熊鈺丹，李立華，何思龍，鄧強，史永哲，陳永衡，屈凌霄

（1.海洋工程有限公司渤星公司，天津300451；2.渤海鉆探工程技術研究院，河北任丘 062552；3.塔里木油田分公司油氣田產能建設事業(yè)部，新疆庫爾勒841000；4.塔里木油田分公司勘探事業(yè)部，新疆庫爾勒841000；5.渤海鉆探第一固井公司，河北任丘062552）

1 地質及工程條件分析

庫車山前鹽層地質條件復雜[1]，克深Y井四開裸眼段為庫姆格列木群，巖性從上至下分別為中泥巖、膏鹽巖和下泥巖，累計鉆遇3段鹽層、1個垮塌層、1個高壓水層和4個漏失層（見表1）。通過地質工程條件分析并結合漏失壓力評估技術，確定主要施工風險為：第3套鹽層蠕變性強[2-5]，套管下入困難；最大漏失風險點為井深6056 m， 漏失壓力約為2.27 g/cm3，難以滿足正常一次上返需要；高壓水層壓力約為2.24 g/cm3，高于中途完鉆時鉆井液密度2.19 g/cm3， 水層未壓穩(wěn)，固井過程中可能出現溢流。

最初設計采用φ241.3 mm鉆頭下入φ（196.8+206.3） mm 尾管，井身結構如表2所示。中途完鉆井深為6558 m，起下鉆時間長，且φ206.3 mm無結箍，套管下放速度慢，導致下套管施工時間長。考慮到間隔時間過長鹽層蠕變將增加阻卡風險，對管柱進行了優(yōu)化。

表1 克深Y井四開復雜層位及復雜分析

表2 克深Y井井身結構

2 固井技術難點

1）承壓堵漏施工難度大，鹽層蠕變影響套管下入；漏失點3憋壓吃入量大，泄壓回吐嚴重，堵漏效果差，并導致中途完鉆鉆井液密度無法提高；本開次鉆井液密度為2.19 g/cm3，為本區(qū)塊鹽層鉆井最低鉆井液密度，因此，導致鹽層蠕變相對較快，間隔40 h鉆頭就無法通過。

2）溢漏共存，安全密度窗口窄，下套管易漏，固井期間易溢流；漏失壓力低，水層處于欠平衡狀態(tài)，每次起下鉆出鹽水約10 m3，固井后靜液柱當量密度為2.21 g/cm3，小于溢流壓力，停泵后易溢流。

3）封隔高壓水層難度大；鹽層厚壁套管暫無匹配尺寸的扶正器，導致管柱偏心，鉆井液在窄邊容易滯留形成竄流通道，高壓水層難以封隔。

3 關鍵技術措施

3.1 優(yōu)化管串組合

在滿足生產的前提下優(yōu)化了管串組合，強度滿足井下條件需要，設計管串與優(yōu)化管串對比分析見表3?？梢钥闯觯瑑?yōu)化后的管串下套管施工時間縮短約20 h，優(yōu)化后為有結箍套管，操作簡便速度快，且尺寸小，阻卡風險進一步降低。模擬計算顯示，相同下套管速度，激動壓力降低1～3 MPa[6]，固井環(huán)空壓力當量密度減少0.05 g/cm3，降低了下套管和固井過程的漏失風險。

表3 設計管串與優(yōu)化管串對比分析表

3.2 強化井眼準備

采用鹽層擴眼技術+模擬管柱通井技術（管串組合見表4）。先對鹽層段擴眼，最大可擴眼至φ279.4 mm，再利用電測、刮壁及稱重的施工時間進行鹽層蠕變測試，當驗證安全時間不小于67 h時，再下模擬管柱測試通過性，根據計算[7]模擬管柱與套管串剛度比為1.2，可準確模擬管柱的通過性。模擬管柱通過后再擴眼、下套管?，F場下套管過程中控制速度約為0.15～0.2 m/s，順利到位，全過程無阻卡。

表4 管串組合表

3.3 制定扶正器方案

采用固井輔助設計軟件對管柱居中度進行模擬優(yōu)化并制定了扶正器方案：采用整體式彈性扶正器；按照懸掛器下部連續(xù)3根套管1根加1只，重合段（4594～4950 m）φ177.8 mm尾管每2根套管加1只的方案加放，鹽層厚壁套管段暫無扶正器；模擬顯示，套管重合段居中度約為85%，裸眼段居中度約為20%，見圖1。

圖1 管串居中度模擬圖

3.4 選擇合理的固井方式

實踐顯示預測漏失壓力與完鉆漏失壓力通常相差較大，對于安全密度窗口窄的井參考意義較小。對于固井設計，根據鉆井階段的漏失狀態(tài)結合摩阻計算，獲得的完鉆漏失壓力通常更準確。該井通井到底，降密度至2.22 g/cm3循環(huán)輕微滲漏；結合鉆井液性能、循環(huán)排量等數據，采用輔助設計軟件模擬計算漏失壓力為2.27 g/cm3，通過軟件計算的摩阻與行業(yè)標準[8]計算結果基本一致。

通過分析論證認為，低返速、正常一次上返及控壓固井3種固井工藝與該井特殊井況不匹配，均滿足不了固井需要。圍繞封隔鹽水層這個核心目標，結合生產實踐經驗，確定了正注反擠[9]的固井方案，并采用大排量頂替及多倍置換等技術措施，完成“穿鞋戴帽”實現對高壓水層的封隔。

1）低返速固井。按塞流頂替Re≤100計算[10]，該井塞流頂替排量約0.4～0.5 m3/min，環(huán)空返速為0.3～0.4 m/s，該排量下固井施工過程中水層位置動態(tài)當量密度為2.23 g/cm3，小于高壓水層的壓穩(wěn)當量密度2.24 g/cm3，如圖2所示，固井過程將發(fā)生鹽水溢流。

圖2 高壓水層位置固井過程當量密度模擬

頂替分析顯示，該井裸眼套管居中度低，低返速固井管鞋段頂替效果差，無法封隔高壓水層，見圖3。

圖3 頂替模擬（紅色為滯留鉆井液，淺灰色為領漿，深灰色為尾漿）

2）正常一次上返固井。按照管鞋50 m封隔良好考慮， 封隔水層需要的最小頂替排量為1.2 m3/min。該排量下薄弱層6055 m處動態(tài)當量密度為2.32 g/cm3（考慮2 MPa懸掛器節(jié)流壓力），遠大于薄弱層漏失壓力2.27 g/cm3，如圖4所示。另外，即使水泥漿能返至喇叭口，在井底溫度為141 ℃，喇叭口靜止溫度為100 ℃下，高密度鹽水水泥漿頂部強度發(fā)展緩慢，難以封隔水層。因此，本層尾管不具備一次上返固井條件。

圖4 薄弱層（6055 m）固井動態(tài)壓力模擬

3）控壓固井。控壓固井[11]是通過固井前降低鉆井液密度，并在井口建立回壓，固井施工過程中再根據工況特點，通過調節(jié)井口回壓使整個施工期間井底壓力保持平穩(wěn)。其優(yōu)點是通過降低靜液柱壓力，在窄壓力窗口下，滿足大排量頂替要求，并防止固井漏失。模擬計算該井在最低頂替排量約為1.2 m3/min，該排量下固井環(huán)空壓耗為0.13 g/cm3，薄弱層漏失壓力為2.27 g/cm3，為實現控壓固井，鉆井液密度需降至2.14 g/cm3，為確保壓穩(wěn)水層固井施工最大需控壓7.2 MPa。鑒于接近控壓壓力大，且由于控制參數計算的誤差及控壓操作的復雜性以及井控風險，決定暫不采用。

3.5 優(yōu)化前置液及水泥漿性能

電測井底靜止溫度為141 ℃，正注溫度系數取0.85，反擠按喇叭口靜止溫度100 ℃考慮。正注及反擠水泥漿均采用抗高溫水泥漿體系，硅粉及微硅總量為46%BWOC；反擠水泥漿體系強度發(fā)展快，約10 h起強度。水泥漿密度為2.30 g/cm3，半飽和鹽水配漿；采用密度為7.8 g/cm3的鐵粉加重，改善了鹽水高密度水泥漿的流變性能。

為改善油基鉆井液對水泥環(huán)膠結質量的不利影響[12]，采用2.22 g/cm3沖洗型隔離液，并加大用量，隔離液占裸眼環(huán)空高度約1250 m，提高沖洗劑濃度至30%，測試沖洗效率95%；優(yōu)化了隔離液的流變性能，控制冪律指數大于0.8，稠度系數小于0.3 Pa·sn，提高對偏心環(huán)空的頂替效率[13]。

3.6 優(yōu)化施工措施

設計正注水泥漿返至高壓水層以上約200 m，距離第1個漏點約400 m，既封隔了水層，又防止封堵所有漏層影響反擠施工。增加水泥漿與鉆井液的密度差至0.11 g/cm3，并提高頂替排量至1.3 m3/min，計算壁面剪應力為45 Pa[14]，模擬頂替效率顯示滿足管鞋頂替需要（如圖5）。

正注結束后候凝2 h后試擠，有效保護了正注段的膠結質量。由于試擠返吐較大，確定了高注高擠+及時憋壓的反擠方案。將先導漿和隔離液用量加大至30 m3和25 m3。將水泥漿用量增大至35 m3，采用多倍沖洗提高重合段質量。反擠排量1.5 m3/min，反擠后不起鉆，保持憋壓10 MPa候凝，有效壓穩(wěn)了水層。

圖5 正注頂替效率模擬圖（紅色為滯留鉆井液，綠色為隔離液，灰色為水泥漿）

4 現場應用情況

套管順利下放到位，無遇阻。固井施工順利且控制良好，正注未漏失、未溢流，反擠排量較大，塞面穩(wěn)定可控并能憋壓候凝。喇叭口驗竄結果顯示：將鉆井液密度降至下開鉆井的最低密度1.70 g/cm3，喇叭口造負壓22.5 MPa，靜止觀察無異常，驗竄成功，固井質量滿足下開鉆進需要。

5 結論

1.鹽層擴眼+模擬管柱通井技術，管柱優(yōu)化、激動壓力計算與下套管速度控制等措施，確保了鹽層套管順利到位。

2.基于鉆井階段的漏失狀態(tài)并結合摩阻計算，獲得的完鉆漏失壓力相對準確；窄安全密度窗口固井需以完鉆漏失壓力為基礎，制定精細化控制參數。

3.通過大排量頂替、正注反擠、多倍置換、前置液流變性優(yōu)化等技術措施有效實現了本開鹽層尾管固井封隔高壓水層的核心目標。