孟衛(wèi)東，周 代，楊少春，張 宇，梁國進，王海娟

（1.中國石化河南油田分公司石油工程技術研究院，河南南陽 473132； 2.中國石化河南油田分公司工程技術管理部，河南南陽 473132）

下二門區(qū)塊下T5-241 井于1994 年完井，一開采用φ273.1 mm 套管下至173.94 m，二開采用φ 139.7 mm（壁厚7.72 mm）的套管下至1 491.94 m，井底最大井斜7.90°。受井下套管錯斷影響，已無繼續(xù)生產潛力。經論證認為，可利用該井側鉆一口新井以提高斷層夾持區(qū)域的儲量動用程度。

下二門區(qū)塊漏失壓力系數(shù)低，最低漏失壓力系數(shù)僅為1.43，受老井油層套管規(guī)格限制，側鉆井段采用φ118.0 mm 鉆頭鉆進。下T5-241C1 井首次采用φ101.6 mm 尾管，理論環(huán)空間隙僅為8.2 mm。環(huán)空間隙小會導致鉆井、固井過程中循環(huán)壓耗高，漏失風險加大；水泥環(huán)薄、油水層復雜、固井質量不高，這些將直接影響后期分采效果。為此，分別采取了側鉆軌跡設計、擴眼降耗、堵漏提高承壓能力。

1 側鉆井眼軌跡設計

軌跡設計堅持“側鉆段工程質量好、側鉆軌跡操作性好”的原則。開窗點優(yōu)選在地層穩(wěn)定且可鉆性好，固井質量好，同時避開套管重合段、套管接箍、短套管及扶正器，在套管接箍以下3～7 m 處的位置。井眼軌跡設計時，井斜盡量控制在45°以內，開窗段的造斜率為25°/100 m，側鉆段的造斜率控制在20°/100 m 以內（表1）。

表1 下T5-241C1 井軌道設計參數(shù)

2 擴眼降耗

小井眼和常規(guī)井眼存在很大的差異，導致小井眼循環(huán)壓耗計算模型與常規(guī)鉆井井眼循環(huán)壓耗計算模型也存在差異[1-2]。為了準確計算小井眼的循環(huán)壓耗，除了考慮常規(guī)因素外，還要考慮鉆柱偏心、旋轉、鉆桿接頭、壓力、溫度等因素對環(huán)空壓耗的影響。下二門區(qū)塊井深較淺，溫度、壓力對環(huán)空壓耗的影響程度可忽略不計，本文采用的壓耗計算模型[3]如下式：

式中：P 為環(huán)空壓耗，MPa；f 為摩阻系數(shù)，無量綱；L為井段全程長度，m；V 為平均流速，m/s； Do為井筒內徑，mm； Dp為鉆柱外徑，mm；ρ 為鉆井液密度，g/cm3；R 為偏心因子，無量綱；k′為旋轉因子，無量綱。

層流下的偏心因子計算模型為：

根據(jù)文獻[3]的研究結果，得出鉆柱轉動時環(huán)空 壓力損耗與鉆柱不轉動時環(huán)空壓力損耗之比值為：

式中： Rlam為層流下的偏心因子，無量綱； λav為偏心度，無量綱； λmax為最大偏心度，無量綱； Ro為井眼半徑，mm；Rc為穩(wěn)定器或者外加厚接頭的半徑，mm； Ri為鉆柱半徑，mm；n 為流型指數(shù)，無量綱；di為彎曲環(huán)空壓力梯度，MPa/m； do為同心環(huán)空壓力梯度，MPa/m。

在給定排量、鉆井液性能、管柱結構、井眼規(guī)格尺寸等參數(shù)的情況下，利用式（1），分別計算擴眼和不擴眼的情況下，尾管下至井底的水力參數(shù)，計算數(shù)據(jù)見表2 和表3。

表2 φ101.6 mm 套管下至井底參數(shù)（不擴眼）

表3 φ101.6 mm 套管下至井底參數(shù)（擴眼）

計算可知采用φ101.6 mm 尾管，擴眼的情況下環(huán)空壓耗、井底當量密度明顯比不擴眼低。為降低循環(huán)壓耗，防止漏失，本井采用液壓可伸縮擴眼工具，將裸眼段井徑擴至φ140.0 mm（圖1）。

圖1 液壓可伸縮擴眼工具示意圖

擴眼作業(yè)分為初始造臺階階段和正常擴眼作業(yè)階段。初始造臺階是將工具下至設計擴眼位置，啟動轉盤并開泵，開泵時注意觀察立管壓力表。小井眼處，當鉆井液流經噴嘴時，在噴嘴處產生壓降，作用在活塞上，對活塞產生推力，活塞推動刀片外伸擴孔，當初始造臺階完成后，刀片完全張開。此時，在調壓桿的作用下，壓力將下降1～2 MPa。

初始造臺階完成后，繼續(xù)旋轉工具20～30 min，以修整臺階。正常擴眼作業(yè)是初始造臺階完成后，加壓進行擴眼。鉆壓由小到大，逐步增加，以尋找擴眼作業(yè)速度較理想的最佳鉆壓和轉速。推薦擴眼參數(shù)：鉆壓5～20 kN，轉盤轉數(shù)55～60 r/min，排量10～14 L/s。推薦鉆具組合：領眼鉆頭+擴眼器+φ73.00 mm加重鉆桿+φ73.00 mm 鉆桿。

實際完鉆后，通過裸眼井徑測井可以看出，窗口為橢圓形狀，短軸長124 mm，不擴眼的平均井徑為φ128.3 mm，擴眼后的平均井徑為φ146.6 mm，擴眼效果較好。

3 堵漏提高承壓能力

參照區(qū)塊地層漏失壓力系數(shù)、試驗井漿密度1.100 g/cm3，折算管鞋處當量密度后，井口實際加壓3.6 MPa。10 min 后井口壓力穩(wěn)定在2.2 MPa，折算管鞋處當量密度僅為1.430 g/cm3。而在擴眼的情況下尾管下至井底，采用4 L/s 循環(huán)時管鞋當量密度已經達到1.480 g/cm3，可見采取堵漏提高承壓能力技術提高地層承壓能力勢在必行[4-8]。

T5-241 井擴眼完鉆后，采用光鉆桿鉆具下至井底，全裸眼段堵漏承壓的技術方案。根據(jù)地層孔隙度、滲透率、孔喉尺寸等關鍵巖性參數(shù)，優(yōu)選堵漏材料、優(yōu)化堵漏漿配方，提高堵漏漿的承壓能力。具體堵漏配方為：井漿+FD-1+FD-2+QS-2+QS-1。其中，F(xiàn)D-1 的粒徑不超過1 mm，F(xiàn)D-2 的粒徑不小于1 mm 且不超過4 mm，QS 粒徑為0.5～30μm 。

實際提高承壓能力過程中，第一次采用質量分數(shù)22%的堵漏漿，承壓當量密度提高到1.770 g/cm3，尚不能滿足固井承壓當量的要求。第二次增加QS-2 的量，同時采用質量分數(shù)25%的堵漏漿，承壓當量密度提高到1.850 g/cm3，井筒承壓能力滿足了固井要求。兩次提高承壓能力過程采取先替后擠的方式，通過優(yōu)化單次擠入量、擠入排量，并升壓控制，防止壓裂地層等措施。

4 小間隙固井

裸眼井段擴眼以后，很大程度上降低了井底循環(huán)當量密度，提高了裸眼段環(huán)空間隙，為固井提供了良好的井筒環(huán)境。但區(qū)塊整體地層漏失壓力低，固井作業(yè)依然面臨嚴峻的漏失風險。為此，在堵漏提高承壓能力的同時，優(yōu)化了套管重疊段長度，采用小間隙套管扶正技術及低密度高強度水泥漿體系，優(yōu)化固井施工排量、優(yōu)選井口加壓方式，通過這一系列優(yōu)化措施，確保了固井質量合格。

4.1 優(yōu)化套管重疊段長度

尾管懸掛器采用卡瓦式懸掛器，套管重疊段太短會對重疊段的封固效果不利，重疊段太長則循環(huán)壓耗高，增加漏失風險。為此，采用上述壓耗計算公式，計算了循環(huán)排量為 7 L/s 情況下，套管重疊段分別為150，100，50 m 情況下的水力參數(shù)，計算結果見表4。

表4 不同套管重疊段長度下的水力參數(shù)計算

在相同的循環(huán)排量下，隨著套管重疊段的減少，環(huán)空壓耗、井底當量密度、管鞋處當量密度降低，為兼顧重疊段封固質量，降低循環(huán)壓耗，綜合考慮采用100 m 的套管重疊段。

4.2 小間隙套管扶正

針對φ101.6 mm 套管還無成熟的套管扶正器，為最大化提高尾管居中程度，采取了管體焊接扶正塊的方式提高油層井段套管居中度。扶正塊規(guī)格：長85 mm，寬25 mm，厚4 mm。焊接方法：軸向每隔1.3 m 焊接一個，徑向相互間隔72°，每根套管焊接5 塊，分布于管體中間。具體添加位置以實際油層位置為準（圖2）。下一步將采用套管柱加裝整體式扶正短節(jié)的方式提高套管的居中度，短節(jié)有效長度為450 mm，扶正塊最大外徑為116.0 mm，最長40 mm。

4.3 低密度高強度水泥漿體系

圖2 整體式扶正短節(jié)示意圖

下二門區(qū)塊的地層承壓能力低，為此研究了一套當量密度為1.600 g/cm3的防竄水泥漿體系，具體參數(shù)見表5。該體系具有密度低、強度高、井底當量密度低的特點，能滿足低承壓區(qū)塊固井的需要。

表5 防竄水泥漿體系性能參數(shù)（當量密度1.60 g/cm3）

4.4 優(yōu)化固井施工排量

基于當量密度1.600 g/cm3的防竄水泥漿體系，計算了固井過程中水力參數(shù)，施工排量為5 L/s，立壓4.08 MPa，環(huán)空壓耗2.28 MPa，井底當量密度1.670 g/cm3，管鞋當量密度1.740 g/cm3。

計算結果顯示，施工排量為5 L/s 時，井底當量 密度為1.670 g/cm3，也就是不同的水泥漿密度、頂替排量，對于井底當量密度、管鞋處當量密度影響很大。固井施工中雖通過堵漏承壓后井底當量密度提至1.85 g/cm3，考慮到預留施工安全空間，建議施工排量控制在5 L/s 以下。固井前應根據(jù)實際井筒承壓能力，選擇合適的水泥漿體系。施工過程中，在排量上限范圍內，精準控制、靈活調整作業(yè)排量，降低井底施工壓力，防止漏失。

4.5 優(yōu)選井口加壓方式

為防止候凝過程中水泥漿失重導致地層流體侵入，影響固井質量，目前常采用固井后井口加回壓、水泥漿領漿多返、井口循環(huán)等三種井口加壓方式。前兩種井口加壓方式存在明顯的技術弊端，不適用于低承壓區(qū)塊尾管固井，而拔完中心管后循環(huán)產生壓耗給井底提供附加當量密度的加壓方式，可以靈活調整循環(huán)排量來控制壓耗，同時減少掃塞的工序，優(yōu)勢明顯。采用上述壓耗計算公式，計算拔完中心管后，不同循環(huán)排量下的環(huán)空壓耗，并折算不同位置的當量密度（表6）。

通過應用以上技術措施，順利完成了鉆井施工作業(yè)，固井后采用聲幅-變密度測井方法綜合評價固井質量為合格。T5-241C1 井投產以來，累計產液約1 860 t，累計產油約320 t，其中最高日產油8.3 t，現(xiàn)場應用取得了良好效果。

表6 拔中心管循環(huán)加壓水力參數(shù)

5 結論

（1）φ101.6 mm 尾管適用于承壓能力較低地層的井，擴眼作業(yè)可有效降低循環(huán)壓耗，增加環(huán)空間隙，可為固井提供良好的井筒條件。

（2）T5-241C1 井施工順利，投產后效果良好，表明側鉆工藝配套技術很好地適應了低承壓區(qū)塊側鉆井的工藝要求。