無安全壓力窗口裂縫性地層五步壓回法壓井方法

滕學(xué)清，孫寶江，張耀明，王志遠(yuǎn)，劉洪濤，呂開河

(1.中國石油塔里木油田分公司油氣工程研究院，新疆庫爾勒 841000；2.中國石油大學(xué)(華東)石油工程學(xué)院，山東青島 266580)

我國裂縫性油氣藏資源豐富，廣泛分布在塔里木盆地、柴達(dá)木盆地和四川盆地等陸相盆地中，具有重要開采價值[1-2]。據(jù)統(tǒng)計，我國裂縫性油氣藏探明地質(zhì)儲量高達(dá)325×108t，油氣年產(chǎn)量已超1 400×104t[3]，對我國石油工業(yè)的穩(wěn)定發(fā)展具有重要作用。

井噴和井漏問題是影響裂縫性儲層安全鉆進(jìn)的重要因素[4]。這主要是因為裂縫性地層具有壓力敏感性特征，安全壓力窗口非常窄，甚至有的裂縫性儲層無安全壓力窗口，導(dǎo)致鉆井過程中極易出現(xiàn)氣侵和井漏等井下故障[3,5]。目前，處理氣侵的常規(guī)壓井方法主要有司鉆法和工程師法等，但這些壓井方法主要適用于安全壓力窗口較大的儲層[6-7]，若用于無安全壓力窗口的裂縫性儲層，會加劇地層的漏失(越壓越漏)，進(jìn)而引起更嚴(yán)重的氣侵，導(dǎo)致井口回壓過高，不僅不能解決氣侵或井噴問題，甚至可能會污染儲層，影響油氣采收率[8-9]。例如，塔里木油田迪那2井在鉆進(jìn)無安全壓力窗口裂縫性地層時發(fā)生氣侵，應(yīng)用正循環(huán)法壓井過程中導(dǎo)致井口回壓過高(達(dá)70 MPa)，致使節(jié)流閥失效后發(fā)生井噴。壓回法是一種解決無安全壓力窗口裂縫性地層氣侵的壓井方法，該方法通過地面壓井管匯向井內(nèi)泵入壓井液將侵入環(huán)空的流體原路壓回裂縫性地層，利用壓井液的靜液柱壓力重新平衡地層壓力[10-11]。目前，國內(nèi)外針對應(yīng)用壓回法處理無安全壓力窗口裂縫性地層氣侵的研究還較少，且采用壓回法壓井過程中，關(guān)鍵參數(shù)選擇大多以經(jīng)驗為主，缺乏相應(yīng)的理論設(shè)計方法。為此，筆者提出了一種適用于無安全壓力窗口裂縫性地層的五步壓回法壓井方法，該方法主要包括壓井和堵漏2個過程，可以快速將侵入井筒的氣體壓回地層，并重建安全壓力窗口，從而實現(xiàn)無安全壓力窗口裂縫性地層的安全鉆進(jìn)。五步壓回法壓井方法已在塔里木油田進(jìn)行了推廣應(yīng)用，并取得了良好的現(xiàn)場應(yīng)用效果，為該油田實現(xiàn)連續(xù)13年零井噴事故提供了有力保障。

1 五步壓回法壓井工藝原理

適用于無安全壓力窗口裂縫性地層的五步壓回法壓井方法屬于非常規(guī)壓井方法，主要原理是：通過地面壓井管匯向井內(nèi)泵入壓井液將侵入環(huán)空的氣體原路壓回地層，并經(jīng)由鉆柱向漏失地層泵入堵漏液封堵裂縫來提高地層承壓能力，從而重新建立安全壓力窗口?；驹砣鐖D1所示。

圖1 五步壓回法壓井基本原理示意Fig.1 Basic principles of the five-step bullheading killing well control method

五步壓回法壓井工藝主要包括擠壓轉(zhuǎn)向、平穩(wěn)壓回、逐步剎車、吊灌穩(wěn)壓和堵漏承壓5個步驟，工藝流程如圖2所示。

圖2 五步壓回法壓井工藝流程Fig.2 Process of five-step bullheading killing method

1) 擠壓轉(zhuǎn)向。首先，確定壓井液密度；然后，根據(jù)氣液兩相流動理論計算氣體在壓井液中的滑脫上升速度而確定臨界壓井液排量；最后，啟動鉆井泵，通過壓裂車組向環(huán)空注入壓井液，在低排量試擠安全的前提下增大壓井液排量，進(jìn)而實現(xiàn)侵入環(huán)空的氣體運動方向轉(zhuǎn)向，即由向上運移轉(zhuǎn)為向下運移，如圖1(a)所示。

2) 平穩(wěn)壓回。當(dāng)侵入環(huán)空的氣體運動方向轉(zhuǎn)向后，保持壓井液排量穩(wěn)定，持續(xù)向環(huán)空注入壓井液，將侵入環(huán)空的氣體平穩(wěn)壓回地層。同時，實時監(jiān)測井口套壓變化情況，判斷侵入氣體是否被全部壓回地層。

3) 逐步剎車。向環(huán)空不斷注入壓井液并超過環(huán)空體積后，井口套壓會逐漸減小至一定值并保持不變，則表明侵入環(huán)空中的氣體被成功壓回地層。此時，逐步減小壓井液排量來延長停泵過程，直至完全停泵，以避免突然停泵引起的壓井液慣性漏失及二次氣侵的發(fā)生。

4) 吊灌穩(wěn)壓。停泵后，通過多次上提作業(yè)將鉆具提至套管鞋內(nèi)，為注入堵漏液做準(zhǔn)備。每次上提鉆具后均需重新啟動鉆井泵，向環(huán)空注入壓井液來彌補(bǔ)鉆具上提、抽汲效應(yīng)及漏失等引起的環(huán)空液面下降，以利于觀察環(huán)空中壓井液液面，并防止氣侵的再次發(fā)生。

5) 堵漏承壓。最后，啟動鉆井泵，從鉆柱向漏失層位注入堵漏液(如圖1(b)所示)，利用堵漏材料顆粒之間的橋接作用封堵漏失裂縫，以提高地層的承壓能力，進(jìn)而重新建立安全壓力窗口。堵漏完成后，關(guān)鉆井泵，關(guān)閉壓井管匯，五步壓回法壓井施工結(jié)束。

2 五步壓回法壓井關(guān)鍵參數(shù)計算方法

五步壓回法壓井關(guān)鍵參數(shù)主要包括臨界壓井液排量、漏失壓差、吊灌穩(wěn)壓排量、井口套壓及安全壓力窗口等。

2.1 臨界壓井液排量的計算

在壓回法壓井過程中，只有當(dāng)壓井液向下流動的速度大于侵入環(huán)空氣體滑脫上升的速度時，才能實現(xiàn)氣體向下運移的目的。因此，侵入環(huán)空氣體的滑脫上升速度即為臨界壓井液流速。圖3所示為泡狀流條件下不同直徑氣泡滑脫上升速度的試驗結(jié)果[12]。從圖3可以看出，不同直徑氣泡的滑脫上升速度不同，氣泡直徑越大，其滑脫上升速度越大。

圖3 泡狀流條件下不同尺寸氣泡的上升速度Fig.3 Rising speed of bubbles with different sizes under the condition of bubble flow

研究表明，侵入環(huán)空氣體在壓井液中上升速度最大的是泰勒泡[13]，只要能把泰勒泡壓回地層，則其余氣體也就能被壓回地層。因此，侵入環(huán)空氣體在壓井液中的最大滑脫上升速度采用段塞流上升速度公式計算[14]：

(1)

式中：vs為侵入環(huán)空氣體在壓井液中的滑脫上升速度，m/s；g為重力加速度，m/s2；ρL為壓井液密度，kg/m3；ρg為侵入環(huán)空氣體的密度，kg/m3；D為水力直徑，m；C為無因次常數(shù)。

C可以由Barnea模型[15]計算：

C=0.172 5[(π+1)+K(π-1)]0.5

(2)

(3)

式中：Dto為鉆柱外徑，m；Dci為套管內(nèi)徑，m。

根據(jù)計算得到的氣體滑脫上升速度可以確定壓井液排量。壓回法壓井過程中的壓井液排量與氣體滑脫上升速度成正比，同時也與套管鞋破裂壓力、油/套管抗內(nèi)壓強(qiáng)度和地層破裂壓力相關(guān)，其計算公式為：

KsvsA

(4)

式中：Ks為安全余量系數(shù)，通常取1.2～1.5；A為環(huán)空截面積，m2；Q為壓井液排量，m3/s；Q1為壓井液注入設(shè)備最大允許注入排量，m3/s；Q2為套管鞋處地層破裂壓力最大允許壓井液排量，m3/s；Q3為油/套管抗內(nèi)壓最大允許壓井液排量，m3/s；Q4為井底地層破裂壓力最大允許壓井液排量，m3/s。

2.2 漏失壓差的計算

漏失壓力模型主要包括統(tǒng)計學(xué)模型和動力學(xué)模型2類[16-18]，前者需要依靠大量的樣本統(tǒng)計[19]，后者由于參數(shù)少、與其他因素(如密度、排量和縫寬等)的關(guān)系更清晰，因此具有更好的適應(yīng)性。

漏失壓差即鉆井液或壓井液向裂縫中漏失的滲流阻力，其計算公式為：

(5)

式中：Δp為漏失壓差，MPa；f為壓井液在裂縫中的漏失摩阻系數(shù)；vf為壓井液在裂縫中的流動速度，m/s；l為壓井液進(jìn)入裂縫的深度，m；W為裂縫寬度，m。

壓井液在裂縫中的漏失摩阻系數(shù)與其雷諾數(shù)呈指數(shù)關(guān)系，即：

(6)

根據(jù)質(zhì)量守恒原理，壓井液進(jìn)入裂縫的深度計算公式為：

(7)

式中：H為漏失層厚度，m；β為裂縫密度，m-1；Hfr為裂縫高度，m。

由式(5)—式(7)可得，漏失壓差的計算公式為：

(8)

式中：K為經(jīng)驗系數(shù)；Δp0為臨界漏失壓差，MPa。

裂縫密度可通過現(xiàn)場取心資料獲取，若裂縫密度未知，則漏失壓差的計算公式為：

(9)

式中：K′為經(jīng)驗系數(shù)。

研究區(qū)含蓋奧陶系、石炭系、二疊系不同時期的沉積地層.每個地層中均可采到古生物化石.如在奧陶系石灰?guī)r中可采到角石化石，在石炭-二疊系地層中可采到羊齒類植物化石等.特別是在石炭-二疊系地層中，不僅化石種類多、數(shù)量大，且采集方便，主要有：蘆木化石、輪木化石、櫛羊齒化石、翅羊齒化石、昆蟲幼蟲化石(圖2)等.

需要特別指出的是，式(7)—式(9)中K，K′，Δp0和a均為經(jīng)驗系數(shù)，可根據(jù)現(xiàn)場漏失壓差數(shù)據(jù)回歸擬合得到。

2.3 吊灌穩(wěn)壓排量的計算

在鉆具上提過程中，環(huán)空液面下降、抽汲效應(yīng)以及環(huán)空壓井液漏失都將引起井底壓力降低，因此需不斷注入壓井液以穩(wěn)定井底壓力并觀察環(huán)空中壓井液液面，從而防止氣侵再次發(fā)生。此時，壓井液的注入排量(即吊灌穩(wěn)壓排量)計算公式為：

(10)

式中：Qsp為吊灌穩(wěn)壓排量，m3/s；vp為起鉆速度，m/s；Qloss為吊灌穩(wěn)壓過程中的井底漏失速率(可通過吊灌過程中的漏失壓差和式(9)反算得出)，m3/s。

式(10)中等號右邊的3項分別表示上提鉆具時環(huán)空液面下降、環(huán)空壓井液漏失及抽汲效應(yīng)引起的壓井液損失。

2.4 壓回過程中井口套壓的計算

在壓回法壓井過程中，井筒上部為純壓井液段，下部為侵入氣體和鉆井液的氣液混合段。隨著壓井液將侵入環(huán)空的氣體逐漸壓回地層，環(huán)空中流體的密度逐漸增大(即靜液柱壓力增大)，井口套壓會逐漸降低。當(dāng)侵入氣體全部被壓回地層時，環(huán)空套壓將降低至一定值并保持不變。整個壓回過程中井口套壓的計算公式為：

(11)

式中：pt為井口套壓，Pa；pwf為井底壓力(可由地層壓力和漏失壓差確定)，Pa；ρm為環(huán)空氣液混合段的等效密度，kg/m3；h1為壓井液段長，m；h2為氣液混合段段長，m；fm為環(huán)空氣液混合段的等效摩阻系數(shù)；vm為環(huán)空氣液混合段的等效流動速度，m/s。

其中，ρm，fm和vm采用孫寶江等人[20]提出的七組分多相流動模型進(jìn)行含氣率和含液率預(yù)測，然后進(jìn)行氣液加權(quán)計算。

2.5 安全壓力窗口的計算

堵漏承壓作業(yè)結(jié)束后，地層承壓能力得到提高，重建了安全壓力窗口，其計算公式為：

Δps=pb-max{pc,pp}

(12)

式中：Δps為堵漏承壓后的安全壓力窗口，MPa；pb為堵漏承壓后的地層破裂壓力，MPa；pc為地層坍塌壓力，MPa；pp為地層孔隙壓力，MPa。

3 現(xiàn)場應(yīng)用

2005年以前，塔里木油田在處理無安全壓力窗口裂縫性地層氣侵時采用正循環(huán)壓井方法，在壓井過程中存在井口回壓高(最高達(dá)70 MPa)、壓井周期長(平均10.5 d)、易發(fā)生井噴事故(1990—2005年，平均每年有1口井發(fā)生井噴)等問題，特別是迪那2井、塔中823井因發(fā)生井噴造成了巨大損失。2006年以后，塔里木油田采用常規(guī)循環(huán)法和五步壓回法相結(jié)合的壓井方法，控制了1 138井次溢流和38次井控險情，大大提高了壓井成功率，且平均壓井周期縮短至1.5 d，節(jié)省了大量鉆井液，為該油田實現(xiàn)連續(xù)13年零井噴事故提供了有力保障。

為進(jìn)一步研究五步壓回法壓井關(guān)鍵參數(shù)變化規(guī)律，以塔里木油田應(yīng)用五步壓回法壓井方法的某井為例，進(jìn)行了五步壓回法壓井模擬及驗證。該井所用的鉆柱內(nèi)徑為101.6 mm、外徑為127.0 mm，套管內(nèi)徑為215.9 mm，漏失層深度為3 500.00 m、厚度為50.00 m，平均裂縫寬度為0.2 mm，壓井液黏度為25 mPa·s、密度為1 720 kg/m3，關(guān)井后的套壓為44.30 MPa。通過計算可知，壓回法壓井過程中能夠?qū)崿F(xiàn)侵入氣體運動方向轉(zhuǎn)向的臨界壓井液流速為0.697 m/s，排量為60.052 m3/h。在該排量下壓井液的雷諾數(shù)Re=4 135>2 000，壓井液在環(huán)空中的流態(tài)為紊流，能夠滿足壓井液整體推進(jìn)不發(fā)生竄槽的要求。

根據(jù)塔里木油田某地區(qū)漏失壓差與漏失速率的統(tǒng)計數(shù)據(jù)(見表1)，利用回歸統(tǒng)計方法進(jìn)行了數(shù)據(jù)擬合，結(jié)果如圖4所示，得到漏失壓差的計算公式為：

表1 塔里木油田某地區(qū)漏失速率與漏失壓差數(shù)據(jù)

圖4 塔里木油田某地區(qū)漏失速率和漏失壓差擬合曲線Fig.4 Fitting curve of the leakage rate and leakage pressure difference in one area of the Tarim Oilfield

在當(dāng)前壓井液排量為60.052 m3/h的條件下，利用式(13)可以計算出該地區(qū)裂縫性地層漏失壓差為17.15 MPa，不發(fā)生漏失(Q=0)時的最大漏失壓差約為0.310 9 MPa。由此可知，相對于常規(guī)滲透性地層，裂縫性地層的漏失壓差更小，在鉆進(jìn)過程中更容易發(fā)生漏失。

通過對五步壓回法壓井過程的模擬，得到了壓井過程中套壓隨時間的模擬變化曲線，并與現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)進(jìn)行了對比，如圖5所示。從圖5可以看出：t0—t1時間段為擠壓轉(zhuǎn)向階段，由于壓井液注入導(dǎo)致套壓突然升高直至氣泡運動方向發(fā)生轉(zhuǎn)向；t1—t2時間段為平穩(wěn)壓回階段，隨著侵入氣體逐漸被壓回地層，套壓逐漸下降，并降至一定值后不再下降，此時侵入氣體已經(jīng)完全被壓回地層；t2—t3時間段為逐步剎車階段，通過逐步減小壓井液排量，環(huán)空摩阻逐漸減小，套壓隨之逐漸減??；t3—t4時間段為吊灌穩(wěn)壓階段，鉆具上提、抽汲壓力及壓井液漏失均會引起套壓升高，通過鉆柱注入壓井液可以基本保持井口套壓穩(wěn)定；t4—t5時間段為堵漏承壓階段，隨著堵漏液被不斷注入漏失地層，地層漏失壓差增大，套壓逐漸升高。當(dāng)套壓趨于平穩(wěn)不再增加后，表示堵漏承壓完成，重建了安全壓力窗口，可以繼續(xù)安全鉆進(jìn)。

圖5 五步壓回法壓井過程中套壓隨時間的模擬變化曲線與實測數(shù)據(jù)的對比Fig.5 Comparison of the simulated curve of the casing pressure with time and measured data during the five-step bullheading well control process

從圖5還可以看出，模擬結(jié)果與現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)吻合得較好，套壓誤差保持在10%以內(nèi)。由此可見，五步壓回法壓井方法可以有效控制無安全壓力窗口裂縫性地層的氣侵問題，實現(xiàn)安全壓井。

4 結(jié) 論

1) 提出了一種用于解決無安全壓力窗口裂縫性地層氣侵問題的五步壓回法壓井方法，該方法包括擠壓轉(zhuǎn)向、平穩(wěn)壓回、逐步剎車、吊灌穩(wěn)壓和堵漏承壓5個步驟。

2) 綜合考慮了壓井過程中侵入氣體滑脫速度、壓井液慣性漏失和抽汲壓力等因素，給出了五步壓回法壓井過程中關(guān)鍵參數(shù)的計算方法。

3) 塔里木油田某井的五步壓回法壓井模擬結(jié)果與現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)吻合較好，不同壓井階段的套壓與實測數(shù)據(jù)的誤差保持在10%以內(nèi)。

4) 五步壓回法壓井工藝簡單合理，能有效避免無安全壓力窗口裂縫性地層壓井過程中二次氣侵的發(fā)生，提高一次壓井成功率，為安全鉆進(jìn)噴漏同存的裂縫性地層提供了理論和技術(shù)支撐。