Влияние методики проливных испытаний автономных
устройств контроля притока
на их гидравлические характеристики
устройств контроля притока
на их гидравлические характеристики
Росляков К.С., Муслимов Б.Ш., Исламов Р.Р., Абуталипов У.М., Пономарев А.И.
Филиал ООО «РН-ГИР» в городе Уфе — БашНИПИнефть,
УГНТУ
Филиал ООО «РН-ГИР» в городе Уфе — БашНИПИнефть,
УГНТУ
Статья посвящена анализу влияния методик проведения лабораторных проливных испытаний автономных устройств контроля притока (АУКП) типа «левитирующий диск» на гидравлические характеристики. Результаты свидетельствуют о влиянии условий их проведения на гидравлические характеристики АУКП, используемые в расчете количества устройств для их установки в компоновках заканчивания нефтяных скважин. Данные лабораторных проливных испытаний согласуются с результатами моделирования работы АУКП в специализированном программном комплексе.
Введение
Современная нефтегазовая промышленность России в условиях исчерпания легкодоступных, традиционных запасов углеводородного сырья (УВС) сталкивается с возрастающими вызовами. На сегодняшний день значительная часть извлекаемых запасов нефти в стране приходится на нефтегазовые залежи. При этом долгое время разработка тонких нефтяных оторочек (толщиной
6–8 м и менее) вертикальными скважинами, а позднее и горизонтальными скважинами традиционной конструкции, являлась экономически нерентабельной [1, 2].
6–8 м и менее) вертикальными скважинами, а позднее и горизонтальными скважинами традиционной конструкции, являлась экономически нерентабельной [1, 2].
Ключевыми геолого-техническими осложнениями, препятствующими достижению экономически рентабельного результата разработки тонких нефтяных оторочек, являются:
- образование газовых конусов в околоскважинной зоне нефтяных скважин с опережающим прорывом газа к интервалам перфорации в пятке горизонтальных скважин, приводящим к резкому снижению добычи нефти и росту газового фактора с избыточной нагрузкой на систему сбора и промысловой подготовки;
- снижение эффективности работы глубинного насосного оборудования (ГНО) с ростом газового фактора и появлением эмульсий, что затрудняет подъем жидкости на поверхность;
- высокие затраты на создание системы (газонагнетательные скважины, компрессорная станция и др.) по компенсации пластового давления из-за значительного падения пластового давления при интенсивной добыче газа газовой шапки через нефтяные скважины;
- миграция нефти в газовую шапку при разработке на естественном режиме, обусловленная смещением газонефтяного контакта (ГНК) в зону пониженного давления (в т.н. «сухие пески»), что приводит к безвозвратной потере части извлекаемых запасов.
Проблема выработки запасов нефти оторочек усугубляется при низкой проницаемости коллекторов из-за необходимости создания в скважинах больших депрессий на пласт для обеспечения промышленных дебитов нефти, приводящих к быстрым прорывам газа и воды.
Одним из наиболее эффективных решений добычи нефти на таких объектах является внедрение автономных устройств контроля притока (рис. 1а, б). Основная концепция таких устройств заключается в создании индивидуального перепада давления для каждого участка горизонтальной скважины [3]. Это позволяет, во-первых, обеспечить равномерную выработку запасов как из высокопродуктивных, так и из низкопродуктивных интервалов, и, во-вторых, замедлить прорыв конусов газа и воды, а в случае их возникновения — селективно ограничивать приток из них. Принцип работы автономных устройств контроля притока (АУКП) типа «левитирующий диск» основан на различиях вязкости и плотности нефти, газа и воды, что, как показала практика, делает их эффективным инструментом для борьбы с прорывами газа и воды [4–7].
Одним из наиболее эффективных решений добычи нефти на таких объектах является внедрение автономных устройств контроля притока (рис. 1а, б). Основная концепция таких устройств заключается в создании индивидуального перепада давления для каждого участка горизонтальной скважины [3]. Это позволяет, во-первых, обеспечить равномерную выработку запасов как из высокопродуктивных, так и из низкопродуктивных интервалов, и, во-вторых, замедлить прорыв конусов газа и воды, а в случае их возникновения — селективно ограничивать приток из них. Принцип работы автономных устройств контроля притока (АУКП) типа «левитирующий диск» основан на различиях вязкости и плотности нефти, газа и воды, что, как показала практика, делает их эффективным инструментом для борьбы с прорывами газа и воды [4–7].
Рис. 1. Автономное устройство контроля притока:
а — конструкция АУКП типа «левитирующий диск»; б — принцип работы АУКП типа «левитирующий диск»
а — конструкция АУКП типа «левитирующий диск»; б — принцип работы АУКП типа «левитирующий диск»
Для моделирования работы горизонтальных скважин, оснащенных устройствами контроля притока, в ПАО «НК «Роснефть» разработан статический симулятор «Устройства контроля притока» в программном комплексе «РН-КИН.EXPRESS», в котором заложены зависимости перепада давления от расхода через устройство [8].
Расчет перепада давления в АУКП осуществляется по формуле [9]:
где ΔPAICD — перепад давления в АУКП, МПа; aAICD — экспериментально определяемый коэффициент (паспортная характеристика), характеризующий сопротивление АУКП,
МПа/кг·м3/(м3/сут)x; x — экспериментально определяемый показатель степени дебита, безразмерная величина (паспортная характеристика АУКП); Q — объeмный приток смеси через устройство в рабочих условиях (т.е. при давлении и температуре на входе в АУКП), м3/сут;
y — экспериментально определяемый показатель степени для вязкости, безразмерная величина (паспортная характеристика АУКП); ρmix — плотность смеси в рабочих условиях, кг/м3; ρcal — плотность калибровочной жидкости, кг/м3; μmix — вязкость смеси, мПа·c; μcal — вязкость калибровочной жидкости, мПа·c.
МПа/кг·м3/(м3/сут)x; x — экспериментально определяемый показатель степени дебита, безразмерная величина (паспортная характеристика АУКП); Q — объeмный приток смеси через устройство в рабочих условиях (т.е. при давлении и температуре на входе в АУКП), м3/сут;
y — экспериментально определяемый показатель степени для вязкости, безразмерная величина (паспортная характеристика АУКП); ρmix — плотность смеси в рабочих условиях, кг/м3; ρcal — плотность калибровочной жидкости, кг/м3; μmix — вязкость смеси, мПа·c; μcal — вязкость калибровочной жидкости, мПа·c.
Стоит отметить, что в данной зависимости калибровочная плотность является константой, причем отношение квадрата плотности смеси к плотности калибровочной смеси не является безразмерной величиной, ввиду чего данную зависимость без потери общности можно переписать без калибровочной плотности, включив ее в состав эмпирического множителя aAICD. Однако поскольку формула (1) была предложена изобретателями АУКП типа «левитирующий диск» [9], то именно в таким виде она реализована в большинстве современных гидродинамических симуляторов и широко используется в отраслевой практике.
Плотность и вязкость смеси на входе в АУКП рассчитываются по формулам:
где a — объемное содержание каждой фазы, д.ед.; ρ — плотность каждого флюида при давлении и температуре на входе в АУКП, кг/м3; μ — вязкость каждого флюида при давлении и температуре на входе в АУКП, мПа·c.
Гидравлические коэффициенты aAICD, x, y зависят от типа устройства контроля притока, его конструкции и свойств флюидов. Для их определения проводят проливные испытания с тремя фазами: углеводородная жидкость, вода, газ. Суть параметров aAICD, x и y в том, что они единые для любого флюида. Значения параметров подбираются так, чтобы минимизировать суммарную невязку между расчетным перепадом давления и экспериментальными значениями. Для минимизации невязки используются численные методы минимизации функции нескольких переменных.
Проливные испытания
Проливные испытания устройств контроля притока являются важным и обязательным этапом перед их спуском в скважину. Основная цель проведения данных испытаний — подтверждение работоспособности устройства и определение на специальном испытательном стенде (рис. 2) его гидравлических характеристик, а именно зависимости перепада давления от расхода флюида в условиях, максимально приближенных к пластовым [10]. Полученные гидравлические характеристики в дальнейшем используются для моделирования работы устройства в скважине и определения их оптимального количества в компоновке хвостовика.
Рис. 2. Принципиальная схема испытательного стенда
Для исследования влияния способа реализации стендовых проливных
испытаний АУКП в лаборатории на результаты определения гидравлических характеристик устройства были реализованы два способа создания перепадов давления, соответствующие российским практикам.
Первый способ и соответствующая ему методика проведения эксперимента заключаются в поддержании фиксированного давления на выходе устройства (0,2 и 1,0 МПа) и регулировании давления на входе (далее — методика 1). Данная методика, распространенная среди российских производителей, характеризуется оперативностью проведения испытаний.
испытаний АУКП в лаборатории на результаты определения гидравлических характеристик устройства были реализованы два способа создания перепадов давления, соответствующие российским практикам.
Первый способ и соответствующая ему методика проведения эксперимента заключаются в поддержании фиксированного давления на выходе устройства (0,2 и 1,0 МПа) и регулировании давления на входе (далее — методика 1). Данная методика, распространенная среди российских производителей, характеризуется оперативностью проведения испытаний.
Второй способ (далее — методика 2) предусматривает поддержание фиксированного давления на входе АУКП на уровнях, имитирующих пластовое давление (7,0 и 9,0 МПа), а регулирование расхода флюидов осуществляется изменением противодавления на выходе устройства. Таким образом моделируются условия работы устройства непосредственно в продуктивном пласте.
Для обеспечения стабилизации режима для каждого значения перепада давления режим потока выдерживался не менее 1 минуты.
Для обеспечения стабилизации режима для каждого значения перепада давления режим потока выдерживался не менее 1 минуты.
На рисунке 3 продемонстрированы гидравлические характеристики АУКП, полученные при использовании обеих методик проливных испытаний. В качестве испытательной среды использовалось масло И-40А вязкостью 70 мПа∙с, в ходе испытаний температура масла поддерживалась постоянной, чтобы исключить влияние ее изменения на вязкость и, соответственно, на результаты определения гидравлических характеристик.
Рис. 3. Результаты проливных испытаний АУКП на масле при разных способах создания перепада давления
Анализ результатов проливных испытаний выявил существенную зависимость гидравлических характеристик АУКП от выбранного способа создания перепада давления на входе и выходе устройства типа «левитирующий диск».
При использовании методики 1 (фиксация давления на выходе и регулировка давления на входе) были выявлены значительные отклонения в зависимостях перепада давления от расхода при разных давлениях на выходе АУКП. При реализации же проливных испытаний по методике 2 (фиксация давления на входе и изменение перепада давления посредством варьирования противодавления на выходе) наблюдалась идентичность гидравлических характеристик вне зависимости от давления на входе в устройство и создаваемого перепада давления.
При использовании методики 1 (фиксация давления на выходе и регулировка давления на входе) были выявлены значительные отклонения в зависимостях перепада давления от расхода при разных давлениях на выходе АУКП. При реализации же проливных испытаний по методике 2 (фиксация давления на входе и изменение перепада давления посредством варьирования противодавления на выходе) наблюдалась идентичность гидравлических характеристик вне зависимости от давления на входе в устройство и создаваемого перепада давления.
Испытания, проводимые по методике 1, имеют существенный недостаток — они не воспроизводят реальные скважинные условия. При анализе испытаний по методике 1 можно заметить следующую закономерность: при увеличении расхода через устройство наблюдается рост входного давления, при этом выходное давление либо остается на постоянном уровне, либо также увеличивается, если на выходе АУКП установлен штуцер для создания противодавления.
Однако в реальных условиях увеличение расхода в скважине происходит за счет снижения давления на выходе устройства, то есть за счет уменьшения забойного давления или посредством увеличения депрессии.
Важным выводом из результатов эксперимента является то, что перепад давления в АУКП зависит от давления на входе АУКП и для слабосжимаемых жидкостей, хотя согласно зависимости (1) в этом случае заметной зависимости перепада давления от входного давления не должно наблюдаться. Это связано с тем, что формула (1), предложенная изобретателями АУКП типа «левитирующий диск» [9], представляет собой упрощенную эмпирическую зависимость, не отражающую в полной мере всей сложности физических процессов, происходящих в АУКП. Поскольку, как установлено, вид характеристик АУКП существенно зависит от входного давления, то важно при планировании исследований выбирать входное давление АУКП в соответствии с тем, что ожидается в скважинных условиях. При определении условий проведения проливных испытаний следует учитывать, что давление на входе АУКП определяется давлением на стенке скважины и отличается от пластового на величину депрессии. Проведение проливных испытаний в широком диапазоне входных давлений нерационально из-за резкого увеличения трудоемкости и стоимости исследований. Поскольку пластовое давление является верхним пределом для давления на входе АУКП, то его значение предлагается использовать в качестве базового при проведении испытаний.
Важным выводом из результатов эксперимента является то, что перепад давления в АУКП зависит от давления на входе АУКП и для слабосжимаемых жидкостей, хотя согласно зависимости (1) в этом случае заметной зависимости перепада давления от входного давления не должно наблюдаться. Это связано с тем, что формула (1), предложенная изобретателями АУКП типа «левитирующий диск» [9], представляет собой упрощенную эмпирическую зависимость, не отражающую в полной мере всей сложности физических процессов, происходящих в АУКП. Поскольку, как установлено, вид характеристик АУКП существенно зависит от входного давления, то важно при планировании исследований выбирать входное давление АУКП в соответствии с тем, что ожидается в скважинных условиях. При определении условий проведения проливных испытаний следует учитывать, что давление на входе АУКП определяется давлением на стенке скважины и отличается от пластового на величину депрессии. Проведение проливных испытаний в широком диапазоне входных давлений нерационально из-за резкого увеличения трудоемкости и стоимости исследований. Поскольку пластовое давление является верхним пределом для давления на входе АУКП, то его значение предлагается использовать в качестве базового при проведении испытаний.
Влияние условий проведения испытаний
на дизайн заканчивания с АУКП
На рисунке 4 представлены гидравлические характеристики АУКП, полученные при проливных испытаниях по методике 2 при входных давлениях 7,0 и 14,0 МПа. Здесь в качестве испытательной среды использовался азот, в ходе испытаний температура азота поддерживалась постоянной.
Плотность и вязкость газа зависят от термобарических параметров [11]. Изменение плотности газа сильнее влияет на перепад давления на АУКП, чем изменение вязкости. Соответственно, исходя из формулы (1), чем больше плотность газа, тем больше перепад давления на АУКП при том же расходе.
Формула (1) демонстрирует ограниченную применимость: при сохранении коэффициентов
aAICD, x, y изменение только вязкости и плотности газа недостаточно для точного пересчета перепадов давления с 7,0 до 14,0 МПа. Характеристики, определенные для одного давления, неприменимы для другого. Следовательно, требуется проведение испытаний в условиях, максимально приближенных к скважинным.
Формула (1) демонстрирует ограниченную применимость: при сохранении коэффициентов
aAICD, x, y изменение только вязкости и плотности газа недостаточно для точного пересчета перепадов давления с 7,0 до 14,0 МПа. Характеристики, определенные для одного давления, неприменимы для другого. Следовательно, требуется проведение испытаний в условиях, максимально приближенных к скважинным.
Рис. 4. Результаты проливных испытаний АУКП на азоте при разном входном давлении
Для оценки влияния характеристик азота, полученных при разном входном давлении во время испытаний, на подбор количества АУКП были выполнены два варианта расчета на примере данных нефтегазовой залежи Восточной Сибири в статическом симуляторе «Устройства контроля притока», представляющим собой модуль в программном комплексе «РН-КИН.EXPRESS» (табл. 1). В первом варианте расчета использовались характеристики азота при входном давлении 14,0 МПа, во втором — при 7,0 МПа. При этом характеристики нефти и воды в обоих вариантах одинаковы.
Табл. 1. Подбор количества АУКП
Принимается, что проливные испытания на азоте при входном давлении 14,0 МПа воспроизводят пластовые условия, поскольку пластовое давление равно 14,0 МПа.
Расчет количества АУКП и их расстановки в обоих вариантах выполнялись под условие ограничения дебита нефти не более 5 % относительно варианта без установки АУКП.
Расчет количества АУКП и их расстановки в обоих вариантах выполнялись под условие ограничения дебита нефти не более 5 % относительно варианта без установки АУКП.
Расчет количества АУКП по второму варианту выполнялся на основе гидравлических характеристик, которые были получены во время проливных испытаний при
давлении 7,0 МПа на входе АУКП. Делалось это для того, чтобы понять, насколько несоответствие условий проведения эксперимента пластовым влияет на подбор количества АУКП и обусловленные этим показатели работы скважины. Неправильный выбор методики проведения проливных испытаний и, как следствие, получение непредставительных гидравлических характеристик АУКП могут привести к обоснованию недостаточного для потенциала пласта количества устройств и, соответственно, потерям в потенциальном дебите нефти — 20 % (4,8 м3/сут).
давлении 7,0 МПа на входе АУКП. Делалось это для того, чтобы понять, насколько несоответствие условий проведения эксперимента пластовым влияет на подбор количества АУКП и обусловленные этим показатели работы скважины. Неправильный выбор методики проведения проливных испытаний и, как следствие, получение непредставительных гидравлических характеристик АУКП могут привести к обоснованию недостаточного для потенциала пласта количества устройств и, соответственно, потерям в потенциальном дебите нефти — 20 % (4,8 м3/сут).
Наряду с риском занижения потенциального дебита из-за подбора меньшего количества АУКП, существует также вероятность неоправданных финансовых затрат, обусловленных приобретением и спуском в скважину избыточного их количества.
На основании полученных результатов сделан вывод о необходимости проведения проливных испытаний АУКП по методике 2 (с поддержанием постоянного давления на входе, близкого к пластовому). Этот подход позволяет воспроизвести работу устройства в пластовых условиях, что крайне важно для получения достоверных гидравлических характеристик и последующего моделирования работы АУКП в скважине с обоснованием необходимого количества устройств.
На основании полученных результатов сделан вывод о необходимости проведения проливных испытаний АУКП по методике 2 (с поддержанием постоянного давления на входе, близкого к пластовому). Этот подход позволяет воспроизвести работу устройства в пластовых условиях, что крайне важно для получения достоверных гидравлических характеристик и последующего моделирования работы АУКП в скважине с обоснованием необходимого количества устройств.
Экстремум характеристики АУКП
Независимо от используемой методики проведения испытаний на гидравлических характеристиках АУКП был зафиксирован экстремум зависимости «перепад давления — расход»: при создании перепада давления выше определенного значения наблюдается уменьшение расхода флюида, протекающего через АУКП. При этом величина перепада давления, при котором наблюдается указанный «экстремум», варьируется в зависимости от используемой методики проведения испытаний.
В статье [12] авторы объясняют наблюдаемое поведение зависимости «перепад давления — расход» работой диска в АУКП. В начале процесса испытания «левитирующий диск» находится в состоянии покоя на ножках в корпусе АУКП. При превышении критического расхода диск начинает «левитировать», частично перекрывая проходное сечение. Если после этого расход начинает уменьшаться, диск останется в состоянии «левитации» даже при расходе ниже критического, пока не будет достигнуто условие равновесия. Однако когда расход станет недостаточным для поддержания баланса сил, диск снова будет прижат к ножкам в корпусе. Примечательно, что немонотонность зависимости «перепад давления — расход» была зафиксирована в испытаниях, проведенных с применением масел различной вязкости от 9 до 70 мПа∙с. Отмечается, что существующие математические модели, описывающие зависимость перепада давления от расхода, не в полной мере учитывают сложные гидродинамические процессы, протекающие внутри устройства.
Стоит отметить, что в своей статье авторы [12] также упоминают о кавитации, возникающей в воде в условиях, близких к насыщению собственным паром. Однако на их характеристиках не наблюдается экстремума зависимости «перепад давления — расход».
Чтобы понять причину возникновения «экстремума» кривой гидравлической характеристики АУКП, была создана трехмерная модель устройства в специализированном программном комплексе, реализующем методы вычислительной гидродинамики (CFD). Исследование базировалось на решении системы уравнений Навье-Стокса с использованием коммерческого лицензионного программного обеспечения. При моделировании воды учитывалась возможность возникновения кавитации при помощи модели Zwart-Gerber-Belamri, что позволило качественно воспроизвести «экстремум» кривой гидравлической характеристики АУКП (рис. 5).
Рис. 5. Результаты моделирования АУКП на воде при учете модели кавитации
Изменение гидравлической характеристики устройства в проливных испытаниях на воде связано с появлением кавитации в зазоре между диском и корпусом на входе потока при больших значениях перепада давления — более 3,0 МПа (рис. 6).
Рис. 5. Результаты моделирования АУКП на воде при учете модели кавитации
В случае появления кавитации происходит разрыв жидкости с образованием полостей, заполняемых паром, что приводит к уменьшению общей плотности среды и, как следствие, к «всплытию» диска с уменьшением величины зазора и увеличением потерь давления в устройстве. При этом, согласно уравнению неразрывности, скорость потока газожидкостной смеси в зазоре возрастает, а расход жидкой водной фазы снижается.
В модели было принято допущение об изотермичности потока ввиду того, что образующийся пар будет находиться в состоянии насыщения с жидкостью и, следовательно, его плотность не будет меняться. Для давления и соответствующей плотности насыщенного пара были приняты значения в 3,17 кПа и 0,0231 кг/м3 соответственно, полученные с использованием высокоточных уравнений IAPWS R7-97 при температуре насыщения 25 °C. Динамическая вязкость пара была принята равной 0,01 мПа∙с.
Течение нефти в АУКП моделировалось без учета фазовых переходов, и «экстремума» характеристики не наблюдалось. Отказ от использования модели кавитации для масла был обусловлен тем, что имеется большая неопределенность в данных по давлению и плотности насыщенных паров при заданной температуре. Кроме того, при этом требуется корректировка эмпирических коэффициентов модели кавитации на масло.
Результаты анализа трех серий лабораторных проливных испытаний АУКП типа «левитирующий диск» на масле, азоте и воде выявили существенную зависимость их гидравлических характеристик от способа реализации режимов течения флюидов через устройство. Показано, что методика проведения проливных испытаний АУКП с фиксированным, приближенным к пластовому, давлением на входе в устройство и регулированием противодавления на выходе позволяет воспроизвести работу АУКП в скважинных условиях и получить адекватные гидравлические характеристики для дальнейшего их использования при обосновании оптимального количества устройств.
Отмечено, что широко используемые в отрасли аналитические аппроксимации для гидравлических характеристик АУКП не учитывают все особенности работы АУКП в скважине, в частности, немонотонность поведения их гидравлических характеристик с участком «запирания» потока газожидкостной смеси при дальнейшем увеличении перепада давления на устройстве после достижения максимального расхода флюидов, а также влияние входного давления на вид характеристик.
На примере одной скважины показано, что некорректные гидравлические характеристики АУКП, полученные из-за неправильно выбранного метода испытаний устройств, могут привести к обоснованию как заниженного количества устройств контроля притока и потерям (в рассмотренном примере до 20 % потенциального дебита нефти — 4,8 м3/сут), так и к необоснованным финансовым затратам, связанным с установкой их избыточного количества.
Отмечено, что широко используемые в отрасли аналитические аппроксимации для гидравлических характеристик АУКП не учитывают все особенности работы АУКП в скважине, в частности, немонотонность поведения их гидравлических характеристик с участком «запирания» потока газожидкостной смеси при дальнейшем увеличении перепада давления на устройстве после достижения максимального расхода флюидов, а также влияние входного давления на вид характеристик.
На примере одной скважины показано, что некорректные гидравлические характеристики АУКП, полученные из-за неправильно выбранного метода испытаний устройств, могут привести к обоснованию как заниженного количества устройств контроля притока и потерям (в рассмотренном примере до 20 % потенциального дебита нефти — 4,8 м3/сут), так и к необоснованным финансовым затратам, связанным с установкой их избыточного количества.
Внедрение предложенной методики проведения испытаний АУКП, которая воспроизводит скважинные условия, позволит получить достоверные гидравлические характеристики. Это является залогом корректного расчета оптимального количества устройств и предотвращает значительные ошибки при проектировании заканчивания скважин.
Дальнейшее совершенствование математических моделей за счет учета сложных гидродинамических процессов в устройствах контроля притока, включая кавитацию, позволит более точно воспроизводить в модели экспериментально полученные гидравлические характеристики АУКП и повысить экономическую эффективность заканчивания скважин.
Дальнейшее совершенствование математических моделей за счет учета сложных гидродинамических процессов в устройствах контроля притока, включая кавитацию, позволит более точно воспроизводить в модели экспериментально полученные гидравлические характеристики АУКП и повысить экономическую эффективность заканчивания скважин.
1. Пономарев А.И. Разработка нефтегазоконденсатных залежей в низкопроницаемых коллекторах. Уфа: УГНТУ, 1999. 234 с.
2. Ялаев А.В., Исламов Р.Р., Муслимов Б.Ш., Кулеш В.А. Обзор мирового опыта ограничения режимов работы скважин в контексте борьбы с прорывами воды и газа в подгазовых зонах // Экспозиция Нефть Газ. 2024. № 2. С. 24–31.
3. Halvorsen M., Elseth G., Naevdal O.M. Increased oil production at Troll by autonomous inflow control with RCP valves. SPE annual technical conference and exhibition, 2012, October 8–10, 159634-MS. (In Eng).
4. Least B., Bonner A.J., Regulacion R.E., Penaranda R. Autonomous ICD installation success in ecuador heavy oil: a case study. SPE Annual technical conference and exhibition, New Orleans, Louisiana, USA, September 30 – October 2, 2013, 166495-MS. (In Eng).
5. Mohammad Zin Z., Khairuddin M., Manaf A., Mohammad S. et al. Improved recovery through optimum well design using autonomous inflow control device in complex brown field reservoir. Offshore Technology Conference Asia, Kuala Lumpur, Malaysia, November 2020, 30432-MS. (In Eng).
6. Halvorsen M., Madsen M., Vikoren Mo M. et al. Enhanced oil recovery on troll field by implementing autonomous inflow control device. SPE Bergen One Day Seminar, Grieghallen, Bergen, Norway, April 2016, 180037-MS. (In Eng).
7. McConnell M., Jasser R., Tappan J., Fipke S. Сase study of autonomous inflow control devices (AICD) to control water production in fractured carbonate reservoir in Eastern Montana. SPE Canadian Energy Technology Conference and Exhibition, Calgary, Alberta, Canada, March 2024, 218071-MS. (In Eng).
8. Росляков К.С., Абдуллин А.А., Муслимов Б.Ш.,
Исламов Р.Р. Обоснование оптимального количества и размера проходного сечения устройств контроля притока для эффективной разработки нефтегазовых залежей // Экспозиция Нефть Газ. 2024. № 3. С. 30–34.
9. Mathiesen V., Aakre H., Werswick B., Elseth G. The autonomous RCP valve – new technology for inflow control in horizontal wells. SPE Offshore Europe Oil and Gas Conference and Exhibition, Aberdeen, UK, September 2011, 145737-MS. (In Eng).
10. Зюзев Е.С., Давыдов А.А., Опарин И.А., Малофеев М.В., Корнилов Е.Ю. Опыт применения автономных устройств контроля притока // Экспозиция Нефть Газ. 2023. № 1. С. 36–40.
11. Варгафтик Н.Б. Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей. М.: Наука, 1972. 720 с.
12. Becerra Moreno O., Gohari K., Kendall A. Understanding the performance and application window of autonomous ICD. Abu Dhabi International Petroleum Exhibition & Conference, Abu Dhabi, UAE, November 2019, 197331-MS. (In Eng).
2. Ялаев А.В., Исламов Р.Р., Муслимов Б.Ш., Кулеш В.А. Обзор мирового опыта ограничения режимов работы скважин в контексте борьбы с прорывами воды и газа в подгазовых зонах // Экспозиция Нефть Газ. 2024. № 2. С. 24–31.
3. Halvorsen M., Elseth G., Naevdal O.M. Increased oil production at Troll by autonomous inflow control with RCP valves. SPE annual technical conference and exhibition, 2012, October 8–10, 159634-MS. (In Eng).
4. Least B., Bonner A.J., Regulacion R.E., Penaranda R. Autonomous ICD installation success in ecuador heavy oil: a case study. SPE Annual technical conference and exhibition, New Orleans, Louisiana, USA, September 30 – October 2, 2013, 166495-MS. (In Eng).
5. Mohammad Zin Z., Khairuddin M., Manaf A., Mohammad S. et al. Improved recovery through optimum well design using autonomous inflow control device in complex brown field reservoir. Offshore Technology Conference Asia, Kuala Lumpur, Malaysia, November 2020, 30432-MS. (In Eng).
6. Halvorsen M., Madsen M., Vikoren Mo M. et al. Enhanced oil recovery on troll field by implementing autonomous inflow control device. SPE Bergen One Day Seminar, Grieghallen, Bergen, Norway, April 2016, 180037-MS. (In Eng).
7. McConnell M., Jasser R., Tappan J., Fipke S. Сase study of autonomous inflow control devices (AICD) to control water production in fractured carbonate reservoir in Eastern Montana. SPE Canadian Energy Technology Conference and Exhibition, Calgary, Alberta, Canada, March 2024, 218071-MS. (In Eng).
8. Росляков К.С., Абдуллин А.А., Муслимов Б.Ш.,
Исламов Р.Р. Обоснование оптимального количества и размера проходного сечения устройств контроля притока для эффективной разработки нефтегазовых залежей // Экспозиция Нефть Газ. 2024. № 3. С. 30–34.
9. Mathiesen V., Aakre H., Werswick B., Elseth G. The autonomous RCP valve – new technology for inflow control in horizontal wells. SPE Offshore Europe Oil and Gas Conference and Exhibition, Aberdeen, UK, September 2011, 145737-MS. (In Eng).
10. Зюзев Е.С., Давыдов А.А., Опарин И.А., Малофеев М.В., Корнилов Е.Ю. Опыт применения автономных устройств контроля притока // Экспозиция Нефть Газ. 2023. № 1. С. 36–40.
11. Варгафтик Н.Б. Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей. М.: Наука, 1972. 720 с.
12. Becerra Moreno O., Gohari K., Kendall A. Understanding the performance and application window of autonomous ICD. Abu Dhabi International Petroleum Exhibition & Conference, Abu Dhabi, UAE, November 2019, 197331-MS. (In Eng).
Росляков К.С., Муслимов Б.Ш., Исламов Р.Р.,
Абуталипов У.М., Пономарев А.И.
Филиал ООО «РН-ГИР» в городе Уфе —
БашНИПИнефть, Уфа, Россия;
Уфимский государственный нефтяной технический университет, Уфа, Россия
roslyakovks3@rn-gir.rosneft.ru
Абуталипов У.М., Пономарев А.И.
Филиал ООО «РН-ГИР» в городе Уфе —
БашНИПИнефть, Уфа, Россия;
Уфимский государственный нефтяной технический университет, Уфа, Россия
roslyakovks3@rn-gir.rosneft.ru
Выполнено сопоставление гидравлических характеристик устройств контроля притока, полученных в результате проведения проливных испытаний по двум методикам. Первая методика предполагала фиксированное давление на выходе устройства, вторая — фиксированное давление на входе.
автономное устройство контроля притока, проливные испытания, гидравлические характеристики, прорыв газа, кавитация, накопленная добыча нефти
Росляков К.С., Муслимов Б.Ш., Исламов Р.Р., Абуталипов У.М., Пономарев А.И. Влияние методики проливных испытаний автономных устройств контроля притока на их гидравлические характеристики // Экспозиция Нефть Газ. 2026. № 2. C. 76–81.
DOI: 10.24412/2076-6785-2026-2-76-81
DOI: 10.24412/2076-6785-2026-2-76-81
16.01.2026
УДК 622.276
DOI: 10.24412/2076-6785-2026-2-71-81
DOI: 10.24412/2076-6785-2026-2-71-81
Рекомендуемые статьи
© Экспозиция Нефть Газ. Научно-технический журнал. Входит в перечень ВАК
+7 (855) 222-12-84