深水水基恒流變鉆井液流變特性研究

高涵， 許林， 許明標， 由福昌， 劉衛紅

（1.新疆油田公司工程技術研究院，新疆克拉瑪依 834000；2.浙江海洋大學，浙江舟山 316022；3.非常規油氣湖北協同創新中心，武漢 430100；4.荊州嘉華科技有限公司，湖北荊州 434000）

0 引言

海底泥線低溫環境（0～4 ℃）易導致鉆井液增稠，極大增加了窄破裂壓力窗口地層鉆井作業的事故風險，是深水油氣開發的重要挑戰之一。減小當量循環密度（ECD）變化，增強鉆井液流變的溫度穩定性，是減小深水低溫對鉆井液性能影響的重要措施，已成為深水鉆井液設計與開發的新趨勢。

近十年來，研究人員報道了一類適用于深水低溫作業的恒流變鉆井液體系（Flat-rheology drilling fluid）。“恒流變”概念由BP公司在2003年首先提出，主要表現為鉆井液在泥線附近循環時，黏度計讀數φ6/φ3、動切力、凝膠強度等流變參數保持穩定[1]，早期的研究主要集中在合成基恒流變鉆井液體系。Rojas[2]、Lee[3]、舒福昌[4]等開發了一系列恒流變合成基鉆井液體系，并優化了基液及處理劑類型，指出具有黏溫敏感性的有機土是實現鉆井液恒流變的關鍵處理劑。Mullen[5]、鄢捷年[6]、邱正松[7]等分析了處理劑分子結構與有機土作用，總結了合成基鉆井液獲得低溫流變穩定特性的2種基本途徑。然而，合成基鉆井液的現場配制不方便，且基液通常是烯烴、酯類單體及其混合物，成本較高，在一定程度上限制了應用。Leaper[8]、Dye[9]等比較了恒流變合成基鉆井液與水基鉆井液處理劑及性能，建議開發高性能水基鉆井液代替合成基鉆井液體系。許明標[10]等近來報道了一種新型恒流變水基鉆井液，并指出具有體型結構的流型調節劑是實現水基鉆井液恒流變特性的關鍵。

水基恒流變鉆井液作為一種適用于深水作業的新型工作流體， 目前關于該體系流變特性的報道較少。結合前期研究結果[11-12]， 以交聯體型聚合物為流型調節劑制備了恒流變水基鉆井液，檢測了溫度、壓力對鉆井液流變參數的影響， 評估了經驗流變模型的適用性， 引入溫度與壓力因子建立了適用于該鉆井液的動力學流變模型。本文旨在恒流變水基鉆井液的流變行為， 揭示溫度穩定性本質， 為新型高性能深水井筒工作液的開發提供技術及理論基礎。

1 實驗部分

1.1 實驗材料及儀器

處理劑類別：膨潤土、流型調節劑、抑制劑、降濾失劑、潤滑劑、堿度調節劑、增黏劑、加重劑等。

實驗儀器：高速攪拌器（青島海通達專用儀器廠）、高溫滾子爐（青島海通達專用儀器廠）、Fann IX77高溫高壓流變儀（美國Fann公司）、CM 120透射電子顯微鏡（荷蘭Philips公司）。

1.2 研究方法

1.2.1 恒流變水基鉆井液配制

配方：海水+3%膨潤土+4%流型調節調節劑+5%抑制劑KCl+2%降濾失劑DFD+2%潤滑劑JLX+0.25%堿度調節劑（0.15%Na2CO3+0.1%NaOH），密度為1.08 g/mL，采用重晶石加重。恒流變水基鉆井液配方與海洋油氣田開發常用Plus/KCl體系的主要處理劑類型基本一致（見表1附注），區別在于前者采用了一種新型流型調節劑。該處理劑通過反相微乳液聚合方法合成，具有亞微米三維體型結構，能夠降低水基鉆井液體系溫度敏感性，是實現鉆井液恒流變特性的關鍵處理劑。

配制：在攪拌條件下，將堿度調節劑、流型調節劑、抑制劑、降濾失劑、潤滑劑依次加入膨潤土漿，加入每種處理劑保持攪拌10 min。將配制好的恒流變水基鉆井液在130 ℃、16 h熱滾條件下老化后進行性能測試。

1.2.2 恒流變水基鉆井液流變性測試

采用Fann IX77高溫高壓流變儀，分別測試鉆井液在 0.1、6.9、13.8、20.7、27.6、34.5 MPa下 4、10、30、65 ℃的流變讀數、初切和終切值，并按照賓漢塑性流變模型計算表觀黏度、塑性黏度和動切力。

1.2.3 恒流變水基鉆井液的流變模型構建

經驗流變模型f（γ）：在設定溫度壓力范圍內，對不同溫度壓力組合下的黏度計讀數與速率分別擬合成賓漢塑性、冪律、卡森雙參數流變模型以及赫-巴、羅-斯三參數流變模型，對建立的流變模型采用最小二乘法或回歸分析法進行評估優選。

動力學流變模型f（T, P, γ）：以優選的經驗方程f（γ）為初始模型，采用T/P因子修正法引入T和P因子修正流變學關系式。根據美國石油學會（API）推薦方程[13]以及Houwen等[14]修正的Arrhenius表達式，給出經驗方程f（γ）的特征系數關系式如下：

式中，A、B、C分別為壓力系數、溫度系數及指前因子，均無量綱。采用STATISTIC軟件開展多元非線性擬合，建立一定剪切速率下不同系數與T、P的特征系數方程fi（T, P），將獲得的fi（T, P）代入經驗方程f（γ），得到最終動力學流變模型f（T, P, γ），進一步對建立流變模型開展誤差分析。

1.2.4 流型調節劑TEM測試

流型調節劑經去離子水稀釋至2 mg/mL，室溫超聲分散5 min，根據測試要求制樣，采用TEM檢測流型調節劑粒徑及分子形貌。

2 結果及討論

2.1 恒流變水基鉆井液流變參數

表1列出了設計的恒流變水基鉆井液的流變參數。由表1可以發現， 在壓力一定條件下， 當溫度從4 ℃上升到65 ℃， 流變參數均減小， 且減小趨勢從φ600到φ3逐漸降低。當壓力降低， 上述黏度計讀數隨溫度升高而下降的趨勢減緩。例如，在34.5和0.1 MPa下， 溫度從4 ℃上升到65 ℃時，φ600～φ3讀數變化平均值分別為7.3±3.5與3.2±2.2。這是由于升溫造成鉆井液體系內分子熱運動加劇，破壞體系內顆粒間的引力-斥力平衡，導致鉆井液體系分散性增強，宏觀上表現為鉆井液剪切應力下降，黏度計讀數減小。

當溫度一定時，壓力從0.1 MPa上升到34.5 MPa， 黏度計讀數變大，增大趨勢隨著溫度升高而下降。如在4 ℃與65 ℃下，當壓力從0.1 MPa上升到34.5 MPa，φ600～φ3讀數變化平均值分別為4.7±1.7與1.2±1.2。鉆井液連續相的壓縮性是造成這種流變行為的主要原因。高壓導致恒流變水基鉆井液體積收縮，使剪切應力增強。顯然，高壓對鉆井液流變的影響與高溫作用相反，高溫降黏與高壓增稠，二者對流變的影響可以相互抵消，所以黏度計讀數的增大趨勢在高溫下減緩。

表1 恒流變水基鉆井液在考察不同溫度、壓力下的流變參數

表1中也給出了傳統Plus/KCl鉆井液在0.1 MPa下4～65 ℃范圍內的流變參數。隨著溫度升高到65 ℃，Plus/KCl鉆井液黏度計讀數急劇減小，φ600～φ3讀數變化平均值達到35±18，黏度計參數φ6/φ3及YP數值變化分別為69%、75%和63%，遠高于相同條件下恒流變水基體系的變化值10%、11%和7%，說明傳統Plus/KCl鉆井液流變性能的溫度敏感性強，不具有恒流變特性。

上述結果為水基鉆井液流變參數隨溫度、 壓力變化的基本關系， 下面進一步分析恒流變關鍵參數（黏度計讀數φ6/φ3、PV、YP）的變化規律， 描述水基鉆井液的恒流變特性。

Plus/KCl鉆井液配方為：海水+3%膨潤土+0.15%Na2CO3+0.1%NaOH+0.5%包 被 劑Plus+0.3%降濾失劑PAC-LV+2%降濾失劑DFD+0.2%增黏劑XC+8%抑制劑KCl+3%潤滑劑JLX，密度1.09 g/mL，采用重晶石加重。

2.2 溫度與壓力對關鍵流變參數的影響

φ6、φ3、PV與YP是反映鉆井液恒流變特性的關鍵參數， 此處給出了設計鉆井液體系在0.1、6.9、 13.8、 20.7、27.6、34.5 MPa 下 φ6、φ3、 PV 與YP值在4～65 ℃內的變化趨勢。在設計壓力范圍內，恒流變水基鉆井液φ6、 φ3、 PV與YP值在4～65℃內的變化幅度較小。如在34.5 MPa時，φ6、φ3、PV與YP等關鍵流變參數在4～65 ℃的變化值分別為3、 3、 2 mPa·s和5 Pa；在0.1 MPa時，上述參數隨溫度的變化值分別為1、 1、 3 mPa·s和1 Pa，幾乎保持不變。然而對Plus/KCl鉆井液體系，在0.1 MPa條件下關鍵流變參數在4～65 ℃的變化值分別為 9、 9、 20 mPa·s 和 15 Pa，變化趨勢遠大于恒流變體系，說明Plus/KCl鉆井液流變參數受溫度影響較大。

進一步分析低剪切讀數可以發現，黏度計讀數φ6/φ3在降溫過程中先減小后增大，這與恒流變合成基鉆井液流變參數的“U”型變化一致[1]，反映了恒流變體系特有的結構-溫度補償效應。在恒流變合成基鉆井液中，低濃度有機土與二維鏈狀聚合物流型調節劑作用，在低溫下黏度以有機土的空間搭接為主導，而高溫則表現為聚合物分子鏈擴展，二者在協同維持鉆井液黏度穩定過程中，存在一個溫度過渡段。與恒流變合成基鉆井液不同，恒流變水基鉆井液的關鍵處理劑是一種具有三維體型結構的亞微米級聚合物粒子，不能依靠分子主鏈的空間形變來調節體系黏度，所以其恒流變機理也應該區別于合成基鉆井液的恒流變機理。

2.3 經驗流變模型比較

在4～65 ℃、0.1～34.5 MPa范圍內，將溫度-壓力組合對應的黏度計讀數與速率分別擬合成賓漢塑性、冪律、卡森、赫-巴、羅-斯五種經驗流變模型，擬合結果見圖1和圖2。

賓漢塑性、 冪律、 卡森、 赫-巴、 羅-斯模型的回歸系數平均值分別為96.19±0.40、96.69±1.18、98.45±0.61、 98.71±0.62、 98.80±0.60， 對應相關性系數排序為：賓漢塑性≈冪律＜卡森≈赫-巴≈羅-斯模型。雙參數賓漢塑性與冪律模型回歸系數較小，說明這兩種模型預測值與實際值相差較大；雙參數卡森模型回歸系數值趨近1，大于賓漢塑性與冪律模型，與三參數赫-巴、羅-斯模型參數數值相當?？ㄉＰ皖A測精度高，使用簡潔，且參數物理意義明確，推薦作為恒流變水基鉆井液的流變方程。這與恒流變合成基鉆井液體系不同，早期研究結果顯示，賓漢塑性模型更適用于恒流變合成基體系[15-16]。

圖1 恒流變水基鉆井液擬合流變模型的多元回歸系數比較

圖2 恒流變水基鉆井液擬合流變模型的多元回歸系數比較

從圖1和圖2中也可以發現，在壓力一定時，隨著溫度的升高，多元回歸系數值均呈現減小趨勢，預測精確性降低，說明升溫對恒流變鉆井液影響較大，流變行為變化更為復雜，這個結論與表1一致。

2.4 動力學流變模型分析

以卡森方程作為動力學流變模型的初始表達式，動切力和卡森系數k分別替換為對應的特征系數表達式（見方程1），則T/P因子修正的卡森模型可改寫為：

式中，fτ（T, P）及fk（T, P）分別為動切力系數函數與卡森系數函數。

表2給出了在4～65 ℃、0.1～34.5 MPa范圍內，恒流變水基鉆井液的卡森方程擬合結果。

表2 恒流變水基鉆井液在4～65 ℃、0.1～34.5 MPa范圍內卡森方程擬合結果

采用多元非線性回歸方法將一定剪切速率下的動切力和k值分別擬合成T、P變量的特征系數表達式 ：

將式（3）和式（4）代入修正卡森模型（2）中，建立恒流變水基鉆井液的動力學流變方程：

在方程5中， 溫度系數分別為0.336和0.349，比壓力系數大一個數量級， 說明T對剪切應力的影響更突出。模型計算值與實際值間的絕對誤差較小，在 φ600～φ3范圍內依次為 -0.27～6.01、-9.58～-0.39、 -1.25～5.18、 -1.76～4.50、 -1.02～1.40以及-1.07～1.24。此外， 模型相對偏差在φ600～φ3范圍內分別為0.0 3%～9.33%、 0.88%～17.10%、0.23%～17.29%、0.03%～22.47%、0.38～13.84%和0.12%～11.17%，偏差平均值為7.19%±4.07%，滿足現場應用要求。顯然，T、P因子修正卡森模型f（T, P, γ）具有預測偏差小、預測精度高的特點，可以作為恒流變水基鉆井液的動力學流變方程。

圖3為變量T、P及γ與以相對偏差為母體數據的箱形圖，統計偏差數據的位置及分散度能夠直觀評估所建立流變模型的精確性。

圖3 溫度、壓力及剪切速率對應動力學流變模型相對偏差數據的箱形圖

由圖3可以看出，在16組箱形圖中，無異常值存在，且每組箱形圖中相對偏差值低于20%的百分位數高達90%，說明相對偏差數據的全距小、分布合理，建立的動力學流變方程具有較高預測精度。箱形圖的中位數幾乎都位于平均數位置附近，說明相對偏差數據的分散較均勻，尤其是基于P的偏差分布，說明P對流變參數預測值的影響較小。比較箱形圖的上邊緣數據分布，相對偏差極大值主要在65 ℃和100 r/min，說明在100 r/min、65 ℃下，動力學流變模型易出現較大預測偏差。

2.5 溫度穩定性機理分析

傳統鉆井液用聚合物處理劑通常是二維鏈狀結構，受溫度影響大，在低溫下分子熱運動減緩，高分子柔性主鏈發生卷曲，處理劑包被能力減弱，導致上返鉆井液增稠，影響流變性能。與傳統鉆井液相比，恒流變水基鉆井液采用了一種亞微米球型聚合物作為關鍵處理劑來調節鉆井液流變性[17-19]。

2.5.1 流型調節劑

流型調節劑是一種采用反相微乳液聚合技術合成的丙烯酰類交聯聚合物。反相微乳液為聚合物反應提供了“微反應器”，使合成聚合物具有粒徑均勻、形狀規則等特點。圖4給出了流型調節劑的分子形貌及粒徑尺寸。從圖中可以發現，聚合物粒徑在100～300 nm范圍，與水化黏土顆粒尺寸相當。聚合物粒子的核心部分比邊緣暗，說明粒子中心分子鏈集中，交聯度高，形成了剛性內核，有利于增強聚合物結構的熱穩定性。此外，聚合物粒子表面分布著約10 nm突觸，這種空間結構可以增加聚合物的活性，改善聚合物粒子的締合力（氫鍵和范德華力），尤其增強與黏土顆粒的作用。

圖4 流型調節劑聚合物TEM圖

2.5.2 球型聚合物-黏土片層締合作用

流型調節劑分子具有剛性內核，活性基團呈空間層級分布。剛性強的內核可以作為次生結構載體，維持功能基團數量，保持處理劑結構的熱穩定性[20-24]。此外聚合物活性基團的空間分布可形成一種類似疏水締合聚合物的三維可逆結構[25]，補償鄰近基團的損耗，保持與膨潤土顆粒的吸附穩定性。

圖5以球型聚集態結構為例，給出了體型聚合物強化鉆井液流變穩定性的定性構效假設：①球型聚集態結構的剛性大、分子量高，可以顯著提高聚合物自身結構的溫度穩定性；②活性基團在球型聚合物表面呈高密度空間層級分布，可以通過釋放內層（或臨近）基團來補償損耗的外層基團，多尺度維持有效基團數量，確保活性基團與黏土片層間的多點吸附，增強鉆井液性能的溫度穩定性。所以，聚合物的三維體型聚集態設計不僅可以提高結構自身的熱穩定性，還能夠控制與黏土片層的吸附及水化作用，最終強化鉆井液性能的穩定性。

圖5 三維球型聚合物與二維鏈狀聚合物與膨潤土顆粒作用

上述恒流變機理分析主要基于分子形態、結構與黏土片層間的定性構效關系，課題組擬進一步采用高分子聚集態表征技術，結合受限分子鏈的分子模擬方法，從分子水平定量分析球型聚合物與黏土顆粒間的相互作用，揭示水基鉆井液的流變穩定性本質。

3 結論

1.在0.1～34.5 MPa范圍，恒流變鉆井液黏度計讀數φ6/φ3、動切力、塑性黏度、靜切力等流變參數隨溫度改變（4～65 ℃）的變化幅度小，且φ6/φ3讀數隨溫度呈“U”型，滿足恒流變參數變化。

2.在溫度-壓力組合條件下，擬合經驗流變方程的相關性排序為：賓漢塑性≈冪律＜卡森≈赫-巴≈羅-斯模型，其中雙參數卡森模型精度高且表達式簡單，可以作為恒流變水基鉆井液的常規流變方程 f（γ）。

3.采用常規模型T/P修正法，在卡森初始方程內引入T/P因子，建立了適用于恒流變水基鉆井液的動力學流變方程f （T, P, γ），該方程預測精度較高，相對誤差平均值為7.19%±4.07%。

4.分析了關鍵聚合物處理劑的分子形貌、空間結構及其與黏土顆粒的締合作用，提出了基于分子形態的“結構補償-性能控釋”構效關系，揭示水基鉆井液的恒流變本質。

5.闡明了水基恒流變鉆井液的流變特性，并初步建立了水基鉆井液的流變-溫度穩定性機制。

6.將進一步利用聚合物表征技術與分子動力學模擬方法，系統研究基于體型聚合物分子形態的構效關系，為高性能深水工作液的設計與開發提供理論與技術支持。