高強微彈水泥漿在延長油田致密油水平井中的應用

王濤 申峰 展轉盈 馬振鋒 劉云 侯云翌

引用本文:

高強微彈水泥漿在延長油田致密油水平井中的應用

    作者簡介: 王濤(1986—),男,山西運城人,2010年畢業于中國石油大學(北京)石油工程專業,2013年獲西南石油大學油氣井工程專業碩士學位,工程師,主要從事固井技術研究及現場應用工作。E-mail:[email protected]
  • 基金項目:

    國家科技重大專項“陸相頁巖氣水平井高效低成本鉆完井技術”(編號:2017ZX05039003)資助

  • 中圖分類號: TE256+.1

The Application of High-Strength Micro-Elastic Cement Slurry in the Tight Oil Horizontal Wells of the Yanchang Oilfield

  • CLC number: TE256+.1

  • 摘要: 為了提高延長油田致密油水平井的環空密封能力、保證多級縫網壓裂開發效果,對水泥漿進行了功能化改性。結合該油田南部致密油儲層特征、水平井井身結構和多級縫網壓裂對固井水泥漿性能的要求,建立了套管–水泥環–地層受力模型,分析得到了水泥石楊氏模量與界面壓力的關系圖版,并據此設計了水泥漿;對丁苯膠粉進行了粒徑優選、表面處理,并與甲酰胺及無機鹽復配制得高強微彈劑,輔之以其他外加劑,形成了滿足性能要求的高強微彈水泥漿。研究發現,水泥石楊氏模量越低、地層楊氏模量越高、壓裂施工壓力越低、井眼擴大率越小,則滿足環空密封要求的水泥石抗壓強度越小;與空白樣相比,高強微彈水泥漿抗壓強度提高51.8%、楊氏模量降低10.5%、抗折抗拉強度提高75.0%以上。該水泥漿在延長油田南部10余口致密油水平井進行了現場應用,水平段固井質量合格率達95%以上,分段壓裂時未發生竄流。研究結果表明,高強微彈水泥漿可以提高延長油田致密油水平井壓裂后的環空密封性,具有推廣應用價值。
  • 圖 1  典型的致密油水平井井身結構

    Figure 1.  Casing program of typical tight oil horizontal well

    圖 2  致密油水平井水泥石楊氏模量與界面壓力的關系圖版

    Figure 2.  Relationship chart between the Young’s modulus of cement paste and the interfacial pressure of the tight oil horizontal wells

    圖 3  丁苯膠粉粒徑和處理方式對水泥石抗壓強度的影響

    Figure 3.  Effects of particle size and treatment method on cement paste strength

    圖 4  高強微彈劑加量對水泥石力學性能的影響

    Figure 4.  Effect of high-strength micro-elastic agent dosage on mechanical performance of cement paste

    圖 5  60 ℃下高強微彈水泥漿的稠化曲線

    Figure 5.  Thickening curve of high strength microelastic cement slurry at 60 °C

    圖 6  水泥石楊氏模量測試結果

    Figure 6.  Young's modulus test results for cement paste

    圖 7  霍普金森壓桿試驗所得應變–應力曲線

    Figure 7.  Strain-stress curve obtained from the Hopkinson pressure bar test

    圖 8  高強微彈水泥石和常規水泥石的微觀形態

    Figure 8.  Micro-morphology of high-strength micro-elastic cement paste and blank cement paste sample

    表 1  高強微彈水泥漿的常規性能

    Table 1.  Conventional properties of high-strength micro-elastic cement slurry

    試驗溫度/℃稠化時間/min稠化過渡時間/min初始稠度/Bc抗壓強度1)/MPa濾失量/mL游離液含量,%上下密度差/(kg·L–1
    4015251239.383200
    6012461548.793900
     注:1)為20.7 MPa下養護48 h后水泥石的抗壓強度。
    下載: 導出CSV

    表 2  水泥石力學性能測試結果

    Table 2.  Cement paste mechanical performance test results

    體系抗壓強度/
    MPa
    楊氏模量/
    GPa
    抗折強度/
    MPa
    抗拉強度/
    MPa
    滲透率/
    mD
    高強微彈
    水泥漿
    50.5813.613.994.600.06
    空白樣33.3215.212.282.530.28
    下載: 導出CSV

    表 3  W平12井高強微彈水泥漿封固段固井質量評價

    Table 3.  Cementing quality evaluation of high-strength micro-elastic cement slurry sealing section in Well W Ping 12

    位置固井質量
    評價結果
    水泥封固段
    累計長度/m
    占總封固段
    長度比例,%
    第一界面1 380.0092.00
    中等120.008.00
    00
    第二界面1 358.2590.55
    中等141.759.45
    00
    下載: 導出CSV
    南国七星彩高手论坛
  • [1] 崔寶文,林鐵鋒,董萬百,等. 松遼盆地北部致密油水平井技術及勘探實踐[J]. 大慶石油地質與開發, 2014, 33(5): 16–22. doi: 10.3969/J.ISSN.1000-3754.2014.05.003CUI Baowen, LIN Tiefeng, DONG Wanbai, et al. Horizontal well techniques and their exploration practices in the tight oil reservoirs in north Songliao Basin[J]. Petroleum Geology & Oilfield Development in Daqing, 2014, 33(5): 16–22. doi: 10.3969/J.ISSN.1000-3754.2014.05.003
    [2] 鐘文力,洪少青,呂聰,等. 頁巖氣水平井固井技術難點與對策淺析[J]. 非常規油氣, 2015, 2(2): 69–72. doi: 10.3969/j.issn.2095-8471.2015.02.014ZHONG Wenli, HONG Shaoqing, LYU Cong, et al. Difficulties and countermeasures for shale gas horizontal well cementing[J]. Unconventional Oil & Gas, 2015, 2(2): 69–72. doi: 10.3969/j.issn.2095-8471.2015.02.014
    [3] 劉偉,陶謙,丁士東. 頁巖氣水平井固井技術難點分析與對策[J]. 石油鉆采工藝, 2012, 34(3): 40–43.LIU Wei, TAO Qian, DING Shidong. Difficulties and countermeasures for cementing technology of sale gas horizontal well[J]. Oil Drilling & Production Technology, 2012, 34(3): 40–43.
    [4] 齊奉忠,杜建平. 哈里伯頓頁巖氣固井技術及對國內的啟示[J]. 非常規油氣, 2015, 2(5): 77–82. doi: 10.3969/j.issn.2095-8471.2015.05.014QI Fengzhong, DU Jianping. Halliburton shale gas well cementing technology and its enlightenment to domestic gas industry[J]. Unconventional Oil & Gas, 2015, 2(5): 77–82. doi: 10.3969/j.issn.2095-8471.2015.05.014
    [5] SALEHI R, PAIAMAN A M. A novel cement slurry design applicable to horizontal well conditions[J]. Petroleum & Coal, 2009, 51(4): 270–276.
    [6] 李偉,王濤,王秀玲,等. 陸相頁巖氣水平井固井技術: 以延長石油延安國家級陸相頁巖氣示范區為例[J]. 天然氣工業, 2014, 34(12): 106–112. doi: 10.3787/j.issn.1000-0976.2014.12.015LI Wei, WANG Tao, WANG Xiuling, et al. Cementing technology for horizontal wells of terrestrial shale gas: a case study of the Yan'an national terrestrial shale gas E&P pilot area[J]. Natural Gas Industry, 2014, 34(12): 106–112. doi: 10.3787/j.issn.1000-0976.2014.12.015
    [7] 李建山. 涇河油田水平井固井難點與對策研究[J]. 石油鉆探技術, 2017, 45(6): 19–23.LI Jianshan. Challenges and countermeasures of well cementing operations for horizontal wells in the Jinghe Oilfield[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2017, 45(6): 19–23.
    [8] 胡德高,劉超. 四川盆地涪陵頁巖氣田單井可壓性地質因素研究[J]. 石油實驗地質, 2018, 40(1): 20–24. doi: 10.11781/sysydz201801020HU Degao, LIU Chao. Geological factors of well fracability in Fuling Shale Gas Field, Sichuan Basin[J]. Petroleum Geology and Experiment, 2018, 40(1): 20–24. doi: 10.11781/sysydz201801020
    [9] 李軍,陳勉,柳貢慧,等. 套管、水泥環及井壁圍巖組合體的彈塑性分析[J]. 石油學報, 2005, 26(6): 99–103. doi: 10.3321/j.issn:0253-2697.2005.06.023LI Jun, CHEN Mian, LIU Gonghui, et al. Elastic-plastic analysis of casing-concrete sheath-rock combination[J]. Acta Petrolei Sinica, 2005, 26(6): 99–103. doi: 10.3321/j.issn:0253-2697.2005.06.023
    [10] 許紅林,張智,施太和,等. 壓力和溫度共同作用下的水泥環應力分析[J]. 石油鉆探技術, 2014, 42(6): 45–48.XU Honglin, ZHANG Zhi, SHI Taihe, et al. Stress analysis of the cement sheath under both pressure and temperature[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2014, 42(6): 45–48.
    [11] 張軍濤,趙習森,王衛剛,等. 水平井體積壓裂技術在黃陵致密油區的研究和實踐[J]. 非常規油氣, 2018, 5(3): 84–87, 97. doi: 10.3969/j.issn.2095-8471.2018.03.014ZHANG Juntao, ZHAO Xisen, WANG Weigang, et al. The research and practice of horizontal well volume fracturing technology in Huangling oil region[J]. Unconventional Oil & Gas, 2018, 5(3): 84–87, 97. doi: 10.3969/j.issn.2095-8471.2018.03.014
    [12] 譚春勤,劉偉,丁士東,等. SFP彈韌性水泥漿體系在頁巖氣井中的應用[J]. 石油鉆探技術, 2011, 39(3): 53–56. doi: 10.3969/j.issn.1001-0890.2011.03.009TAN Chunqin, LIU Wei, DING Shidong, et al. Application of SFP elasto-toughness slurry in shale gas well[J]. Drilling Petroleum Techniques, 2011, 39(3): 53–56. doi: 10.3969/j.issn.1001-0890.2011.03.009
    [13] 韓福彬,孔凡軍,姜宏圖,等. 微膨增韌膠乳防氣竄水泥漿的實驗研究[J]. 鉆井液與完井液, 2008, 25(5): 52–53, 56. doi: 10.3969/j.issn.1001-5620.2008.05.018HAN Fubin, KONG Fanjun, JIANG Hongtu, et al. Laboratory studies on a gas-check cement slurry[J]. Drilling Fluid & Completion Fluid, 2008, 25(5): 52–53, 56. doi: 10.3969/j.issn.1001-5620.2008.05.018
    [14] 李早元,郭小陽,羅發強,等. 油井水泥環降脆增韌作用機理研究[J]. 石油學報, 2008, 29(3): 438–441. doi: 10.3321/j.issn:0253-2697.2008.03.025LI Zaoyuan, GUO Xiaoyang, LUO Faqiang, et al. Research on mechanism of increasing flexibility and decreasing brittleness of cement sheath in oil well[J]. Acta Petrolei Sinica, 2008, 29(3): 438–441. doi: 10.3321/j.issn:0253-2697.2008.03.025
    [15] 路沙沙,麻鳳海,鄧飛. 橡膠顆粒摻量、粒徑影響橡膠混凝土性能的試驗分析[J]. 硅酸鹽通報, 2014, 33(10): 2477–2483.LU Shasha, MA Fenghai, DENG Fei. Experimental analysis of crumb rubber concrete performance caused by content and grain diameter of rubber[J]. Bulletin of the Chinese Ceramic Society, 2014, 33(10): 2477–2483.
    [16] 額日德木,王海龍,王蕭蕭,等. 表面改性廢舊輪胎橡膠粉對水泥膠砂力學性能的影響[J]. 中國科技論文, 2015, 33(1): 73–77. doi: 10.3969/j.issn.2095-2783.2015.01.017E Ri De Mu, WANG Hailong, WANG Xiaoxiao, et al. Experimental study of the effect of surface modified waste tire rubber powder on the mechanical properties of cement mortar[J]. China Sciencepaper, 2015, 33(1): 73–77. doi: 10.3969/j.issn.2095-2783.2015.01.017
    [17] 許桂莉,杜華平,王碧,等. 油井水泥漿促凝劑體系的室內研究[J]. 精細石油化工進展, 2007, 8(10): 12–14. doi: 10.3969/j.issn.1009-8348.2007.10.004XU Guili, DU Huaping, WANG Bi, et al. Lab study of accelerating agent for oil well cement[J]. Advances in Fine Petrochemicals, 2007, 8(10): 12–14. doi: 10.3969/j.issn.1009-8348.2007.10.004
    [18] 陜西延長石油(集團)有限責任公司研究院.一種低溫早強增韌水泥漿及其制備方法: CN201510979530.X[P].2016-05-11.Research Institute of Yanchang Petroleum (Group) Co., Ltd. One kind of early strength toughening cement slurry at low temperature and its preparation method: CN201510979530.X[P]. 2016-05-11.
    [19] 劉小利. 儲氣庫井柔性水泥漿體系適應性評價實驗[J]. 鉆采工藝, 2016, 39(3): 11–14. doi: 10.3969/J.ISSN.1006-768X.2016.03.04LIU Xiaoli. Adaptability evaluation experiment of flexible cement slurry system in gas storage well[J]. Drilling & Production Technology, 2016, 39(3): 11–14. doi: 10.3969/J.ISSN.1006-768X.2016.03.04
    [20] 李明,楊雨佳,郭小陽. 碳纖維增強油井水泥石的力學性能[J]. 復合材料學報, 2015, 32(3): 782–788.LI Ming, YANG Yujia, GUO Xiaoyang. Mechanical properties of carbon fiber reinforced oil well cement composites[J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2015, 32(3): 782–788.
    [21] 莫繼春,李楊,盧東紅,等. 霍布金森水泥石動態力學性能與射孔驗竄試驗裝置[J]. 鉆井液與完井液, 2004, 21(6): 8–11. doi: 10.3969/j.issn.1001-5620.2004.06.003MO Jichun, LI Yang, LU Donghong, et al. Instruments for cement stone dynamics properties and perforating channeling testing based on Hopkinson Spill Pressure Bar[J]. Drilling Fluid & Completion Fluid, 2004, 21(6): 8–11. doi: 10.3969/j.issn.1001-5620.2004.06.003
  • [1] 侯杰劉永貴李海 . 高性能水基鉆井液在大慶油田致密油藏水平井中的應用. 石油鉆探技術, 2015, 43(4): 59-65. doi: 10.11911/syztjs.201504011
    [2] 劉云王濤于小龍牛萌 . 延長油田西部地區低壓易漏地層固井技術. 石油鉆探技術, 2017, 45(4): 53-58. doi: 10.11911/syztjs.201704009
    [3] 夏宏泉梁景瑞文曉峰 . 基于CQ指標的長慶油田長6—長8段致密油儲層劃分標準研究. 石油鉆探技術, 2020, 48(3): 1-6. doi: 10.11911/syztjs.2020064
    [4] 魏航信徐建寧趙亞杰黃華席文奎 . 特低滲透及致密油藏低產井有桿泵采油參數優化方法. 石油鉆探技術, 2017, 45(6): 83-87. doi: 10.11911/syztjs.201706015
    [5] 何祖清梁承春彭漢修朱明何同 . 鄂爾多斯盆地南部致密油藏水平井智能分采技術研究與試驗. 石油鉆探技術, 2017, 45(3): 88-94. doi: 10.11911/syztjs.201703016
    [6] 熊敏 . S形水泥漿強度發展曲線成因分析及消除方法. 石油鉆探技術, 2018, 46(3): 39-43. doi: 10.11911/syztjs.2018064
    [7] 姚勇尹宗國焦建芳郭廣平洪少青 . 官深1井超高密度水泥漿固井技術. 石油鉆探技術, 2013, 41(1): 118-122. doi: 10.3969/j.issn.1001-0890.2013.01.023
    [8] 詹俊陽劉四海劉金華張鳳英陳曾偉 . 高強度耐高溫化學固結堵漏劑HDL1的研制及應用. 石油鉆探技術, 2014, 42(2): 69-74. doi: 10.3969/j.issn.1001-0890.2014.02.014
    [9] 柳偉榮倪華峰王學楓石仲元譚學斌王清臣 . 長慶油田隴東地區頁巖油超長水平段水平井鉆井技術. 石油鉆探技術, 2020, 48(1): 9-14. doi: 10.11911/syztjs.2020029
    [10] 路宗羽趙飛雷鳴鄒靈戰石建剛卓魯斌 . 新疆瑪湖油田砂礫巖致密油水平井鉆井關鍵技術. 石油鉆探技術, 2019, 47(2): 9-14. doi: 10.11911/syztjs.2019029
    [11] 楊仲涵羅鳴陳江華許發賓徐靖 . 鶯歌海盆地超高溫高壓井擠水泥承壓堵漏技術. 石油鉆探技術, 2020, 48(3): 1-5. doi: 10.11911/syztjs.2020012
    [12] 魏開鵬楊歡斯容方群劉學全 . 紅河油田水平井置膠成壩技術. 石油鉆探技術, 2017, 45(2): 81-86. doi: 10.11911/syztjs.201702013
    [13] 隋梅 . 勝利油田深探井固井技術難點與對策. 石油鉆探技術, 2013, 41(3): 73-79. doi: 10.3969/j.issn.1001-0890.2013.03.014
    [14] 羅翰何世明羅德明 . 川深1井超高溫高壓尾管固井技術. 石油鉆探技術, 2019, 47(4): 17-21. doi: 10.11911/syztjs.2019094
    [15] 陳明黃志遠馬慶濤劉云鵬葛鵬飛夏廣強 . 馬深1井鉆井工程設計與施工. 石油鉆探技術, 2017, 45(4): 15-20. doi: 10.11911/syztjs.201704003
    [16] 葛麗珍李傲孟智強肖鵬祝曉林 . 氣頂邊水窄油環水平井生產壓差調控實驗研究. 石油鉆探技術, 2019, 47(1): 90-95. doi: 10.11911/syztjs.2018152
    [17] 李早元周超劉威王巖郭小陽 . 低溫短候凝水泥漿體系室內研究. 石油鉆探技術, 2012, 40(2): 46-50. doi: 10.3969/j.issn.1001-0890.2012.02.009
    [18] 文鑫戴宗唐輝王華夷曉偉 . 珠江口盆地XJ油田薄油層水平井三維地質導向技術. 石油鉆探技術, 2016, 44(6): 42-47. doi: 10.11911/syztjs.201606007
    [19] 管申鹿傳世方滿宗張學佳林越青 . 鶯歌海盆地高溫低壓定向井旋轉尾管固井技術. 石油鉆探技術, 2012, 40(4): 81-85. doi: 10.3969/j.issn.1001-0890.2012.04.016
    [20] 于永金靳建洲劉碩瓊袁進平徐明 . 抗高溫水泥漿體系研究與應用. 石油鉆探技術, 2012, 40(5): 35-39. doi: 10.3969/j.issn.1001-0890.2012.05.008
  • 加載中
圖(8)表(3)
計量
  • 文章訪問數:  922
  • HTML全文瀏覽量:  282
  • PDF下載量:  31
  • 被引次數: 0
出版歷程
  • 收稿日期:  2018-10-19
  • 錄用日期:  2019-06-20
  • 網絡出版日期:  2019-08-26
  • 刊出日期:  2019-09-01

高強微彈水泥漿在延長油田致密油水平井中的應用

    作者簡介: 王濤(1986—),男,山西運城人,2010年畢業于中國石油大學(北京)石油工程專業,2013年獲西南石油大學油氣井工程專業碩士學位,工程師,主要從事固井技術研究及現場應用工作。E-mail:[email protected]
  • 1. 陜西延長石油(集團)有限責任公司研究院,陜西西安 710075
  • 2. 陜西省陸相頁巖氣成藏與開發重點實驗室(籌),陜西西安 710075
  • 3. 延長油田股份公司勘探開發技術研究中心,陜西延安 716000
基金項目:  國家科技重大專項“陸相頁巖氣水平井高效低成本鉆完井技術”(編號:2017ZX05039003)資助

摘要: 為了提高延長油田致密油水平井的環空密封能力、保證多級縫網壓裂開發效果,對水泥漿進行了功能化改性。結合該油田南部致密油儲層特征、水平井井身結構和多級縫網壓裂對固井水泥漿性能的要求,建立了套管–水泥環–地層受力模型,分析得到了水泥石楊氏模量與界面壓力的關系圖版,并據此設計了水泥漿;對丁苯膠粉進行了粒徑優選、表面處理,并與甲酰胺及無機鹽復配制得高強微彈劑,輔之以其他外加劑,形成了滿足性能要求的高強微彈水泥漿。研究發現,水泥石楊氏模量越低、地層楊氏模量越高、壓裂施工壓力越低、井眼擴大率越小,則滿足環空密封要求的水泥石抗壓強度越小;與空白樣相比,高強微彈水泥漿抗壓強度提高51.8%、楊氏模量降低10.5%、抗折抗拉強度提高75.0%以上。該水泥漿在延長油田南部10余口致密油水平井進行了現場應用,水平段固井質量合格率達95%以上,分段壓裂時未發生竄流。研究結果表明,高強微彈水泥漿可以提高延長油田致密油水平井壓裂后的環空密封性,具有推廣應用價值。

English Abstract

  • 隨著延長油田開發規模不斷增大,經濟可采儲量、技術可采儲量越來越少,難采儲量成為下一步的開發目標。延長油田總面積5 282 km2,累計探明地質儲量達8.0×108 t以上,其中致密儲層難采儲量約6.2×108 t。致密儲層難采儲量大量分布在延長油田的南部和西部。延長油田南部區域致密油儲層孔隙度小,常規單井控制儲量低,難以經濟有效開發。為此,近年來開始采用水平井進行開發,并根據同類油藏開發經驗及區域內水平井開發實踐,采用多級縫網壓裂進行后期儲層改造,以增加單井產量,提高開發效果[1]。但是,多級縫網壓裂的高壓反復沖擊對環空水泥石的密封能力提出了更高的要求,除了需要滿足常規水平井固井質量要求,水泥環還需要有一定的彈性或超高強度以抵抗破壞。對于該問題,前人主要從在水泥漿中加入纖維、膠乳等形成高韌性、高彈性水泥漿進行研究[25],但該類水泥漿在增強水泥石彈韌性的同時,也會相應地降低水泥石的強度[6]。因此,對于不同工況,在增強水泥石彈韌性的同時,還要保證水泥石的強度達到要求,但目前對此尚無系統的研究,且對于高強度、微彈性水泥石能否滿足中淺層水平井的分段壓裂需求也缺乏足夠的認識。為此,筆者基于延長油田南部致密油儲層特征、水平井井身結構和多級縫網壓裂對固井水泥漿性能的要求,建立了套管–水泥環–地層受力模型和水泥石楊氏模量與界面壓力的關系圖版,并以此為基礎,通過功能化改性,設計、研制了滿足力學和工程性能要求的高強微彈水泥漿,并在現場進行了成功應用。

    • 延長油田南部致密油井區位于鄂爾多斯盆地伊陜斜坡西南部,儲層主要有以下特點:1)主力油藏為下組合的長6油組—長8油組,埋深1 200.00~1 800.00 m,儲層溫度40~60 ℃,壓力系數平均為0.8;2)儲層泥質含量高、孔滲條件差,滲透率普遍低于0.1 mD,直井常規壓裂采出效率低,達不到工業油流標準;3)儲層致密,后期主要采用水平井分段多簇縫網壓裂模式開發(一般為6~10級)。該區域致密油水平井的典型井身結構(以W平12井為例)如圖1所示,鉆井中自上而下依次鉆遇新生界第四系,侏羅系洛河組—直羅組、延安組和富縣組,三疊系延長組地層。

      圖  1  典型的致密油水平井井身結構

      Figure 1.  Casing program of typical tight oil horizontal well

      在上述儲層特征、井身結構條件下進行多級縫網壓裂時,除了常規水平井固井要求的水泥漿具有45o傾角下游離液含量為0、濾失量低、直角稠化和沉降穩定性好等性能外[7],還要求固井水泥石能抵抗壓裂可能帶來的破壞。固井水泥石屬于脆性材料,進行射孔和多級縫網壓裂時會在水泥環局部區域形成高壓應變區,當引起的應力變化超過其強度極限時,水泥環就會破裂形成裂紋,影響壓裂效果和生產安全。因此,需要固井水泥石具有一定的彈性。但是,不同于其他致密油藏或頁巖氣藏,延長油田致密油藏普遍埋深較淺,水泥環所處的應力環境及施工強度具有特殊性,主要表現是儲層巖石楊氏模量(15~20 GPa)、地應力(垂向應力30~45 MPa)和壓裂施工壓力(40~55 MPa)均遠小于深層致密油和頁巖氣藏[8]。因此,為科學合理地設計水泥漿,需建立套管–水泥環–地層受力模型,得到滿足施工條件的水泥石楊氏模量與界面壓力關系的圖版。

    • 將套管–水泥環–地層作為一個整體建立模型。由于模型不存在彎曲失穩的問題,可以采用厚壁圓筒理論對其受力狀況進行計算分析[9],計算公式為[10]

      $U = \frac{{1 + \mu }}{E}\left[ {\frac{{(1 - 2\mu ){r^2} + {r_{\rm{H}}}^2}}{{r({t_{\rm{n}}}^2 - 1)}}{p_{\rm{i}}} - \frac{{{r_{\rm{H}}}^2{\rm{ + (1}} - {\rm{2}}\mu ){r^2}{t_{\rm{n}}}^2}}{{r({t_{\rm{n}}}^2 - 1)}}{p_{\rm{o}}}} \right]$

      式中:$U$為徑向位移,mm;${p_{\rm{i}}}$為內壓力,MPa;${p_{\rm{o}}}$為外壓力,MPa;$r$為討論點的半徑,mm;$\mu $為泊松比;${r_{\rm{H}}}$為筒外徑,mm;${t_{\rm{n}}}$為筒的外半徑和內半徑之比;$E$為楊氏模量,GPa。

      水平井井眼延伸方向為最小主應力方向,因此,水泥環主要受上覆巖層壓力和最大主應力的共同作用。延長油田致密油水平井垂深較淺,上覆巖層壓力與水平最大主應力相差不大,可以假設模型為受力均勻的彈性體;另外,分析水平井水泥環的受力情況可知,厚壁筒理論模型中水泥環所受圍壓的方向為水平井井眼延伸方向,固井施工前測試水泥漿抗壓強度時多數情況下無圍壓,因此模擬研究時視為無圍壓,下述室內研究中進行力學性能測試時也視為無圍壓。

      分別將套管、水泥環、地層的受力及特性參數代入式(1),根據連續位移條件,三者受力時不同厚壁筒模型中同一點的徑向位移相等,推導出水泥環第一界面和第二界面處的接觸壓力:

      $\left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} {{p_{21}} = \dfrac{{{e_1}{p_0} + {e_2}{p_{22}}}}{{{e_3}}}}\\ {{p_{22}} = \dfrac{{{e_4}{e_1}{p_0} + {e_3}{e_5}{p_{\rm{D}}}}}{{{e_3}({e_6} + {e_7}) + {e_2}{e_4}}}} \end{array}} \right.$

      $\!{\text{其中}}\qquad\qquad\quad{e_1} = \frac{{2{r_1}^2{r_2}(1 - {\mu _1}^2)}}{{{E_1}({r_2}^2 - {r_1}^2)}}\qquad\quad$

      ${e_2} = \frac{{2{r_2}{r_3}^2(1 - {\mu _2}^2)}}{{{E_2}({r_3}^2 - {r_2}^2)}}$

      $\begin{array}{l} {e_3} = \dfrac{{1 + {\mu _2}}}{{{E_2}({r_3}^2 - {r_2}^2)}}[{r_2}{r_3}^2 + (1 - 2{\mu _2}){r_2}^3] + \\ \qquad \dfrac{{1 + {\mu _1}}}{{{E_1}({r_2}^2 - {r_1}^2)}}[{r_1}^2{r_2} + (1 - 2{\mu _1}){r_2}^3] \end{array}$

      ${e_4} = \frac{{2(1 - {\mu _2}^2){r_2}^2{r_3}}}{{{E_2}({r_3}^2 - {r_2}^2)}}$

      ${e_5} = \frac{{2(1 - {\mu _3}^2){r_3}}}{{{E_3}}}$

      ${e_6} = \frac{{1 + {\mu _3}}}{{{E_3}}}{r_3}$

      ${e_7} = \frac{{1 + {\mu _2}}}{{{E_2}({r_3}^2 - {r_2}^2)}}[{r_2}^2{r_3} + (1 - 2{\mu _2}){r_3}^3]$

      式中:${p_{21}}$為第一界面壓力,MPa;${p_{22}}$為為第二界面壓力,MPa;${p_0}$為套管所受內壓力,MPa;${p_{\rm{D}}}$為地應力,MPa;${r_1}$為套管內半徑,mm;${r_2}$為套管外半徑(即水泥環內半徑),mm;${r_3}$為水泥環外半徑,mm;${E_1}$為套管楊氏模量,GPa;${\mu _1}$為套管泊松比;${E_2}$為水泥石楊氏模量,GPa;${\mu _2}$為水泥石泊松比;${E_3}$為地層巖石楊氏模量,GPa;${\mu _3}$為地層巖石泊松比。

    • 延長油田南部致密油水平井及地層基本參數為[11]:壓裂施工壓力(套管內壓)40~55 MPa,地應力30~45 MPa(按垂深1 200.00~1 800.00 m計算);套管內半徑65.99 mm,套管外半徑69.85 mm,水泥環外半徑102.55~118.75 mm(按?215.9 mm鉆頭、縮徑5%至擴徑10%計算);套管楊氏模量取210 GPa,套管泊松比取0.3;水泥石楊氏模量取2~20 GPa,水泥石泊松比取0.25;地層巖石楊氏模量取15~20 GPa,地層巖石泊松比取0.23。在此基礎上,采用上述模型分別模擬不同地層巖石楊氏模量、不同井徑擴大率、不同垂深、不同壓裂施工壓力下的水泥石界面壓力隨楊氏模量的變化,模擬結果如圖2所示。

      圖  2  致密油水平井水泥石楊氏模量與界面壓力的關系圖版

      Figure 2.  Relationship chart between the Young’s modulus of cement paste and the interfacial pressure of the tight oil horizontal wells

      圖2可知,不同地層條件下第一界面壓力均大于第二界面壓力,水泥石楊氏模量越低(彈性增強)、地層楊氏模量越高、壓裂施工壓力越低、井眼擴大率越小,則水泥環第一、第二界面的壓力均越小。為防止水泥環被破壞,此界面壓力值即為一定工況下滿足壓裂需求的最低水泥石抗壓強度值,兩者正相關,但并非線性關系。圖2所示圖版可為致密油水平井固井中的水泥石力學性能設計提供依據,即在一定楊氏模量下,水泥石抗壓強度大于第一界面壓力即可滿足壓裂改造需求。另外,對于該區域致密油水平井工況來說,當水泥石抗壓強度足夠高(大于45 MPa)時,即使楊氏模量較大(微彈),其對井筒完整性的影響也比較小。

    • 由以上模擬結果可知,除強彈韌性水泥漿、柔性水泥漿外[12],高強微彈水泥漿也可滿足延長油田南部致密油水平井固井需求。為此,根據延長油田致密油水平井多級縫網壓裂對水泥石性能的要求,提出了通過功能化改性設計高強微彈水泥漿的思路。

      目前,多在水泥漿中加入膠乳增強水泥石的彈性[13],但膠乳也會大幅度降低水泥石抗壓強度,且膠乳加量大、易破乳、成本高[14]。增強水泥石強度的主要途徑是添加早強劑,但早強劑會大幅度降低水泥石的彈性。丁苯膠粉是具有一定彈性的合成橡膠,填充于水泥石骨架支撐結構的孔隙及孔洞中,會對壓力的傳遞起到緩沖作用,可減緩塑性破壞,其小粒徑顆粒可以提高漿體的密實度,從而增大水泥石強度,且丁苯膠粉的成本較低。但是,丁苯膠粉作為水泥填充材料也有其缺點,主要是顆粒表面表現為憎水性,影響了其在漿體內的均勻分布。摻入未處理橡膠顆粒(粒徑分別為180,150和120 μm)的混凝土抗壓強度測試結果發現,橡膠顆粒加量越大,混凝土的抗壓強度越低;其粒徑過大或過小都會影響混凝土的抗壓強度[15]。但油井水泥與水泥砂漿相比,組分差別較大,養護的溫度壓力條件不同,且對抗壓強度的齡期要求也不同。額日德木等人[16]的研究結果表明,橡膠顆粒粒徑優選后仍未解決橡膠顆粒與水泥的融合問題,因此需對其表面進行處理,并對其合理粒徑重新進行優選。此外,為提高水泥漿的早期強度,還需引入中低溫下提高水泥水化速率的外加劑。

    • 依據高強微彈水泥漿的設計思路,優選丁苯膠粉的粒徑,對其表面進行處理,解決了丁苯膠粉與水泥顆粒融合的難題,研制了新型高強微彈劑。根據水平井水泥石楊氏模量與界面壓力的關系圖版,優化了高強微彈劑的加量,形成了高強微彈水泥漿,并測試了其常規性能及水泥石的力學性能,觀察了水泥石的微觀形態,并與空白樣進行了對比,驗證了通過功能化改性后研制的高強微彈水泥漿的基本性能。

    • 試驗用水泥為G級油井水泥,分散劑為甲醛丙酮縮合物,降濾失劑和緩凝劑分別選用AMPS共聚物類和有機膦酸類。水泥石養護采用0720型增壓養護釜,游離液、稠化、抗壓強度測試采用國家標準《油井水泥試驗方法》(GB/T 19139—2012)中相關方法,水泥石的滲透率(氣測滲透率)采用HK–4型滲透率自動測定儀測定。

      水泥石抗折強度、楊氏彈性模量和抗拉強度的測試采用石油天然氣行業標準《油井水泥石性能試驗方法》(SY/T 6466—2016)中的相關方法。楊氏模量測試采用RTR–1000型三軸巖石力學伺服測試系統,無圍壓,試件為直徑25.0 mm、長度50.0 mm的圓柱體。抗折強度測試采用50 t級萬能試驗機,試件為40.0 mm×40.0 mm×160.0 mm長方體塊。霍普金森壓桿試驗中桿件直徑為37.0 mm,試樣為直徑30.0 mm、長度20.0 mm的圓柱體,兩個端面的不平行度小于0.01 mm;因水泥石為高脆性材料,外力作用時應變普遍小于0.5%,為盡量延長加載時間,試驗應變率為10~100 s–1。水泥石宏觀裂紋觀測采用深度體視顯微鏡,該顯微鏡最大放大倍率為250倍;采用Quanta450掃描電鏡觀察水泥石微觀形態。

    • 選取粒徑分別為109,120,150,180,250和380 μm的丁苯膠粉顆粒,對其表面進行潤濕反轉處理。將丁苯膠粉加入質量分數為1.5%的KH550溶液,浸泡24 h后沖洗、過濾,在溫度105 ℃下烘烤24 h將其烘干;然后引入含5.0%甲酰胺的無機鹽,與丁苯膠粉復配制劑。無機鹽可提高中低溫下水泥漿的水化速度;甲酰胺不僅可以提高水泥石的強度,還可在一定程度上緩解因水化過快導致的稠化時間縮短的問題[17]

      分別測試不同粒徑丁苯膠粉顆粒處理前后和復配制劑對水泥石24 h抗壓強度的影響(水泥石養護溫度為40 ℃)。丁苯膠粉加量較小時,宏觀表現為水泥石抗壓強度增大,因此設計試驗加量為2.0%,以便更好地觀察效果,測試結果見圖3

      圖  3  丁苯膠粉粒徑和處理方式對水泥石抗壓強度的影響

      Figure 3.  Effects of particle size and treatment method on cement paste strength

      圖3可知,未處理的丁苯膠粉顆粒顯示出疏水性,其與水泥水化產物之間的結合力較小,水泥石抗壓強度較低,且粒徑越大,抗壓強度越低。丁苯膠粉顆粒表面進行潤濕反轉處理后加入水泥漿中,水泥石的抗壓強度均有所增大,隨著丁苯膠粉顆粒粒徑變小,抗壓強度逐漸增大,但其粒徑小于120 μm時,由于顆粒過細造成團聚,抗壓強度反而降低。丁苯膠粉與甲酰胺及無機鹽復配后,水泥石的早期強度更高,其中粒徑為120~150 μm丁苯膠粉的復配效果最好。因此,按5∶1的質量比[18],將粒徑120~150 μm的丁苯膠粉與甲酰胺及無機鹽復配,得到了高強微彈劑J86–S。

    • 測試J86–S不同加量下水泥石的楊氏模量和抗壓強度,同時考察溫度對其的影響規律,養護溫度分別為40,50和60 ℃,養護時間為48 h,結果如圖4所示。

      圖  4  高強微彈劑加量對水泥石力學性能的影響

      Figure 4.  Effect of high-strength micro-elastic agent dosage on mechanical performance of cement paste

      圖4可知,加入J86–S后水泥石的滲透率顯著降低,內部更為致密,宏觀表現為抗壓強度增大;但其加量較低時,水泥石的楊氏模量變化不大,隨著其加量增大,楊氏模量逐漸降低,抗壓強度也隨之降低。分析認為,這主要是由于分散在水泥漿中的大量丁苯顆粒的增彈效果開始顯現,水泥石的楊氏模量降低幅度較大。J86–S的加量超過4%之后,水泥石的楊氏模量顯著降低(降幅超過20%),但抗壓強度降幅也達25%以上;溫度變化對J86–S的增彈效果影響不大。

      將測試的楊氏模量作為自變量,代入水泥石楊氏模量與界面壓力的關系圖版計算抗壓強度。如果樣品的實測抗壓強度大于模擬抗壓強度,說明 J86–S的加量滿足要求。以延長油田長8組地層(壓裂壓力50 MPa、井徑擴大率5%)為例計算了抗壓強度,結果見圖4中虛線。從圖4可以看出,J86–S的加量大于2%時,不同溫度區間的水泥石性能均可達標;加量達5%時,水泥石的彈性模量可降至8 GPa。考慮綜合成本,確定J86–S加量為2%~3%,該加量的高強微彈水泥漿即可滿足延長油田南部致密油水平井的固井需求。

    • 在G級水泥中加入0.70%分散劑、3.00%降濾失劑和0.08%緩凝劑,同時加入2.00%高強微彈劑J86-S,配制成高強微彈水泥漿。測試密度為1.88 kg/L的高強微彈水泥漿在40和60 ℃下的常規性能及其在60 ℃下的稠化曲線,結果見表1圖5

      試驗溫度/℃稠化時間/min稠化過渡時間/min初始稠度/Bc抗壓強度1)/MPa濾失量/mL游離液含量,%上下密度差/(kg·L–1
      4015251239.383200
      6012461548.793900
       注:1)為20.7 MPa下養護48 h后水泥石的抗壓強度。

      表 1  高強微彈水泥漿的常規性能

      Table 1.  Conventional properties of high-strength micro-elastic cement slurry

      圖  5  60 ℃下高強微彈水泥漿的稠化曲線

      Figure 5.  Thickening curve of high strength microelastic cement slurry at 60 °C

      表1圖5可知,高強微彈水泥漿的常規性能良好,稠化過渡時間短,穩定性好,且濾失量較低、48 h抗壓強度高。

    • 評價水泥石力學性能的通用的方法是測試水泥石的抗折強度和楊氏模量[19],但與纖維、膠乳不同的是,橡膠顆粒除增彈外,還有一定的孔洞充填作用,因此還要測試高強微彈水泥石的滲透率。另外,拉應力破壞對水泥環完整性影響較大[20],因此需要測試高強微彈水泥石的抗拉強度。水泥漿加入高強微彈劑前后在60 ℃、20.7 MPa條件下養護48 h形成水泥石后,分別測試其抗折強度、楊氏模量、滲透率和抗拉強度,結果見表2圖6

      體系抗壓強度/
      MPa
      楊氏模量/
      GPa
      抗折強度/
      MPa
      抗拉強度/
      MPa
      滲透率/
      mD
      高強微彈
      水泥漿
      50.5813.613.994.600.06
      空白樣33.3215.212.282.530.28

      表 2  水泥石力學性能測試結果

      Table 2.  Cement paste mechanical performance test results

      圖  6  水泥石楊氏模量測試結果

      Figure 6.  Young's modulus test results for cement paste

      表2圖6可知,與未加入高強微彈劑的水泥石相比,加入高強微彈劑的水泥石的滲透率降低78.6%,抗壓強度提高51.8%,楊氏模量降低10.5%,水泥石抗折、抗拉強度分別提高75.0%和81.8%,水泥石總體上呈現出高強微彈屬性。

    • 上述測試均為靜態條件下的測試,但實際射孔壓裂對水泥環的作用往往是動態瞬時過程,如壓裂加砂前的地層破裂瞬時壓力一般是施工壓力的1.5倍以上。因此,對高強微彈劑加入水泥后的動態響應過程進行了表征。霍普金森壓桿試驗是通過彈性波導桿高速沖擊測試動態條件下試件的變形和斷裂特性[21],可以評價井下水泥石在射孔壓裂等高應變率載荷下的力學響應特性,為此,筆者利用該方法對高強微彈水泥石見和常規水泥石的力學響應特性進行了評價,結果見圖7

      圖  7  霍普金森壓桿試驗所得應變–應力曲線

      Figure 7.  Strain-stress curve obtained from the Hopkinson pressure bar test

      圖7可知:在高加載速率瞬時破壞力作用下,高強微彈水泥石和常規水泥石的抗壓強度及楊氏模量均變大,表現為應力增強特性。由于高強微彈水泥石中高強微彈劑對沖擊功的吸收,使其楊氏模量(15.5 GPa)變化幅度較小,為常規水泥石(18.4 GPa)的69%;其抗壓強度增至58.0 MPa,是常規水泥石的1.45倍。該試驗結果表明高強微彈水泥石抵抗瞬時破壞的能力較強。

    • 使用掃描電鏡觀察高強微彈水泥石和常規水泥石的微觀形貌,使用體視顯微鏡觀察2種水泥石抗壓強度測試破型后的斷裂面,結果如圖8所示。

      圖  8  高強微彈水泥石和常規水泥石的微觀形態

      Figure 8.  Micro-morphology of high-strength micro-elastic cement paste and blank cement paste sample

      圖8可以看出:常規水泥石斷裂后裂紋向水泥體內部擴展,而高強微彈水泥石斷面并無裂紋延伸,止裂效果較好。高強微彈水泥石更加致密,水化產物均勻,無明顯微裂紋;而常規水泥石微裂紋發育,水化產物分布雜亂。

    • 高強微彈水泥漿體系在延長油田南部10余口致密油水平井進行了現場應用,水平段固井質量優良率為80%(以前為60%),水平段固井質量合格率達到95%,為該區域致密油水平井多級縫網壓裂提供了良好的井筒條件。

      W平12井目的層為延長組長8段,二開采用?215.9 mm鉆頭鉆至井深2 872.00 m完鉆,垂深1 640.00 m,水平段長1 170.00 m,鉆井液密度為1.09 kg/L。該井?139.7 mm套管下至井深2 867.00 m,采用雙密度水泥漿固井,先注入8 m3隔離液和沖洗液,再注入密度1.40 kg/L的粉煤灰水泥漿50 m3,最后注入密度1.88 kg/L的高強微彈水泥漿28 m3,施工排量1.2 m3/min,頂替清水33.05 m3后碰壓,卸壓后回水斷流。該井施工連續順利,水泥返至井口無漏失。依據石油天然氣行業標準《固井質量評價方法》(SY/T 6592—2016),對W平12井高強微彈水泥漿封固段的固井質量進行評價,結果見表3

      位置固井質量
      評價結果
      水泥封固段
      累計長度/m
      占總封固段
      長度比例,%
      第一界面1 380.0092.00
      中等120.008.00
      00
      第二界面1 358.2590.55
      中等141.759.45
      00

      表 3  W平12井高強微彈水泥漿封固段固井質量評價

      Table 3.  Cementing quality evaluation of high-strength micro-elastic cement slurry sealing section in Well W Ping 12

      W平12井水泥漿候凝72 h后進行聲波變密度測試,結果顯示高強微彈水泥封固段(水平段及儲層以上300.00 m)固井質量優良率為90%。該井分10級進行分段縫網壓裂,各段施工壓力平穩,均維持在48 MPa左右,無竄流情況發生,表明壓裂后水泥環具有良好的密封性,最終該井產油量15 t/d。可見,高強微彈水泥漿可為該油田增儲上產提供技術支撐。

    • 1)結合延長油田南部致密油儲層特征和水平井井身結構和多級縫網壓裂對固井水泥漿性能的要求,建立了套管–水泥環–地層受力模型,模擬得出了水泥石楊氏模量與界面壓力的關系圖版,為該類井水泥漿性能設計提供了依據。

      2)以丁苯膠粉為原料,通過粒徑優選、表面處理并與甲酰胺及無機鹽復配,制成了新型高強微彈劑J86–S,J86–S在低加量下可使水泥石具有高強微彈的宏觀特性,能滿足水泥石楊氏模量與界面壓力關系圖版的要求。

      3)以J86–S為主劑的高強微彈水泥漿濾失量低、45o傾角下游離液少、沉降穩定性好,與常規水泥漿相比,水泥石抗壓強度提高51.8%、滲透率降低78.6%、楊氏模量降低10.5%、抗拉抗折強度提高75.0%以上,水泥石致密均勻,具有較高的抵抗瞬時破壞的能力。

      4)高強微彈水泥漿適用性強,現場應用效果好,大幅度提高了延長油田致密油水平井的固井質量和環空封隔能力,為同類油氣藏的開發提供了技術借鑒。

參考文獻 (21)

目錄

    /

    返回文章
    返回