楊 偉

（中石化華北石油工程有限公司井下作業(yè)分公司，河南 鄭州 450007）

0 引言

川南是中國頁巖氣資源最豐富、最具有開發(fā)價值的地區(qū)，主要包括長寧區(qū)塊、威遠區(qū)塊和瀘州區(qū)塊。川南區(qū)塊三開鉆進鉆遇主要氣層為須家河組、嘉陵江組、飛仙關組、龍?zhí)督M、茅口組，同時茅口組易漏失，鉆井中極易出現(xiàn)由漏轉噴的井控問題，處理難度大。目前鉆井壓穩(wěn)措施主要依靠提高鉆井液密度，防漏堵漏措施主要為橋漿堵漏和水泥漿堵漏。固井主要依靠優(yōu)化水泥漿性能、水泥漿漿柱結構及注替排量等措施來達到壓穩(wěn)防漏的目的，但是存在水泥漿性能、漿柱結構設計不合理，缺少對地層的承壓能力及壓穩(wěn)當量密度的理論計算分析等問題，技術套管固井依然存在漏失頻發(fā)，環(huán)空帶壓等問題。

1 頁巖氣技術套管固井施工技術難點分析

1.1 淺層氣活躍，易發(fā)生氣竄

川南區(qū)塊上部發(fā)育多套淺層氣地層，結合該區(qū)塊前期打鉆異常情況，發(fā)現(xiàn)該區(qū)塊淺層氣活躍，固井候凝過程中易發(fā)生氣竄，導致環(huán)空帶壓。前期有4口井技術套管固井結束后發(fā)生環(huán)空帶壓（如表1所示）。

表1 技術套管固井環(huán)空帶壓情況統(tǒng)計Table 1 Statistics of annular pressure in technical casing cementing process

1.2 茅口組易漏失，壓穩(wěn)與防漏矛盾突出

川南區(qū)塊技術套管鉆進過程中漏失主要集中在茅口組，茅口組巖性特征主要為灰?guī)r夾雜灰黑色碳質泥頁巖，地震剖面顯示裂縫發(fā)育，漏失類型主要為裂縫性漏失（見表2）。同時漏失地層氣層發(fā)育，極易出現(xiàn)由漏轉噴，處理難度大［1］。如何保證在壓穩(wěn)前提下防漏是一個主要難題。

表2 川南區(qū)塊頁巖氣井鉆井漏失統(tǒng)計Table 2 Statistics of drilling loss of shale gas wells in Southern Sichuan Block

1.3 鉆井液密度高，頂替效率低

川南區(qū)塊在進入飛仙關組后，為了壓穩(wěn)淺層氣，鉆井液密度提高至2.05 g/cm3左右，固井水泥漿密度高達2.15 g/cm3，且裸眼段環(huán)容較大，受排量影響，環(huán)空返速較低，水泥漿易污染、易竄槽，影響頂替效率和膠結質量［2］。

2 易漏地層堵漏后承壓能力研究

川南區(qū)塊技術套管鉆進漏失主要集中在茅口組，漏失類型主要為裂縫性漏失。結合鉆井資料，茅口組漏失當量密度可能＜1.55 g/cm3。為了壓穩(wěn)，進入茅口組后鉆井液密度提高至2.05 g/cm3左右，固井水泥漿密度為2.10～2.15 g/cm3，單獨研究茅口組地層漏失壓力對指導固井沒有意義，應分析茅口組在經過漏失堵漏后的地層承壓能力，為固井防漏提供依據和參考。本文以固井前地層漏失壓力動態(tài)測試方法為指導，通過計算經過堵漏后漏失地層的承壓能力和固井施工過程中作用在漏層的最大動液柱壓力，分析固井過程中是否存在漏失的可能性，以此指導注替排量的設計［3-6］。

2.1 循環(huán)摩阻計算

為了便于研究，做如下假設：（1）環(huán)空通暢，不存在明顯憋堵井段；（2）鉆井液滿足賓漢流變模式；（3）充分循環(huán)后，井內鉆井液性能一致；（4）套管串上的浮箍、浮鞋水眼直徑較大，節(jié)流效應較小，井口立壓主要是套管、環(huán)空的循環(huán)摩阻疊加。固井前循環(huán)鉆井液，充分降粘切，逐步提高排量，鉆井液在環(huán)空內的流態(tài)變?yōu)槲闪?。套管和環(huán)空流動摩阻計算公式如下［7-11］：

環(huán)空內流體平均流速：

塞流與層流時環(huán)空范寧摩阻系數(shù)：

式中：ηp——鉆井液塑性粘度，mPa·s；Di——套管內徑，mm；Dw——井眼內徑，mm；De——套管外徑，mm；ρ——鉆井液密度，g/cm3；Q——循環(huán)排量，L/s；L——井深，m。

2.2 易漏地層堵漏后承壓能力計算

根據摩阻“線性分布”和“可疊加”特征，計算不同層位處承受的動摩阻，進而計算此排量循環(huán)時的動液柱壓力［12］。以瀘203H59-4 井?244.5 mm 套管固井為例。固井前鉆井液密度2.05 g/cm3，動切力14 Pa，塑性粘度36 mPa·s。固井前最大循環(huán)排量43 L/s，井口壓力為11 MPa。環(huán)空不同井段承受的動液柱壓力見表3。環(huán)空分2 段，套管分1 段，技術套管平均直徑為342.3 mm，計算得出環(huán)空摩阻和套管內的總摩阻分別為7.509 MPa 和2.364 MPa，二者之和為9.873 MPa，和井口壓力相差1.127 MPa，滿足相對誤差＜15%的要求，考慮浮箍、浮鞋及扶正器的節(jié)流效應，理論計算結果偏小，符合實際情況。

表3 根據井口壓力計算的環(huán)空及套管內摩阻Table 3 Calculation of annular and casing internal friction based on wellhead pressure

根據式（8）和線性疊加原理，可得作用在漏層位置2537.8 m 處的循環(huán)摩阻為6.803 MPa，換算成動液柱當量密度為2.323 g/cm3。即漏層處經過堵漏后的地層承壓能力≮2.323 g/cm3。

3 技術套管水泥漿性能及漿柱結構設計

3.1 水泥漿體系性能設計

川南區(qū)塊技術套管固井壓穩(wěn)與防漏矛盾突出，要求水泥漿具有良好的防竄性能和良好的流動性。根據這一現(xiàn)狀，研發(fā)了一套單密多凝防氣竄水泥漿體系［13-15］，該體系配方組成為：100%嘉華G 級水泥（JHG）+25% 鐵礦粉（Fe3O4）+0.4% 分散劑+2.0%降失水劑+1.5%防竄劑+0.5%～1.1%緩凝劑+42%水。其性能參數(shù)見表4。該體系水泥漿防氣竄性能良好，流動性適中，且具有一定的微膨脹性能，能夠彌補水泥漿在稠化過程中的體積收縮，避免膠結面產生微間隙。圖1、圖2 為水泥漿稠化曲線。

圖1 領漿稠化曲線Fig.1 Collar slurry thickening curve

圖2 尾漿稠化曲線Fig.2 Tail slurry thickening curve

表4 水泥漿體系性能參數(shù)Table 4 Parameters of cement slurry system

由圖1、圖2 可知，該體系水泥漿稠化曲線平穩(wěn)，過渡時間短，具有直角稠化的特性，一旦水泥漿開始稠化立刻就能形成較強的膠凝結構，增強了抗竄阻力，有助于防竄。

3.2 漿柱結構優(yōu)化設計

優(yōu)化前漿柱結構為領漿+尾漿，尾漿封固井底—飛仙關組底井段，領漿封固飛仙關組底—井口井段。該區(qū)塊飛仙關組全烴值大，氣層活躍，領漿稠化過程中逐漸失重，無法壓穩(wěn)淺層氣，且領漿稠化時間較長，不利于防氣竄，易發(fā)生環(huán)空帶壓。根據前期固井情況，本文從漿柱結構、漿體密度兩方面進行優(yōu)化，將原先的單密兩凝水泥漿體系改成單密三凝水泥漿體系，尾漿封固井底—最上部主力氣層以上200 m 井段，中漿封固尾漿頂—表套鞋井段，領漿封固中漿頂—井口井段。同時縮短中漿的稠化時間，稠化時間在尾漿基礎上附加30 min 左右，對承壓實驗滿足要求的井適當提高水泥漿密度至2.13 g/cm3。優(yōu)化后的固井漿柱結構以入井順序依次為前置液（沖洗液+隔離液）、領漿、中漿和尾漿。

隔離液作用是分隔鉆井液與保證頂替界面穩(wěn)態(tài)，用量設計為：占環(huán)空高度300 m；密度設計為：鉆井液＜隔離液＜水泥漿；流變性應滿足［16］：(τ0/η)隔離液(漿)＞(τ0/η)鉆井液或φ100隔離液(漿)＞φ100鉆井液。

優(yōu)化后的漿柱結構尾漿封固所有主力氣層，中漿封固氣測異常層，將原來的領漿替換為中漿，中漿稠化時上部領漿還未稠化，依然能保證壓穩(wěn)。同時尾漿稠化時間控制在施工結束后30 min，中漿稠化時間控制在施工結束后60 min，既能滿足施工需要，又能達到“以快制氣”的目的。

4 注替排量設計

相比于層流頂替與塞流頂替，紊流頂替效率最大。根據式（9）、式（10）計算出技術套管固井隔離液達到紊流所需排量為98 L/s，根據軟件模擬出隔離液達到紊流所需排量為101.7 L/s，該排量明顯在現(xiàn)場無法實施，故需要重新設計注替排量。

式中：Dw——井徑，cm；De——套管外徑，cm；Qc——環(huán)空紊流臨界排量，L/s；Qw——環(huán)空塞流臨界排量，L/s；Rec——漿體紊流臨界雷諾數(shù)；K——稠度系數(shù)，Pa·s；n——流性指數(shù)。

以瀘203H59-4 井為例，該井技術套管固井隔離液密度為2.08 g/cm3，水泥漿密度為2.10 g/cm3，根據承壓實驗結果，結合環(huán)空摩阻計算方法反推施工最大排量。

假設隔離液全部返出后仍然以最大排量替漿，此時環(huán)空均為密度2.1 g/cm3的水泥漿，最大值假設有助于為施工預留安全空間。此時要求作用在漏層2537.8 m 處的最大摩阻≯5.64 MPa，結合式（4）、（6）、（8）（此時環(huán)空為層流）反推出流速的計算公式為：

式中：ηp——水泥漿塑性粘度，mPa·s；Pf——環(huán)空摩阻，MPa；Dw——井眼內徑，mm；De——套管外徑，mm；L——井深，m。

水泥漿塑性粘度為52 mPa.s，計算出V=0.84 m/s，利用式（2）計算出Q=37.86 L/s，本井替漿過程中最大排量≯37.86 L/s。

5 壓穩(wěn)輔助技術研究

區(qū)塊淺層氣發(fā)育，固井候凝過程中容易發(fā)生氣竄，造成環(huán)空帶壓，針對這一情況，固井結束后采取環(huán)空加壓的方式［17-18］。具體加壓值計算過程如下（以2423 和2991 m 處為例）。

2423 m 處循環(huán)時最大動液柱壓力當量密度為2.329 g/cm3，此時進出口密度一致，說明該循環(huán)排量下的動液柱壓力能壓穩(wěn)氣層，固井結束后該處的靜液柱壓力當量密度為2.10 g/cm3，需要加壓值為5.45 MPa；2991 m 循環(huán)時最大動液柱壓力當量密度為2.306 g/cm3，尾漿失重前需要加壓值為6.05 MPa，尾漿失重后需要加壓值為10.83 MPa。

7 個淺層氣最為活躍的點的計算結果見表5。由表5 可以得出所需環(huán)空加壓值隨井深增加而增大，考慮到防漏的需要，采取階梯式加壓的方式，首先加壓1～2 MPa，停泵，觀察壓力變化，若5 min 后壓力基本穩(wěn)定不降，則繼續(xù)加壓，每次加壓值為1～2 MPa，直至加壓至井底壓穩(wěn)所需壓力；若壓力下降較快，則30 min 后再進行加壓，重復上述步驟，直至加壓至設計值，瀘203H59-4 井最終加壓值為11 MPa。通過優(yōu)化漿柱結構和科學的環(huán)空加壓，截止2022 年底，川南區(qū)塊共進行13 井次的技術套管固井施工，環(huán)空帶壓率由50%降低至10%。

表5 環(huán)空加壓值計算結果Table 5 Calculation results of annular pressure value

6 現(xiàn)場應用情況

瀘203H56-4 井技術套管井深為2616 m，采用常規(guī)單級固井，使用單密多凝微膨脹防氣竄水泥漿體系，密度為2.10 g/cm3的領漿封固0～960 m 井段，中漿封固960～2000 m 井段，尾漿封固2000～2616 m 井段；采用密度為2.05 g/cm3的泥漿替漿+環(huán)空預應力固井。本井共注入密度2.08 g/cm3隔離液15 m3，密度1.02 g/cm3沖洗液5 m3，密度2.10 g/cm3領漿30 m3，密度2.10 g/cm3中漿48 m3，密度2.10 g/cm3尾漿31 m3，替密度1.02 g/cm3壓塞液4 m3，替密度2.05 g/cm3鉆井液96 m3。施工結束后立刻組織進行環(huán)空加壓，環(huán)空加壓采用階梯式加壓，最終加壓至12 MPa，加壓持續(xù)時間為12 h，固井質量如表6所示。

表6 第一界面水泥膠結質量Table 6 The cementing quality of first interface

7 結論及建議

（1）川南區(qū)塊深層頁巖氣技術套管易漏地層為茅口組和龍?zhí)督M，主要漏失層位為茅口組，可以通過地層漏失壓力動態(tài)測試方法求出漏層經過堵漏后的承壓能力，根據易漏地層承壓能力反推注替最大排量，保障固井過程中不發(fā)生漏失。

（2）經過優(yōu)化后技術套管固井漿柱結構為：尾漿封固井段為井底—最上部主力氣層以上200 m 井段，中漿封固井段為尾漿頂—表層套管鞋井段，領漿封固井段為中漿頂—井口，同時縮短水泥漿稠化時間，實現(xiàn)“以快制氣”。

（3）技術套管固井結束后采取環(huán)空加壓，保證壓穩(wěn)，加壓過程采取階梯式加壓，防止加壓過快壓漏地層。

（4）應進一步加強川南區(qū)塊井筒承壓能力，為提高水泥漿密度，增加環(huán)空加壓值等提升環(huán)空壓穩(wěn)系數(shù)等技術措施提供可行條件，進一步降低環(huán)空帶壓情況的發(fā)生。