0.70~0.83。

3.3 α波充填筛管全埋的影响

对α波充填阶段若筛管全埋情况下的工况进行了模拟分析,模拟结果如图6和图7所示。图6为泵排量为0.13 m³/s,5%漏失,α波阶段充填150 m时,砂丘开始覆盖筛管和全过程不覆盖筛管时充填压力随时间的变化关系。从图6中可以看出,全埋时突破地层压力的时间早于不全埋时。图7所示为当α波阶段充填150 m时,砂丘开始覆盖筛管和全过程不覆盖筛管β波井底压力随充填长度百分比的关系。从图7中可以看出,在α波充填全埋和不全埋情况下,β波反向充填压力突破点明显延长,且β波反充填长度由175.3 m增大到280.2 m,可见作业过程中准确计算预测α波充填高度对砾石充填能否顺利完成充填作业具有重要影响。

4 井下监测与现场验证

4.1 井况基本信息

以南海LS-A1深水气井砾石充填作业为例,该井点水深1 259 m,设计井深4 065 m,水平段长343 m,完井防砂管柱组合为浮鞋总成+127 mm旁通筛管+盲管短节+盲管+127 mm筛管+地层隔离阀+防砂封隔器总成,采用外径88.9 mm冲管进行充填。为验证充填过程中井下压力动态情况,分别在冲管3 719 m(旁通筛管上部)及4 163 m(旁通筛管下部)设置了压力计拖筒,以实现监测井下冲管内外压力的目的。该井的砾石充填作业充填参数设计如表2所示。

4.2 充填压力对比

该井的充填作业压力曲线按照3个阶段划分:A和B阶段为开始加砂至充填砂出充填口阶段;B~D阶段为α波充填阶段;D阶段之后为β波充填阶段,如图8所示。从图8中可知,第一阶段以泵速0.15 m³/s进行充填,在钻杆内循环阶段压力为4.82 MPa,之后逐渐下降,当充填液出充填服务工具时循环压力降为3.45 MPa。在B阶段和C阶段α波充填阶段,压力基本保持平稳,返出保持稳定。在C阶段和D阶段α波充填阶段,从图8中可以看到,在泵速未增加的情况下平均返出有所降低,并且泵压增长约0.35 MPa,此时可判断出现旁通筛管的传输管流通现象。由冲管压力计监测数据可知,在B阶段和C阶段α波充填阶段,上-下外部压力计差值不大,可判断液流通路主要为裸眼与筛管环空,而在C阶段和D阶段出现了上-下外部压力差值增大、下-上内部压力差值减小的现象,判断此时在上部压力计以下位置出现流道变化,进而引起井底压力变化,即旁通管路径开启产生循环摩阻的增加,增加0.31 MPa,与理论分析一致,井下压力监测数据记录如表3所示。在β波充填阶段,在保持泵速和返出稳定的情况下,泵压由4.13 MPa逐步增长至6.55 MPa,随后达到脱砂压力至13.94 MPa,至此充填结束。

对压力计数据进行分析可知,冲管内上部的压力最低,上部外压力最高,循环压力摩阻最先在这个位置体现,在α波阶段进入旁通筛管充填后,摩阻压力呈上涨趋势,在β波阶段压力上升趋势明显,由48.92 MPa最高至50.50 MPa,上部压力计内外压差最大达2.69 MPa,即为β波阶段冲筛环空循环摩阻的增加。冲管下部的内外压差主要在于冲管尾部位置内外返出排量影响循环摩阻的差值,因下部压力计后端冲管长度较短,因此压力相差不高,为0.35 MPa左右。

根据实际施工数据,结合本文理论公式对旁通筛管开启后的压力分布进行计算,得出在C阶段和D阶段α波充填开始阶段:ΔP_DP+ΔP_PT=1.21 MPa,f₁+f₂+f₃+f₄= 0.48 MPa,ΔP_WP= 0.86 MPa,ΔP_DCA= 2.27 MPa,与液柱静压力和地面管线附加阻力之和约49.81 MPa,在β波充填阶段,Δ(f₁+f₂+f₃+f₄)= 1.52 MPa,与其他阻力相加之和约51.53 MPa,与冲管实际监测压力误差仅2.1%,验证了理论计算的准确性。最终,经计算本井共充填总砂量10 351 kg,按照充填率计算砂量,本井充填效率为138 %,顺利完成砾石充填作业。

5 结论

(1)通过对水平井砾石充填全过程作业规律进行分析,建立了砾石充填压力分布计算模型,将充填过程精细刻画为3个阶段,包括充填液在地面管汇、垂直井段和充填服务工具前水平井段的管流压力计算模型、α波和β波阶段的压力计算模型,并补充建立了旁通筛管充填流动压力计算模型。

(2)对砾石充填各阶段的压力分布特征进行了描述,并通过关键参数敏感性分析得出,随着充填排量的增加,α波、β波充填压力随着增加,砂丘比逐渐降低;冲筛比越大,冲筛环空中的流动阻力越大,最优设计冲筛比为0.70~0.83;α波充填高度对砾石充填能否顺利完成充填作业具有重要影响。

(3)现场深水气井针对砾石充填进行管柱优化设计,在冲管上增设井下监测压力计,可实时监测充填作业各阶段的管柱内、外压力变化情况,理论计算与实际监测压力值误差仅2.1 %,表明所建立的数学模型可以有效地指导现场的砾石充填,从理论和工程应用方面为深水井砾石充填作业提供了良好的技术保障。

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