考慮溫度壓力耦合效應(yīng)的控壓固井全過程水力參數(shù)計(jì)算方法

王雪瑞, 孫寶江, 王志遠(yuǎn), 馬金山, 齊金濤,郗鳳亮, 趙殊勛, 郝 鋒

(1.中國石油大學(xué)(華東)青島軟件學(xué)院，山東青島 266580; 2.中國石油大學(xué)(華東)石油工程學(xué)院,山東青島 266580; 3.中國石油集團(tuán)渤海鉆探工程有限公司鉆井技術(shù)服務(wù)分公司,天津 300280; 4.中國石油集團(tuán)渤海鉆探工程有限公司第二固井公司,天津 300280)

隨著油氣藏地質(zhì)條件愈發(fā)復(fù)雜[1],窄安全密度窗口[2]、淺層氣[3]、淺層流[4]等難題導(dǎo)致固井過程中發(fā)生井涌、氣竄等事故。控壓固井技術(shù)[5]借助精確的井筒水力學(xué)參數(shù)計(jì)算及井口回壓控制裝備,從而實(shí)時(shí)精細(xì)地控制井筒壓力,防止井涌、氣竄等復(fù)雜事故的發(fā)生。準(zhǔn)確預(yù)測固井井筒水力學(xué)參數(shù)計(jì)算是成功實(shí)施控壓固井技術(shù)的重要基礎(chǔ)和前提[6]。但固井過程工藝復(fù)雜,同時(shí)溫度、壓力之間存在諸多耦合效應(yīng),給固井井筒水力學(xué)參數(shù)的精確計(jì)算帶來了挑戰(zhàn)。有必要充分考慮固井流體溫壓流變性、水泥漿水化、溫度壓力間的耦合作用[7-8],構(gòu)建固井全過程的溫度壓力耦合計(jì)算模型。目前,美國石油學(xué)會給出一種基于鄰井?dāng)?shù)據(jù)的半經(jīng)驗(yàn)固井溫度預(yù)測方法[9]。在此基礎(chǔ)上,學(xué)者們最開始建立井內(nèi)一維穩(wěn)態(tài)傳熱模型到井內(nèi)三維非穩(wěn)態(tài)傳熱模型[10-12]。Carter等[13]揭示了水泥漿候凝壓力降低的現(xiàn)象,并提出了各自的固井壓力降理論模型[14-17]。當(dāng)前研究尚沒有充分考慮固井過程流變性的時(shí)空變化特性以及候凝期間水泥漿的水化反應(yīng)對井筒溫度壓力場的影響。鑒于此,筆者建立考慮溫度壓力耦合效應(yīng)的固井全過程水力參數(shù)計(jì)算方法,揭示控壓固井全過程瞬態(tài)溫度壓力演化規(guī)律,為安全高質(zhì)量的控壓固井技術(shù)順利實(shí)施提供可靠的理論指導(dǎo)。

1 固井循環(huán)階段井筒溫度壓力場耦合計(jì)算模型

如圖1所示,固井循環(huán)階段井筒溫度和壓力計(jì)算主要考慮以下因素:

(1)固井循環(huán)階段涉及到鉆井液、水泥漿、隔離液、沖洗液等多種流體,各流體流變參數(shù)、密度以及注入排量等參數(shù)各不相同,固井循環(huán)階段呈現(xiàn)明顯的非穩(wěn)態(tài)特征。

(2)固井循環(huán)階段各流體流變性受溫度壓力影響明顯,尤其對于高溫高壓井,溫度、壓力對流變性影響的耦合作用不可忽略。

圖1 固井循環(huán)階段示意圖Fig.1 Schematic diagram of cementing circulation stage

1.1 固井循環(huán)過程井筒壓力預(yù)測模型

固井循環(huán)過程中井筒內(nèi)流體動量守恒方程為

(1)

式中,t為時(shí)間,s;A為橫截面積(套管或環(huán)空),m2;v為鉆井液流速,m/s;ρ為流體密度,kg/m3;s為與井底的距離,m;F為合外力,N;g為重力加速度,m/s2;α為井斜角,(°);p為流體壓力,Pa;Fr為摩阻壓降,Pa。

式(1)中管流和環(huán)空流的摩阻項(xiàng)計(jì)算參考文獻(xiàn)[18-19],其中套管內(nèi)循環(huán)壓耗通用計(jì)算式為

(2)

式中,Frc為套管內(nèi)摩阻壓降,Pa;frc為套管內(nèi)摩阻系數(shù),s;di為套管內(nèi)徑,m。

環(huán)空內(nèi)循環(huán)壓耗通用計(jì)算公式為

(3)

式中:Fra為環(huán)空內(nèi)摩阻壓降,Pa;fra為環(huán)空內(nèi)摩阻系數(shù),s;dh為環(huán)空外徑,m;dp為環(huán)空內(nèi)徑,m。

1.2 固井循環(huán)期間井筒溫度場計(jì)算模型

1.2.1 套管內(nèi)溫度計(jì)算模型

如圖1所示,固井循環(huán)期間井筒內(nèi)熱傳遞過程,依據(jù)能量守恒原則得到套管內(nèi)流體熱傳導(dǎo)模型的微分形式為

(4)

式中,Tc為套管內(nèi)溫度,℃;cf為井筒內(nèi)流體比熱容,J/(kg·℃);z為與井口的距離,m;vc為套管內(nèi)流體的流速,m/s;t為時(shí)間,s;rci為套管內(nèi)半徑,m;Uc為從套管到環(huán)空的總傳熱系數(shù),W/(m2·℃);Ta為環(huán)空內(nèi)溫度,℃。

1.2.2 環(huán)空內(nèi)溫度計(jì)算模型

如圖1所示固井循環(huán)期間井筒內(nèi)熱傳遞過程,依據(jù)能量守恒原則可以得到環(huán)空內(nèi)流體熱傳導(dǎo)模型的微分形式為

(5)

式中,va為環(huán)空內(nèi)流體的流速,m/s;rw為井筒半徑,m;Ua為從井筒環(huán)空到地層的總傳熱系數(shù),W/(m2·℃);Te,0為井壁處地層溫度,℃。

1.2.3 地層溫度計(jì)算模型

地層內(nèi)熱傳導(dǎo)過程是以井筒為軸的極坐標(biāo)系下的熱擴(kuò)散,方程[20-22]為

(6)

式中,Te為地層溫度,℃;ρc為地層密度,kg/m3;ce為地層比熱容,J/(kg·℃);ke為地層導(dǎo)熱系數(shù),W/(m2·℃);x為與井筒之間的距離,m。

1.3 固井流體溫壓流變性

固井循環(huán)期間井筒內(nèi)溫度壓力隨時(shí)間、空間不斷變化,從而引發(fā)井筒內(nèi)各流體流變性呈現(xiàn)出隨時(shí)間、空間變化的特征。

1.3.1 鉆井液流變性預(yù)測模型

趙勝英等[23]基于室內(nèi)試驗(yàn),測量了不同鉆井液體系在不同溫壓條件下的流變參數(shù),并提出了鉆井液流變參數(shù)預(yù)測模型,

f(p,T)=f(p0,T0)exp[A(T-T0)+B(p-p0)+C(T-T0)(p-p0)+D(T-T0)2].

(7)

式中,f(p,T)分別代表溫度為T、壓力為p條件下的表觀黏度、塑性黏度、動切力;f(p0,T0)代表溫度為T0、壓力為p0條件下的表觀黏度、塑性黏度、動切力;A、B、C、D為鉆井液特性相關(guān)的常數(shù),取決于鉆井液的配方,需根據(jù)鉆井液的流變性試驗(yàn)獲得。

1.3.2 水泥漿流變性預(yù)測模型

與鉆井液等流體不同,水泥漿是一種高濃度水泥顆粒的懸浮液,且不斷發(fā)生化學(xué)和物理反應(yīng)。Pettt等[24]研究發(fā)現(xiàn)水泥漿流變性同時(shí)受溫度以及水化進(jìn)程(即時(shí)間)的影響。

Pettt等[24]和Cheng等[25]在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上,給出了水泥漿流變參數(shù)隨時(shí)間以及溫度變化的計(jì)算模型:

φ=φ0+αexp(β/T)t.

(8)

式中,φ為不同溫度和時(shí)間下水泥漿流變參數(shù),包括表觀黏度、塑性黏度、動切力;φ0為某溫度下的初始流變參數(shù)值;α和β為試驗(yàn)常數(shù),可基于不同溫度下的φ試驗(yàn)值,借助lnΔφ與1/T的關(guān)系曲線回歸得到。

2 固井候凝期間井筒溫度壓力場計(jì)算模型

在固井候凝期間(圖2),主要考慮以下因素:

(1)水泥漿水化熱被釋放,提高了水泥漿內(nèi)部溫度。

圖2 固井候凝階段示意圖Fig.2 Schematic diagram of cementing setting stage

(2)水泥漿逐漸發(fā)展出一定的膠凝強(qiáng)度,從而分擔(dān)了一部分原有的水泥漿靜液柱壓力,導(dǎo)致水泥漿內(nèi)部壓力降低。

(3)水泥漿水化反應(yīng)速率受溫度壓力影響明顯,導(dǎo)致井筒內(nèi)不同位置、不同時(shí)間水泥漿水化度不同。

2.1 水泥漿水化動力學(xué)模型

水化度是衡量水泥漿水化反應(yīng)過程的直接研究對象:

(9)

式中,α為水泥漿水化度;P為某時(shí)刻水泥漿的特征值;P∞為最終時(shí)刻水泥漿特征值;Q為某時(shí)刻水泥漿釋放熱量,J/kg;Q∞為最終時(shí)刻水泥漿水化熱,J/kg。

Krstulovic等[26]提出水泥漿不同反應(yīng)階段水化反應(yīng)速率的微分表達(dá)式。

結(jié)晶成核與晶體生長(NG)式為

(10)

相邊界反應(yīng)(Ⅰ)式為

(11)

擴(kuò)散(D)式為

(12)

式中,KD、KI和KNG分別為D過程、I過程、NG過程中的速率常數(shù),s-1;n為化學(xué)反應(yīng)級數(shù)。

溫度和壓力對化學(xué)反應(yīng)速率K有較大影響,化學(xué)反應(yīng)常數(shù)與溫度壓力的關(guān)系[26-27]為

(13)

式中,Kr為參考溫度壓力下化學(xué)反應(yīng)速率常數(shù);Ea為化學(xué)反應(yīng)活化能,J/mol;R為氣體常數(shù),8.13 J/(mol·K);Tr為參考溫度,K;pr為參考壓力,Pa;ΔV為表觀活化體積,m3/mol。

2.2 固井候凝期間井筒溫度場計(jì)算模型

如圖2所示,取長度為dz的單元格,可得到套管內(nèi)流體熱傳導(dǎo)模型為

(14)

環(huán)空內(nèi)熱傳導(dǎo)模型為

(15)

2.3 固井候凝期間井筒壓力場計(jì)算模型

固井候凝期間水泥漿水化導(dǎo)致其自身具有一定的膠凝懸掛力,從而抵消了部分原靜液柱壓力[12-16],導(dǎo)致水泥環(huán)內(nèi)部的孔隙壓力逐漸降低,即水泥漿失重[28]。

太沙基定律可用來描述水泥漿水化過程應(yīng)力狀態(tài)[12-14],即

σ=σ′+p.

(16)

式中,σ為水泥漿結(jié)構(gòu)總應(yīng)力,Pa;σ′ 為水泥漿結(jié)構(gòu)骨架的有效應(yīng)力,Pa;p為水泥漿結(jié)構(gòu)內(nèi)部壓力,Pa。

假設(shè)水泥漿的總應(yīng)力恒定不變,即該位置處的上覆水泥環(huán)壓力[12-14]為

σ=ρcgz.

(17)

式中,ρc為水泥漿密度,kg/m3。

水泥漿的有效應(yīng)力定義為水泥環(huán)單位橫截面積上的膠凝懸掛力,主要與水泥漿的靜膠凝強(qiáng)度有關(guān),并隨時(shí)間不斷變化,水泥漿有效應(yīng)力計(jì)算式為

(18)

式中,τ為水泥漿膠凝強(qiáng)度,Pa。

結(jié)合式(16)、(17)和(18),可以得到水泥漿孔隙壓力的表達(dá)式為

(19)

式中,p0為井口壓力,Pa。

候凝期間由于水化反應(yīng)的影響,水泥漿的孔隙壓力隨膠凝強(qiáng)度的增加不斷減小,最終孔隙壓力(pfinal)等于孔隙水靜液柱壓力[13],得到固井過程中不同深度處水泥漿孔隙壓力的表達(dá)式為

(20)

式中,α500為膠凝強(qiáng)度達(dá)到 239 Pa(500 lbf/100 ft2)時(shí)的水化度。

2.4 邊界條件及初始條件

模型求解過程中,遵循以下的初始和邊界條件:

(1)循環(huán)階段套管內(nèi)井口位置處溫度等于環(huán)境溫度,即

(21)

式中,Tc,0為套管內(nèi)井口位置處溫度,℃;n為時(shí)間節(jié)點(diǎn);Tin為流體注入溫度,℃。

(2)循環(huán)過程中井筒內(nèi)溫度光滑且連續(xù),因此井底位置處套管內(nèi)與環(huán)空內(nèi)溫度相等:

(22)

式中,Tc,N和Ta,N分別為套管內(nèi)和環(huán)空內(nèi)井底位置處溫度,℃。

(3)根據(jù)質(zhì)量守恒定理,井筒內(nèi)固井井筒內(nèi)任意兩個(gè)位置處的體積流量保持不變:

A1ρ1=A2ρ2.

(23)

(4)距離井筒無窮遠(yuǎn)處地層溫度不受擾動:

(24)

式中,Ti,M和Te,i分別為無窮遠(yuǎn)處地層溫度和地層初始溫度,℃;i為沿井筒方向空間節(jié)點(diǎn)。

(5)初始時(shí)刻,水泥漿水化度為零:

(25)

(6)初始時(shí)刻,井筒及地層溫度可由地溫梯度計(jì)算為

(26)

式中,gG為地溫梯度,℃/m。

3 模型驗(yàn)證

3.1 水泥漿流變參數(shù)模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證水泥漿流變參數(shù)預(yù)測模型的準(zhǔn)確性,將建立的模型應(yīng)用到劉泉聲等[32]實(shí)驗(yàn)中,測量了20～50 ℃內(nèi)不同水化時(shí)間下水泥漿的屈服值和塑性黏度。根據(jù)方程(8)分別計(jì)算不同溫度和時(shí)間下的水泥漿屈服值和塑性黏度。如圖3所示,對比結(jié)果表明屈服值預(yù)測誤差小于5%,塑性黏度預(yù)測誤差小于2%,能夠滿足現(xiàn)場工程要求。

圖3 不同溫度和時(shí)間下流變參數(shù)計(jì)算與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比Fig.3 Comparison of calculation and experimental results of rheological parameters at different temperatures and times

3.2 固井循環(huán)階段井筒溫度壓力模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證固井循環(huán)階段井筒溫度壓力模型的準(zhǔn)確性,將建立的模型應(yīng)用到一口現(xiàn)場井中,并獲取了該井固井循環(huán)階段井口回壓隨時(shí)間的變化曲線以及井底當(dāng)量循環(huán)鉆井液密度(equivalent circulating density,ECD),通過對比本文中模型計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)來驗(yàn)證建立模型的精確度。

目標(biāo)井為一口水平井,總井深5 280 m,垂深3 802 m,固井段井眼直徑為215.9 mm,套管直徑為139.7 mm。目標(biāo)井固井流體施工計(jì)劃如表1所示。

圖4為現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果與模型計(jì)算結(jié)果對比。結(jié)果表明建立模型總體能夠很好地?cái)M合固井循環(huán)過程,可以滿足現(xiàn)場施工要求。

圖4 固井循環(huán)階段模型驗(yàn)證結(jié)果Fig.4 Validation of cementing circulation stage

3.3 固井候凝階段井筒溫度壓力模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證固井候凝階段井筒溫度壓力場模型,將建立的模型應(yīng)用到Cooker等[33]的現(xiàn)場試驗(yàn)中。Cooker等[33]借助下入井筒內(nèi)的傳感器,實(shí)時(shí)獲取了固井候凝期間井筒不同位置處的瞬態(tài)溫度壓力變化曲線。目標(biāo)井為一口直井,總井深為2 712 m,固井段井眼直徑為200 mm,套管直徑為73 mm,目標(biāo)區(qū)塊地溫梯度為2.12 ℃/100 m。傳感器分別位于井深1 108、1 673和2 668 m處。

圖5為固井候凝期間現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果與模型計(jì)算結(jié)果對比。結(jié)果表明建立模型能夠很好地?cái)M合固井候凝過程,可以滿足現(xiàn)場施工要求。

圖5 固井候凝階段模型驗(yàn)證結(jié)果Fig.5 Validation of cementing setting stage

4 控壓固井全過程井筒瞬態(tài)溫度壓力演化規(guī)律

模擬井所處地層具有典型的窄安全密度窗口特征,地層孔隙壓力為65.0 MPa,孔隙壓力當(dāng)量鉆井液密度為1.70 g/cm3,地層破裂壓力為67.80 MPa,破裂壓力當(dāng)量鉆井液密度為1.77 g/cm3,目標(biāo)井為一水平井,總井深為4 890 m,垂深3 902 m,所處地層地溫梯度為2.8 ℃/100 m。模擬井一開井眼直徑為444.5 mm,套管直徑為339.7 mm。二開井眼直徑為224.4 mm,套管直徑311.2 mm。施工井段套管直徑為339.7 mm,裸眼段直徑為444.5 mm。

模擬井水泥漿水動力學(xué)參數(shù)采用文獻(xiàn)[7]中數(shù)據(jù),流變性參數(shù)如圖3所示,固井流體施工計(jì)劃如表2所示。

表2 模擬井固井流體施工計(jì)劃

4.1 固井難點(diǎn)

4.1.1 常規(guī)固井模擬

已知固井前井筒內(nèi)鉆井液密度為1.63 g/cm3,采用表2固井流體施工方案,利用建立模型模擬注水泥漿過程。計(jì)算結(jié)果表明,固井循環(huán)過程中隨著水泥漿逐漸進(jìn)入環(huán)空,井底壓力不斷增加,最高可達(dá)69.65 MPa。如圖6所示,在注水泥漿后期,井底壓力超出地層破裂壓力,易壓漏地層誘發(fā)安全事故。

圖6 固井井底壓力模擬結(jié)果Fig.6 Simulation result of well bottom pressure

4.1.2 降密度后固井模擬

圖7 降密度后固井模擬結(jié)果Fig.7 Simulation result of well bottom pressure after reducing fluid density

為了避免固井過程中井底壓力高于地層破裂壓力,模擬降低密度后固井過程中井筒壓力瞬態(tài)變化。將固井前井筒內(nèi)鉆井液密度降低為1.48 g/cm3,采用表2固井流體施工方案,利用建立模型模擬降密度后注水泥漿過程(圖7)。計(jì)算結(jié)果表明,固井后期隨著水泥漿逐漸進(jìn)入環(huán)空,井底壓力雖然不斷增加,但最高為67.52 MPa,恰好不壓漏地層。但發(fā)現(xiàn)固井前期,井底循環(huán)壓力僅為61.56 MPa,低于地層孔隙壓力,易誘發(fā)固井氣竄等安全事故。

4.1.3 控壓固井必要性

基于圖6和7模擬結(jié)果,發(fā)現(xiàn)模擬井所處地層安全密度窗口過于狹窄,單純依靠調(diào)整鉆井液密度無法避免井涌井漏事故的發(fā)生。因此目標(biāo)井必須采用控壓固井技術(shù),通過降低鉆井液密度,在井口施加一定回壓,并在固井注水泥漿過程中借助水力參數(shù)計(jì)算實(shí)時(shí)調(diào)整目標(biāo)回壓,保持井底壓力位于安全密度窗口內(nèi),從而保證窄安全密度窗口固井的安全性。

4.2 控壓固井循環(huán)階段井筒瞬態(tài)溫度壓力演化

4.2.1 井筒壓力

圖8 控壓固井井筒壓力模擬結(jié)果Fig.8 Simulation results of wellbore pressure during managed pressure cementing

固井循環(huán)過程中井筒壓力呈現(xiàn)出明顯的非穩(wěn)態(tài)特征,如圖8所示,固井循環(huán)過程被劃分為9個(gè)過程:過程1為固井循環(huán)的初始階段,以33.3 L/s的排量注入隔離液,該階段井筒內(nèi)多為低密度的鉆井液,需要在井口補(bǔ)充4.44 MPa的回壓;過程2以13.3 L/s的排量注入沖洗液,由于排量減小需要額外提高井口回壓;過程3以16.6 L/s的排量開始注入領(lǐng)漿和尾槳,由于排量提高需降低井口回壓;過程4中隔離液、清洗液開始進(jìn)入環(huán)空并替換環(huán)空內(nèi)的輕鉆井液,但主要在水平段運(yùn)行,因而井口回壓輕微下降;過程5中隔離液、清洗液開始進(jìn)入井筒垂直段并不斷替換環(huán)空內(nèi)的輕鉆井液,該階段井口回壓出現(xiàn)明顯的下降;過程6以8.3 L/s的排量注入壓塞液,由于排量減小需要額外提高井口回壓;過程7開始以33.3 L/s的排量注入后置液、頂替液,由于排量提高需降低井口回壓,同時(shí)領(lǐng)漿、尾槳也開始進(jìn)入環(huán)空,井口回壓逐漸降低為零,井底壓力開始逐漸增加;過程8由于領(lǐng)漿、尾槳持續(xù)進(jìn)入環(huán)空,井底壓力繼續(xù)增加,但中間由于低密度沖洗液進(jìn)入到直井段導(dǎo)致井底壓力出現(xiàn)了短暫的下降;過程9以8.3 L/s的排量注入頂替液,井底壓力出現(xiàn)降低,直到碰壓,固井循環(huán)階段結(jié)束。

4.2.2 井筒溫度

如圖9所示,基于建立模型,模擬控壓固井循環(huán)階段井筒環(huán)空不同深度處瞬態(tài)溫度。模擬結(jié)果表明,循環(huán)階段井筒溫度受流體流動過程影響明顯。在地溫梯度的影響下,環(huán)空溫度隨著深度增加而逐漸增加。對于井底位置處,由于套管內(nèi)較低溫的流體在井底流入環(huán)空,導(dǎo)致井底處溫度隨時(shí)間逐漸下降。而對于環(huán)空其他位置,固井循環(huán)階段井筒環(huán)空內(nèi)流體從井底向井口流動,深部較高溫流體流向淺部,導(dǎo)致環(huán)空溫度隨時(shí)間逐漸增加。

圖9 固井循環(huán)期間井筒環(huán)空溫度模擬結(jié)果Fig.9 Simulation results of wellbore temperature during cementing circulation

4.2.3 流體流變性

模擬考慮溫度壓力及不考慮溫度壓力影響下的井筒內(nèi)流體流變參數(shù)分布,結(jié)果如圖10所示。由圖10可以看出:考慮溫度壓力對流變性的影響,井底處高溫會導(dǎo)致井筒流體的動切力和塑性黏度隨井深增加而不斷減小,井底壓力為66.79 MPa,環(huán)空摩阻為4.28 MPa;忽略溫度壓力對流體流變性的影響,井底壓力則為67.90 MPa,環(huán)空摩阻為5.39 MPa。

4.3 控壓固井候凝階段井筒瞬態(tài)溫度壓力演化

4.3.1 井筒壓力

如圖11所示,固井侯凝期間若井口不施加一定回壓,井底壓力會不斷降低(圖11黑線),從而增加固井氣竄的風(fēng)險(xiǎn)?；跇?gòu)建的模型,能夠模擬固井侯凝期間水泥漿失重過程,為井口回壓(圖11橙線)施加提供理論依據(jù),從而使井底壓力維持恒定(圖11紅線),避免固井氣竄的發(fā)生。

4.3.2 井筒溫度

圖12為固井候凝期間井筒不同位置處水泥漿瞬態(tài)溫度變化曲線。對于井筒非水泥漿段,井筒溫度都是從固井循環(huán)溫度逐漸變?yōu)榈貙訙囟?。對于井底水泥漿段位置處,由于水泥漿水化反應(yīng)放熱,導(dǎo)致水泥漿溫度呈現(xiàn)復(fù)雜的演化規(guī)律。首先,水泥漿劇烈水化釋放出大量水化熱,從而導(dǎo)致水泥溫度迅速升高并達(dá)到某一峰值;隨后,水泥漿水化放熱速率大大降低,水泥漿主要與地層之間發(fā)生熱交換,水泥漿溫度最終逐漸趨向于地層溫度。

圖10 固井循環(huán)期間井筒流體流變參數(shù)模擬結(jié)果Fig.10 Simulation results of rheology parameters in wellbore during cementing circulation stage

圖11 控壓固井侯凝期間井筒壓力模擬結(jié)果Fig.11 Simulation results of wellbore pressure during cementing setting stage

4.3.3 水泥漿水化度

固井候凝期間水泥漿水化度模擬結(jié)果如圖13所示。水泥漿的水化度隨時(shí)間增加并最終趨向于一個(gè)最終值。水泥漿水化反應(yīng)速率隨溫度、壓力升高而增加。受井筒溫度、壓力環(huán)境的影響,水泥漿水化度也井深而增加。

圖12 固井候凝期間井筒溫度模擬結(jié)果Fig.12 Simulation results of wellbore temperature during cementing setting stage

圖13 固井候凝期間水泥漿水化度模擬結(jié)果Fig.13 Simulation results of wellbore hydration degree during cementing setting stage

5 結(jié) 論

(1)固井循環(huán)階段不同流體的流變性、密度、排量不同,導(dǎo)致井筒壓力受諸多因素的干擾,固井循環(huán)過程井底壓力呈現(xiàn)出明顯的非穩(wěn)態(tài)特征,給井筒壓力控制提出了更高的要求。

(2)固井循環(huán)階段各流體流變性受溫度壓力影響明顯,且不同流體間流變性存在明顯區(qū)別,溫度壓力對流變性的影響對精確預(yù)測固井井筒壓力不可忽略。

(3)構(gòu)建的固井全過程井筒溫度壓力耦合計(jì)算模型具有較高的精度,能夠滿足工程需求,可為成功實(shí)施控壓固井技術(shù)提供理論支持。