一欠平衡氣侵與重力置換氣侵特征及判定方法

張興全, 周英操, 劉 偉, 郭慶豐

(1.中國石油集團鉆井工程技術研究院,北京 102206; 2.中國石油勘探開發(fā)研究院,北京 100083)

一欠平衡氣侵與重力置換氣侵特征及判定方法

張興全1,2, 周英操1, 劉 偉1, 郭慶豐1

(1.中國石油集團鉆井工程技術研究院,北京 102206; 2.中國石油勘探開發(fā)研究院,北京 100083)

在裂縫性碳酸鹽巖地層中,地層氣體以欠平衡或重力置換方式進入井筒形成氣侵。對重力置換氣侵和欠平衡氣侵類型及進氣量進行分析;基于氣液兩相流理論建立井筒氣侵模型,改變邊界條件計算精細控壓鉆井氣侵期間井底壓力和泥漿池增量的變化;通過改變井口壓力觀察泥漿池總量或出口流量的變化，分析井底氣侵方式。結果表明:井口增加回壓后,井底壓力由欠平衡狀態(tài)轉變?yōu)檫^平衡狀態(tài),泥漿池增量略微增加,而重力置換氣侵泥漿池增量保持原趨勢增加,由此可以判斷出井底的氣侵方式;該判定方法在現(xiàn)場試驗中得到驗證,對精細控壓鉆井安全快速控制氣侵有指導意義。

重力置換氣侵; 欠平衡氣侵; 井底壓力; 泥漿池增量; 氣液兩相流

碳酸鹽巖地層裂縫和縫洞發(fā)育,安全密度窗口窄,鉆井過程中井漏、溢流時常發(fā)生[1-4]。精細控壓鉆井通過改變井口回壓實現(xiàn)對井底壓力的精確控制,從而解決碳酸鹽巖地層窄安全密度窗口、易噴易漏地層鉆井問題[5-7]。精細控壓鉆井允許一定量的氣體進入井筒,但不同的氣侵類型對井底壓力的影響不同,因此不同的氣侵類型允許的泥漿池增量不同,如欠平衡氣侵泥漿池增量為1 m3,而重力置換氣侵泥漿池增量為3 m3。目前國內外對欠平衡氣侵和重力置換氣侵的判定方法研究尚不夠深入[8-13],現(xiàn)場難以根據(jù)鉆井參數(shù)判斷井底氣侵類型。筆者建立氣侵期間井筒流動參數(shù)計算模型,通過觀察改變井口回壓后泥漿池總量變化趨勢可以快速判斷井底氣侵類型,并利用現(xiàn)場試驗對該判定方法進行驗證。

1 氣侵類型

控壓鉆井氣侵主要分為欠平衡氣侵、重力置換氣侵、巖屑破碎氣氣侵與濃度差氣侵[14]。巖屑破碎氣氣侵與濃度差氣侵井底進氣量較小,對控壓鉆井井底壓力控制產(chǎn)生的影響可以不予考慮。重力置換氣侵和欠平衡氣侵井底進氣量較大,對控壓鉆井井筒參數(shù)及井底壓力控制影響較大,應具體討論這兩種氣侵形成的原因及進氣量。

1.1 欠平衡氣侵

欠平衡氣侵是指井底壓力小于地層壓力,地層中的氣體在壓差作用下由地層滲流到井筒的過程。進入井筒中的氣體體積量與井筒與地層壓力的平方差成正比,欠壓值越大,進入井筒中的氣體越多。圖1為欠平衡氣侵示意圖,地層氣體在壓差的作用下進入井筒,形成氣侵。

圖1 欠平衡氣侵示意圖Fig.1 Schematic diagram of underbalanced gas kick

欠平衡氣侵井底進氣還受儲層特性、氣體特性及鉆開儲層厚度等因素影響[15]，但對于已發(fā)生氣侵的井,對井底進氣量影響較大且能夠控制的因素為井底與地層的欠壓值。井筒內進氣量可以根據(jù)氣井的產(chǎn)能方程確定,

(1)

式中,pwf為井底壓力,MPa;pe為地層壓力,MPa;Qsg為氣井產(chǎn)能即氣侵量,m3/d;k為儲層滲透率,10-3μm2;hi為鉆開儲層厚度,m;T為氣層溫度,K;μ為天然氣黏度,mPa·s;re和rw分別為氣井控制的外邊緣半徑和井筒半徑,m;S為表皮系數(shù);Z為氣體偏差系數(shù)。

1.2 重力置換氣侵

重力置換氣侵是指地層中的氣體與井筒中的鉆井液在密度差的作用下,地層氣體進入井筒,井筒中的鉆井液進入到地層中的過程,如圖2所示。重力置換依靠氣體和鉆井液的密度差作為氣侵的動力,氣侵量與地層孔隙度及滲透率有關,地層孔隙度與滲透率越大,重力置換氣侵量越大。對于裂縫及溶洞型地層,重力置換氣侵明顯,容易轉變?yōu)閻盒月┦Щ蚓畤娛鹿省?/p>

圖2 重力置換氣侵示意圖Fig.2 Schematic diagram of gravity displacement gas kick

重力置換氣侵量與儲層孔隙度、滲透率及井眼尺寸有關。對于特定地層,井底重力置換氣侵可以看作進氣量恒定,

Qsg=f(k,φ,D)=C.

(2)

式中,φ為孔隙度;D為井眼尺寸,mm。

地層壓力或井底壓力越大,則井底氣體密度越大,重力置換作用越小。一定范圍內改變井底壓力對氣體密度影響不大,因此改變井口回壓對重力置換作用影響較小,可以忽略其影響。

2 氣侵井筒計算模型

地層氣體進入井筒后,井筒流動由純鉆井液的單相流動變?yōu)殂@井液和地層氣體的氣液兩相流動,由于須求取井底壓力變化及井筒氣液兩相流分布,因此建立井筒氣液兩相流連續(xù)性方程、動量方程和氣體狀態(tài)方程。

2.1 井筒氣液兩相流動計算模型

液相連續(xù)性方程為

(3)

對于非產(chǎn)氣層段,氣相連續(xù)性方程為

(4)

對于產(chǎn)氣層段,氣相連續(xù)性方程為

(5)

氣液兩相流動量方程為

(6)

式中,ρm為鉆井液密度,kg/m3;vm為鉆井液流速,m/s;ρg為氣體密度,kg/m3;vg為氣體真實速度,m/s;λ為含氣率;z為空間坐標;t為時間坐標;Qg為井底進氣量,m3/s;p為節(jié)點壓力,MPa;τ0為流體與管壁之間的剪切力,N/m2;A為環(huán)空面積,m2。

2.2 初始條件和邊界條件

初始條件是指氣侵發(fā)生前井筒的流動狀態(tài),根據(jù)單相流體的流動求取初始流動狀態(tài)時的井底壓力、鉆井液流動速度,

(7)

式中,p(0,i)為初始時刻井底壓力,MPa;pf為循環(huán)摩阻,MPa;vm(0,i)為初始時刻環(huán)空鉆井液流速,m/s;Qm為鉆井液排量,m3/s。

邊界條件是氣侵模擬的邊界約束條件,也是判斷連續(xù)性方程和動量方程的收斂條件。氣侵發(fā)生后,井底進氣量和井口回壓為兩個主要的邊界條件。根據(jù)氣侵方式不同,選擇不同的計算方法,控壓鉆井井口回壓為井口邊界條件,

(8)

式中,vg(j,0)為j時刻井底氣體流速,m/s;λ(j,0)為j時刻井底含氣率;vsg為井底氣體表觀速度,m/s;V為氣泡體積,m3;p(j,H/ΔH)為井口節(jié)點壓力,MPa;pa為井口節(jié)流壓力,MPa。

常規(guī)鉆井中,井口回壓為恒定大氣壓。若采用欠平衡鉆井或控壓鉆井,在發(fā)生氣侵后,隨著氣體的上返,井底壓力下降,可增加井口回壓控制氣侵。施加井口回壓時,模擬計算的邊界條件及井筒節(jié)點參數(shù)會發(fā)生改變,計算公式為

(9)

式中,pa(j,H/ΔH)為j時刻井口節(jié)點壓力,MPa;pa(j-1,H/ΔH)為j-1時刻井口節(jié)點壓力,MPa;Δpa為井口回壓的變化量,MPa;p(j,i)和p(j-1,i)分別為j時刻和j-1時刻i節(jié)點處的壓力,MPa;V(j,i)和V(j-1,i)分別為j時刻和j-1時刻i節(jié)點處的氣體體積,m3;Z(j,i)和Z(j-1,i)分別為j時刻和j-1時刻i節(jié)點處的偏差因子;T(i)為i節(jié)點處的溫度,K;p(j,0)和p(j-1,0)分別為j時刻和j-1時刻井底壓力,MPa;ρgh為井口回壓壓縮氣體增加的靜液柱壓力,MPa。

2.3 求解步驟

(1)網(wǎng)格離散。對井筒按照空間和時間進行網(wǎng)格劃分,將井筒深度劃分為空間網(wǎng)格,溢流時間劃分為時間網(wǎng)格。由于井口位置氣體膨脹率較大,要求計算精度較高,井底位置氣體膨脹率較小,要求計算精度較低,因此可以采用從井口到井底的等比數(shù)列空間網(wǎng)格。

時間網(wǎng)格的確定為氣體從一個空間網(wǎng)格上升到另一個空間網(wǎng)格的時間,計算式為

(10)

式中,t(j)為j時刻的時間網(wǎng)格長度,s;z(i)為i空間網(wǎng)格長度,m;vg(i)為氣體在i空間網(wǎng)格的真實速度,m/s。

(2)節(jié)點求解。根據(jù)初始條件和邊界條件假設井底壓力,計算井底進氣速度,采用試算法計算節(jié)點含氣率和壓力,以井口壓力為迭代約束條件驗證假設的井底壓力是否合適,若不合適再根據(jù)不同情況進行假設求解,直到假設的井底壓力滿足井口約束條件為止。

氣侵井筒模擬計算步驟如圖3所示。

圖3 氣侵井筒模擬計算步驟Fig.3 Gas kick wellbore simulation steps

3 不同氣侵方式鉆井參數(shù)變化特征

根據(jù)前述的井筒氣侵計算模型對井筒發(fā)生重力置換氣侵和欠平衡氣侵進行模擬研究,模擬井深為5.5 km,鉆井液密度為1.18 g/cm3,鉆井液排量為10 L/s,儲層滲透率為1×10-3μm2,鉆開儲層厚度為1 m,地層壓力為64.5 MPa,鉆頭直徑為15.24 cm,鉆桿外徑為8.89 cm,鉆井液黏度計300轉讀數(shù)為58，600轉讀數(shù)為90,甲烷氣體臨界溫度為191.05 K,甲烷氣體臨界壓力為4.6 MPa,泥漿池報警值為0.3 m3。

3.1 井底含氣率變化

當井底壓力為64 MPa鉆遇不同地層壓力時,井底分別形成0.5、1.0和1.5 MPa的欠壓值,形成欠平衡氣侵,井底含氣率隨時間的變化如圖4所示。

圖4 欠平衡氣侵井底含氣率變化Fig.4 Downhole gas void change of underbalanced pressure gas kick

欠平衡氣侵進氣速度與井底欠壓值有關,欠壓值越大進氣速度越大。當?shù)貙訅毫?4.5 MPa時,即井底欠壓值為0.5 MPa,井底含氣率為0.02;地層壓力為65.5 MPa時,井底欠壓值為1.5 MPa,井底含氣率為0.06。

欠平衡氣侵發(fā)生后,井底欠壓值越大,井底進氣速度越大,井底含氣率隨欠平衡氣侵發(fā)生時間逐漸增加。當?shù)貙訅毫?4.5 MPa時,開始發(fā)生氣侵時井底含氣率約為0.02,在氣侵40 min后,井底含氣率達到0.2。

重力置換氣侵井底含氣率與進氣量的關系如圖5所示。重力置換氣侵井底含氣率不隨時間發(fā)生變化,只與井底進氣量有關,井底進氣量越大,井底含氣率越大。

圖5 重力置換氣侵井底含氣率變化Fig.5 Downhole gas void change of gravity displacement gas kick

3.2 井筒含氣率變化

井底壓力為64 MPa,井底壓力與地層壓力負壓差分別為0.5、1和1.5 MPa,氣侵發(fā)生65 min時,不同井深處的含氣率變化如圖6所示。

圖6 欠平衡氣侵井筒含氣率變化Fig.6 Wellbore gas void during underbalanced gas kick

氣侵發(fā)生65 min時,欠壓值越大進氣速度越快,氣體越先到達井口段。深度大于2.0 km井段含氣率隨著井深增加而增大,這是由于隨著氣侵的發(fā)生井底進氣速度越來越快,越接近井底含氣率越高。深度小于1.0 km井段由于氣體的快速膨脹,井筒含氣率快速增加。

不同井底進氣量時,重力置換氣侵發(fā)生60 min后井筒含氣率的變化如圖7所示。

由圖7可以看出,井底進氣量越大井筒含氣率越大。深度大于2.0 km井段,井筒含氣率變化較小,深度小于1.0 km井段,由于氣體的膨脹,井筒含氣率快速增加。

圖7 重力置換氣侵井筒含氣率變化Fig.7 Wellbore gas void during gravity displacement gas kick

3.3 井底壓力及泥漿池增量變化

當井底壓力為64 MPa鉆遇不同的地層壓力時,井底分別形成0.5、1和1.5 MPa的欠壓值,形成欠平衡氣侵后,井底壓力及泥漿池增量的變化如圖8所示。

圖8 欠平衡氣侵特征Fig.8 Characteristics of underbalanced gas kick

由圖8可知,進入井筒中的氣體運移到井口需要一定時間,且氣體在深度大于2.0 km井段膨脹性較小,因此氣侵開始時刻井底壓力下降較慢,泥漿池增量較小。在氣侵30 min后,由于井底進氣速度的加快和氣體運移到井口位置的雙重作用,井底壓力快速下降,泥漿池增量快速增加。初始欠壓值越大,井底壓力下降越快,泥漿池增量越大。

不同井底進氣量時,重力置換氣侵的井底壓力及泥漿池增量變化如圖9所示。由圖9可知,重力置換氣侵進氣速度恒定,井底壓力的下降和泥漿池增量僅與氣體的膨脹有關。在氣侵發(fā)生后40 min內,由于氣體的膨脹性較小,井底壓力和泥漿池增量變化不大;40 min后,氣體逐漸運移到井口,造成井底壓力及泥漿池增量的快速變化。井底進氣速度越大,井底壓力下降越快,泥漿池增量越大。

圖9 重力置換氣侵特征Fig.9 Characteristics of gravity displacement gas kick

4 重力置換氣侵與欠平衡氣侵判定方法

欠平衡氣侵和重力置換氣侵都會造成井底壓力下降,井口泥漿池總量增加,雖然兩種氣侵方式造成的井底壓力和泥漿池增量變化速率不同,但鉆井現(xiàn)場難以進行準確判斷。兩種氣侵方式的井底含氣率變化趨勢不同,但無法通過儀器測出井底含氣率的變化,因此現(xiàn)在鉆井現(xiàn)場難以檢測出井底發(fā)生氣侵的類型。

控壓鉆井技術能夠精確控制井底壓力剖面,很好地解決窄密度窗口鉆井問題,同時對氣侵類型的判斷提出了更高的要求,控壓鉆井井口回壓的改變也為判斷井底氣侵類型提供了一種可行性方案。通過對兩種氣侵類型發(fā)生的原因及氣侵特征分析可知,欠平衡氣侵主要受井底壓力的影響,而井底壓力對重力置換氣侵影響較小,因此可以通過改變井底壓力的方式判斷氣侵類型。通過改變井口回壓,井底壓力由欠平衡氣侵狀態(tài)變?yōu)檫^平衡后,欠平衡氣侵將不再發(fā)生,而重力置換氣侵將繼續(xù)維持原來的進氣速度發(fā)生氣侵。

井底發(fā)生欠平衡氣侵時,根據(jù)表1中的模擬參數(shù),當泥漿池增量超過0.3 m3,檢測出溢流,增加井口回壓,模擬改變回壓后井底壓力及泥漿池增量的變化,如圖10所示。

由圖10可知,鉆遇地層壓力為64.5 MPa,井底為欠平衡氣侵,泥漿池增量超過0.3 m3時井口增加1 MPa回壓,井底壓力變?yōu)?4.8 MPa,此時井底為過平衡狀態(tài)。施加回壓后,由于井筒內氣體向上運移膨脹,井底壓力略微下降,泥漿池增量少量增加。

當井口施加0.3 MPa回壓,井底壓力變?yōu)?4.07 MPa,此時井底仍為欠平衡狀態(tài),如圖11所示。在施加井口回壓后,同一時刻下井底壓力下降速度和泥漿池增量增加速度比未施加井口回壓的氣侵小。

圖10 井口施加回壓后井底為過平衡氣侵特征Fig.10 Downhole overbalanced pressure after wellhead increased backpressure

圖11 井口施加回壓后井底欠平衡氣侵特征Fig.11 Downhole underbalanced pressure after wellhead increased backpressure

井底發(fā)生重力置換氣侵時,根據(jù)表1中的模擬參數(shù),井底進氣量為100 m3/d,泥漿池增量超過0.3 m3

后,檢測出溢流,井口增加回壓0.3 MPa,結果如圖12所示。井底壓力增加0.3 MPa后,繼續(xù)下降,而泥漿池增量保持原來的趨勢繼續(xù)增加。

圖12 井口施加回壓后重力置換氣侵特征Fig.12 Downhole gravity displacement gas kick after wellhead increased backpressure

在控壓鉆井現(xiàn)場試驗與應用中,更多的是采用增加回壓觀察一個遲到時間后出口流量的變化。控壓鉆井井口裝置安裝有高精度的質量流量計,若出口流量大于入口流量,則泥漿池增量處于增加的趨勢,由此可以更直觀地判斷井底氣侵類型。不同氣侵類型井口增加回壓后氣侵特征變化如表1所示。

井口施加回壓后井底仍為欠平衡時,在井口設備允許的范圍內,可以通過繼續(xù)增加回壓直到井底為過平衡的方式判斷井底氣侵類型。

表1 井口增加回壓后不同氣侵類型井底壓力及泥漿池總量變化

5 實例應用

將通過改變井口回壓觀察泥漿池增量或出口流量變化判斷井底氣侵類型的方法在塔中地區(qū)進行試驗。試驗井目的層為上奧陶統(tǒng)良里塔格組,設計完鉆井深為6.740 km,垂深5.005 km,靶點A井深為5.183 km,靶點B井深為6.740 km,井身結構如圖13所示。

試驗井段立壓為18.7 MPa,排量為13.5 L/s,鉆井液遲到時間為102 min,鉆井液密度為1.10 g/cm3,鉆井液黏度計600轉讀數(shù)為38，300轉讀數(shù)為24,黏度為11 mPa·s,正常鉆進期間井口回壓保持在2.5～3.0 MPa,接單根期間井口回壓為4.5 MPa。在8∶40時,鉆頭鉆達6.139 86 km,井口出口流量開始大于入口流量,檢測出井底發(fā)生溢流,井口回壓為2.8 MPa, 在8∶50時井口回壓增加到3.4 MPa,一個遲到時間后觀察井筒出口流量和入口流量的變化,結果如圖14所示。

井口回壓增加一個遲到時間后,在15∶40出口流量和入口流量相等,之后出口流量一直保持和入口流量相等。由此可知,在8∶50增加井口回壓后,井底停止進氣,從而判斷在8∶50時通過井口增加回壓使井底變?yōu)檫^平衡狀態(tài),井底停止進氣。根據(jù)氣侵判定方法可知,在8∶40發(fā)生的氣侵為欠平衡氣侵,泥漿池增量應該控制在1 m3內,井筒內氣體循環(huán)完畢后,井口回壓降低到2.5～3.0 MPa,進行正常鉆進。

圖13 井身結構Fig.13 Wellbore structure

圖14 溢流檢測試驗Fig.14 Overflow testing

6 結 論

(1)欠平衡氣侵初始欠壓值越大,井底壓力下降越快,泥漿池總量增加越快;重力置換氣侵進氣量越大,井底壓力下降越快,泥漿池總量增加越快。

(2)精細控壓鉆井改變井口回壓后觀察泥漿池總量或出口流量變化可以判斷井底發(fā)生氣侵的類型。增加回壓后,欠平衡氣侵轉變?yōu)檫^平衡,泥漿池總量略微增加或出口流量基本和入口流量相等;重力置換氣侵泥漿池總量保持原趨勢增加。

(3)工程應用實例證明通過增加井口回壓觀察泥漿池總量變化判斷氣侵類型的方法可行,為精細控壓鉆井判斷氣侵類型提供了理論依據(jù)。

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(編輯 李志芬)

A method for characterization and identification of gas kicks caused by underbalanced pressure and gravity displacement

ZHANG Xingquan1,2, ZHOU Yingcao1, LIU Wei1, GUO Qingfeng1

(1.CNPCDrillingResearchInstitute,Beijing102206,China;2.PetroChinaResearchInstituteofPetroleumExploration&Development,Beijing100083,China)

During well drilling in fracture-vuggy carbonate oil and gas reservoirs, gas may enter into wellbore in the forms of underbalanced pressure gas kick and gravity displacement gas kick. In order to analyze the gas kick velocity and identify the two different gas kick types, a wellbore gas kick model was proposed based on gas-liquid two phase flow to calculate downhole pressure and the incremental amount of drilling fluid in mud pit. It is possible to determine the types of gas kicks by observing the volume change in the mud pit via changing wellhead back pressure. The results show that, when the wellhead back pressure is increased, the downhole pressure may change and result in a transfer from underbalanced to overbalanced, in which only a slight volume increase in mud pit can be observed. On the other hand, the volume in mud pit may maintain its steady increase trend if a gravity displacement gas kick occurs downhole. This can be used to identify the gas kick types, and the method is verified in the field trials, which is useful for the managed pressure drilling to control gas kick quickly and safely.

gravity displacement gas kick; underbalanced pressure gas kick; downhole pressure; mud pit increment; gas-liquid two-phase flow

2014-04-10

國家自然科學基金項目(51274221);國家科技重大專項(2011ZX05021-003)

張興全(1986-),男,博士研究生,主要從事控壓鉆井技術研究。E-mail:zxq336998@163.com。

1673-5005(2015)01-0095-08

10.3969/j.issn.1673-5005.2015.01.014

TE 21

A

張興全,周英操,劉偉,等. 欠平衡氣侵與重力置換氣侵特征及判定方法[J]. 中國石油大學學報:自然科學版,2015,39(1):95-102.

ZHANG Xingquan, ZHOU Yingcao, LIU Wei, et al. A method for characterization and identification of gas kicks caused by underbalanced pressure and gravity displacement[J]. Journal of China University of Petroleum(Edition of Natural Science),2015,39(1):95-102.