海上油田壓回法壓井參數變化規律及設計方法*

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(北京) 北京 102249)

海上油田壓回法壓井參數變化規律及設計方法*

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(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變化規律及設計方法[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，當鉆頭不在井底或者鉆具堵塞、刺漏等無法建立循環時，特別是鉆井時存在溢油風險、有些區塊含H2S等有毒氣體時，壓回法壓井是重要的壓井方法。基于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變化規律，結果表明：壓回法壓井排量越大，壓井時間越短；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施。在此基礎上，提出了壓回法壓井參數設計方法，從而為海上鉆井井噴壓井參數設計提供了指導作用。

海上油田；鉆修井壓井；壓回法；壓井參數；變化規律；設計方法

在鉆井、修井過程中，當井底壓力小于地層壓力時會發生溢流，須進行壓井重新建立井筒壓力與地層壓力的平衡。常規壓井方法有工程師法、司鉆法和邊循環邊加重法，這些方法都是通過循環來建立平衡。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時，特別是海洋鉆井存在溢油風險，有些區塊鉆遇H2S等有毒氣體，此時壓回法壓井可以有效防止溢油和有毒氣體到達地面。壓回法又稱硬頂法、平推法，目前國內外對其進行了一系列研究[1-10]，如：1999年，P.Oudeman[1]針對空井井筒內全為靜止氣體的情況，對壓回法壓井進行了研究，并進行了現場驗證；2002年，U.V.Valiejo-Arrieta[2]針對氣井生產，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，考慮地層壓力恢復速度對壓回法壓井參數進行了計算；2012年，張興全 等[8]主要分析了儲層滲透率對壓回法實施的影響，并對壓回法施工過程中井口套壓的變化規律進行了分析；2013年，孫曉峰 等[9-10]考慮氣體滑脫建立了壓回法壓井計算模型。以上研究都沒有從多相流理論出發建立完整的多相流壓回法計算模型，本文從多相流理論出發，建立了壓回法壓井模型，分析了壓井參數變化規律，給出了壓回法壓井參數設計方法，從而為海上鉆井井噴壓井參數設計提供指導作用。

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生后，通過壓井管匯或鉆柱直接向井筒內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個區域，即上部單相液體區、中間氣液兩相區和下部單相氣體區(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才能壓井成功。壓井液排量越大，壓井時間越短，泵壓也越大，但要受到地面設備及管線的限制[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為套管抗內壓強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) 質量守恒方程。

氣體質量守恒方程

(3)

液體質量守恒方程

(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分別為傳質速率、夾帶速率、沉積速率，kg/(m3·s)；G為質量源，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[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每個體積單位的傳熱，J/m3；Eg、EL、ED分別為氣體、液體和液滴質量單元的能量交換，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壓井液漏失(濾失)到地層，其漏失量[8,12]可根據達西公式推導，而且要考慮有濾餅和無濾餅2種情況，即實施壓回法之前等待了一段時間已經形成濾餅和發現溢流之后立即實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 壓井參數變化規律模擬分析

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的壓井液進行壓回法壓井。從該井泵壓模擬結果(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，壓井時間越短。這主要是因為在地層物性一定的情況下，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

其他壓井參數一定，分別采用黏度5 mPa·s和20 mPa·s的壓井液進行回壓法壓井。從該井泵壓模擬結果(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，并且氣泡向下運移的速度快，壓井時間較短。這主要是因為壓井液黏度越大，氣體上升的阻力越大，向上的滑脫速度相應減小，被壓入地層時間就越短。從截面含氣率模擬結果(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時井筒內截面含氣率(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量密度1.84 g/cm3壓井液進行回壓法壓井。從該井泵壓模擬結果(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，隨著壓井的進行，壓井液密度越大，泵壓越低，套管鞋處壓力越大，但井筒內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

通過溢流時間控制溢流體積，對溢流10 min和20 min進行對比分析。從該井模擬結果(圖6、7)可以看出，在其他壓井參數一定的情況下，溢流體積越大，所需初始泵壓越大，壓井時間也越長，但是最終的泵壓基本相同。這主要是因為溢流體積越大，井筒內的氣體越多，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(不同溢流時間條件下)

圖7 海上某油田B井壓井過程中井筒內截面含氣率(不同溢流時間條件下)

2.5 漏失速度

從該井模擬結果(圖8、9)可以看出，在其他壓井參數一定的情況下，地層單位壓差的漏失速度越大，泵壓越小，但壓井時間基本相同。這主要是因為在壓井液排量一定的情況下，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時井筒內截面含氣率(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，從發現溢流到壓井成功，壓回法壓井過程可以劃分為3個階段(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，非循環時泵壓為零，循環鉆進時泵壓為正常鉆進泵壓。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，此階段泵壓達到最大值，壓裂地層，或者達到地層的漏失速度，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 壓井參數設計方法

海上某油田B井在鉆井過程中發生井噴，利用司鉆法壓井時發現鉆桿上部刺漏，無法建立井口到井底的循環，常規壓井方法無法實施，只能實施置換法和壓回法等非常規壓井方法。仍以該井為例闡述壓回法壓井參數設計步驟，包括壓回法壓井可行性分析和壓井參數設計。

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施的關鍵因素，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，一旦發生地層破裂，還需要其他處理方法；本文只對第二種情況進行分析，因此漏失速度的大小決定了壓回法壓井能否實施。

根據公式(2)計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施壓回法壓井。

根據B井井身結構和鉆具組合數據，計算得到最小的注入速度為840 L/min，為節約壓井時間取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(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施。通過達西公式計算，B井的漏失速度大約為30 000 m3/(d·MPa)，因此可以實施壓回法壓井。

表1 海上某油田B井壓井參數計算結果(壓井液排量為1 500 L/min條件下)

3.2 壓井液排量設計

壓井液排量是壓回法壓井過程中非常重要的壓井參數。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，否則將對壓井設備提出很高的要求，并威脅到井口設備和套管的安全。

模擬得到的該井漏失速度為30 000 m3/(d·MPa)時，不同壓井液排量下壓回法壓井參數變化規律見表2。從表2可以看出，壓井液排量為500 L/min時，壓井速度低于氣泡的滑脫速度，無法將氣體壓入地層，這也進一步驗證了公式(2)的正確性。壓井液排量為3 000 L/min時，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進行分析，結果表明泵壓不是很高，固井泵或壓裂車都可以提供穩定的壓力，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成威脅。綜合考慮壓井參數，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井壓井參數計算結果(氣體漏失速度為30 000 m3/(d·MPa)條件下)

4 結論

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變化規律，結果表明：壓回法壓井可分為溢流、流體壓縮和流體壓回等3個階段；壓井液排量越大，壓井泵壓越大，但是壓井時間越短；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施。

2) 壓回法壓井參數設計方法是首先根據多相流理論和地層物性對壓回法壓井可行性進行分析，然后模擬分析不同壓井液排量下壓回法壓井參數，最后根據井口設備、壓井設備和套管強度確定最終的壓井液排量和泵壓等壓井參數。

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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目“中海油井的完整性技術體系研究(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年畢業于中國石油大學(華東)鉆井工程專業，2016年獲得中國石油大學(北京)博士學位，現主要從事海洋石油鉆完井方面的設計研究工作。地址：北京市朝陽區太陽宮南街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