蘭 凱，劉明國，晁文學(xué)

中石化中原石油工程有限公司鉆井工程技術(shù)研究院，河南 濮陽 457001

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橫觀各向同性水敏性地層斜井眼坍塌壓力確定

蘭 凱，劉明國，晁文學(xué)

中石化中原石油工程有限公司鉆井工程技術(shù)研究院，河南 濮陽 457001

在以泥頁巖為目標(biāo)儲(chǔ)層的非常規(guī)油氣藏水平井開發(fā)中，鉆遇井壁的穩(wěn)定性問題突出，一方面是由于在設(shè)計(jì)鉆井液密度時(shí)簡單采用各向同性介質(zhì)模型和Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則，另一方面則是由于選用的鉆井液性能欠佳，難以保證建井全過程的井壁穩(wěn)定。為此，將地層視為橫觀各向同性介質(zhì)，采用Mogi-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則判別巖石基體和層理面的穩(wěn)定性，同時(shí)考慮泥頁巖水化作用對(duì)巖石力學(xué)強(qiáng)度參數(shù)的影響，建立了水敏性地層井壁穩(wěn)定分析模型，分析了坍塌壓力隨井斜、方位、鉆井液性能、鉆井時(shí)間等因素的變化規(guī)律。研究結(jié)果表明：對(duì)于具有顯著層理面結(jié)構(gòu)的泥頁巖地層，采用橫觀各向同性模型比各向同性介質(zhì)模型更能描述強(qiáng)度的各向異性；采用Mogi-Coulomb準(zhǔn)則比Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則得到的坍塌壓力值與實(shí)際吻合程度更高，在保證井壁穩(wěn)定的前提下有利于降低鉆井液密度，實(shí)現(xiàn)鉆井提速；提高鉆井液封堵能力、減小泥頁巖吸水?dāng)U散能力，有利于延長坍塌周期。利用東濮、威遠(yuǎn)、焦石壩等工區(qū)多口頁巖氣水平井的實(shí)鉆資料對(duì)本文方法進(jìn)行了驗(yàn)證，證實(shí)本文方法確定的鉆井液密度窗口下值更能滿足安全鉆井需求。

橫觀各向同性；泥頁巖；斜井眼；坍塌壓力；井壁穩(wěn)定；鉆井

0 引言

水敏性地層井壁穩(wěn)定一直都是鉆井工程領(lǐng)域的重要課題，主要包括井壁坍塌和破裂兩種基本類型，其研究有助于確定合理的鉆井液密度窗口和井身結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。其中井壁坍塌可歸結(jié)為井壁巖石所受的應(yīng)力超過其本身的強(qiáng)度從而產(chǎn)生剪切破壞，若不能準(zhǔn)確預(yù)知地層坍塌壓力，則無法設(shè)計(jì)合理的鉆井液密度下限值。在非常規(guī)油氣資源的長水平段水平井開發(fā)中，經(jīng)常會(huì)鉆遇大段水敏性泥頁巖，不恰當(dāng)?shù)你@井液下限密度設(shè)計(jì)易引起井壁垮塌、縮徑或漏失，從而影響后期固井質(zhì)量和壓裂效果，制約開發(fā)效率。

從井壁穩(wěn)定的巖石力學(xué)機(jī)理出發(fā)預(yù)測(cè)坍塌壓力時(shí)，最典型的做法是假定巖石為線彈性、均質(zhì)的各向同性材料[1]，采用Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則[2]或Drucker-Prager強(qiáng)度準(zhǔn)則[3-4]判斷井壁坍塌條件。Ewy等[5]研究表明，泥頁巖有著顯著的各向異性強(qiáng)度；而Ong等[6]對(duì)斜井眼井壁剪切破壞的參數(shù)敏感性研究則表明巖石的各向異性對(duì)井壁穩(wěn)定具有重要影響；Zhang等[7]對(duì)井壁穩(wěn)定分析中選用的各種巖石力學(xué)強(qiáng)度準(zhǔn)則給出了詳細(xì)的研究，指出三維Hoek-Brown[8]和Mogi-Coulomb準(zhǔn)則更適用。

對(duì)于各向異性地層，Aadnoy等[9]、Ong[10]、Gupta等[11]、崔杰等[12]、李軍等[13]建立了井周應(yīng)力分布公式，金衍等[14]、盧運(yùn)虎等[15]、閆傳梁等[16]、譚強(qiáng)等[17]應(yīng)用弱面破壞準(zhǔn)則分析了各向異性地層井壁穩(wěn)定問題。但這種單一弱面準(zhǔn)則實(shí)質(zhì)上依然是考慮弱面的Mohr-Coulomb準(zhǔn)則，其計(jì)算的坍塌壓力結(jié)果偏保守。

鑒于此，為保證水敏性泥頁巖地層的安全鉆井，筆者在前人研究基礎(chǔ)上，提出了基于線彈性橫觀各向同性假設(shè)、Mogi-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則、考慮泥頁巖水化效應(yīng)的斜井眼坍塌壓力計(jì)算方法。

1 橫觀各向同性地層中斜井眼井周應(yīng)力

1.1 井周應(yīng)力基本方程

假設(shè)地層為橫觀各向同性、線彈性、均勻連續(xù)介質(zhì)，Dinesh Gupta等[11]在前人研究基礎(chǔ)上推導(dǎo)了斜井眼井壁上的應(yīng)力分布解析表達(dá)式：

其中：

D′=(pw-σx,o)cosθ-τxy,osinθ-i[(pw-σx,o)sinθ+τxy,ocosθ] ;

E′=-(pw-σy,o)sinθ+τxy,ocosθ-i[(pw-σy,o)cosθ+τxy,osinθ] ;

F′=-τxz,ocosθ-τxz,osinθ-i[τxz,ocosθ-τxz,osinθ] 。

式中：σx、σy、σz、τxy、τxz和τyz為井壁圍巖的應(yīng)力分量；σx,o、σy,o、σz,o、τxy,o、τxz,o和τyz,o為原地應(yīng)力場(chǎng)引起的井周應(yīng)力；μk(k=1, 2, 3)是與應(yīng)變協(xié)調(diào)方程對(duì)應(yīng)的特征方程的特征根，其值由柔度矩陣系數(shù)確定；λk(k=1, 2, 3)是與特征根有關(guān)的系數(shù)；a31，a32，…，a36為應(yīng)變?nèi)岫染仃囅禂?shù)；zk(k=1, 2, 3)是與井壁圍巖坐標(biāo)相關(guān)的復(fù)變量，zk=x+μky，x和y分別為井壁圍巖計(jì)算點(diǎn)的坐標(biāo)；Re為復(fù)數(shù)的實(shí)部；pw為鉆井液柱壓力；θ為井眼坐標(biāo)系中計(jì)算點(diǎn)與x方向夾角，即井周角。

1.2 原地應(yīng)力場(chǎng)的坐標(biāo)轉(zhuǎn)換

在各向異性地層的井壁穩(wěn)定性分析中，通常用到多套坐標(biāo)系(圖1)，即地應(yīng)力主坐標(biāo)系xsyszs、井眼直角坐標(biāo)系xbybzb。

σh.最小水平主應(yīng)力；σH.最大水平主應(yīng)力；σv.垂向地應(yīng)力；a.井眼半徑；θ.井周角。圖1 泥頁巖地層井周應(yīng)力分布和坐標(biāo)體系示意圖Fig.1 Coordinate system and stress distribution around borehole wall in mudstone/shale strata

設(shè)井斜角為α、方位角為β，則從地應(yīng)力坐標(biāo)系到井眼直角坐標(biāo)系的轉(zhuǎn)換關(guān)系為

因此在井眼直角坐標(biāo)系中，原地應(yīng)力場(chǎng)作用下井壁上的應(yīng)力分量可以表達(dá)為

將式(2)代入式(3)，可進(jìn)一步得到應(yīng)力分量表達(dá)式：

1.3 井周應(yīng)力的極坐標(biāo)表達(dá)式

從井眼直角坐標(biāo)系到極坐標(biāo)系的轉(zhuǎn)換關(guān)系為

根據(jù)平面應(yīng)變彈性力學(xué)理論，極坐標(biāo)系下的井周應(yīng)力表達(dá)式為

1.4 泥頁巖水化強(qiáng)度折減效應(yīng)

鉆進(jìn)泥頁巖井段時(shí)，不管是水基鉆井液體系還是油基鉆井液體系，泥頁巖層段總存在不同程度的水化膨脹，不僅改變井周圍巖應(yīng)力分布，也改變了巖石的材料力學(xué)參數(shù)。金衍等[18]根據(jù)中國石油大學(xué)巖石力學(xué)實(shí)驗(yàn)室的室內(nèi)測(cè)定，得到了水化膨脹后泥頁巖的黏聚力c、內(nèi)摩擦角φ、彈性模量E、泊松比ν與地層含水量w的關(guān)系：

式中：w(r, t)為距離井眼中心r處t時(shí)刻吸附水的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；wa為井壁上的含水量；w∞為地層原始含水量；c0為水化前黏聚力；φ0為水化前內(nèi)摩擦角；ν0為水化前泊松比；E1為水化前彈性模量；E2為實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)回歸的與彈性模量相關(guān)的變量。

2 井壁坍塌破壞強(qiáng)度準(zhǔn)則

水敏性泥頁巖的剪切破壞遵從Mogi-Coulomb準(zhǔn)則[19]，可用主應(yīng)力表示為

3 井周應(yīng)力分布及坍塌壓力變化規(guī)律

考慮井斜角、原地應(yīng)力狀態(tài)及泥頁巖水化等共同作用，編制出計(jì)算井壁圍巖應(yīng)力分布狀態(tài)和坍塌壓力變化規(guī)律的計(jì)算程序，計(jì)算用參數(shù)見表1[16]。

3.1 各向異性對(duì)井周應(yīng)力分布的影響

圖2為40MPa鉆井液柱壓力下沿最小水平主應(yīng)力方向延伸的井眼，在考慮介質(zhì)的各向異性和不考慮各向異性時(shí)井壁上的切向應(yīng)力對(duì)比。從圖2可以看出：視地層為各向異性介質(zhì)時(shí)計(jì)算出的井周應(yīng)力要遠(yuǎn)大于視為各向同性介質(zhì)，且隨著井斜角的增加差值越來越大。這說明，采用各向同性介質(zhì)模型不能充分反映帶有顯著沉積特性的各向異性泥頁巖地層井壁圍巖受力狀態(tài)，由此求得的鉆井液安全密度窗口過寬(圖3)，難以有效指導(dǎo)現(xiàn)場(chǎng)施工。

表1 模擬用儲(chǔ)層計(jì)算參數(shù)

圖2 pw=40 MPa、β=90°時(shí)各向同性和各向異性模型井周切向應(yīng)力對(duì)比Fig. 2 Tangential stress comparison between isotropic and anisotropic using model when pw=40 MPa and β=90°

圖3 各向同性和橫觀各向同性模型計(jì)算坍塌壓力對(duì)比Fig.3 Comparison of calculated collapse pressure isotropic and transversely isotropic models

3.2 強(qiáng)度準(zhǔn)則對(duì)坍塌壓力的影響

Mohr-Coulomb準(zhǔn)則因其忽略中間主應(yīng)力對(duì)巖石強(qiáng)度的影響，所計(jì)算出的坍塌壓力值過高、安全密度窗口偏保守，這點(diǎn)已為前人的研究證實(shí)；而在實(shí)踐中，過高的鉆井液密度亦會(huì)引起鉆井過程中的井漏、鉆柱黏卡、泵壓高等問題。圖4為基于橫觀各向同性介質(zhì)模型，分別采用Mohr-Coulomb(M-C)準(zhǔn)則和Mogi-Coulomb(MG-C)準(zhǔn)則所計(jì)算出的坍塌壓力。從圖4對(duì)比可以看出：Mogi-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則考慮了中間主應(yīng)力的影響，計(jì)算出的坍塌壓力值小于Mohr-Coulomb準(zhǔn)則的結(jié)果，但顯著高于采用常規(guī)各向同性均勻介質(zhì)假設(shè)的結(jié)果(圖3)，可信度更高。

圖4 橫觀各向同性模型采用不同強(qiáng)度準(zhǔn)則的預(yù)測(cè)坍塌壓力對(duì)比Fig.4 Comparison of calculated collapse pressure using different strength criteria and transversely isotropic model

圖5為采用橫觀各向同性介質(zhì)模型和Mogi-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則計(jì)算出的沿不同井斜、方位延伸井眼的坍塌壓力圖版。從圖5可以看出：在模擬計(jì)算采用的正斷層地應(yīng)力模式下，沿最小水平主應(yīng)力方向?yàn)樽畎踩@井方向；在小井斜角情況下，坍塌壓力隨方向變化不大，但在大井斜角情況下變化顯著；在最安全鉆井方向存在一個(gè)安全的井斜角區(qū)間，即30°～50°。

3.3 鉆井液性能對(duì)井壁穩(wěn)定周期的影響

對(duì)于強(qiáng)水敏性的泥頁巖地層，為保障井眼作業(yè)期間的長效穩(wěn)定，通常采用油基鉆井液體系，但是這也面臨成本、環(huán)保等方面的巨大壓力；因此研發(fā)低成本高性能鉆井液體系、配合鉆井液安全密度窗口合理控制從而實(shí)現(xiàn)井壁穩(wěn)定的需求迫切。圖6為沿最小水平主應(yīng)力方向延伸的井眼，采用泥頁巖吸水?dāng)U散系數(shù)Cf分別為0.013 4和0.024 3 cm2/h的2種鉆井液體系時(shí)，坍塌壓力隨井斜角和水化時(shí)間變化情況。從圖6可以看出：吸水?dāng)U散系數(shù)越大，水化作用越強(qiáng)烈，坍塌壓力越大，即減小泥頁巖吸水?dāng)U散系數(shù)有利于降低水化影響、提高井壁穩(wěn)定性?？傊?，坍塌壓力隨著井斜角增大而增大，在計(jì)算水化時(shí)間內(nèi)隨著時(shí)間的增加而增大，但在井斜角30°～50°區(qū)間內(nèi)坍塌壓力有波動(dòng)。

為進(jìn)一步明確在鉆井液浸潤環(huán)境下，泥頁巖地層坍塌壓力隨水化作用影響的變化規(guī)律，圖7給出了基于橫觀各向同性介質(zhì)模型和Mogi-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則、吸水?dāng)U散系數(shù)為0.013 4 cm2/h、方位角為90°時(shí)，坍塌壓力隨井斜和水化時(shí)間變化趨勢(shì)。從圖7可以看出，坍塌壓力與水化作用時(shí)間關(guān)系復(fù)雜：對(duì)于大斜度井眼，井壁坍塌周期為10 d左右； 當(dāng)井下作業(yè)時(shí)間較長時(shí)，井斜角50°左右為井壁穩(wěn)定最薄弱處?？傊?，在泥頁巖水化作用下，井斜角增大，井壁坍塌周期縮短，即大斜度井段井壁穩(wěn)定需求更大。

3.4 層理弱面對(duì)坍塌壓力的影響

為分析層理面方向?qū)Φ貙犹鷫毫Φ挠绊?，假定地層的層理面傾角為15°、傾向?yàn)?°，計(jì)算得到坍塌壓力的變化規(guī)律如圖8所示。對(duì)比圖5和圖8，可以看出：層理弱面的存在使得井壁巖石更可能出現(xiàn)沿弱面的剪切破壞而不是巖石基體的破壞[20]，因此其坍塌壓力要高于不考慮層理面時(shí)的坍塌壓力；當(dāng)井斜角大于45°、井眼軌跡與最大水平主應(yīng)力夾角小于55°時(shí)，層理弱面對(duì)坍塌壓力的影響顯著，這表明當(dāng)井眼軌跡與層理面的入射夾角較小時(shí)地層穩(wěn)定性差；當(dāng)井眼軌跡與最小水平主應(yīng)力方向一致時(shí)，在井斜60°以內(nèi)層理面的存在對(duì)坍塌壓力無明顯影響，因此，最小水平主應(yīng)力方向?yàn)樽畎踩你@井方位。

圖5 不同井斜和方位條件下坍塌壓力變化規(guī)律Fig.5 Collapse pressure variation with well deviation angle and azimuth angle

圖6 β=90°時(shí)不同鉆井液體系下坍塌壓力隨井斜和時(shí)間的變化曲線Fig.6 Collapse pressure variation with well deviation angle and time using different drilling fluid systems when β=90°

4 現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用

4.1 東濮凹陷沙河街組泥頁巖水平井驗(yàn)證

W88-1HF井目標(biāo)儲(chǔ)層為沙3中的頁巖夾致密薄砂巖，埋深3 569.6 m；設(shè)計(jì)時(shí)沒有考慮泥頁巖水化對(duì)井壁穩(wěn)定的影響，采用三開井身結(jié)構(gòu)；設(shè)計(jì)二開Φ244.5 mm技術(shù)套管封至50.00°井斜處，實(shí)際下至3 330 m(49.62°)。三開實(shí)鉆采用水基鉆井液體系，在鉆至3 589 m后短起下，于3 500 m(井斜71.10°)處第一次遇卡，循環(huán)返出大量黑色泥巖掉塊；進(jìn)行鉆進(jìn)液防塌性能處理后繼續(xù)鉆進(jìn)至3 853 m起鉆換鉆頭和螺桿，起鉆多點(diǎn)遇卡；于3 390 m(井斜69.00°)上提摩阻300 kN。這與本文分析得到的50～70°內(nèi)井壁穩(wěn)定性差的結(jié)果相吻合(圖7)。

而具有同樣儲(chǔ)層類型的W68-2HF井改用四開井身結(jié)構(gòu)，三開技術(shù)套管封至A靶點(diǎn)(井斜85.27°)，四開采用油基鉆井液體系，1 302 m水平段平均井徑擴(kuò)大率僅為3.89%，既規(guī)避了大斜度井段的井壁穩(wěn)定性風(fēng)險(xiǎn)，又保證了水平段泥頁巖井壁穩(wěn)定。

4.2 威遠(yuǎn)龍馬溪組頁巖氣水平井驗(yàn)證

威遠(yuǎn)地區(qū)威201井區(qū)龍馬溪組頁巖氣藏屬走滑斷層地應(yīng)力機(jī)制，層理面傾角為10°，圖9為采用不同模型和強(qiáng)度準(zhǔn)則時(shí)坍塌壓力計(jì)算結(jié)果對(duì)比。采用各向同性介質(zhì)模型且不考慮層理面影響時(shí)，地層坍塌壓力當(dāng)量密度約為1.05 g/cm3。威201-H1井設(shè)計(jì)方位沿最小水平井主應(yīng)力方向，A點(diǎn)垂向深度1 526 m，B點(diǎn)垂向深度1 570 m，采用本文中的橫觀各向同性介質(zhì)模型和Mogi-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則，計(jì)算得到水平段坍塌壓力當(dāng)量密度約為1.60 g/cm3;考慮層理弱面影響和泥頁巖水化效應(yīng)后，坍塌壓力當(dāng)量密度逐步提高到1.80 g/cm3以上。

圖7 β=90°、Cf=0.013 4 cm2/h時(shí)坍塌壓力隨井斜和時(shí)間的變化趨勢(shì)Fig. 7 Collapse pressure variation with well deviation angle and time when β=90° and Cf=0.013 4 cm2/h

圖8 考慮層理面影響時(shí)，不同井斜和方位條件下坍塌壓力變化規(guī)律Fig. 8 Collapse pressure variation with well deviation angle and azimuth angle taking bedding plane into consideration

圖9 威201井區(qū)采用不同模型和強(qiáng)度準(zhǔn)則對(duì)比沿最小水平地應(yīng)力方向坍塌壓力變化規(guī)律Fig.9 Collapse pressure variation when drilling along minimum horizontal stress in Wei201 district, using different models and strength criteria

在實(shí)鉆中采用密度1.20～1.22 g/cm3的鉆井液時(shí)井筒垮塌嚴(yán)重、層理性掉塊多；將密度提高至1.62 g/cm3后仍存在井下復(fù)雜情況；之后采用1.80 g/cm3以上的鉆井液后逐步恢復(fù)正常[21]。鄰近的威201-H3井從側(cè)鉆段到水平段采用油基鉆井液密度為1.70～1.83 g/cm3(最高達(dá)1.85 g/cm3)時(shí)井眼穩(wěn)定[22]。

4.3 焦石壩龍馬溪組頁巖氣水平井應(yīng)用

涪陵焦石壩區(qū)塊位于川東高陡褶皺帶包鸞——焦石壩背斜帶焦石壩構(gòu)造，目的層為龍馬溪組底部頁巖氣層，埋深約2 400 m，壓力系數(shù)1.41～1.45，水平井段方位垂直于最大水平主應(yīng)力方向或與最大水平主應(yīng)力方向斜交(不超過30°)[23]。采用本文中的橫觀各向同性介質(zhì)模型和Mogi-Coulomb 強(qiáng)度準(zhǔn)則，考慮層理弱面的影響時(shí)計(jì)算得到：二開井段龍馬溪組坍塌壓力當(dāng)量密度為1.08～1.17 g/cm3，采用水基鉆井液體系泥頁巖水化15 d后坍塌壓力逐步提高到1.43 g/cm3以上；三開井段龍馬溪組坍塌壓力當(dāng)量密度為1.55～1.72 g/cm3。

在焦頁1-3HF井龍馬溪組實(shí)鉆中，二開水基鉆井液密度1.30～1.32 g/cm3、平均井眼擴(kuò)大率4.21%，三開油基鉆井液密度1.50～1.65 g/cm3(最高1.68 g/cm3)、平均擴(kuò)大率-1.29%、鉆井周期17.82 d，全井未出現(xiàn)井壁坍塌問題。焦頁1HF是在焦頁1井基礎(chǔ)上側(cè)鉆而成，二開龍馬溪組實(shí)鉆水基鉆井液密度為1.44 g/cm3，從鉆開地層到中完電測(cè)地層受鉆井液浸泡時(shí)間達(dá)96 d，因此井壁在中完期間發(fā)生井壁嚴(yán)重垮塌，平均井眼擴(kuò)大率達(dá)17.95%；三開油基鉆井液密度1.45～1.55 g/cm3(最高1.65 g/cm3)、平均擴(kuò)大率1.05%、鉆井周期16.10 d，未出現(xiàn)井壁坍塌問題。

5 結(jié)論與建議

1)對(duì)于具有顯著層理面結(jié)構(gòu)的泥頁巖地層，采用各向同性介質(zhì)模型得到的井壁巖石應(yīng)力極值偏小，其計(jì)算得到的坍塌壓力值過低，難以有效描述地層強(qiáng)度和地應(yīng)力的各向異性，建議采用橫觀各向同性模型。

2)Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則忽略中間主應(yīng)力的影響所得到的坍塌壓力值過于保守，而采用Mogi-Coulomb準(zhǔn)則得到的坍塌壓力值與實(shí)際吻合程度高，在保證井壁穩(wěn)定的前提下有利于降低鉆井液密度，減小井底壓持效應(yīng)、實(shí)現(xiàn)鉆井提速、降低鉆井成本。

3)對(duì)于以泥頁巖為目的層的非常規(guī)油氣藏水平井，鉆井液性能對(duì)維持井壁穩(wěn)定至關(guān)重要。提高鉆井速度，在泥頁巖坍塌周期內(nèi)完成建井作業(yè)有利于規(guī)避風(fēng)險(xiǎn)；同時(shí)，提高鉆井液封堵能力、減小泥頁巖吸水?dāng)U散能力，有利于延長坍塌周期。

4)顯著層理弱面的存在使得井壁穩(wěn)定問題更為突出，合理設(shè)計(jì)井眼方位和穿過層理面的井斜角度有利于緩解層理弱面的影響。

[1] Bradely W B. Failure of Inclined Boreholes[J]. Journal of Energy Resources Technology, 1979, 101(4): 232-239.

[2] Lee H, Ong S H, Azeemuddin M, et al. A Wellbore Stability Model for Formations with Anisotropic Rock Strengths[J]. Journal Petroleum Science and Engineering, 2012, 96/97: 109-119.

[3] 張公社, 李永康, 尹俊祿, 等. 沁水盆地煤層氣井坍塌壓力預(yù)測(cè)[J].石油鉆采工藝, 2010, 32(4): 96-98. Zhang Gongshe, Li Yongkang, Yin Junlu, et al. Prediction of Collapse Pressure for CBM Wells in Qinshui CBM Fields[J]. Oil Drilling & Production Technology, 2010, 32(4): 96-98.

[4] 蘭凱, 熊友明, 閆光慶, 等. 川東北水平井儲(chǔ)層井壁穩(wěn)定性及其對(duì)完井方式的影響[J]. 吉林大學(xué)學(xué)報(bào)：地球科學(xué)版, 2011, 41(4): 1233-1238. Lan Kai, Xiong Youming, Yan Guangqing, et al. Horizontal Borehole Stability and Its Influence on Well Completion Optimization in the Northeast Sichuan Basin[J]. Journal of Jilin University: Earth Sciences Edition, 2011, 41(4): 1233-1238.

[5] Ewy R T, Govber C A, Stankovic R J. Strength Anisotropy of Mudstones and Shales[C]//44th US Rock Mechanics Symposium and 5th US-Canada Rock Mechanics Symposium. Salt Lake City: Utah, 2010.

[6] Ong S H, Roegiers J C. Influence of Anisotropies in Borehole Stability[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 1993, 30(7): 1069-1075.

[7] Zhang L, Cao P, Radha K C. Evaluation of Rock Strength Criteria for Wellbore Stability Analysis[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2010, 47(8): 1304-1316.

[8] 周念清, 楊楠, 湯亞琦, 等. 基于Hoek-Brown準(zhǔn)則確定核電工程場(chǎng)地巖體力學(xué)參數(shù)[J]. 吉林大學(xué)學(xué)報(bào)：地球科學(xué)版, 2013, 43(5): 1517-1522, 1532. Zhou Nianqing, Yang Nan, Tang Yaqi, et al. Determination of Rockmass Mechanical Parameters of Nuclear Power Engineering Site Based on Hoek-Brown Criterion[J]. Journal of Jilin University: Earth Sciences Edition, 2013, 43(5): 1517-1522, 1532.

[9] Aadnoy B S, Chenevert M E. Stability of Highly Inclined Boreholes[J]. SPE Drilling Engineering, 1987, 2(4): 364-374.

[10] Ong S H. Borehole Stability[D]. Oklahoma: University of Oklahoma, 1997.

[11] Gupta D, Zaman M. Stability of Boreholes in a Geological Medium Including the Effects of Anisotropy[J]. Applied Mathematics and Mechanics, 1999, 20(8): 837-866.

[12] 崔杰, 焦永樹, 曹維勇, 等. 各向異性地層中井孔周圍應(yīng)力場(chǎng)的研究[J]. 工程力學(xué), 2011, 28(7): 31-36. Cui Jie, Jiao Yongshu, Cao Weiyong, et al. A Study on the Stress Field Around a Borehole in Anisotropic Formation[J]. Engineering Mechanics, 2011, 28(7): 31-36.

[13] 李軍, 柳貢慧, 陳勉. 正交各向異性地層井壁圍巖應(yīng)力新模型[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2011, 30(12): 2481-2485. Li Jun, Liu Gonghui, Chen Mian. New Model for Stress of Borehole Surrounding Rock in Orthotropic Formation[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2011, 30(12): 2481-2485.

[14] Jin Y, Yuan J, Hou B, et al. Analysis of the Vertical Borehole Stability in Anisotropic Rock Formations[J]. Journal of Petroleum Exploration and Production Technology, 2012, 2(4): 197-207.

[15] 盧運(yùn)虎, 陳勉, 袁建波, 等. 各向異性地層中斜井井壁失穩(wěn)機(jī)理[J]. 石油學(xué)報(bào), 2013, 34(3): 563-568. Lu Yunhu, Chen Mian, Yuan Jianbo, et al. Borehole Instability Mechanism of a Deviated Well in Anisotropic Formations[J]. Acta Petrolei Sinica, 2013, 34(3): 563-568.

[16] 閆傳梁, 鄧金根, 蔚寶華, 等. 頁巖氣儲(chǔ)層井壁坍塌壓力研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2013, 32(8): 1595-1602. Yan Chuanliang, Deng Jingen, Wei Baohua, et al. Research on Collapsing Pressure of Gas Shale [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2013, 32(8): 1595-1602.

[17] 譚強(qiáng), 鄧金根, 張勇, 等. 各向異性地層定向井井壁坍塌壓力計(jì)算方法[J]. 斷塊油氣田, 2010, 17(5): 608-610. Tan Qiang, Deng Jingen, Zhang Yong, et al. Calculation Method of Directional Borehole Collapse Pressure in Anisotropic Formations[J]. Fault-Block Oil & Gas Field, 2010, 17(5): 608-610.

[18] 金衍, 陳勉. 水敏性泥頁巖地層臨界坍塌時(shí)間的確定方法[J]. 石油鉆探技術(shù), 2004, 32(2): 12-14. Jin Yan, Chen Mian. A Method for Determining the Critical Time of Wellbore Instability at Water-Sensitive Shale Formations[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2004, 32(2): 12-14.

[19] Al-Ajmi A M, Zimmerman R W. Relation Between the Mogi and the Coulomb Failure Criteria[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2005, 42(3): 431-439.

[20] Zhang Jincai. Borehole Stability Analysis Accounting for Anisotropies in Drilling to Weak Bedding Planes[J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, 2013, 60: 160-170.

[21] 王華平, 張鐸, 張德軍, 等. 威遠(yuǎn)構(gòu)造頁巖氣鉆井技術(shù)探討[J]. 鉆采工藝, 2012, 35(2):9-11. Wang Huaping, Zhang Duo, Zhang Dejun, et al. Drilling Technologies on Shale Gas in Weiyuan Structure[J]. Drilling & Production Technology, 2012, 35(2): 9-11.

[22] 何濤, 李茂森, 楊蘭平, 等. 油基鉆井液在威遠(yuǎn)地區(qū)頁巖氣水平井中的應(yīng)用[J]. 鉆井液與完井液, 2012, 29(3): 1-5. He Tao, Li Maosen, Yang Lanping, et al. Application of Oil-Based Drilling Fluid in Shale Gas Horizontal Well in District of Weiyuan[J]. Drilling Fluid & Completion Fluid, 2012, 29(3): 1-5.

[23] 周賢海. 涪陵焦石壩區(qū)塊頁巖氣水平井鉆井完井技術(shù)[J]. 石油鉆探技術(shù), 2013, 41(5): 26-30. Zhou Xianhai. Drilling & Completion Techniques Used in Shale Gas Horizontal Wells in Jiaoshiba Block of Fuling Area[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2013, 41(5): 26-30.

Determination of Collapse Pressure for Deviated Wellbore in Transversely Isotropic Water-Sensitive Formation

Lan Kai, Liu Mingguo, Chao Wenxue

DrillingEngineeringTechnologyInstitute,ZhongyuanOilfieldServiceCorporation,Sinopec，Puyang457001,Henan,China

Borehole stability in shale/mudstone strata is significant during the construction of horizontal well for unconventional hydrocarbon reservoirs, which is caused by two mainly reasons, one is the current borehole stability design model using simply isotropic media model and Mohr-Coulomb criterion, and the other is the inappropriate performance of drilling fluid. To solve this problem, a new borehole stability model for water-sensitive formation was established, which adopted transversely isotropic media model, Mogi-Coulomb criterion, and the effect of hydration to rock strength. The influence of deviation angle, azimuth, drilling fluid performance and drilling time on collapse pressure were analyzed. The results showed that transversely isotropic model was more suitable to describe strength anisotropy for laminated shale/mudstone; collapse pressure calculated by Mogi-Coulomb criterion is more consistent with drilling practice than Mohr-Coulomb, in this case, lower drilling fluid density can be used to keep borehole stability and promote rate of penetration; enhance sealing capacity and decline shale hydration diffusion capacity were helpful to extend collapse cycle. Several examples of shale gas horizontal wells drilled in Dongpu, Weiyuan and Jiaoshiba districts confirmed that the recommended method is highly reliable and effective.

transversely isotropy; mudstone/shale; deviated borehole; collapse pressure; borehole stability; drilling

10.13278/j.cnki.jjuese.201501201.

2014-03-19

國家科技重大專項(xiàng)(2011ZX05017-002)；中國石化科研項(xiàng)目(JP12005)

蘭凱(1982——)，男，高級(jí)工程師，博士，主要從事復(fù)雜結(jié)構(gòu)井鉆完井技術(shù)研究，E-mail:lank.oszy@sinopec.com。

10.13278/j.cnki.jjuese.201501201

TE21；TE28

A

蘭凱，劉明國，晁文學(xué). 橫觀各向同性水敏性地層斜井眼坍塌壓力確定.吉林大學(xué)學(xué)報(bào):地球科學(xué)版,2015,45(1):198-206.

Lan Kai, Liu Mingguo, Chao Wenxue. Determination of Collapse Pressure for Deviated Wellbore in Transversely Isotropic Water-Sensitive Formation.Journal of Jilin University:Earth Science Edition,2015,45(1):198-206.doi:10.13278/j.cnki.jjuese.201501201.