張曉誠(chéng) 王曉鵬 李進(jìn) 韓耀圖 張明

(中海石油(中國(guó))有限公司天津分公司；海洋石油高效開發(fā)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室)

0 引 言

渤海油田淺層疏松砂巖儲(chǔ)層分布廣泛，占探明儲(chǔ)量的84%以上，疏松砂巖油藏的高效開發(fā)是渤海油田穩(wěn)產(chǎn)增產(chǎn)的重中之重[1-2]。疏松砂巖儲(chǔ)層出砂風(fēng)險(xiǎn)高，渤海油田常用的獨(dú)立篩管和礫石充填等防砂工藝在防砂的同時(shí)會(huì)增加附加表皮，降低產(chǎn)量[3-5]。此外，受條件限制，海上油田多采用少井高產(chǎn)、多層同采的開發(fā)方式，由于儲(chǔ)層物性差異，高滲層容易形成優(yōu)勢(shì)通道，中低滲儲(chǔ)層吸收注水能量弱，產(chǎn)油貢獻(xiàn)低，整體產(chǎn)能無法得到有效釋放[6]。為了滿足渤海油田疏松砂巖儲(chǔ)層高效開發(fā)的需求，解除近井地帶污染，增強(qiáng)低滲層導(dǎo)流能力，達(dá)到防砂、增產(chǎn)、調(diào)剖和控水等多重目的，本文對(duì)疏松砂巖裂縫起裂延伸機(jī)理進(jìn)行了研究，并以S油田為例，研究了壓裂充填對(duì)生產(chǎn)的影響，同時(shí)對(duì)液壓鎖定器、頂部封隔器總成、充填短節(jié)旁通孔及反循環(huán)流道等進(jìn)行優(yōu)化，形成了一趟多層壓裂充填防砂工藝技術(shù)，并進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用。所得結(jié)論可為渤海油田疏松砂巖的高效開發(fā)提供新思路。

1 疏松砂巖裂縫起裂與延伸機(jī)理

1.1 彈塑性變形流固耦合理論

疏松砂巖壓裂時(shí)壓裂液向地層濾失，導(dǎo)致近裂縫壁面附近孔隙壓力變化，從而引起地層有效應(yīng)力變化。有效應(yīng)力變化導(dǎo)致巖石變形甚至破壞，改變地層孔隙度與滲透率，從而影響地層孔隙流體流動(dòng)與孔隙壓力分布，因此疏松砂巖應(yīng)力、變形與孔隙流體流動(dòng)耦合效應(yīng)顯著。疏松砂巖受力平衡方程為：

σij,j+fi=0

(1)

式中：σij,j為應(yīng)力，MPa；fi為體積力，N/m3；i、j=1、2、3，表示方向。

考慮疏松砂巖為均質(zhì)彈塑性材料，其應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系為：

(2)

疏松砂巖孔隙流體流動(dòng)的數(shù)學(xué)方程可以由孔隙流體質(zhì)量守恒方程與達(dá)西定律推導(dǎo)得到，即有：

(3)

疏松砂巖剪切破壞后會(huì)發(fā)生體積膨脹，滲透率增大，可采用Touhidi-Baghini提出的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式進(jìn)行描述，即有：

ln(k/k0)=Bεv/φ0

(4)

式中：k0為初始滲透率，mD；φ0為初始孔隙度，%；B為擬合系數(shù)，取值范圍2.9～3.8。

疏松砂巖在壓裂過程中的裂縫起裂可采用二次名義應(yīng)力準(zhǔn)則判斷，如式(5)所示。

(5)

當(dāng)裂縫面上的內(nèi)聚應(yīng)力未達(dá)到式(5)的條件時(shí)，單元保持完好；當(dāng)內(nèi)聚應(yīng)力達(dá)到式(5)的條件時(shí)，單元開始發(fā)生損傷。裂縫面上的內(nèi)聚應(yīng)力隨著裂縫的張開而逐漸減小，直至完全損傷，裂縫面上的內(nèi)聚應(yīng)力為0。

1.2 裂縫起裂延伸模型及規(guī)律研究

1.2.1 裂縫起裂延伸模型

為了模擬疏松砂巖壓裂過程中的裂縫起裂和延伸情況，基于彈塑性變形流固耦合理論，采用數(shù)值模擬軟件建立疏松砂巖壓裂流固耦合數(shù)值模型。其中，拉伸裂縫起裂延伸以及裂縫內(nèi)流體流動(dòng)采用軟件內(nèi)置的Cohesive單元描述，如圖1所示?？紤]問題的對(duì)稱性，圖1所示模型為模型，模型整體長(zhǎng)、寬、高分別為50、50及30 m，中間與上下隔層厚度均為10 m，射孔段厚度為7.5 m。

圖1 三維地層數(shù)值模型Fig.1 3D stratigraphic numerical model

線性膠壓裂時(shí)，考慮線性膠的造壁性弱，造壁作用可忽略不計(jì)，計(jì)算中保持線性膠的濾失系數(shù)不變。交聯(lián)壓裂液壓裂時(shí)，因交聯(lián)劑具有造壁性，所以壓裂過程中壓裂液濾失系數(shù)發(fā)生變化。根據(jù)M.J.ECONOMIDES等的試驗(yàn)結(jié)果，可采用Carter濾失模型實(shí)現(xiàn)濾失系數(shù)的動(dòng)態(tài)變化，以模擬交聯(lián)劑的造壁特性，如式(6)所示。

(6)

1.2.2 裂縫起裂延伸規(guī)律

本文以滲透率500 mD的儲(chǔ)層為例，分別采用黏度為10 mPa·s的非交聯(lián)線性膠壓裂液和黏度為2 mPa·s交聯(lián)壓裂液，以2.4 m3/min的排量進(jìn)行壓裂，對(duì)比2種壓裂液壓裂過程中裂縫起裂延伸情況和近裂縫面附近孔隙壓力分布規(guī)律，結(jié)論如下。

(1)非交聯(lián)線性膠壓裂液壓裂拉伸裂縫延伸規(guī)模較小，裂縫半長(zhǎng)僅為9.6 m，出現(xiàn)穿層擴(kuò)展現(xiàn)象，裂縫進(jìn)入上、下隔層，儲(chǔ)層內(nèi)裂縫半長(zhǎng)為9.6 m，最大縫寬約1.0 mm；隔層內(nèi)縫長(zhǎng)與儲(chǔ)層延伸長(zhǎng)度接近，但縫寬較寬，最大縫寬為4.0 mm；采用交聯(lián)壓裂液能夠在疏松砂巖儲(chǔ)層中起裂并延伸為規(guī)則的平面拉伸裂縫，裂縫半長(zhǎng)為18.6 m，縫寬為33.5 mm，如圖2所示。

圖2 壓裂拉伸裂縫延伸情況(裂縫寬度)Fig.2 Extension of fracturing tensile fracture (fracture width)

(2)非交聯(lián)線性膠壓裂液由于沒有造壁性，不會(huì)在裂縫面上形成濾餅，壓裂液將大量濾失進(jìn)入近裂縫附近地層，造成孔隙壓力升高，巖石平均有效應(yīng)力降低，從而形成剪切破裂區(qū)(見圖3a)，難以形成拉伸形裂縫；而交聯(lián)壓裂液通過在裂縫面上形成濾餅，壓裂液濾失得到較好控制，盡管裂縫內(nèi)壓力高達(dá)23.5 MPa，但儲(chǔ)層內(nèi)孔隙壓力變化不大，最大孔隙壓力僅從原始的13.9 MPa升高至15.4 MPa，不會(huì)形成大規(guī)模的剪切破裂區(qū)。因此，使用交聯(lián)劑的壓裂液濾失量較小，可在裂縫內(nèi)憋起較高壓力，如圖3所示。

圖3 近裂縫面附近孔隙壓力分布Fig.3 Distribution of pore pressure near fracture surface

綜上分析，線性膠壓裂液濾失量較大、壓裂液效率低、裂縫形態(tài)復(fù)雜，難以形成短、寬的平整裂縫。交聯(lián)類型壓裂液濾失量小、壓裂液效率高、易形成平整的短寬縫，有利于壓裂充填。因此，渤海油田疏松砂巖壓裂充填適合采用交聯(lián)類型的壓裂液。

1.3 疏松砂巖壓裂規(guī)模圖版

為了合理控制疏松砂巖壓裂規(guī)模，模擬分析不同滲透率儲(chǔ)層在不同壓裂液排量下的裂縫形態(tài)和裂縫長(zhǎng)度。以厚度為10 m的儲(chǔ)層為例，分析得出裂縫長(zhǎng)度隨儲(chǔ)層滲透率和排量的變化規(guī)律，繪制成疏松砂巖壓裂規(guī)模圖版，如圖4所示。由圖4可知：在壓裂排量小于1.8 m3/min時(shí)，隨地層滲透率增大，裂縫長(zhǎng)度逐漸增大；當(dāng)滲透率大于1 000 mD時(shí)，裂縫長(zhǎng)度基本不變；在大排量下，隨地層滲透率增大，裂縫長(zhǎng)度不斷增大；在相同滲透率條件下，隨排量增大，裂縫長(zhǎng)度明顯增大，在地層滲透率較小時(shí)，增大排量會(huì)造成裂縫長(zhǎng)度明顯增大。

圖4 疏松砂巖壓裂規(guī)模圖版(裂縫長(zhǎng)度)Fig.4 Fracturing scale chart of loose sandstone (fracture length)

2 壓裂充填完井增產(chǎn)機(jī)理研究

2.1 壓裂充填裂縫參數(shù)模擬

本文以渤海S油田D區(qū)為例進(jìn)行模擬分析。S油田主力開發(fā)層系為東二下段疏松砂巖儲(chǔ)層，儲(chǔ)層深度1 390～1 465 m，地層原油黏度27.3 mPa·s，正常壓力梯度，油田儲(chǔ)層在縱向和橫向分布比較穩(wěn)定，油氣沿砂體呈層狀分布，儲(chǔ)層孔隙度28%～34%，滲透率500～3 000 mD，屬于中高孔滲儲(chǔ)層。儲(chǔ)層縱向上各小層之間滲透率分布不均勻，縱向不同小層物理特性參數(shù)見表1。根據(jù)設(shè)計(jì)，S油田射孔孔密為39孔/m，交聯(lián)壓裂液黏度為300 mPa·s，壓裂排量為2.2 m3/min，泵注時(shí)間為40 min。

表1 S油田儲(chǔ)層物理特性參數(shù)Table 1 Physical property parameters of reservoir in S Oilfield

根據(jù)S油田D區(qū)地層特性，采用裂縫起裂延伸數(shù)值模擬模型，對(duì)壓裂充填裂縫形態(tài)進(jìn)行分析。模擬結(jié)果表明：在滲透率高于3 000 mD的小層中無法形成裂縫；在滲透率為60～736 mD的地層中形成半長(zhǎng)14～32 m不等的裂縫，縫寬在30 mm左右。

2.2 壓裂充填對(duì)生產(chǎn)的影響研究

本文以D區(qū)塊儲(chǔ)層縱向小層分布規(guī)律為基礎(chǔ)，采用一注一采開發(fā)模式，模擬分析常規(guī)礫石充填和壓裂充填完井方式對(duì)生產(chǎn)的影響。其中：注水井與采油井間距350 m，日產(chǎn)液量100 m3，注采比1∶1，各小層之間無隔層。模擬分析常規(guī)礫石充填和壓裂充填完井在生產(chǎn)過程中的綜合含水體積分?jǐn)?shù)和日產(chǎn)油量，結(jié)果分別如圖5和圖6所示。

圖5 2種完井方式下的綜合含水體積分?jǐn)?shù)Fig.5 Composite water cut under 2 completion modes

圖6 2種完井方式下的日產(chǎn)油Fig.6 Daily oil flow rate under 2 completion modes

由圖5可知，雖然2種完井方式的最終含水體積分?jǐn)?shù)相近，但在生產(chǎn)過程中見水初期，壓裂充填完井綜合含水體積分?jǐn)?shù)低于礫石充填完井方式。由圖6可知，壓裂充填完井方式在初期日產(chǎn)油量略高于常規(guī)礫石充填完井。因此，壓裂充填較常規(guī)礫石充填而言具有改造低滲層和延緩注入水錐進(jìn)時(shí)間的優(yōu)勢(shì)，可降低含水體積分?jǐn)?shù)，提高日產(chǎn)油量。

通過模擬分析，出現(xiàn)圖5、圖6中現(xiàn)象的原因在于：采用常規(guī)礫石充填完井時(shí)，注入水會(huì)優(yōu)先沿著滲透率高的第2小層運(yùn)移，容易發(fā)生單層注入水突進(jìn)，影響整體開發(fā)效果。同時(shí)，常規(guī)礫石充填完井生產(chǎn)30 a后，油藏綜合采出程度約26.1%，其中主要貢獻(xiàn)仍然來自滲透率最高的第2小層，其次為第1小層，說明在縱向非均質(zhì)油藏水驅(qū)開發(fā)過程中，滲透率較高的層波及效率更高。而采用壓裂充填完井時(shí)，由于第2小層滲透率高于3 000 mD，在壓裂過程中無法形成裂縫，同時(shí)通過在第1、3、4小層形成充填裂縫，提高了低滲層導(dǎo)流能力，避免注入水單層突進(jìn)現(xiàn)象，從而降低含水體積分?jǐn)?shù)。因此，壓裂充填完井改變了油水運(yùn)移剖面，生產(chǎn)30 a后油藏綜合采出程度達(dá)到29.6%，與常規(guī)礫石充填相比提高了3.5%。

3 一趟多層壓裂充填防砂工藝技術(shù)

3.1 ?244.5 mm(9 in)套管壓裂充填工具改進(jìn)

針對(duì)渤海油田早期采用的?244.5 mm套管一趟多層壓裂充填管柱工具穩(wěn)定性差、耐腐蝕性差、抗沖蝕性能差及操作繁瑣的問題，筆者對(duì)液壓鎖定器、充填短節(jié)旁通孔、反循環(huán)流道、頂部封隔器總成及服務(wù)工具總成結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化，具體優(yōu)化內(nèi)容如下。

3.1.1 液壓鎖定器改進(jìn)

創(chuàng)新采用內(nèi)、外雙彈性機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)，精準(zhǔn)控制鎖套解鎖力。圖7為改進(jìn)后的液壓鎖定器結(jié)構(gòu)圖。改進(jìn)后的液壓鎖定器采用液壓激活方式，激活壓力為10.34 MPa±0.69 MPa，具有防誤激活、性能穩(wěn)定、激活壓力精準(zhǔn)的優(yōu)勢(shì)，有效解決了管柱下放遇阻誤激活鎖定器的問題。

圖7 改進(jìn)后的液壓鎖定器Fig.7 Improved hydraulic lock device

3.1.2 充填旁通孔和反循環(huán)流道改進(jìn)

將深孔結(jié)構(gòu)的壓裂充填短節(jié)旁通孔改進(jìn)為深月牙孔結(jié)構(gòu)，流道增大為原來的9倍，摩阻降低50%；優(yōu)化反循環(huán)孔流道，優(yōu)化短節(jié)長(zhǎng)度、孔徑及布孔結(jié)構(gòu)，使流體產(chǎn)生螺旋上升效應(yīng)，大幅增強(qiáng)流體攜砂效果，增大沖刷面積；升級(jí)滑套關(guān)閉工具，工具總長(zhǎng)減小26 cm，采用整體籠式結(jié)構(gòu)，縮短充填孔與反循環(huán)孔間距離，摩阻降低20%。優(yōu)化后的工具可使反循環(huán)的壓力降低約25%，反循環(huán)合格率可從67.1%提升至98.7%，如表2所示。同時(shí)，短節(jié)的耐沖蝕性能大幅提升，有效解決了充填孔易沖蝕的問題。

表2 壓裂充填短節(jié)改進(jìn)前、后參數(shù)對(duì)比Table 2 Comparison of parameters before and after improvement of fracturing filling nipple

3.1.3 頂部封隔器總成改進(jìn)

將頂部封隔器總成及頂部服務(wù)工具總成長(zhǎng)度由14 m縮短至11 m，降低工具成本。同時(shí)，采用可旋轉(zhuǎn)的中心管，可實(shí)現(xiàn)快速連接，縮短井口連接時(shí)間，提高現(xiàn)場(chǎng)作業(yè)時(shí)效，增強(qiáng)連接穩(wěn)定性。

通過上述改進(jìn)，有效解決了作業(yè)管柱竄動(dòng)和循環(huán)壓力高等技術(shù)難題，提高了壓裂充填工具穩(wěn)定性、耐腐蝕性和抗沖蝕性能，有效滿足了?244.5 mm套管一趟多層壓裂充填防砂完井需求。

3.2 ?177.8 mm(7 in)套管壓裂充填工具研制

為了解決?177.8 mm套管壓裂充填工具只能進(jìn)行逐層壓裂充填、時(shí)效低、工期長(zhǎng)、費(fèi)用高、防砂管柱內(nèi)通徑小以及不能下入分采管等技術(shù)難題，通過?177.8 mm套管配套防砂封隔器的研制，研發(fā)了?177.8 mm套管一次多層壓裂充填防砂管柱[7-8]，如圖8所示。管柱內(nèi)通徑為98.6 mm，采用?88.9和?60.3 mm沖管，可實(shí)現(xiàn)定向井一趟 4 層及以上壓裂充填防砂，施工排量3.18 m3/min，壓力級(jí)別51.7 MPa。一趟多層壓裂充填防砂管柱具有如下特點(diǎn)：①內(nèi)徑由常規(guī)的82.6 mm增大至98.6 mm，可實(shí)現(xiàn)單井的分采分注要求，并可為后續(xù)增產(chǎn)增注措施提供作業(yè)通道；②滿足壓裂要求；③充填工具內(nèi)部配有耐沖蝕合金襯套，可保護(hù)充填工具本體。

通過正循環(huán)摩阻分析，一趟多層壓裂充填管柱可滿足施工排量3.18 m3/min、施工長(zhǎng)度400 m的?177.8 mm套管一次多層壓裂充填完井作業(yè)。反循環(huán)時(shí)，?88.5 mm鉆桿和?177.8 mm尾管的環(huán)空比較大，沿程摩阻可以忽略不計(jì)，因此反循環(huán)時(shí)的沿程摩阻主要發(fā)生在?88.9 mm沖管和?60.3 mm沖管的環(huán)形空間內(nèi)。按照井深2 000 m計(jì)算，反循環(huán)排量0.954 m3/min時(shí)鉆桿摩阻為4.73 MPa。壓裂充填工藝作業(yè)能力主要受限于反循環(huán)時(shí)的排量限壓，在反循環(huán)套壓限壓20.6 MPa的情況下，最大沖管連接長(zhǎng)度258 m(不考慮最下層充填段長(zhǎng)度)，而渤海油田隔層平均長(zhǎng)度在30～40 m。因此，一趟多層壓裂充填工藝技術(shù)能夠滿足4層以上的壓裂充填防砂作業(yè)要求。沖蝕方面，整體流體域最大沖蝕速率為4.05×10-3kg/(m2·s)，沖蝕嚴(yán)重的區(qū)域主要集中在上延伸筒和套管上，充填過程中的充填孔最大沖蝕速率為7.25×10-5kg/(m2·s)。按照平均充填一口4層的井要求，需要耗時(shí)4 h，過砂量113.4 t，磨損量為36.3 g，充填滑套上短節(jié)厚度10 mm，充填完厚度損耗在0.062 25 mm，滿足現(xiàn)場(chǎng)作業(yè)要求。

1—坐封工具；2—上部隔離密封；3—?88.9 mm沖管；4—?60.3 mm沖管；5—中部密封；6—中心管； 7—充填工具；8—反循環(huán)閥；9—載荷顯示器；10、11—滑套開關(guān)工具；12—底部密封；13—沉砂封隔器；14—插入密封；15、19、24—定位接箍；16、20、26—充填滑套；17、21、27—上延伸筒；18、22—隔離封隔器；23—篩(盲)管；25—下延伸筒；28—變扣；29—密封筒；30—頂部封隔器。

3.3 壓裂充填防砂工藝技術(shù)

一趟多層壓裂充填防砂工藝作業(yè)步驟如下：①刮管洗井；②射孔作業(yè)；③再次刮管洗井作業(yè)；④下入沉砂封隔器，并坐封驗(yàn)封；⑤下入防砂管柱；⑥坐封頂部封隔器，驗(yàn)封；⑦坐封隔離封隔器，驗(yàn)封；⑧壓裂充填防砂作業(yè)。

在壓裂充填作業(yè)時(shí)，首先將管柱置于充填位置進(jìn)行循環(huán)測(cè)試，記錄排量0.159和0.318 m3/min的循環(huán)壓力。然后，同樣在充填位置進(jìn)行小壓測(cè)試，通過提升排量測(cè)試，并記錄對(duì)應(yīng)的泵壓及套壓，得到最后的擠注壓力時(shí)，迅速停泵獲取瞬時(shí)關(guān)井壓力，等待裂縫閉合。根據(jù)小壓測(cè)試結(jié)果，分析裂縫及地層信息，從而確定最優(yōu)的壓裂充填泵注程序。隨后進(jìn)行壓裂充填防砂作業(yè)，起脫砂壓力后，立即停泵。將管柱提至反循環(huán)位置，采用固井泵進(jìn)行大排量反循環(huán)，直至確認(rèn)返出無陶粒。

4 現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用

渤海X油田位于渤海東北部遼東灣海域，平均水深約30 m。油田構(gòu)造為北東走向斷裂半背斜構(gòu)造，主力儲(chǔ)層位于東二下段，細(xì)分為14個(gè)小層。油田原油具有密度大、黏度高和膠質(zhì)瀝青含量高等特點(diǎn)，屬于重質(zhì)油。在平面上，構(gòu)造高部位原油性質(zhì)優(yōu)于構(gòu)造低部位。N平臺(tái)區(qū)域地層飽和壓力下原油黏度為20～100 mPa·s，黏度相對(duì)較低。

為保持地層能量，提升區(qū)塊開發(fā)效益，N平臺(tái)大部分井都采用了同注同采工藝。在N平臺(tái)加密調(diào)整井設(shè)計(jì)中，部署了4口試驗(yàn)井(N1、N2、N3和N4井)，各井之間相距330～350 m。N1、N2和N3井均采用壓裂充填防砂完井技術(shù)，N4井進(jìn)行高速水礫石充填，對(duì)比壓裂充填和高速水充填開發(fā)效果。各井設(shè)計(jì)儲(chǔ)層的施工參數(shù)如表3所示。

表3 充填防砂施工參數(shù)設(shè)計(jì)Table 3 Design of parameters for filling sand control operation

從投產(chǎn)情況來看，4口井穩(wěn)產(chǎn)生產(chǎn)壓差基本在5.0～8.5 MPa之間，N1、N2和N3井產(chǎn)液量基本在200～300 m3/d，N4井產(chǎn)液量為100～200 m3/d，產(chǎn)量數(shù)據(jù)如表4所示。

表4 4口井日產(chǎn)量數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)Table 4 Daily output data of 4 wells

壓裂充填井無論是初期還是穩(wěn)產(chǎn)后的日產(chǎn)油量明顯高于高速水礫石充填井，目前產(chǎn)量為高速水礫石充填井的2～3倍，同時(shí)壓裂充填井初期含水體積分?jǐn)?shù)低于高速水礫石充填井，在疏松砂巖油藏開發(fā)中能起到較好的防砂、增產(chǎn)和一定的調(diào)剖控水效果。

近年來，壓裂充填防砂完井技術(shù)已在渤海P-1、P-2、S-1、L-1及J-3等油田成功應(yīng)用177口井，單井產(chǎn)量得到顯著提高，累計(jì)增油量為166.41 萬m3。

5 結(jié) 論

(1)結(jié)合彈塑性變形流固耦合理論，建立了疏松砂巖壓裂裂縫起裂延伸數(shù)值模型，對(duì)非交聯(lián)線性膠和交聯(lián)壓裂液的壓裂裂縫延伸規(guī)律進(jìn)行了研究，得到了疏松砂巖壓裂規(guī)模圖版。研究認(rèn)為，交聯(lián)類型的壓裂液濾失量小、壓裂液效率高、易形成平整的短寬縫，有利于進(jìn)行壓裂充填作業(yè)。

(2)以S油田為例，在疏松砂巖裂縫參數(shù)模擬的基礎(chǔ)上，研究了壓裂充填對(duì)生產(chǎn)的影響。研究認(rèn)為，壓裂充填完井與常規(guī)礫石充填完井相比，壓裂充填完井可解除近井地帶污染，增強(qiáng)低滲層導(dǎo)流能力，達(dá)到增產(chǎn)、調(diào)剖和控水等多重目的。

(3)通過關(guān)鍵工具的改進(jìn)和研制，形成了適用于?244.5和?177.8 mm套管的一趟多層壓裂充填防砂管柱及工藝技術(shù)，管柱摩阻和沖蝕分析結(jié)果表明，該工藝技術(shù)可滿足一趟4層壓裂充填防砂完井作業(yè)要求，為渤海油田疏松砂巖高效開發(fā)提供了新思路。