庫車山前固井環空鉆井液低剪切流變特性研究

蘭焜翔， 張興國， 艾正青， 袁中濤， 徐力群， 劉忠飛

（1. 油氣藏地質及開發工程國家重點實驗室（西南石油大學），四川成都 610500；2. 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）

塔里木盆地庫車山前構造帶蘊藏了塔里木油田60%以上的天然氣，是塔里木油田天然氣增儲上產的主力氣區[1]。但由于氣層埋藏超深（6 000～8 000 m）、井筒溫度超高（井底靜止溫度130～180 ℃）、井內壓力超高（鉆井液密度超過2.55 kg/L）且安全密度窗口窄，四開、五開固井下套管期間經常發生漏失，從而嚴重影響固井施工和固井質量[2-3]。

目前，固井下套管時的激動壓力基于全剪切速率下測得的流變參數進行計算，而鉆井液的流變特性隨剪切速率變化而變化。但窄安全密度窗口井下套管和鉆井液上返的速度慢，鉆井液上返時的剪切速率達不到旋轉黏度計的最高剪切速率1 021.40 s-1。在此情況下，低剪切速率（1.70～340.50 s-1）下的流變參數與全剪切速率（1.70～1 021.40 s-1）下的流變參數差異較大，導致低剪切速率時下套管的激動壓力與全剪切速率時下套管的激動壓力存在較大差異[4-5]。

為此，利用測試得到的庫車山前超深天然氣井現場環空鉆井液的流變性數據，擬合了鉆井液低剪切和全剪切速率下的流變參數，分析了二者及所對應下套管激動壓力的差異，發現低剪切速率下的流變特性對庫車山前固井下套管激動壓力有較大影響[6-8]。由此可知，針對庫車山前及類似區塊窄安全密度窗口的超深天然氣井，應根據鉆井液低剪切速率下的流變參數分析下套管激動壓力，為合理設計套管下入速度、降低下套管時的漏失量提供參考。該研究也進一步豐富了對流體流變性的認識。

1 地層特點及固井技術難點

塔里木盆地庫車山前構造帶超深天然氣井常采用“五開五完”井身結構，如圖1所示。第一至第三層套管封固鹽頂及鹽上地層，第四層采用尾管封固鹽膏層，第五層采用尾管封固目的層。

圖1 庫車山前常用的“五開五完”井身結構Fig. 1 Commonly used "five-section and five-completion"casing program in Kuqa Piedmont

庫車山前復合鹽巖層以膏鹽巖、白云巖、膏泥巖為主，夾薄砂巖、軟泥巖，具有塑性流動、非均質、含鹽泥巖易垮塌等地質特征，顯著特點是高壓鹽水層發育、鹽水層壓力系數高。由于受沉積和塑性流動的影響，鹽膏層分布的深度、厚度在縱向上差異很大，鉆井揭示厚度從幾十米至幾千米不等，最厚超過3 000 m，埋深最大超過7 300 m[9-10]。

四開鹽膏層井段，通常具有在同一裸眼段高壓鹽水層與漏失層同層、深部井段安全密度窗口窄、地層傾角大、防斜困難等特點，同時面臨著環空間隙小（11～19 mm）、套管容易偏心（無扶正器）、超高密度油基鉆井液濾餅影響膠結質量等固井技術難點[11-12]，導致防漏和壓穩矛盾突出。

針對庫車山前超深天然氣井的固井技術難點，通過低返速固井配套工藝，準確掌握四開、五開井段的承壓能力，再準確掌握低返速固井過程中的流體流變特性，并據此精確控制下套管時的激動壓力，合理設計套管下入速度，降低庫車山前超深天然氣井四開、五開尾管固井下套管時的漏失量。

2 流變參數計算及分析

2.1 環空鉆井液流變性測試數據

在溫度60～150 ℃、壓力30～70 MPa條件下，利用7 600型超高溫高壓流變儀（相較于常規六速旋轉黏度計，該儀器的低剪切速率范圍更廣，更有利于分析低剪切速率下鉆井液的流變性能），測試了庫車山前鹽膏層段現場環空超高密度（2.42 kg/L）油基鉆井液的流變性數據，結果見表1。

2.2 赫-巴模式全剪切流變參數

赫-巴模式集冪律模式和賓漢模式的特點于一體，能較好地反映鉆井液的流變性、描述鉆井液在不同剪切速率下的流變行為，用其擬合鉆井液的流變特性更為合適[13-15]。

圖2和表2分別為赫-巴模式全剪切速率下鉆井液的流變性擬合曲線和流變參數擬合結果。由圖2和表2可知，油基鉆井液在各溫度、壓力條件下的擬合優度R2都很高，均接近0.999，證明赫-巴模式適合描述庫車山前環空油基鉆井液的流變性。

表1 環空鉆井液流變性測試數據Table 1 Rheological test data of drilling fluids in annular space

注：①“/”前面的數據為溫度，℃；“/”后面的數據為壓力，MPa。

圖2 赫-巴模式全剪切速率下的鉆井液流變性擬合曲線Fig. 2 Fitting curve for rheological parameters of drilling fluids at full shear rates in Herschel-Bulkley model

表2 赫-巴模式全剪切速率下的鉆井液流變參數擬合結果Table 2 Fitting results of rheological parameters of drilling fluids at full shear rates in Herschel-Bulkley model

2.3 下套管時實際鉆井液的剪切速率

下套管時，為防止壓漏薄弱地層，套管下放速度慢，環空鉆井液剪切速率低，未必能達到全剪切速率最高值1 021.40 s-1。

根據下套管工藝，將套管視為堵口管，計算了下套管過程中環空鉆井液上返時的剪切速率。套管在井眼內向下運動時，會使環空鉆井液產生2種流速：套管柱頂替力引起的鉆井液上返流速v1和套管柱黏附力引起的鉆井液上返流速v2。v1的表達式為：

式中：vp為套管下入速度，m/s；Di為井眼直徑或上層套管內徑，mm；Do為套管或送入鉆桿外徑，mm。

為了求得v2，J.A.Burkhardt[16]利用窄槽流動代替環空流動，提出了v2與套管下入速度vp間的關系式：

式中，Kc為鉆井液黏附常數。

將v1和v2疊加，可得套管在井眼內向下運動時的環空鉆井液總上返流速：

式中，v為環空鉆井液總上返流速，m/s。

其中，當環空間隙較小（即Do/Di的比值大）時，激動壓力表現最突出，此時Kc接近于0.5。因此，式（3）可表示為：

則赫-巴模式下，下套管時環空鉆井液的剪切速率為[17]：

式中：γ為鉆井液的剪切速率，s-1；n為流性指數；K為稠度系數，Pa·sn；τy為動切力，Pa。

下面以庫車山前某典型超深天然氣井各井段溫度壓力分布為例，來說明固井下套管過程中尾管的位置變化。該典型井下套管過程中各井段的溫度壓力分布如圖3所示（圖3中，上下淺藍色部分為套管，白色部分為鉆桿與套管之間的環空，中部紫色部分為鉆桿，鉆桿右側深藍色部分為尾管）。將不同井段溫度、壓力對應的參數代入式（5），可得下尾管期間不同井段鉆井液的真實剪切速率，結果見表3。

圖3 庫車山前典型超深天然氣井溫度壓力分布Fig. 3 Temperature and pressure distribution of typical ultra-deep natural gas wells in Kuqa Piedmont

從表3可以看出，該井環空鉆井液的剪切速率未超過292.30 s-1，遠低于全剪切速率最高值1 021.40 s-1。因此，此時用全剪切速率范圍內的測試數據擬合鉆井液流變參數，與實際情況不符。

2.4 赫-巴模式下低剪切鉆井液的流變參數

采用赫-巴模式重新按擬合表1中剪切速率低于340.50 s-1的鉆井液流變性測試數據，結果見圖4和表4。

表3 下套管時環空鉆井液的剪切速率Table 3 Shear rates of drilling fluids in annular space while running casing

圖4 赫-巴模式低剪切下的鉆井液流變性擬合曲線Fig. 4 Rheological fitting curve of drilling fluids at low shear rates in Herschel-Bulkley model

表4 赫-巴模式低剪切下的鉆井液流變參數擬合結果Table 4 Fitting results of rheological parameters of drilling fluids at low shear rates in Herschel-Bulkley model

2.5 低剪切與全剪切速率下的流變參數對比

將低剪切速率下環空鉆井液的流變參數擬合結果（相關系數、流性指數、稠度系數和動切力）與全剪切流速下的相應擬合結果進行對比，結果分別見圖5—圖8。

圖5 相關系數對比Fig. 5 Comparison of correlation coefficients

圖6 流性指數對比Fig. 6 Comparison of fluidity indexes

圖5所示為低剪切速率與全剪切速率下擬合結果的相關系數對比。

圖7 稠度系數對比Fig. 7 Comparison of consistency coefficients

圖8 動切力對比Fig. 8 Comparison of yield points

從圖5可以看出，低剪切速率與全剪切速率下擬合結果的相關系數都比較大，均接近0.999 0，但低剪切速率下的相關系數變化幅度更小、更穩定，而全剪切速率下的相關系數變化較大。液的稠度系數較全剪切速率的稠度系數低0.10 Pa·sn。但隨著溫度、壓力升高，全剪切速率的稠度系數快速變小，低剪切速率鉆井液的稠度系數則緩慢變小，導致高溫高壓下低剪切速率鉆井液的稠度系數明顯高于全剪切速率的稠度系數。

圖8所示為低剪切速率與全剪切速率下環空鉆井液的動切力對比。

從圖8可以看出，低剪切速率鉆井液的動切力與全剪切速率的動切力存在一定差異。低溫下，低剪切速率鉆井液的動切力明顯低于全剪切速率的動切力，如在60 ℃/30 MPa條件下，低剪切速率鉆井液的動切力較全剪切速率的動切力低0.62 Pa。但隨著溫度、壓力升高，全剪切速率的動切力快速降低，而低剪切速率鉆井液動切力的降低速度較慢，因此二者之間的差距逐漸縮小。

綜合圖5—圖8可知，在不同的溫度、壓力條件下，在不同的剪切速率范圍內，環空鉆井液的流變參數有所不同，從而影響下套管時的激動壓力。因此，對于庫車山前超深天然氣井四開、五開固井中面臨的安全密度窗口窄的問題，準確掌握低剪切速率下鉆井液流變特性對控制下套管時的激動壓力具有現實意義。

圖6所示為低剪切速率與全剪切速率下環空鉆井液的流性指數對比。

從圖6可以看出，低剪切速率鉆井液的流性指數與全剪切速率的流性指數差異較大。低溫下，低剪切速率鉆井液的流性指數明顯高于全剪切速率鉆井液的流性指數，如在60 ℃/30 MPa條件下，低剪切速率鉆井液的流性指數較全剪切速率鉆井液的流性指數高0.06。但隨著溫度、壓力升高，全剪切速率鉆井液的流性指數緩慢增大，而低剪切速率鉆井液的流性指數則緩慢減小，導致高溫高壓下低剪切速率鉆井液的流性指數明顯低于高剪切速率鉆井液的流性指數。

圖7所示為低剪切速率與全剪切速率下環空鉆井液的稠度系數對比。

從圖7可以看出，低剪切速率鉆井液的稠度系數與全剪切速率的稠度系數差異較大。低溫下，低剪切速率鉆井液的稠度系數明顯低于全剪切速率的稠度系數，如在60 ℃/30 MPa條件下，低剪切速率鉆井

3 下套管激動壓力計算與實例分析

3.1 激動壓力計算方法

實際下套管過程中，尾管進入裸眼段，此時有3種構造方式的環空，分別為鉆桿與套管環空、尾管與套管環空、尾管與裸眼段環空。因此，在計算激動壓力時，應考慮環空的不同[18]。下套管后井中的3種環空如圖9所示，圖中各部分構造與圖3類似（L1為鉆桿與套管構成環空的井段長度，m；L2為尾管與套管構成環空的井段長度，m；L3為尾管與裸眼段構成環空的井段長度，m）。

圖9 固井下套管過程中尾管的位置變化Fig.9 Change of liner position while running casing

已知油基鉆井液的流變性基礎數據、套管下入速度，以及L1段、L2段和L3段環空內外徑，采用式（4）和式（5）分別計算了L1段、L2段和L3段鉆井液的環空返速和剪切速率，結果見表5。

表5 不同環空段的鉆井液返速和剪切速率Table 5 Return velocities and shear rates of drilling fluids in different annulus sections

由表5可知，L1段、L2段和L3段的鉆井液剪切速率分別為118.14，185.98和214.80 s-1，都處于低剪切速率區間。

在此基礎上，可以分別計算L1段、L2段和L3段環空鉆井液產生的激動壓力，計算式分別見式（6）—式（8）[18]。

下入尾管時，鉆桿在套管內產生的激動壓力（Δp1）：

下入尾管時，尾管在套管內產生的激動壓力（Δp2）：

下入尾管時，尾管在裸眼段內產生的激動壓力（Δp3）：

式中：Dci為套管內徑，mm；Dp為鉆桿外徑，mm；Dh為裸眼直徑，mm；Dc為尾管外徑，mm。

3.2 實例分析

庫車山前KS區塊某井五開用φ127.0 mm鉆桿下入φ139.7 mm尾管，其中600 m長的尾管與套管構成環空，套管內徑為171.5 mm，套管下入速度為0.13 m/s，裸眼內徑為168.3 mm，裸眼段長400 m，井深6 800 m，油基鉆井液密度為2.42 kg/L。

將全剪切速率流變參數擬合結果、赫-巴模式低剪切速率鉆井液流變參數擬合結果和該井下套管基礎數據代入式（6）—式（8），計算各井段的激動壓力，再累加得到全井段下套管時的激動壓力，結果如圖10所示。

圖10 下套管時赫-巴模式全剪切速率與低剪切速率下的激動壓力對比Fig.10 Comparison of drilling fluid surge pressure at full and low shear rates while running casing in Herschel-Bulkley model

從圖10可以看出，在0～3 400 m井段，下套管時全剪切速率鉆井液激動壓力與低剪切速率鉆井液激動壓力相差不大，二者僅相差0.11 MPa；在3 400 m以深井段，隨著井深增加，全剪切速率與低剪切速率下套管時的激動壓力相差越來越大，到井底時二者之間的差值達到0.93 MPa。由此可知，在低剪切速率下，使用全剪切速率擬合計算得到激動壓力的準確度低于使用低剪切速率擬合計算得到激動壓力的準確度。對安全密度窗口較寬的井，該差異影響不大，但庫車山前超高壓氣井四開、五開固井安全密度窗口窄，該差異對下套管時是否發生漏失影響較大。

4 結 論

1）庫車山前超深天然氣井四開、五開固井下套管過程中，環空鉆井液的剪切速率低于340.50 s-1，更低于常規全剪切速率的最高值1 021.40 s-1。此時，如用全剪切速率下的流變性測試數據擬合鉆井液的流變參數，與下套管期間鉆井液剪切速率低的情況不符。

2）在不同溫度壓力條件（60 ℃/30 MPa～150 ℃/70 MPa）和不同剪切速率（低剪切速率范圍1.70～340.50 s-1、全剪切速率范圍1.70～1 021.40 s-1）下，鉆井液流變參數的差異較大，從而對下套管時的激動壓力產生較大影響，進而影響下套管防漏。

3）對庫車山前超深天然氣井四開、五開及類似固井面臨的窄安全密度窗口問題，應根據下套管時實際剪切速率區間內的流變性測試數據，擬合對應的流變參數，并據此計算下套管時的激動壓力，以合理控制套管下入速度，降低下套管時的漏失量。