劉書杰 任美鵬 李相方 王元嬌

(1. 中海油研究總院 北京 100028； 2. 中國石油大學(xué)(北京) 北京 102249)

海上油田壓回法壓井參數(shù)變化規(guī)律及設(shè)計(jì)方法*

劉書杰1任美鵬1李相方2王元嬌1

(1. 中海油研究總院 北京 100028； 2. 中國石油大學(xué)(北京) 北京 102249)

劉書杰,任美鵬,李相方，等.海上油田壓回法壓井參數(shù)變化規(guī)律及設(shè)計(jì)方法[J].中國海上油氣，2016,28(5)：71-77.

Liu Shujie,Ren Meipeng,Li Xiangfang,et al.Parameter-changing pattern in bullheading process during offshore drilling and workover operations and the parameter design[J].China Offshore Oil and Gas,2016,28(5):71-77.

在海上鉆井、修井過程中，當(dāng)鉆頭不在井底或者鉆具堵塞、刺漏等無法建立循環(huán)時(shí)，特別是鉆井時(shí)存在溢油風(fēng)險(xiǎn)、有些區(qū)塊含H2S等有毒氣體時(shí)，壓回法壓井是重要的壓井方法?；诙嘞嗔骼碚摻⒘藟夯胤▔壕Ｐ停⒁院Ｉ夏秤吞顱井為例，模擬分析了壓回法壓井參數(shù)變化規(guī)律，結(jié)果表明：壓回法壓井排量越大，壓井時(shí)間越短；壓井液黏度越大，氣泡上升越慢，更快地壓回地層；高密度壓井液可以降低壓井泵壓，但不會降低初始的壓井泵壓；溢流體積越大，壓井時(shí)間越長，壓井泵壓越大，但是最終壓井泵壓基本相同；漏失速度在一定程度上決定了壓回法壓井能否實(shí)施。在此基礎(chǔ)上，提出了壓回法壓井參數(shù)設(shè)計(jì)方法，從而為海上鉆井井噴壓井參數(shù)設(shè)計(jì)提供了指導(dǎo)作用。

海上油田；鉆修井壓井；壓回法；壓井參數(shù)；變化規(guī)律；設(shè)計(jì)方法

在鉆井、修井過程中，當(dāng)井底壓力小于地層壓力時(shí)會發(fā)生溢流，須進(jìn)行壓井重新建立井筒壓力與地層壓力的平衡。常規(guī)壓井方法有工程師法、司鉆法和邊循環(huán)邊加重法，這些方法都是通過循環(huán)來建立平衡。但對于一些特殊情況，如鉆頭不在井底或者鉆具因堵塞、刺漏等無法建立井底至井口的循環(huán)時(shí)，特別是海洋鉆井存在溢油風(fēng)險(xiǎn)，有些區(qū)塊鉆遇H2S等有毒氣體，此時(shí)壓回法壓井可以有效防止溢油和有毒氣體到達(dá)地面。壓回法又稱硬頂法、平推法，目前國內(nèi)外對其進(jìn)行了一系列研究[1-10]，如：1999年，P.Oudeman[1]針對空井井筒內(nèi)全為靜止氣體的情況，對壓回法壓井進(jìn)行了研究，并進(jìn)行了現(xiàn)場驗(yàn)證；2002年，U.V.Valiejo-Arrieta[2]針對氣井生產(chǎn)，利用IPR曲線和壓井曲線建立了壓回法壓井模型；2003年，雷宗明 等[5]考慮井筒全為氣體的情況，考慮地層壓力恢復(fù)速度對壓回法壓井參數(shù)進(jìn)行了計(jì)算；2012年，張興全 等[8]主要分析了儲層滲透率對壓回法實(shí)施的影響，并對壓回法施工過程中井口套壓的變化規(guī)律進(jìn)行了分析；2013年，孫曉峰 等[9-10]考慮氣體滑脫建立了壓回法壓井計(jì)算模型。以上研究都沒有從多相流理論出發(fā)建立完整的多相流壓回法計(jì)算模型，本文從多相流理論出發(fā)，建立了壓回法壓井模型，分析了壓井參數(shù)變化規(guī)律，給出了壓回法壓井參數(shù)設(shè)計(jì)方法，從而為海上鉆井井噴壓井參數(shù)設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)作用。

1 壓回法壓井模型的建立

1.1 物理模型建立

壓回法壓井是在溢流或井噴發(fā)生后，通過壓井管匯或鉆柱直接向井筒內(nèi)泵入加重鉆井液或原鉆井液將氣體和已受污染的鉆井液壓回地層，重新建立井底壓力與地層壓力的平衡。壓回法壓井過程中井筒可分為3個(gè)區(qū)域，即上部單相液體區(qū)、中間氣液兩相區(qū)和下部單相氣體區(qū)(圖1)。在高井口壓力的條件下，首先將下部的單相氣體壓回地層，然后將氣液兩相壓回地層，最后將單相液體壓回地層，井筒流體壓回地層可以將地層壓裂，也可以通過地層孔隙漏失到地層。

1.2 壓井液排量確定

壓回法壓井液排量是最重要的壓井參數(shù)之一。從氣液兩相流理論可知，氣體在液體中存在滑脫速度，壓井過程中壓井液垂直向下的速度大于氣泡在鉆井液中的滑脫上升速度時(shí)才能壓井成功。壓井液排量越大，壓井時(shí)間越短，泵壓也越大，但要受到地面設(shè)備及管線的限制[9]，即

圖1 壓回法壓井過程中井筒流體分布

v∞A

(1)

(2)

式(1)、(2)中：v∞為氣體在鉆井液中的滑脫上升速度，m/s；A為井筒截面積，m2；σ為氣液之間表面張力，N/m；ρg為氣體密度，kg/m3；ρL為液體密度，kg/m3；Q為壓井液排量，m3/s；Q1為井口設(shè)備承壓能力允許的最大壓井液排量，m3/s；Q2為井底破裂壓力允許的最大壓井液排量，m3/s；Q3為套管鞋處破裂壓力允許的最大壓井液排量，m3/s；Q4為套管抗內(nèi)壓強(qiáng)度允許的最大壓井液排量，m3/s；g為重力加速度，m/s2。

1.3 壓井過程多相流模型建立

1) 質(zhì)量守恒方程。

氣體質(zhì)量守恒方程

(3)

液體質(zhì)量守恒方程

(4)

液滴模型

(5)

式(3)～(5)中：vg、vL、vD分別為氣體、液體和液滴速度，m/s；Vg、VL、VD分別為氣體、液體和液滴容積率，無量綱；Ψg、Ψe、Ψd分別為傳質(zhì)速率、夾帶速率、沉積速率，kg/(m3·s)；G為質(zhì)量源，kg/(s·m3)；A為截面積，m2。

2) 動量守恒方程。

氣體動量守恒方程

Vgρggcosα+Ψgva-FD

(6)

液體動量守恒方程

(7)

液滴動量守恒方程

Ψevi-ΨdvD+FD

(8)

式(6)～(8)中：p為壓力，Pa；Sg、SL和Si分別為氣體、液體和界面的濕周，m；vr為滑脫速度，m/s；va為蒸汽速度，m/s，取值參考文獻(xiàn)[11]；vi為界面速度，m/s；α為井筒斜率，rad；FD拽拉力，N/m。

3) 能量守恒方程。

(9)

式(9)中：mg、mL、mD分別為氣體、液體和液滴的動量，kg·m/s；HS為質(zhì)量源的焓，J/kg；Hg、HL、HD分別為氣體、液體和液滴的焓，J/kg；U每個(gè)體積單位的傳熱，J/m3；Eg、EL、ED分別為氣體、液體和液滴質(zhì)量單元的能量交換，J/kg。

1.4 壓井過程漏失模型建立

壓回法壓井施工過程中，井底壓力大于地層壓力時(shí)壓井液漏失(濾失)到地層，其漏失量[8,12]可根據(jù)達(dá)西公式推導(dǎo)，而且要考慮有濾餅和無濾餅2種情況，即實(shí)施壓回法之前等待了一段時(shí)間已經(jīng)形成濾餅和發(fā)現(xiàn)溢流之后立即實(shí)施壓回法則沒有形成濾餅的情況。

有濾餅情況

(10)

無濾餅情況

(11)

式(10)、(11)中：ΔVf為鉆井液的濾失量，m3；Q為漏失速度，m3/s；A′為過濾面積，m2；k為濾餅或地層的滲透率，mD；fsc為濾餅中固相的含量，%；fsm為鉆井液中固相含量，%；Δp為壓差，MPa；t為濾失時(shí)間，min；μL為鉆井液黏度，mPa·s；h為儲層厚度，m；re、rw分別為氣井控制的外邊緣半徑和井筒半徑，m。

2 壓井參數(shù)變化規(guī)律模擬分析

2.1 壓井液排量

氣侵20 min后立即分別采用排量2 000 L/min和3 000 L/min的壓井液進(jìn)行壓回法壓井。從該井泵壓模擬結(jié)果(圖2)可以看出，壓井液排量越大，壓井所需的泵壓越大，但是壓井液下降速度越大，氣體壓回地層的速度越快，壓井時(shí)間越短。這主要是因?yàn)樵诘貙游镄砸欢ǖ那闆r下，單位壓差的漏失速度是一定的，壓井液排量越大，漏失量越大，這就需要增加井底壓力或增大壓差來增加總的漏失量，因此所需的泵壓越大。

圖2 海上某油田B井壓回法壓井過程泵壓曲線(不同壓井液排量條件下)

2.2 壓井液黏度

其他壓井參數(shù)一定，分別采用黏度5 mPa·s和20 mPa·s的壓井液進(jìn)行回壓法壓井。從該井泵壓模擬結(jié)果(圖3)可以看出，兩者的泵壓基本相同，高黏

圖3 海上某油田B井壓回法壓井過程泵壓曲線(不同壓井液黏度條件下)

度壓井液條件下套管鞋處的壓力較低，并且氣泡向下運(yùn)移的速度快，壓井時(shí)間較短。這主要是因?yàn)閴壕吼ざ仍酱?，氣體上升的阻力越大，向上的滑脫速度相應(yīng)減小，被壓入地層時(shí)間就越短。從截面含氣率模擬結(jié)果(圖4)可以看出，高黏度的壓井液截面含氣率比較低，說明建立有效液柱壓力的速度快，但是高黏度壓井液的摩擦阻力較大，兩者又相互抵消一部分，從而與低黏度壓井液的泵壓基本相同。

圖4 海上某油田B井壓回法壓井10 min時(shí)井筒內(nèi)截面含氣率(不同壓井液黏度條件下)

2.3 壓井液密度

壓井液排量2 000 L/min條件下，采用密度1.70 g/cm3原鉆井液和地層壓力當(dāng)量密度1.84 g/cm3壓井液進(jìn)行回壓法壓井。從該井泵壓模擬結(jié)果(圖5)可以看出，在壓回過程初始階段，兩者的泵壓和套管鞋處壓力基本相同，隨著壓井的進(jìn)行，壓井液密度越大，泵壓越低，套管鞋處壓力越大，但井筒內(nèi)氣體的下降速度基本相同。

圖5 海上某油田B井壓回法壓井過程泵壓曲線(不同壓井液密度條件下)

2.4 溢流體積

通過溢流時(shí)間控制溢流體積，對溢流10 min和20 min進(jìn)行對比分析。從該井模擬結(jié)果(圖6、7)可以看出，在其他壓井參數(shù)一定的情況下，溢流體積越大，所需初始泵壓越大，壓井時(shí)間也越長，但是最終的泵壓基本相同。這主要是因?yàn)橐缌黧w積越大，井筒內(nèi)的氣體越多，有效的靜液柱壓力越小，要將氣體壓回地層所需的泵壓就越大，壓回的時(shí)間也越長。

圖6 海上某油田B井壓回法壓井過程泵壓曲線(不同溢流時(shí)間條件下)

圖7 海上某油田B井壓井過程中井筒內(nèi)截面含氣率(不同溢流時(shí)間條件下)

2.5 漏失速度

從該井模擬結(jié)果(圖8、9)可以看出，在其他壓井參數(shù)一定的情況下，地層單位壓差的漏失速度越大，泵壓越小，但壓井時(shí)間基本相同。這主要是因?yàn)樵趬壕号帕恳欢ǖ那闆r下，漏失速度越大，所需的井底壓差就越小，從而泵壓也越小。

圖8 海上某油田B井壓回法壓井過程泵壓曲線(不同漏失速度條件下)

圖9 海上某油田B井回壓法壓井10 min時(shí)井筒內(nèi)截面含氣率(不同漏失速度條件下)

通過上述模擬分析，以壓井泵壓為參考對象，從發(fā)現(xiàn)溢流到壓井成功，壓回法壓井過程可以劃分為3個(gè)階段(圖10)。第1階段為溢流階段，此階段井底壓力小于地層壓力，地層氣體侵入井筒，非循環(huán)時(shí)泵壓為零，循環(huán)鉆進(jìn)時(shí)泵壓為正常鉆進(jìn)泵壓。第2階段為壓縮階段，此階段泵壓不斷上升，地層壓力隨之上升，井筒流體還沒有壓回地層。第3階段為壓回階段，此階段泵壓達(dá)到最大值，壓裂地層，或者達(dá)到地層的漏失速度，井筒流體不斷壓回地層，泵壓和地層壓力不斷降低，直至地層流體全部壓回地層。

圖10 海上某油田B井壓回法壓井過程階段劃分(以壓井泵壓為參考對象)

3 壓井參數(shù)設(shè)計(jì)方法

海上某油田B井在鉆井過程中發(fā)生井噴，利用司鉆法壓井時(shí)發(fā)現(xiàn)鉆桿上部刺漏，無法建立井口到井底的循環(huán)，常規(guī)壓井方法無法實(shí)施，只能實(shí)施置換法和壓回法等非常規(guī)壓井方法。仍以該井為例闡述壓回法壓井參數(shù)設(shè)計(jì)步驟，包括壓回法壓井可行性分析和壓井參數(shù)設(shè)計(jì)。

3.1 壓回法壓井可行性分析

地層物性是決定壓回法壓井實(shí)施的關(guān)鍵因素，壓回法壓井過程中可以壓裂地層將污染鉆井液壓回地層，也可以不壓裂地層將壓井液漏失到地層。對于前者，最容易壓裂的位置是套管鞋處，一旦發(fā)生地層破裂，還需要其他處理方法；本文只對第二種情況進(jìn)行分析，因此漏失速度的大小決定了壓回法壓井能否實(shí)施。

根據(jù)公式(2)計(jì)算最小的壓井液注入速度，然后取大于此值的壓井液排量，模擬不同漏失速度下的壓井曲線，分析地層是否可以實(shí)施壓回法壓井。

根據(jù)B井井身結(jié)構(gòu)和鉆具組合數(shù)據(jù)，計(jì)算得到最小的注入速度為840 L/min，為節(jié)約壓井時(shí)間取1 500 L/min壓井液排量，模擬得到不同漏失速度下的壓井參數(shù)(表1)。從表1可以看出，漏失速度越大，泵壓越小，套管鞋處壓力也越小；壓井排量一定，則壓井時(shí)間和壓井液體積相同。如果漏失速度小于10 000 m3/(d·MPa)，則壓回法壓井無法實(shí)施。通過達(dá)西公式計(jì)算，B井的漏失速度大約為30 000 m3/(d·MPa)，因此可以實(shí)施壓回法壓井。

表1 海上某油田B井壓井參數(shù)計(jì)算結(jié)果(壓井液排量為1 500 L/min條件下)

3.2 壓井液排量設(shè)計(jì)

壓井液排量是壓回法壓井過程中非常重要的壓井參數(shù)。壓井液排量不能太小，否則不能保證氣體壓回地層；壓井液排量也不能過大，否則將對壓井設(shè)備提出很高的要求，并威脅到井口設(shè)備和套管的安全。

模擬得到的該井漏失速度為30 000 m3/(d·MPa)時(shí)，不同壓井液排量下壓回法壓井參數(shù)變化規(guī)律見表2。從表2可以看出，壓井液排量為500 L/min時(shí)，壓井速度低于氣泡的滑脫速度，無法將氣體壓入地層，這也進(jìn)一步驗(yàn)證了公式(2)的正確性。壓井液排量為3 000 L/min時(shí)，地層不能承受如此大的壓井速度，所需的泵壓非常大，壓井模擬失敗。然后對1 000 L/min和2 000 L/min壓井液排量下的壓井參數(shù)進(jìn)行分析，結(jié)果表明泵壓不是很高，固井泵或壓裂車都可以提供穩(wěn)定的壓力，套管鞋處的壓力也沒超過地層的破裂壓力，對地層和套管不會構(gòu)成威脅。綜合考慮壓井參數(shù)，建議該井采用壓井液排量為1 000～2 000 L/min。

表2 海上某油田B井壓井參數(shù)計(jì)算結(jié)果(氣體漏失速度為30 000 m3/(d·MPa)條件下)

4 結(jié)論

1) 利用多相流理論建立了壓回法壓井模型,并以海上某油田B井為例模擬分析了壓回法壓井參數(shù)變化規(guī)律，結(jié)果表明：壓回法壓井可分為溢流、流體壓縮和流體壓回等3個(gè)階段；壓井液排量越大，壓井泵壓越大，但是壓井時(shí)間越短；壓井液黏度越大，氣泡上升越慢，利于壓回法壓井；壓井液密度可以降低壓井泵壓，但不會降低初始的壓井泵壓；溢流體積越大，壓井時(shí)間越長，壓井泵壓越大，但最終壓井泵壓基本相同；漏失速度在一定程度上決定了壓回法壓井能否實(shí)施。

2) 壓回法壓井參數(shù)設(shè)計(jì)方法是首先根據(jù)多相流理論和地層物性對壓回法壓井可行性進(jìn)行分析，然后模擬分析不同壓井液排量下壓回法壓井參數(shù)，最后根據(jù)井口設(shè)備、壓井設(shè)備和套管強(qiáng)度確定最終的壓井液排量和泵壓等壓井參數(shù)。

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(編輯：孫豐成)

Parameter-changing pattern and design method of bullheading killing method in offshore oilfield

Liu Shujie1Ren Meipeng1Li Xiangfang2Wang Yuanjiao1

(1.CNOOCResearchInstitute,Beijing100028,China; 2.ChinaUniversityofPetroleum,Beijing102249,China)

For offshore drilling and workover operations, when the drill bit is off-bottom, or the drilling tool is plugged or washed-out, it is impossible to circulate drilling fluid. Then the bullheading killing method is essential, especially, when there are risks of oil spill and/or release of poisonous gas such as H2S. Based on the multiphase flow theory and taking the case of Well B in an oilfield as an example, the bullheading killing model was established, and the parameter-changing pattern was analyzed. The results show that the higher the killing flow rate, the shorter the killing time; the higher the viscosity of killing fluid, the slower the bubbles rise up, so they can be more easily squeezed back into the formation. Heavy fluid can decrease the pump pressure, but not at the initial stage. The greater the overflow volume, the longer the killing time, and the higher the pump pressure; but the final pump pressure is the same. To some extent, the leakoff velocity will determine whether the bullheading can be implemented or not. Based on these findings, the design method for well killing parameters is proposed which can be a guiding rule in the design of the parameters for offshore drilling.

offshore oilfield; well killing during drilling and workover; bullheading; well killing parameters; changing pattern; design method

*中海石油(中國)有限公司綜合科研項(xiàng)目“中海油井的完整性技術(shù)體系研究(編號：YXKY-2015-ZY-09)”部分研究成果。

劉書杰，男，教授級高級工程師，中國海洋石油總公司鉆完井專家，1989年畢業(yè)于中國石油大學(xué)(華東)鉆井工程專業(yè)，2016年獲得中國石油大學(xué)(北京)博士學(xué)位，現(xiàn)主要從事海洋石油鉆完井方面的設(shè)計(jì)研究工作。地址：北京市朝陽區(qū)太陽宮南街6號院(郵編：100028)。E-mail：liushj@cnooc.com.cn。

1673-1506(2016)05-0071-07

10.11935/j.issn.1673-1506.2016.05.012

TE28+3

A

2015-11-01 改回日期：2016-05-05