海上窄壓力窗口控壓固井漿柱結構設計方法

肖 偉，羅宇維，趙 軍，黃志強，石禮崗，溫達洋，楊煥強*，梅云濤

（1.中海油田服務股份有限公司油田化學事業部，河北 三河 065201； 2.長江大學石油工程學院，湖北 武漢 430100）

0 引言

隨著南海北部鶯歌海盆地油氣資源的勘探開發，海洋及其地質環境的復雜性給固井作業帶來了巨大挑戰。鶯歌海盆地樂東10-1 氣田地層壓力系數在2.30 左右，安全密度窗口不足0.07 g/cm3，溢流、井漏風險大，部分地層溢漏同層，固井作業難度高［1］。為防止井漏的發生，該區塊主要采用降低注替排量，減小環空壓力的方法，然而，低注替排量帶來了頂替效率低、固井質量無法滿足要求的后果，控壓固井技術提供了解決該問題的有效方案。

控壓固井技術是在控壓鉆井技術的基礎上發展而來的，主要通過固井前循環降密度、下套管速度控制和注替過程環空壓力調節，保證固井全過程環空當量循環密度（ECD）在安全密度窗口內，達到壓穩而不漏的目的［2-8］。目前，國外多家油服公司開展了控壓固井技術的大量應用：斯倫貝謝公司基于DAPC 控壓系統在秘魯Sagari 油田（低壓-高滲透地層）［9］、阿根廷Neuquén 盆地（頁巖地層）［10］、馬來西亞Duyong 區塊（高溫高壓地層）［11］等地的非常規儲層和復雜井得到了廣泛應用，成功解決了井涌井漏、井壁失穩、窄壓力窗口等問題；哈利伯頓公司基于控壓固井系統在猶他州東南部Paradox 盆地（窄壓力窗口地層）、阿根廷Neuquén 盆地（頁巖地層）［12-13］、馬來西亞近海（超高溫高壓井）［14］等地區得到成功應用，實現了高溫高壓、窄壓力窗口地層的良好固井層間封隔，避免了井涌和井漏的發生；威德福公司基于Secure Drilling 控壓系統成功解決了北海區域（高溫高壓井）［15］、墨西哥灣（窄壓力窗口地層）［16］等地區在固井過程中由窄壓力窗口引發的氣侵、漏失和井壁失穩的難題。國內近些年也逐步開展了控壓固井技術的研究，并在現場得到了廣泛應用，新疆塔中順南區塊順南6 井是一口高溫高壓超深井，面臨油氣顯示活躍、安全密度窗口窄、氣侵嚴重、地質構造復雜等難題，中國石化西北油田分公司利用精細控壓固井技術在保證固井質量的基礎上，極大的提高了頂替效率，為精細控壓固井技術積累了寶貴經驗［5］。四川盆地劍閣構造龍崗70 井同樣是一口高溫高壓超深井，面臨著小井眼、封固段過長、小環空間隙、窄壓力窗口等難題，中石油西南油氣田公司首次應用尾管精細控壓固井技術，優質、安全、高效地完成了固井作業［17］。河南油田B304 井面臨著易竄、易漏、頂替效率低、窄壓力窗口等難題，中國石化河南石油勘探局利用控壓固井技術極大減小了上述難題的危害，保證了固井質量及安全［18］。針對長慶油田?139.7 mm 生產套管中下?88.9 mm 小套管二次固井環空間隙小、固井施工壓力高，水泥環薄、密封完整性難以滿足等技術難點，川慶鉆探工程有限公司通過控壓固井原理為長慶油田老井增潛挖效及套損井治理提供了有力的技術支撐［19］。針對渤海油田L 井存在異常高壓、三壓力窗口窄、在高壓區域存在斷層等作業難點，中海石油有限公司天津分公司通過應用精細控壓地面設備，控制合理的鉆井參數，降低了在L 井鉆井過程中發生噴漏同層的風險，為渤海油田異常高壓地層的勘探開發奠定了技術基礎［20］。

不同于以上控壓固井技術的應用，海上窄壓力窗口油氣井存在以下特點：（1）海上平臺鉆井液儲存裝置容積有限，很難實現全井筒鉆井液密度的降低；（2）固井注替結束后，無法實現環空回壓的施加。因此，為適應海上固井工藝特點，在防漏壓穩的基礎上實現提高固井頂替效率的目標，基于控壓固井注替過程井筒壓力計算以及沖洗液紊流接觸10 min的要求，形成了控壓固井漿柱結構設計方法，以樂東10-1-XX 井為例，設計了該井的固井漿柱結構，模擬了控壓固井全過程井筒壓力變化情況以及沖洗液環空紊流情況，為海上精細控壓固井技術的發展提供指導和幫助。

1 樂東10-1 氣田固井質量分析

南海鶯歌海盆地樂東10-1 氣田高溫高壓氣井固井技術難度大、影響因素多，主要包括：（1）封固高壓氣層，氣竄風險高，固井質量對防止環空氣竄至關重要，因此，對固井質量要求高；（2）地層壓力系統復雜，異常高壓和薄弱地層交替存在，井漏風險大；（3）受鉆井平臺及固井工藝限制，注水泥結束后，環空無法施加回壓，給地層壓穩帶來了挑戰。（4）鉆井液密度高，頂替難度大，由于LD10-1 氣田地層壓力高，需要采用高密度鉆井液去壓穩地層，但是會導致頂替排量低影響固井質量。

因次，如何在保證固井防漏壓穩的基礎上，實現固井質量的提高是海上窄壓力窗口固井的最主要任務，表1 對比了鶯歌海盆地東方區塊以及樂東區塊的固井工藝以及固井質量。

表1 東方區塊以及樂東區塊固井工藝及固井質量對比Table 1 Comparison of cementing technology and cementing quality between Dongfang block and Ledong block

由表1 中數據可以看出，影響樂東10-1 氣田固井質量的最主要因素是固井注替排量小而導致的頂替效率低下，控壓固井技術在降低井筒內鉆井液密度后，預留了提高注替排量的窗口，成為解決樂東10-1 氣田固井質量不佳的有效技術手段。

2 漿柱結構設計方法

海上控壓固井漿柱結構主要包括輕鉆井

液、沖洗液、隔離液、領漿、尾漿，不同于陸上控壓固井技術，受限于海上平臺布局以及注水泥結束后的防漏壓穩要求，海上控壓固井技術對漿柱結構有以下技術要求：

（1）停泵壓膠塞時，能夠做到地層防漏壓穩；

（2）沖洗液在環空關鍵點處能實現對鉆井液的紊流頂替；

（3）注水泥結束后，能夠實現地層自壓穩。

海上平臺井口回壓補償系統的最大承壓能力：環空控壓≯5 MPa?？紤]到海上泥漿池容量，輕鉆井液用量一般≯50 m3。

2.1 停泵壓膠塞過程防漏壓穩

停泵壓膠塞前通過液柱壓力和流動摩阻壓降實現固井注替過程中的地層防漏壓穩，壓膠塞時，當輕鉆井液返出環空后需要通過靜液柱壓力和井口回壓壓穩地層。因此，需要根據最大回壓補償值以及壓力窗口，設計輕鉆井液的密度范圍，按照輕鉆井液完全進入環空時停泵壓膠塞作為最危險情況，見圖1。

圖1 停泵壓膠塞時的井筒內漿柱結構Fig.1 The slurry column structure in the wellbore when the pump is stopped and the cementing plug is pressed

2.1.1 井底壓力計算

停泵壓膠塞階段，若輕鉆井液未進入到環空中，此時井底壓力只有原鉆井液的靜液柱壓力，井筒處在壓穩不漏的狀態；若輕鉆井液進入到環空中，環空中的原鉆井液被輕鉆井液不斷地頂替，環空液柱的原鉆井液和輕鉆井液的高度也在隨著施工時間不斷變化，輕鉆井液進入環空后流體高度隨施工時間與頂替排量呈動態變化，其表達式為：

式中：Do——平均裸眼井徑，m；Dw——套管外徑，m；Din——套管內徑，m；V——輕鉆井液的體積，m3；H——井深，m；t——施工時間，min；Qi——頂替排量，m3/min。

2.1.1.1 注替過程井筒動態壓力

根據輕鉆井液進入環空后流體高度隨時間與排量的變化函數來計算停泵壓膠塞前注替過程中的井底壓力：

式中：ρ0——原井筒鉆井液密度，g/cm3；g——重力加速度，m/s2；ρ1——停泵壓膠塞過程防漏壓穩階段設計的輕鉆井液的密度，g/cm3；h——輕鉆井液在環空中的動態高度，m；Pf1環空流動摩阻壓耗，MPa。

式（2）中Pf1參考徐壁華等［21］建立的深井固井環空流動摩阻計算模型得到表達式如下：

式中：fi——各流體的摩阻系數。

2.1.1.2 停泵時靜液柱壓力

停泵壓膠塞時候，此時井底壓力只有靜液柱壓力，其表達式為：

式中：t0——停泵壓膠塞時刻的施工時間，min。

2.1.2 井口補償壓力范圍計算

輕鉆井液進入環空，此時環空漿柱是靜止的，環空壓力只有靜液柱壓力，為了防止壓漏地層，井口補償壓力和環空壓力的和不能高于破裂壓力，同時，還要能壓穩地層所以它們之和不能小于孔隙壓力。因此，根據（4）式求得的停泵壓膠塞時刻井底靜液柱壓力來設計控制的井口補償壓力大小范圍為：

式中：Pp——地層孔隙壓力，MPa；Pb——地層漏失壓力，MPa。

2.1.3 輕鉆井液設計

通過計算停泵壓膠塞前注替過程中的井筒壓力和停泵壓膠塞時候井口回壓補償壓力聯立得到輕鉆井液設計方程組：

設計的輕鉆井液用量與密度為：

停泵壓膠塞階段漿柱結構設計流程見圖2。

圖2 停泵壓膠塞階段漿柱結構設計流程Fig.2 Flow chart of slurry column structure design in the stage of the pump stopping and cementing plug pressing

2.2 沖洗液對鉆井液的紊流頂替

沖洗液紊流流動可提高鉆井液濾餅的清除效果從而提高固井質量，因此要求沖洗液在環空中關鍵點能夠達到紊流流動，并且接觸時間＞10 min。

當沖洗液進入環空，輕鉆井液已經全部進入到環空中，固井液進入環空后流體高度隨施工時間與頂替排量呈動態變化，其表達式為：

式中：Δt——停泵時間，min；Vj——第j種固井液體積，m3。

為使沖洗液進入環空達到紊流流態，需要將頂替排量提高到沖洗液的紊流臨界排量，根據Guil?lot［22］建立的流變學模型得到沖洗液在環空中紊流流動的排量為：

式中：n'——沖洗液在環空中的無量綱廣義流性系數，對于冪律流體為流性指數，對于賓漢和赫巴流體，為壁面剪切應力與動切力關系表達式；Kann——沖洗液在環空中無量綱廣義稠度系數，對于冪律流體，為流性指數與稠度系數關系式，對于賓漢和赫巴流體，為無量綱廣義流性指數、壁面剪切應力與動切力關系表達式；NRe2——紊流臨界雷諾數。

沖洗液在環空中紊流流動的關鍵點處壓力計算公式為：

式中：ρ2——沖洗液密度，g/cm3；H?——關鍵的深度，m。

式（10）中Pf2參考徐壁華等［21］建立的深井固井環空流動摩阻計算模型得到表達式如下：

式中：hi——固井液在環空中的動態高度，m；t——沖洗液進入環空的施工時間，min；Pf——環空紊流流動摩阻壓耗，MPa。

通過計算沖洗液在環空中關鍵點h'深處紊流流動的壓力，并且接觸時間＞10 min，設計輕鉆井液方程組為：

式中：ΔT——紊流接觸時間，min。

設計的輕鉆井液用量與密度為：

要求滿足10 min 的紊流接觸時間，沖洗液用量設計如下：

式中：q——沖洗液用量，m3；Qtur——紊流頂替排量，L/s。

根據沖洗液對鉆井液的紊流頂替輕鉆井液設計方法對該階段漿柱結構設計流程如圖3 所示。

圖3 沖洗液紊流頂替漿柱結構設計流程Fig.3 Flow chart of flushing fluid turbulent displacement slurry column structure design

2.3 注替結束自壓穩

注替水泥漿結束后，環空中流體分布有原鉆井液、輕鉆井液、前置液（沖洗液、隔離液）、水泥漿（見圖4）。由于注水泥結束后，環空中無法施加回壓補償，因此，需要環空流體的靜液柱壓力實現對地層的自壓穩。

圖4 注替結束漿柱結構Fig.4 Slurry column structure diagram at the end of injection

注水泥結束后環空中的靜液柱壓力如下所示：

式中：h0——該工況下原鉆井液在環空中占據的垂直高度，m；h1——工況下輕鉆井液在環空中占據的垂直高度，m；ρi——第i 種固井液的密度，g/cm3；hi——第i種固井液在環空中的垂直高度，m。

P3應滿足：

設計的輕鉆井液用量與密度為：

聯立（7）、（13）（16）取輕鉆井液用量與密度3 個區域的交集，得到輕鉆井液用量與密度設計范圍：

前置液與水泥漿的漿柱結構設計應遵循固井設計的規范，保持與鉆井液、前置液、水泥漿密度逐級增加，有利于提高頂替效率與防止混漿。以海上生產套管固井方案控壓固井設計規范為基礎，首漿設計用量返至尾管掛頂部以上50 m，尾漿設計用量封固至上層管鞋，根據停泵壓膠塞過程防漏壓穩、沖洗液紊流頂替、注替結束自壓穩原則，輕鉆井液設計方法對低密度鉆井液、隔離液、水泥漿漿柱結構設計流程見圖5。

圖5 最終漿柱結構設計流程Fig.5 Flow chart of final design of slurry column structure

3 現場實例計算

3.1 基礎數據

樂東10-1 區塊層壓力高，需要采用高密度鉆井液平衡氣層壓力，高密度鉆井液粘度高、切力大，造成流動摩阻大，頂替難度大，同時，由于鉆井液安全密度窗口窄，無法采用常規的提高水泥漿頂替效率技術措施，水泥漿膠結質量難以保證。

根據10 井區已鉆探井（10 井）的反映，預測該井區的10-1-XX 井三壓力剖面圖如圖6 所示，孔隙壓力最高值在2.28 g/cm3左右，破裂壓力最低值在2.37 g/cm3左右，安全密度窗口不足0.1 g/cm3，要想將薄弱層的當量密度有效控制在安全密度窗口中，同時滿足防漏壓穩需要，并提高頂替排量，因此，需要從精細控壓固井技術原理出發，設計輕鉆井液的密度以及用量，以提高頂替排量，獲得較高的頂替效率。

圖6 樂東10-1-XX 井三壓力縱向剖面Fig.6 Three-pressure longitudinal profile of Well Ledong 10-1-XX

樂東10-1-XX 井的設計基本信息如表2～4 所示，其中生產套管水泥返深要求為高于上層套管鞋200 m。

表2 10-1-XX 井井身結構Table 2 Casing program of Well 10-1-XX

表3 10-1-XX 井固井流體性能參數Table 3 Cementing fluid performance parameters of Well 10-1-XX

表4 10-1-XX 井初始環空漿柱結構Table 4 Initial annular slurry column structure of Well 10-1-XX

3.2 輕鉆井液用量與密度設計結果

根據（6）式計算得到停泵壓膠塞階段的輕鉆井液的用量范圍為11～50 m3之間；根據（9）式計算沖洗液在環空中紊流流動的排量大小為1.32 m3/min，在該排量下根據（12）式計算得到沖洗液對鉆井液的紊流頂替階段的輕鉆井液用量范圍在14～50 m3之間；根據（15）式計算得到注替結束自壓穩輕鉆井液的用量范圍為6～50 m3之間。3 個階段輕鉆井液密度范圍隨用量變化如圖7 所示。

圖7 輕鉆井液用量與密度設計結果Fig.7 Design results of light drilling fluid dosage and density

根據圖3 設計在沖洗液對鉆井液的紊流頂替階段的沖洗液用量范圍為13～17 m3，密度范圍隨輕鉆井液用量變化如圖8 所示。

圖8 紊流頂替時沖洗液密度與用量設計結果Fig.8 Design results of density and dosage of flushing fluid when turbulent replaced

在滿足上述3 種工況的防漏壓穩條件下，根據（17）式輕鉆井液用量為14～50 m3之間，輕鉆井液的密度范圍隨用量變化如圖9 所示。

圖9 最終鉆井液用量與密度設計結果Fig.9 Design results of final drilling fluid dosage and density

根據圖5 最終設計的隔離液用量范圍為20～34 m3，隔離液密度與水泥漿密度隨輕鉆井液用量關系如圖10 所示。

為了提高固井質量，以及實現安全、高效固井為目標，選取最終設計的輕鉆井液用量為50 m3，密度為2.142 g/cm3。

根據圖8、10 的沖洗液、隔離液、水泥漿漿柱結構設計結果得到沖洗液用量17 m3，沖洗液密度為2.35 g/cm3，隔離液用量34 m3，密度為2.45 g/cm3，水泥漿密度為2.51 g/cm3。

由此設計的最終漿柱結構如表5 所示。

表5 10-1-XX 井最終環空漿柱結構Table 5 The final annular slurry column structure of Well 10-1-XX

3.3 控壓固井全過程井筒ECD 模擬

在以上輕鉆井液用量及密度的基礎上，設計10-1-XX 井環空漿柱結構，對控壓固井全過程井底ECD 進行了模擬計算，結果如圖11 所示。

圖11 注替模擬井底ECD 結果Fig.11 Injection simulation results of the bottom hole ECD

計算結果表明：根據當前設計的輕鉆井液密度與用量和漿柱結構，停泵壓膠塞階段維持井底恒壓96 MPa，控壓范圍為0.69～1.43 MPa，1.32 m3/min紊流頂替井底最大ECD 值為2.365 g/cm3，作業處在安全范圍內，可以滿足控壓固井技術要求。

4 結論

（1）針對樂東10-1 氣田的封固高壓氣層、復雜地層壓力、鉆井平臺限制及固井工藝限制等固井技術難點，需要采用精細控壓固井技術在降低井筒內鉆井液密度、提高注替排量窗口解決樂東10-1 氣田窄壓力窗口裸眼段的地層固井難題。

（2）針對樂東10-1 氣田實際工況，在滿足防漏壓穩以及沖洗液紊流接觸時間10 min 的基礎上，形成了停泵壓膠塞、沖洗液紊流頂替、注替結束自壓穩三種工況下的漿柱結構設計方法。

（3）現場實例計算表明，在輕鉆井液用量為14～50 m3且密度為1.822～2.142 g/cm3、沖洗液用量＞13 m3且密度為2.36～2.45 g/cm3、水泥漿密度為2.4～2.51 g/cm3，可實現沖洗液紊流接觸時間＞10 min 且滿足壓穩不漏的固井要求，提出的海上窄壓力窗口控壓固井漿柱結構設計方法定量的設計環空流體的用量和密度，可以實現海上窄壓力窗口固井頂替效率提高和安全施工的要求。