海上超高溫高壓鉆井井筒溫度壓力場(chǎng)耦合研究*

張萬(wàn)棟，羅 鳴，吳 江，韓 成，向世林，張 智

（1.中海石油（中國(guó)）有限公司湛江分公司，廣東 湛江 524057；2.西南石油大學(xué)油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610500）

0 引言

隨著對(duì)油氣資源需求的持續(xù)增長(zhǎng)，以及石油和相關(guān)學(xué)科領(lǐng)域的技術(shù)水平大幅提升，油氣勘探開發(fā)工作正在穩(wěn)步向高溫高壓油氣井發(fā)展，高溫高壓油氣藏已經(jīng)逐漸成為油氣勘探開發(fā)的重要區(qū)域，超高溫高壓油氣藏也將成為未來(lái)勘探開發(fā)的重要領(lǐng)域之一[1]。我國(guó)南海高溫高壓領(lǐng)域天然氣資源量達(dá)15 萬(wàn)億m3，占南海油氣總資源量的1/3，是我國(guó)能源重要接替區(qū)和國(guó)家“一帶一路”戰(zhàn)略能源保障基地。中國(guó)南海與美國(guó)墨西哥灣、英國(guó)北海并稱全球3 大海上高溫高壓區(qū)域，中國(guó)南海鶯瓊盆地已鉆井井底溫度可達(dá)249 ℃，井底壓力達(dá)142 MPa，儲(chǔ)層壓力系數(shù)高達(dá)2.38，屬于典型的超高溫高壓領(lǐng)域[2-3]。

按照油氣層溫度壓力等級(jí)，油田服務(wù)公司和API標(biāo)準(zhǔn)[4-5]開展高溫高壓分類標(biāo)準(zhǔn)的劃分，中海油超高溫高壓井劃分標(biāo)準(zhǔn)為[6]：井底溫度高于177 ℃、壓力高于103.45 MPa（15 000 psi）或孔隙壓力當(dāng)量密度大于2.10 g/cm3的井。目標(biāo)區(qū)塊地層壓力系數(shù)在2.30 左右，儲(chǔ)層溫度在200 ℃左右，屬于典型的超高溫高壓，部分井到達(dá)極高溫高壓，其鉆探是公認(rèn)的世界級(jí)難題。與常規(guī)油氣井相比，由于超高溫高壓地層窄安全密度窗口問(wèn)題突出，儲(chǔ)層段安全鉆井密度窗口可低至0.10 g/cm3及以下，且超高溫高壓特殊的溫度、壓力環(huán)境對(duì)鉆井過(guò)程中井筒內(nèi)鉆井液的密度和流變性影響明顯，對(duì)超高溫高壓井的井筒溫度壓力預(yù)測(cè)及控制提出更高要求[7-11]。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)井筒瞬態(tài)溫度壓力預(yù)測(cè)模型開展大量研究，Hasan 等[12]、Ramey[13]、Willihite[14]的經(jīng)典預(yù)測(cè)模型并未將溫度壓力耦合起來(lái)進(jìn)行求解，井筒溫度壓力預(yù)測(cè)精度存在一定限制；楊謀等[15]基于鉆井全過(guò)程各井筒單元傳熱機(jī)理，建立鉆井循環(huán)與停止循環(huán)期間井筒-地層瞬態(tài)傳熱模型；鄭友志等[16]考慮定向井井型的影響，建立井筒瞬態(tài)溫度壓力耦合計(jì)算模型；Falavand等[17]考慮鉆屑及地層瞬態(tài)熱反應(yīng)的影響，建立氣-液-固三相流的井筒溫度壓力預(yù)測(cè)模型。部分學(xué)者針對(duì)海上超高溫高壓鉆井難點(diǎn)，進(jìn)行ECD精準(zhǔn)預(yù)測(cè)與控制[18]、控壓鉆井[19]、作業(yè)模式[20]、配套鉆井技術(shù)[21-22]等分析研究，但并未深入對(duì)海上超高溫高壓鉆井井筒溫度壓力進(jìn)行耦合預(yù)測(cè)研究。

因此，本文依據(jù)海上超高溫高壓鉆井的特點(diǎn)，基于流體力學(xué)和傳熱學(xué)理論，將井筒瞬態(tài)傳熱劃分為鉆柱段、海底泥線以下環(huán)空段、隔水管環(huán)空段3 個(gè)區(qū)域進(jìn)行分析，并綜合考慮超高溫高壓的井筒環(huán)境對(duì)鉆井液密度、流變參數(shù)的影響，建立海上超高溫高壓鉆井井筒溫度壓力耦合瞬態(tài)預(yù)測(cè)模型；在此基礎(chǔ)上，利用實(shí)例井現(xiàn)場(chǎng)隨鉆數(shù)據(jù)進(jìn)行模型驗(yàn)證，分析正常鉆進(jìn)期間井筒溫度壓力的耦合變化規(guī)律，評(píng)價(jià)鉆井液的物性參數(shù)變化對(duì)耦合結(jié)果的影響機(jī)理，以期降低海上超高溫高壓地層窄密度窗口中的安全鉆進(jìn)風(fēng)險(xiǎn)，為海上超高溫高壓鉆井井筒溫度壓力精準(zhǔn)預(yù)測(cè)及控制提供理論支撐。

1 鉆井井筒傳熱物理模型

在鉆井液循環(huán)過(guò)程中，隨著井筒內(nèi)熱量不斷的交換，井筒內(nèi)流體的溫度將不斷變化，而影響整個(gè)井筒的壓力分布；反過(guò)來(lái)，井筒的壓力分布變化又將進(jìn)一步影響井筒的溫度分布，這是1 個(gè)溫度壓力相互耦合的過(guò)程。井筒內(nèi)傳熱物理模型如圖1所示，圖中Δr，Δz為徑向和軸向單元距離，m；Tp，j，Ta，j，Tcem，j分別為空間節(jié)點(diǎn)j處的鉆柱內(nèi)溫度、環(huán)空內(nèi)溫度、水泥環(huán)溫度，℃；Ti，j為井筒傳熱控制單元i在空間節(jié)點(diǎn)j處的溫度，℃。

圖1 井筒傳熱物理模型示意Fig.1 Schematic diagram of wellbore heat transfer physical model

鉆井液從管內(nèi)向下流動(dòng)過(guò)程中，將與鉆柱內(nèi)壁發(fā)生對(duì)流換熱；通過(guò)鉆頭噴嘴時(shí)，其溫度變化為節(jié)流壓降而產(chǎn)生的熱量；在環(huán)空上返過(guò)程中，與井壁（或套管內(nèi)壁）和鉆柱外壁以熱對(duì)流方式交換熱量；在沿海水段隔水管環(huán)空上返過(guò)程中，流體將與隔水管內(nèi)壁和鉆柱外壁以熱對(duì)流方式交換熱量。地層中為二維瞬態(tài)傳熱，而海水與隔水管外壁之間為對(duì)流換熱。

井筒內(nèi)流體流動(dòng)的自身產(chǎn)熱和外界環(huán)境是影響環(huán)空內(nèi)流體和井筒溫度的主要因素，根據(jù)海上超高溫高壓鉆井的特點(diǎn)，劃分為3 個(gè)區(qū)域進(jìn)行傳熱分析：1）鉆柱段，環(huán)空內(nèi)流動(dòng)的流體為其外界環(huán)境；2）海底泥線以下的環(huán)空段，將與外部環(huán)境（地層和鉆柱外壁）同時(shí)傳熱；3）隔水管環(huán)空段，其外部環(huán)境是海水。

2 鉆井溫度壓力場(chǎng)耦合數(shù)學(xué)模型

模型建立過(guò)程中的基本假設(shè)為：1）假設(shè)在正常鉆井工況中井筒內(nèi)只存在單相流體鉆井液；2）忽略井筒內(nèi)流體的軸向?qū)?，井筒?nèi)流體為一維瞬態(tài)傳熱；3）只考慮地層的熱傳導(dǎo)，且地層為瞬態(tài)傳熱；4）管柱內(nèi)壁和外壁之間的傳熱忽略熱阻的影響；5）流體和地層巖石的比熱和導(dǎo)熱系數(shù)不受溫度、壓力的影響；6）假設(shè)井筒內(nèi)流體服從赫巴（Herschel-Bulkley）流變模式。

2.1 井筒傳熱控制方程

按照鉆井井筒傳熱物理模型中劃分的3 個(gè)傳熱區(qū)域，分別對(duì)每段傳熱區(qū)域進(jìn)行控制方程分析，在循環(huán)過(guò)程，其流動(dòng)符合動(dòng)量守恒方程和連續(xù)性方程。

1）由質(zhì)量守恒方程，可得連續(xù)性方程如式（1）所示：

式中：ρ為密度，kg/m3；v為流速，m/s；t為時(shí)間，s；A為流道的橫截面積，m2；z為井筒軸線長(zhǎng)度，m；下標(biāo)i表示傳熱分析的第i部分。

2）由流體力學(xué)理論，可得動(dòng)量方程如式（2）所示：

式中：p為壓力，Pa；g 為重力加速度，m/s2；pf為摩阻壓降，Pa。

2.2 循環(huán)期間傳熱數(shù)學(xué)模型

2.2.1 鉆柱段傳熱模型

海水段井筒傳熱模型如圖2所示，鉆井液在沿鉆柱向下流動(dòng)過(guò)程將與鉆柱內(nèi)壁發(fā)生對(duì)流換熱，鉆柱外部為環(huán)空循環(huán)流動(dòng)的鉆井液。由傳熱學(xué)理論，可得鉆柱內(nèi)的溫度場(chǎng)方程如式（3）所示：

圖2 海水段井筒傳熱模型Fig.2 Wellbor e heat transfer model in seawater section

式中：ρf為鉆井液的密度，kg/m3；cf為鉆井液的比熱容，J/（kg·℃）；Tp為鉆柱內(nèi)溫度，℃；Dpi為鉆柱內(nèi)徑，m；Qf為鉆井液排量，m3/s；qap為鉆井液與環(huán)空或海水的換熱量，J；qp為鉆柱內(nèi)摩阻產(chǎn)生的熱量，J。

根據(jù)對(duì)流換熱原理，環(huán)空中流動(dòng)鉆井液將與鉆柱中流動(dòng)鉆井液交換熱量，其徑向?qū)α鲹Q熱量qap如式（4）所示：

式中：Ta為環(huán)空內(nèi)溫度，℃；Dpo為鉆柱外徑，m；hpi為鉆柱內(nèi)流體對(duì)流換熱系數(shù)，W/（m2·℃）；hpo為鉆柱外流體對(duì)流換熱系數(shù)，W/（m2·℃）；qap為環(huán)空內(nèi)鉆井液與鉆桿內(nèi)鉆井液之間的換熱量，J。

2.2.2 環(huán)空段傳熱模型

1）海底泥線以下環(huán)空段

海底泥線以下環(huán)空內(nèi)溫度受到地層或套管內(nèi)壁和鉆柱外壁溫度的影響，其井筒傳熱模型如圖3所示。

圖3 海底泥線以下井段井筒傳熱模型Fig.3 Wellbore heat transfer model below subsea mudline

鉆井液在沿環(huán)空向上流動(dòng)的過(guò)程中，與地層或套管內(nèi)壁和鉆柱外壁均發(fā)生對(duì)流換熱，取流動(dòng)方向?yàn)檎较?，該段環(huán)空溫度場(chǎng)方程如式（5）所示：

式中：Dai為環(huán)空內(nèi)徑，m；qea為地層和環(huán)空之間的換熱量，J；qa為環(huán)空內(nèi)摩阻產(chǎn)生的熱量，J。

環(huán)空內(nèi)鉆井液與套管內(nèi)壁或井壁發(fā)生對(duì)流換熱，地層和水泥環(huán)內(nèi)的傳熱為熱傳導(dǎo)，為了簡(jiǎn)化計(jì)算，可通過(guò)無(wú)因次時(shí)間函數(shù)f（t）來(lái)表示，可得井筒環(huán)空與地層之間的傳熱量qea如式（6）所示：

式中：Te為地層溫度，℃；ke為地層導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m2·℃）；kcem為水泥環(huán)導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m2·℃）；Dh為水泥環(huán)外徑，m；Dao為環(huán)空外徑，m；hai為環(huán)空內(nèi)流體對(duì)流換熱系數(shù)，W/（m2·℃）。

2）隔水管環(huán)空段

隔水管環(huán)空段溫度場(chǎng)的計(jì)算公式同式（5）相同。隔水管的外部環(huán)境為鉆柱和海水，將與海水和鉆柱內(nèi)的流體都發(fā)生熱交換，可得環(huán)空內(nèi)鉆井液與海水的對(duì)流換熱量計(jì)算公式如式（7）所示：

式中：qsa為鉆井液與海水的換熱量，J；Tsea為海水的溫度，℃；Dro為隔水管外徑，m；Dri為隔水管內(nèi)徑，m；hro為隔水管外流體對(duì)流換熱系數(shù)，W/（m2·℃）；hri為隔水管內(nèi)流體對(duì)流換熱系數(shù)，W/（m2·℃）；kr為隔水管導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m2·℃）。

2.3 井筒循環(huán)壓耗計(jì)算模型

鉆井液循環(huán)過(guò)程中，通過(guò)鉆井液流態(tài)計(jì)算摩阻系數(shù)，得到循環(huán)摩阻，同時(shí)考慮鉆頭壓耗及重力的影響，即可計(jì)算得到整個(gè)井筒壓力分布。摩阻系數(shù)采用Blasius型經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式[23]如式（8）所示：

式中：f為摩阻系數(shù)；Re為雷諾數(shù)；a′，b′為摩阻系數(shù)常數(shù)。

當(dāng)鉆井液流動(dòng)處于層流狀態(tài)時(shí)，a′=24，b′=1；當(dāng)鉆井液流動(dòng)處于紊流狀態(tài)時(shí)，系數(shù)a′和b′由流性指數(shù)決定，如式（9）所示：

式中：n 為流性指數(shù)。

循環(huán)過(guò)程的摩阻壓耗如式（10）所示：

式中：Δpf為循環(huán)摩阻壓耗，Pa；vf為鉆井液流速，m/s；L 為井筒長(zhǎng)度，m；d 為當(dāng)量直徑，m。鉆頭壓耗如式（11）所示：

式中：Δpb為鉆頭壓耗，Pa；cb為噴嘴流量系數(shù)；Ao為鉆頭噴嘴的當(dāng)量面積，m2。

2.4 高溫高壓鉆井液密度和流變參數(shù)模型

2.4.1 鉆井液密度計(jì)算模型

由于流體的密度會(huì)受到溫度壓力的影響，因此應(yīng)結(jié)合循環(huán)的溫度場(chǎng)來(lái)計(jì)算溫度壓力對(duì)鉆井液密度的影響，鉆井液密度計(jì)算模型如式（12）所示[24]：

式中：ρf0為參考密度，kg/m3；p0為參考?jí)毫?，Pa；T0為參考溫度，℃；a，b，c為鉆井液密度的特性系數(shù)；T為溫度，℃；p為壓力，Pa。

2.4.2 鉆井液流變參數(shù)計(jì)算模型

在高溫高壓條件下，鉆井液流變曲線近似為1 條曲線且不經(jīng)過(guò)原點(diǎn)，而赫巴流變模式因?yàn)槠渚C合冪律和賓漢2 種流變模式，能更好地描述鉆井液在高溫高壓條件下的流動(dòng)特性，因此鉆井液流變模式采用Herschel-Bulkley模型[25-26]描述，赫巴流變模式表達(dá)式如式（13）所示：

式中：τ為剪切應(yīng)力，Pa；τ0為屈服值，Pa；K為稠度系數(shù)，Pa·sn；γ為剪切速率，s-1。

從溫度與壓力條件對(duì)鉆井液赫巴流型流變參數(shù)的影響進(jìn)行分析，建立溫度、壓力條件對(duì)鉆井液屈服值、稠度系數(shù)和流性指數(shù)影響的數(shù)學(xué)模型如式（14）所示[27]：

式中：f（ζ）可分別代表τ0，K和n；f（ζ0）為參考τ0，K和n；Aζ，Bζ，Cζ為鉆井液流變參數(shù)的特性系數(shù)。

3 耦合數(shù)學(xué)模型的求解

3.1 邊界條件

1）在井口，地表溫度和注入鉆井液溫度為已知溫度，鉆井液出口壓力等于大氣壓力。

2）在井底，鉆柱內(nèi)的溫度與環(huán)空溫度相等。

3.2 初始條件

海底泥線以上的井筒溫度等于海水溫度，如式（15）所示：

海底泥線以下的井筒溫度等于地層溫度，如式（16）所示：

3.3 求解算法

首先進(jìn)行井筒空間離散化，確定網(wǎng)格時(shí)間、空間和徑向的步長(zhǎng)，時(shí)間域包含求解過(guò)程計(jì)算的整個(gè)時(shí)間段，空間域包含整個(gè)環(huán)空和鉆柱節(jié)點(diǎn)，通過(guò)離散求解模型[28]，再不斷迭代求解耦合模型，計(jì)算井筒內(nèi)溫度壓力剖面，其求解流程如圖4所示。

圖4 井筒溫度壓力場(chǎng)耦合模型求解流程Fig.4 Solution process of wellbore temperatur e and pressure field coupling model

4 超高溫高壓井實(shí)例計(jì)算

以海上某超高溫高壓井（D井）為例進(jìn)行分析，該井水深90 m，鉆井液入口溫度為33 ℃，鉆井液排量為16 L/s，地溫梯度4.1 ℃/100m，海面溫度為25 ℃。鉆具組合為：?215.9 mm PDC鉆頭+高溫閥芯浮閥+LWD+MWD+?206.4 mm倒劃眼扶正器+堵漏短節(jié)+?165.1 mm鉆鋌×13 根+?165.1 mm震擊器+411*520 轉(zhuǎn)換接頭+?139.7 mm加重鉆桿×14 根+521*HT38 轉(zhuǎn)換接頭+?101.6 mm鉆桿×1 500 m+HT38*520 轉(zhuǎn)換接頭+?139.7 mm鉆桿。D井井身結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)數(shù)據(jù)如表1所示，井筒內(nèi)各單元的物理性質(zhì)如表2所示。

表1 井身結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)數(shù)據(jù)Table 1 Basic data of wellbore structure

表2 井筒內(nèi)各單元的基礎(chǔ)數(shù)據(jù)Table 2 Basic data of each wellbor e unit

4.1 井筒溫度壓力耦合變化規(guī)律

根據(jù)所建立的溫度壓力場(chǎng)耦合計(jì)算模型，計(jì)算溫度和ECD耦合計(jì)算結(jié)果，與實(shí)例井現(xiàn)場(chǎng)隨鉆數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，以驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，實(shí)例井溫度和ECD耦合計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值對(duì)比如圖5所示。

由圖5可知，鉆井液出口溫度的計(jì)算值和實(shí)測(cè)值的最大誤差為4.85%，ECD的計(jì)算值和實(shí)測(cè)值的最大誤差僅為0.97%，表明本文模型計(jì)算精度較高。

圖5 實(shí)例井溫度和ECD耦合計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值對(duì)比Fig.5 Comparison between coupling calculation results and measured values of temperature and ECD of example well

基于基礎(chǔ)數(shù)據(jù)進(jìn)行井筒溫度壓力耦合計(jì)算后，得到井筒溫度剖面分布情況如圖6所示，井筒壓力分布情況如圖7所示。

圖6 井筒溫度剖面分布情況Fig.6 Pr ofile distribution of wellbore temperature

圖7 井筒壓力的分布情況Fig.7 Distribution of wellbore pressure

由圖6中可以看出，由于地層高溫的影響，環(huán)空和鉆柱內(nèi)鉆井液的溫度差值比較小，鉆柱和環(huán)空井底處溫度值均為127.56 ℃；鉆井液在上返流動(dòng)過(guò)程中，環(huán)空溫度值將先增加后降低，井深為4 060 m時(shí)達(dá)到最高溫度128.50 ℃，這是由于鉆井液在沿環(huán)空向上流動(dòng)過(guò)程受到地層溫度影響，將持續(xù)吸收地層熱量，直到傳遞給鉆桿的熱量與從地層吸收的熱量達(dá)到平衡，環(huán)空內(nèi)鉆井液將達(dá)到最高溫度值。由圖7可知，在同一井深處對(duì)應(yīng)鉆柱和環(huán)空內(nèi)壓力值，在井底處鉆柱和環(huán)空內(nèi)壓力值基本相等；但在井口處鉆柱和環(huán)空內(nèi)壓力差值為12.13 MPa。

4.2 鉆井液的物性參數(shù)變化對(duì)耦合結(jié)果的影響

4.2.1 對(duì)井筒溫度的影響

由于高溫高壓下鉆井液性能的變化將對(duì)井筒溫度場(chǎng)產(chǎn)生影響，分別計(jì)算考慮溫壓對(duì)鉆井液密度的影響、考慮溫壓對(duì)鉆井液流變性的影響、不考慮溫壓對(duì)鉆井液物性參數(shù)的影響、同時(shí)考慮溫壓對(duì)鉆井液密度和流變性的影響4 種條件下的井筒溫度分布大小，如圖8所示，其中同一線型，左側(cè)表示鉆柱溫度在不同條件下隨井深的變化，右側(cè)表示環(huán)空溫度隨井深的變化。

圖8 鉆井液性能對(duì)井筒溫度場(chǎng)的影響Fig.8 Influence of drilling fluid perfor mance on wellbore temperature field

由圖8可知，綜合考慮溫度壓力對(duì)鉆井液物性參數(shù)影響作用所得井筒溫度，大于不考慮溫度壓力對(duì)鉆井液物性參數(shù)影響作用時(shí)的井筒溫度，且兩者之間的誤差隨井深的增加越來(lái)越大，相對(duì)于上部淺層段，下部地層段受到的影響大，而在井底兩者溫度計(jì)算結(jié)果差值高達(dá)13 ℃；此外，鉆井液流變性變化對(duì)井筒溫度的影響大于鉆井液密度變化的影響。因此，超高溫高壓鉆井過(guò)程中進(jìn)行井筒溫度場(chǎng)預(yù)測(cè)時(shí)，應(yīng)綜合考慮鉆井液性能受溫度壓力的影響。

4.2.2 對(duì)井筒壓力的影響

考慮溫度壓力對(duì)鉆井液性能的影響作用，計(jì)算得到井底壓力隨循環(huán)時(shí)間的變化規(guī)律如圖9所示。

圖9 井底壓力隨循環(huán)時(shí)間的變化規(guī)律Fig.9 Change of bottomhole pressure with circulation time

由圖9可知，在開始循環(huán)時(shí)井底壓力將隨著循環(huán)時(shí)間的增加而逐漸增加，循環(huán)一定時(shí)間后井底壓力將趨于穩(wěn)定。在剛開始循環(huán)時(shí)間段，井底壓力上升速度較快，是由于剛循環(huán)時(shí)井底溫度高，鉆井液平均溫度值較高，鉆井液平均密度較低；隨著循環(huán)時(shí)間的增加，鉆井液平均溫度值明顯降低，鉆井液的平均密度和流變性增加，因此井底壓力也逐漸增加；隨著循環(huán)時(shí)間的增加，井筒內(nèi)溫度場(chǎng)逐漸達(dá)到平衡，井底壓力逐漸穩(wěn)定。

4.2.3 對(duì)密度的影響

分別計(jì)算考慮溫度、壓力及溫度壓力綜合對(duì)鉆井液密度的影響，得到鉆進(jìn)循環(huán)時(shí)不同井深處鉆井液密度的分布情況如圖10所示，其中同一線型，左側(cè)表示環(huán)空內(nèi)鉆井液密度在不同條件下隨井深的變化，右側(cè)表示鉆柱內(nèi)鉆井液密度變化。

圖10 溫度和壓力對(duì)鉆井液密度的影響Fig.10 Influence of temperature and pressure ondrilling fluid density

由圖10可知，溫度對(duì)鉆井液密度的影響大于壓力對(duì)鉆井液密度的影響；僅考慮溫度影響時(shí)，不同井深處鉆井液密度均小于入口密度值，且在地層段受高溫的影響鉆井液密度明顯小于入口密度值；而僅考慮壓力影響時(shí)，鉆井液密度大于入口密度值，且隨井深逐漸增加。因此，若采用鉆井液入口處的密度預(yù)測(cè)井底壓力會(huì)產(chǎn)生較大誤差，在實(shí)際預(yù)測(cè)中應(yīng)綜合考慮溫度壓力對(duì)鉆井液密度的影響進(jìn)行井底壓力求解。

4.2.4 對(duì)ECD的影響

分別計(jì)算考慮密度、流變性及密度流變性綜合對(duì)當(dāng)量循環(huán)密度ECD的影響，得到不同井深處ECD的變化對(duì)比情況如圖11所示。

圖11 不同井深處ECD的變化對(duì)比情況Fig.11 Comparison of ECD change at different well depths

由圖11可知，僅考慮溫度壓力作用下鉆井液密度對(duì)ECD的影響程度大于流變性對(duì)ECD的影響；僅考慮密度變化的ECD明顯低于兩者都未考慮時(shí)的ECD；而僅考慮流變性變化的ECD 略低于兩者都考慮時(shí)的ECD。計(jì)算結(jié)果表明，考慮密度和流變性兩者變化對(duì)鉆井液影響的ECD比兩者變化都不考慮時(shí)的ECD低，相當(dāng)于井底壓力相差0.93 MPa，這對(duì)超高溫高壓窄安全密度窗口地層壓力控制有很大的影響。因此，在海上超高溫高壓鉆井過(guò)程中，有必要綜合考慮溫度壓力對(duì)鉆井液密度和流變參數(shù)的影響，耦合求解預(yù)測(cè)井筒溫度壓力場(chǎng)，以降低超高溫高壓地層窄密度窗口中的安全鉆進(jìn)風(fēng)險(xiǎn)。

5 結(jié)論

1）基于流體力學(xué)和傳熱學(xué)理論，綜合考慮超高溫高壓井筒環(huán)境對(duì)鉆井液密度以及鉆井液流變參數(shù)的影響，建立海上超高溫高壓鉆井井筒溫度和壓力耦合預(yù)測(cè)模型，分析鉆井液循環(huán)期間井筒溫度壓力的變化規(guī)律。

2）對(duì)于井筒溫度而言，鉆井液流變性變化的影響大于鉆井液密度變化的影響，耦合計(jì)算溫度結(jié)果要大于不耦合計(jì)算的溫度值，且兩者之間的溫差隨井深的增加越來(lái)越大，兩者溫度差值在井底高達(dá)13 ℃。因此，在超高溫高壓鉆井過(guò)程中進(jìn)行井筒溫度場(chǎng)預(yù)測(cè)時(shí)，應(yīng)綜合考慮鉆井液性能受溫度壓力的影響。

3）對(duì)于鉆井液密度而言，溫度的升高將降低鉆井液密度，而壓力的升高將增加鉆井液密度，但溫度對(duì)鉆井液的影響大于壓力對(duì)鉆井液密度的影響，因此在實(shí)際預(yù)測(cè)中應(yīng)綜合考慮溫度壓力對(duì)鉆井液密度的影響進(jìn)行井底壓力求解。

4）而對(duì)于井筒壓力而言，鉆井液密度變化對(duì)ECD的影響要大于流變性對(duì)ECD的影響，且耦合計(jì)算的ECD要小于不耦合計(jì)算的ECD，兩者差值可達(dá)0.022 g/cm3。為降低窄密度窗口中的安全鉆進(jìn)風(fēng)險(xiǎn)，海上超高溫高壓鉆井過(guò)程中預(yù)測(cè)井筒溫度壓力場(chǎng)時(shí)有必要綜合考慮溫度壓力對(duì)鉆井液密度和流變參數(shù)的影響。