M油田高壓鹽膏層固井技術研究與應用

蔣 凱 羅宇維 史 元 許前富

（1.中國海洋石油國際有限公司； 2.中海油田服務股份有限公司）

高壓鹽膏層固井技術一直是固井界公認的難題。近50年來，面對鹽膏層環空竄槽和套損等固井難題，固井界進行了廣泛深入的研究，取得的成果主要有［1］：提出了用于計算巖鹽層蠕變速率的巖鹽層蠕變模式；開發出了抗鹽水泥添加劑并使用鹽水水泥漿固井；提出了采用上覆巖層壓力作為套管外壓的計算載荷以及采用高強度、厚壁套管和多層（組合）套管或尾管等措施防止或減小套損。然而鹽膏層固井問題仍然沒有根本解決。

M油田區域蓋層第三系Lower Fars組以石膏、鹽巖、頁巖為主，埋深3 000m左右，厚約800m，夾層存在高壓鹽水，地層孔隙壓力系數最高為2.2，坍塌壓力系數最高為1.88，破裂壓力系數為2.4～2.9，地溫梯度3.35℃／100m；壓力過渡帶為硬石膏層，隔層厚度5 m。該油田鹽下層第三系Jeribe組—白堊系Nahr Umerz組以碳酸鹽巖為主，厚約1 200m，地層孔隙壓力系數為1.1～1.2，坍塌壓力系數最高為1.31，破裂壓力系數為2.3～3.1，縫洞發育。某國際知名油田服務公司在該油田進行了十多口井的固井作業，但鹽膏層固井質量差，大多數井口帶壓，部分井在固井過程中發生井漏，鉆穿壓力過渡帶時發生高壓鹽水竄流。因此，分析高壓鹽膏層固井水泥環失效機理，開發高壓鹽膏層固井工藝技術，有助于解決米桑油田和類似油氣田的水泥封固質量問題。

1 M油田鹽膏層固井主要技術難點

M 油田鉆井采用 φ762.00mm、φ508.00mm、φ339.70mm、φ244.50mm套管和φ168.28mm 尾管的5層套管程序井身結構，用φ244.50mm套管封固高壓鹽膏層段，該層段固井作業的主要技術難點有：

（1）安全壓力窗口窄，鉆井液和水泥漿密度設計難，容易引起鹽膏層蠕變速度過快或地層漏失。研究表明，鹽膏巖埋深超過1 500m時，受溫度和壓力的影響，隨埋深的增加，強度不斷下降［2］；其穩態蠕變速率與液柱壓力、地層壓力和溫度成函數關系［3］。而 M油田鹽膏層埋深近3 000m，強度低、易蠕變；要想降低蠕變速率，使得水泥環有足夠的厚度保護套管和防止層間竄槽，就必須有較高的鉆井液密度和水泥漿密度。然而，該油田高壓鹽膏層段存在高壓鹽水夾層，漏失壓力相對較低，過高密度的環空流體會壓漏地層，造成水泥漿返高不夠。此外，水泥漿漏失后，環空壓力降低，鹽膏巖蠕變加劇，水泥環變薄，封固質量變差。

（2）壓力過渡帶隔層薄，隔層上下壓差大，水泥環封隔困難，容易竄槽。M油田的壓力過渡帶隔層厚度只有5m，為無水硬石膏層，φ311.15mm井眼只進入石膏層1m，隔層上下地層孔隙壓力相差1.1g／cm3左右。如果φ244.50mm套管沒有封住管鞋以上高壓層，下部正常壓力的產層段則難以正常作業。

（3）鹽膏層厚，封固段長，水泥漿上下“同凝”困難大。M油田發育有厚度為800m左右的鹽膏層，長度近3 000m井段為封固段，頂底溫差大，高密度鹽水水泥漿的強度發展較慢，在鹽巖沖蝕增大含鹽量和大溫差作用下，頂部水泥漿強度發展更慢，甚至超緩凝。此外，長封固段固井作業也容易造成井漏和水泥硬化期間因失重過大而發生欠壓竄槽。

（4）夾層鹽水孔隙壓力高，水泥漿液柱壓力壓穩難；高密度水泥漿凝固過程失重大，壓穩難，容易發生水竄。

2 鹽膏層固井特點及水泥環失效機理分析

2.1 鹽膏層固井特點

與其他沉積巖地層相比，鹽膏層固井具有如下特點：

（1）鹽膏巖蠕變造成水泥硬化前井徑不斷縮小。鹽膏巖是塑性地層，在一定的溫度壓力下會發生蠕變，其蠕變過程分為瞬態蠕變、穩態蠕變和加速度蠕變等3個階段［3］。在鉆開鹽膏層初期（即3～5d）發生瞬態蠕變，地層蠕動速率很快，然后慢慢減小進入穩態蠕變期，此后隨著時間的推移，蠕變速率加劇，進入加速度蠕變期。分析認為，在低于上覆巖層的當量密度下，不管井內流體的密度多高，鹽膏巖都會不斷蠕變，導致井徑不斷縮小；流體密度越小，鹽膏巖裸眼暴露時間越長，則井眼尺寸越小。

（2）鹽巖沖蝕和溶解致使從下至上環空水泥漿的含鹽量不斷增多，從而使水泥漿性能發展復雜變化。研究表明，水泥漿對鹽巖的沖蝕程度隨鹽濃度的增加而減少，隨環空返速增大而增大，5%以下的NaCl水泥漿在2m／s流速下的溶解速率可達0.06 kg／（s·m2）左右［4］；低鹽度水泥漿在層流狀態下與地層接觸后，其鹽質量分數會由3%～5%增加到6%～10%［5］。分析認為，鹽質量分數為3%～5%時使水泥漿促凝，5%～18%時對水泥漿的稠化時間基本不影響，18%～37%時使水泥漿緩凝，大于10%時使水泥漿分散，小于3%時使水泥漿增稠；隨著鹽摻量的增加，水泥石的膨脹率增加，強度發展會逐漸變慢，強度隨之降低。

（3）水泥水化硬化期間與鹽巖不斷滲透和溶解，導致膠結性差。研究表明，高鹽度水泥漿與低鹽度地層接觸，低鹽度地層流體會滲入到高鹽度水泥漿中，導致水泥石中產生有害的滲透壓力，強度下降；低鹽度水泥漿與高鹽度地層接觸，鹽溶產生環空微間隙［6］，水泥漿和鹽巖的膠結性變差。

（4）井眼規則度不斷變差。鹽膏層的非均質性會引起井眼溶解不均，垂向井徑曲線成不規則的“鋸齒”狀或“糖葫蘆”狀；水平應力差會造成井眼蠕變流動不均，徑向井徑成不規則的“橢圓”狀，時間越長，井眼越不規則。

2.2 鹽膏層固井水泥環失效機理分析

鹽膏層固井水泥環的主要作用，體現在2個方面：一是要有足夠厚度，防止套管因鹽膏巖蠕動承受非均質載荷而擠毀；二是要有足夠的水力封固力，防止層間竄流。分析認為，造成鹽膏層固井水泥環失效的主要原因有：

（1）鹽膏巖蠕變欠壓穩，水泥環過薄。當液柱壓力不夠或裸眼暴露時間過長時，環空間隙就會很小，甚至會自愈合，使套管無法下入。實踐證明，當水泥環間隙小于19mm時，固井質量就難于保證。目前，鉆井界大多關心鹽膏層套管能否順利下到位的問題。事實上，在固井施工和水泥強度發展到有支撐作用的這段時間里，蠕變仍在繼續，縮小后的環空間隙可能無法滿足封固質量的要求。

（2）漿柱結構不合理，水泥失重時夾層高壓流體欠壓穩。高密度水泥漿的失重大，尤其是同一配方的水泥漿長封固時，水泥漿在塑態初期就壓不住高壓地層流體，此時水泥基體靜膠凝強度很低，無足夠的防竄能力抵抗地層流體侵入，從而引起竄流。

（3）鹽水水泥漿強度發展所需時間過長，水泥漿的防氣竄能力低。目前國內外大多使用半飽和鹽水水泥漿固井，以減少水泥漿對鹽巖的溶解并獲得微膨脹性能。但鹽水水泥漿的早期強度低，當鹽（NaCl）摻量大于10%（BWOC）時，失去早強作用；當鹽摻量為15%時，早期強度損失達39.4%［4］。水泥強度發展太慢，液態和固態的轉換時間過長，一方面增加了界面溶蝕和滲透的時間以及形成微環空間隙的機會，另一方面延長了水泥漿能夠竄流的時間，使地層流體在環空中竄得更遠，甚至竄通全井。

（4）井眼不規則，鉆井液密度高，頂替效率低。鉆井液密度不夠、抑制能力不強、裸眼暴露時間長等因素都會加劇井眼不規則度。另外，井眼的不規則和高粘切的高密度鉆井液增加了提高頂替效率的難度。

3 抗鹽防漏防竄水泥漿體系開發

優良的高壓鹽膏層固井水泥漿須滿足如下條件：①抗鹽，即鹽溶、鹽蝕對水泥漿的性能影響不大；②防漏，即能提高薄弱層的承壓能力，增加對鹽巖蠕變和對地層流體的壓穩能力；③防竄，即鹽溶、鹽蝕后早期強度發展快，液態至固態的過渡時間短，API失水小于50mL，自由液為零。

由于常規高密度NaCl水泥漿存在觸變性強、早期強度低、臨界靜膠凝強度達到240Pa的過渡時間長等缺點，為此研發出了抗鹽、防漏和防竄的PCHDS CMT高密度KCl水泥漿體系，其配方基本組成為：G級水泥＋淡水＋消泡劑PC-X60L＋KCl＋降失水劑PC-G80S＋分散劑PC-F44L＋防竄增強劑PC-GS12L＋緩凝劑PC-H21L＋防漏增韌劑PCB60＋細鐵礦粉PC-D20＋粗鐵礦粉PC-D30。該水泥漿體系性能評價結果如下：

（1）抗鹽能力

①溶鹽能力。把鹽柱埋在水泥漿里，在90℃，21MPa的增壓養護釜養護24h后，測量鹽柱的質量損失。圖1是某一常規高密度鹽水水泥漿體系與PC-HDS CMT水泥漿體系的溶鹽能力對比，結果表明PC-HDS CMT水泥漿抑制鹽溶的能力更強。

圖1 NaCl和KCl 2種水泥漿體系溶鹽能力對比（90℃、21MPa增壓養護釜養護24h）

②鹽侵對水泥漿性能的影響。在PC-HDS CMT水泥漿混合水中加入NaCl，測量水泥漿的性能，結果如表1所示。從表1可以看出鹽侵對該水泥漿性能的影響較小。

（2）防漏能力

在PC-HDS CMT水泥漿中加1%（BWOC）左右的PC-B60，測量水泥漿的性能，結果表明該水泥漿在0.5mm的裂縫中的承壓可提高5MPa，有利于壓穩地層流體和壓穩鹽膏層蠕變。

（3）防竄能力

表2為稠化時間同樣是294min的PC-HDS CMT 5%KCl與18%NaCl的鹽水水泥漿體系性能對比情況，可以看出，PC-HDS CMT水泥漿的失水更低，靜膠凝強度48～240Pa的過渡時間更短，強度發展時間縮短了86min，強度發展到3.5MPa所需要的時間縮短了120min，24h抗壓強度更高，綜合防竄能力更強。

表1 鹽侵對PC-HDS CMT水泥漿性能的影響

表2 2種水泥漿體系防竄性能對比（稠化時間為294min）

4 雙壓穩模型研究及配套固井工藝設計

4.1 雙壓穩模型研究

從鹽膏層固井水泥環失效機理可以看出，要固好高壓鹽膏層，既要有足夠的漿柱壓力壓穩地層，使蠕變速率控制在合理的范圍，又要有足夠的過平衡壓力壓穩地層流體，還要有好的防氣竄水泥漿，因此提出了鹽膏巖蠕變壓穩和地層流體壓穩的鹽膏層固井雙壓穩理念，并建立了相應的壓穩模型。

（1）鹽膏巖蠕變壓穩模型

大量實踐表明，當水泥漿稠度達到50Bc時，水泥漿就難于泵送，但此時水泥還沒有強度，在地層水平應力差的作用下隨鹽膏層蠕變流動而流動；當水泥環的強度達到3.5MPa時，就能支撐套管和井壁。蠕變壓穩就是通過調整井內流體壓力和塑性地層的暴露時間，使水泥強度發展到3.5MPa（500psi）前，關鍵封隔層段的環空間隙不小于19mm。當水泥強度達到3.5MPa時，環空水泥失去蠕變流動能力，環空間隙幾乎不再變化。

蠕變后的環空間隙計算方法為

式（1）中：μ為蠕變后的環空間隙，mm；D為通井后起鉆時鹽膏層井徑，mm；ε為由測井資料計算出的蠕變速度，mm／h；T為開始起鉆至固井后水泥強度發展到3.5MPa所需的時間，h；d為套管外徑，mm。

環空間隙小于19mm，表明鉆井液密度過低，或開始起鉆至固井后水泥強度發展到3.5MPa所需的時間過長，此時應采取增加鉆井液密度、擴眼、改技術套管為技術尾管和快凝水泥漿固井等技術措施，有效增加環空水泥厚度，提高固井質量。

（2）地層流體壓穩模型

早期的固井壓穩計算方法通常采取等水柱法，即比較地層孔隙壓力和水泥漿失重至水的密度后環空靜液柱壓力的大小。如果前者小于后者，則表示能壓穩，否則為欠壓穩。

等水柱的失重計算方法為

式（2）中：p為水泥漿失重至水的密度后的失重值，MPa；ρ′為地層流體頂部快凝水泥漿密度，g／cm3；h為地層流體頂部快凝水泥漿長度，m。

實踐證明，用常規密度水泥漿固φ244.50mm套管，大多數井能滿足等水柱壓穩的固井要求，固井質量良好。然而，用高密度水泥漿固井，因水泥漿和水的密度差過大，要使水泥漿失重至水的密度下仍然能夠壓穩地層流體，環空就需要比較大的過平衡壓力，大多數井的安全壓力窗口為零或負窗口，無法滿足等水柱固井要求。

水泥從液態、塑態到固態，其水化程度通常用靜膠凝強度來衡量。由靜膠凝強度的定義可以推出水泥漿的失重值p″計算公式為

式（3）中：p″為水泥漿失重值，MPa；γ為水泥漿靜膠凝強度，Pa；h為地層流體頂部快凝水泥漿長度，m；D為井眼直徑，mm；d為套管外徑，mm。

1986年，Fred L.Sabins在不同靜膠凝強度的水泥漿中注射氣體，觀察氣體是否滑脫上浮，得出水泥漿靜膠凝強度達到240Pa后就能防止氣竄的結論。后經試驗證明，如果水泥漿的防氣竄能力不強，即滲透率大、水泥收縮和孔隙流體粘度太小等，即使水泥漿靜膠凝強度達到300Pa也會氣竄；當水泥漿的靜膠凝強度發展到240Pa時，如果水泥漿失重值較大，大多數井環空有效液柱壓力無法壓穩地層流體。

事實上，水泥漿的防竄能力是水泥漿失重后有效靜液柱壓力和氣竄阻力之和。當水泥水化至有一定結構力時，一方面因水泥顆粒間的相互搭接力減少了有效靜液柱壓力，另一方面水泥的孔隙逐漸變小又增加了氣竄阻力。

鑒于用常規密度1.9g／cm3水泥漿在φ311.15mm井眼中固φ244.50mm套管的質量普遍較好，由公式（2）、（3）可以得出此時等水柱固井的靜膠凝強度為150Pa，即150Pa靜膠凝強度值可以作為計算固井最小過平衡壓力的依據，而水泥發展到150Pa以后造成的新的欠壓可由水泥防氣竄添加劑產生的防氣竄阻力來填補。

地層流體壓穩就是通過調整井內流體壓力，使關鍵地層流體段的環空水泥靜膠強度發展到150Pa前，水泥失重后的靜液柱壓力不小于地層孔隙壓力。

將γ=150Pa代入公式（3），可得地層流體壓穩的計算方法為

式（4）～（6）中：p1為水泥靜膠凝強度達到150Pa時的靜液柱壓力，MPa；p0為水泥失重前地層流體頂部總靜液柱壓力，MPa；D為井眼直徑，mm；d為套管外徑，mm。h為地層流體頂部快凝水泥漿長度，m；p2為地層孔隙壓力，MPa；ρ為地層流體當量密度，g／cm3；H為地層流體頂部垂高，m；K為水泥漿壓穩系數。

K≥1，則壓穩地層流體。K＜1，則地層流體欠壓穩，此時應優化漿柱結構，在滿足返高封固要求的前提下盡量縮短快凝水泥漿長度，減少失重；應采取加重鉆井液、加重前置液或環空憋壓候凝等方法，提高過平衡壓力。

4.2 雙壓穩固井配套工藝設計

（1）按上覆巖層壓力梯度設計套管柱。

（2）鹽膏層頂部技術套管進入鹽膏層內，擴大鹽膏層固井的安全壓力窗口；鹽膏層技術套管或技術尾管下至漏失層頂部，防止漏封。

（3）使用強抑制性、強封堵的高密度低粘切鉆井液，最大限度保證井眼規則。

（4）測鹽膏層蠕變速率，并根據蠕變速度、通井起鉆至固井水泥漿強度發展到3.5MPa所需時間預測環空間隙，據此決定是否需要提高鉆井液密度、是否需要擴眼和是否需要改技術套管為技術尾管。

（5）采用雙級固井、雙凝水泥漿固井，縮短高壓鹽水層段水泥漿的稠化時間，增大壓穩系數。

（6）裸眼段使用半剛性螺旋扶正器，提高居中度。（7）使用高密度半飽和鹽水前置液。

5 應用效果

M油田高壓鹽膏層用φ244.50mm×P110／C95／N80×BTC套管封固，φ244.50mm套管下深2 956m左右，其中FQCN-25井采用密度2.28g／cm3鉆井液鉆進，四臂測井徑，測得 MB2純鹽層蠕變最嚴重，Y井徑蠕變速率0.936mm／h，X井徑蠕變速率0.535mm／h。從通井起鉆到尾漿強度發展到3.5MPa需要52h左右，井徑將從起鉆前的φ323mm（相當于標準容積附加20%后的井徑）縮小到Y井徑φ274mm，X井徑φ295mm，即蠕變最嚴重的層段環空間隙在15～25mm。

FQCN-25井采用雙級固井：一級固井采用雙凝水泥漿體系，2.33g／cm3速凝尾漿封至高壓鹽水層頂部，2.33g／cm3緩凝首漿封至分級箍，循環候凝，MB4高壓鹽水層頂部2 338m處壓穩系數為1.018；一級返高1 967m，進入φ339.70mm套管194m，封固989m。二級固井也采用雙凝水泥漿體系，速凝漿封固分級箍以上約200m，井口加壓4MPa候凝；二級返至地面，全井段封固。

FQCN-25井固井質量電測結果為：井口、分級箍、管鞋等關鍵層位的封固質量較好，CBL幅值平均在10%附近；膏層段封固質量相對較好，CBL幅值平均在20%～25%；泥巖、頁巖、鹽層、泥巖膏巖互層等層位的CBL幅值平均在30%～40%。

本文研究成果已在M油田其余6口井取得成功應用，每口井的固井質量都滿足封固要求，井口壓力為零。

6 結論

通過對鹽膏層固井失效機理分析，針對M油田高壓鹽膏層固井作業的主要技術難點研發出了具有抗鹽、防漏、防竄性能的PC-HDS CMT高密度KCl水泥漿體系，建立了鹽巖蠕變壓穩模型和地層流體壓穩模型，設計了配套的雙壓穩固井工藝，在M油田7口井高壓鹽膏層固井作業中得到了成功應用，保證了固井質量，為繼續安全順利鉆完井作業創造了良好條件，并取得以下認識：

（1）對于高壓鹽膏層固井，蠕變壓穩和地層流體壓穩是基礎，防氣竄水泥漿是保障。沒有壓穩，再好的水泥漿也無法固好井。

（2）與常規高密度NaCl固井水泥漿體系相比，新研發的PC-HDS CMT高密度KCl水泥漿體系能有效抑制鹽膏巖的溶解、縮短水泥的過渡時間、提高水泥的早期強度和薄弱層的承壓能力，更適合高壓鹽膏層固井。

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