流-固-化耦合條件下硬脆性泥頁巖井壁漸進破壞效應探討

肖志強，賈善坡,2，亓憲寅,，戴永浩，呂方，賈陸鋒，溫曹軒

(1.長江大學巖土力學與工程研究中心，湖北荊州，434023；2.東北石油大學非常規油氣研究院，黑龍江大慶，163318；3.中國科學院武漢巖土力學研究所巖土力學與工程國家重點實驗室，湖北武漢，430071；4.湖北省油田化學產業技術研究院，湖北荊州，434000)

中深層勘探開發是東部油田近年勘探開發的重點，因其埋藏深，巖性水敏性強，裸眼浸泡時間長，同時存在裂縫，加劇了井壁失穩，使中深層硬脆性泥頁巖的井壁穩定成為制約鉆速的瓶頸[1-3]。因此，從降低鉆井成本以及加快油氣田勘探開發的角度出發，對泥頁巖井壁穩定性問題進行深入的研究具有非常重要的意義。NP 凹陷屬于典型的陸相淡水湖泊沉積盆地，形成了半深湖-深湖相暗色泥頁巖和油頁巖等優質烴源巖，主力烴源巖為沙河街組巖性圈閉，埋藏深度超過4 000 m，發育著幾百米的硬脆性泥頁巖。沙河街組硬脆性泥頁巖黏土礦物含量較高、微裂縫發育，在實鉆過程中，壓差滲透、裂縫自吸水及長時間浸泡引發的泥頁巖水化效應顯著，剝落掉塊，導致井徑變化較大，經常造成鉆具阻卡、電測遇阻等井下復雜情況，嚴重影響鉆井效率。地層原有的力學平衡及化學平衡，在井眼鉆開后便被打破，由于液壓梯度和化學梯度的共同作用，導致了井壁圍巖浸泡區的出現，滲流擴散效應和鉆井液對泥頁巖的水化作用，使得浸泡區圍巖成為了隨著時間而變化的非均質體，這一系列的影響導致了泥頁巖井壁經歷了一個非常復雜的過程。針對泥頁巖井壁穩定性的研究，國內外學者已經開展過很多工作，但由于研究方向的不一致以及問題的高度復雜性，導致了研究成果的不一致，并且每一種理論都有其一定的局限性。YEW 等[4]將泥頁巖水化膨脹應力比擬為熱膨脹變溫應力，將水向頁巖中的運動比擬成熱擴散。根據熱彈性力學理論，對泥頁巖水化產生的力學效應建立了定量化模型。該理論模型考慮了含水量的變化對泥頁巖井壁穩定的影響效應，但是忽略了泥頁巖與鉆井液之間化學作用的本質；張樂文等[5-6]應用半透膜等效孔隙壓力理論研究了泥頁巖與水基鉆井液之間的相互作用，建立了泥頁巖地層井壁穩定的力化耦合模型，但是該研究未考慮離子擴散和離子交換對泥頁巖水化的影響；HEIDUG 等[7-9]建立的泥頁巖吸水膨脹耦合模型，該模型較全面地研究了井壁穩定的力學-化學耦合效應，但沒有考慮到流體孔隙壓力與巖石變形之間的聯合作用；CHEE 等[10-13]在綜合考慮泥頁巖-鉆井液體系中的電化勢、離子運移和流體流動、溶質擴散過程的非線性以及流體流動和離子運移對固體變形影響的基礎上，建立了泥頁巖井壁穩定流-固-化耦合模型，但是該模型中存在著很多難以確定的參數，不方便實際應用，同時也未考慮到地層鉆井卸載以及塑性變形。泥頁巖地層一經鉆開，便打破了其原有的平衡狀態，井壁圍巖參數會隨著與鉆井液接觸的時間變化而發生變化。因此，一個有效的井眼預測模型應該使發生在泥頁巖地層中的力學以及物理化學動態過程得到體現。NP凹陷W號構造為巖性圈閉，其埋藏深度為3 800～4 500 m。東二段至沙河街井段中鉆遇到層理和微裂隙都比較發育的大段硬脆性泥頁巖，在鉆井過程中表現為易塌、易漏等復雜情況，導致該地區的鉆井效率被嚴重制約。本文作者總結前人的研究成果，并對硬脆性泥頁巖理化性能、微觀結構以及力學特性進行分析，解釋其失穩機理。為了探索井眼破壞的演化規律，通過考慮鉆井過程中巖石的實際卸載過程、強度弱化以及塑性變形的特性，建立了泥頁巖井眼漸進破壞耦合模型，從機理上提高了保持硬脆性泥頁巖井壁穩定的認識，為鉆井液的優選提供參考依據。

1 泥頁巖組成及理化性能試驗

在實鉆過程中，沙河街組泥頁巖井徑變化較大，井壁失穩問題突出。因此，需要對泥頁巖的巖性、礦物組成、微觀結構及水化等方面開展測試研究。

1.1 地層礦物組成

利用X線衍射儀，對W號構造3口井沙河街組泥頁巖段巖芯進行全巖礦物和黏土礦物分析，全巖礦物和黏土礦物組成與質量分數如表1和表2所示。

從表1和表2可以看出：沙河街組泥頁巖的礦物主要為黏土和石英，另外不同程度地發育著長石、方解石、白云石等，脆性礦物(石英、長石和方解石)較為發育，其中石英質量分數為6.71%～39.94%；黏土含量整體較高，其質量分數為19.09%～43.06%，黏土礦物中較為發育的主要為伊利石以及伊/蒙混層，沙河街組礦物中均未見蒙脫石的發育，其中伊利石質量分數為34.47%～56.64%，伊/蒙混層質量分數為6.72%～39.74%。

1.2 泥頁巖細觀構造

探究黏土礦物晶體的定向排列、膠結結構以及微裂隙的發育和分布狀況要從泥頁巖的微觀結構入手。目前研究巖石內部微裂縫等微觀結構普遍所采用的有效手段是利用環境掃描電鏡進行觀察。利用掃描電鏡分析W 號構造沙河街組泥頁巖微觀構造和黏土礦物賦存形態，掃描結果如圖1所示。

從圖1可以看出：W號構造沙河街組泥頁巖內部微裂縫、微孔洞等發育程度較高，微裂縫以及微孔洞的發育一方面破壞了泥頁巖的結構完整性，弱化原巖的力學性能，另一方面也為鉆井流體侵入地層提供了流動通道。鉆井流體通過這樣的通道侵入地層不僅可能誘發水力劈裂作用促使井眼加劇破壞，更重要的是與地層中的黏土礦物以及有機質等發生作用，造成井壁坍塌等事故。

1.3 鉆井液體作用對泥頁巖結構的影響

泥頁巖中的黏土礦物在遇到水的情況下，會發生水化膨脹的現象，沙河街組泥頁巖黏土礦物中以伊利石以及伊/蒙混層較為發育，蒙脫石晶層間的連接力很弱，因此，能在其晶層間以及顆粒外表面進行水化作用，水化膨脹性很強，而伊利石晶層間的連接較緊密，水化膨脹僅能發生在顆粒外表面，水化膨脹性相對較弱，各種黏土礦物的水化膨脹能力由大到小排序為：蒙脫石，伊/蒙混層，伊利石，高嶺石，綠泥石。可見：不同黏土礦物的水化膨脹能力不同，以至于不同的黏土礦物遇水后吸水膨脹速率相差很大，進而產生相差很大的膨脹壓力；再者鉆井流體會使微裂縫尖端產生應力集中，這些因素的存在很可能導致泥頁巖的最終破壞。

圖1 W-82井泥頁巖巖芯掃描電鏡圖像Fig.1 SEM images of shale core in well W-82

采用高倍偏光顯微鏡觀察泥頁巖在流體作用后細觀結構的變化。圖2和圖3所示分別為清水及水基鉆井液作用下，高倍偏光顯微鏡下觀察到的巖樣結構變化及微裂縫的形態特征。可見：清水、鉆井液侵入前的巖樣結構較為致密、完整，而經過清水、鉆井液一段時間的作用后，泥頁巖表面發生了變化，這是泥頁巖內部微裂紋的萌生、擴展以及分叉所導致的結果，從而進一步破壞了原巖的完整性以及弱化原巖的力學性能，并且清水、鉆井液還將沿微裂縫侵入到泥頁巖的內部，與泥頁巖發生水化作用進一步破壞泥頁巖的結構，加劇井壁的破壞。

1.4 陽離子交換容量

陽離子交換即陽離子交換性吸附，是泥質巖重要特征之一，陽離子交換容量是指黏土礦物的表面可用于交換陽離子的數量。泥頁巖的陽離子交換容量是全部黏土礦物陽離子交換的總和。陽離子的交換容量越大，表示黏土能夠攜帶的負電荷越多，越能從周圍的介質中吸附更多的陽離子來中和多余的負電荷，即陽離子交換容量越大越有利于泥頁巖表面水化。因此，可以利用陽離子的交換容量，來預測地層潛在的水敏性。黏土在水中分散時，吸附的陽離子要從黏土表面擴散，泥頁巖地層中黏土礦物的含量較大，通過測定泥頁巖的陽離子交換容量(CEC)，可以反映出泥頁巖的水化、膨脹和分散能力，是評價地層水化膨脹能力的重要依據。

對泥頁巖巖樣處理后測定陽離子交換容量，W 號構造沙河街組泥頁巖的陽離子交換容量分布范圍為90～235 mmol/kg，平均為146.25 mmol/kg，表明沙河街組泥頁巖具有一定的水化能力，水基鉆井液作用下易發生井下失穩。

圖2 清水沿微裂縫侵入Fig.2 Clear water intrusion along micro-cracks in shale

圖3 鉆井濾液作用下的微裂縫形態變化Fig.3 Morphological changes of micro-cracks under action of drilling filtrate

2 鉆井液對泥頁巖力學性質影響試驗

泥頁巖的力學特性是影響井眼穩定性的重要因素。由于硬脆性泥頁巖的水化特性顯著，在對其進行鉆井時，對鉆井液具有很高的要求，鉆井液的優選對保持硬脆性泥頁巖地層的井壁穩定起著決定性的作用

2.1 原巖力學特性

考慮到泥頁巖的水敏性，針對鉆井巖芯進行干冰冷凍，采用液氮冷卻鉆頭，鉆取試驗所用巖樣。取自W-82井沙河街組泥頁巖巖芯進行原巖三軸壓縮力學特性測試，三軸應力應變曲線如圖4所示，泥頁巖彈性模量為18.27～23.59 GPa，泊松比為0.12～0.23，內聚力為24.14 MPa，內摩擦角為21.7°。另外，對5個沙河街組巖樣進行了巴西劈裂試驗，抗張強度為1.13～6.09 MPa，平均值為4.41 MPa。

脆性是巖石的一種固有力學特性，并受巖石組分、結構以及圍壓、溫度等因素的影響、控制。目前，巖石礦物組分及彈性參數是石油工程領域應用較為廣泛的2種巖石脆性評價指標：基于巖石礦物組分的脆性評價和基于巖石彈性參數的脆性評價。參考賈善坡等[14-15]的研究成果，基于脆性礦物的泥頁巖脆性評價結果為：W-82 井沙河街組泥頁巖脆性指數為0.664，W-96井沙河街組泥頁巖為0.809，W-81井沙河街組泥頁巖為0.569。

圖4 W-82井泥頁巖原巖三軸試驗結果(深度為4 150 m)Fig.4 Triaxial test results of original rock in W-82 well(depth of 4 150 m)

RICKMAN等[16]在對北美地區泥頁巖的彈性模量、泊松比進行統計的基礎上，考慮彈性模量越大，泊松比越小，則脆性越大，提出了利用彈性模量和泊松比2個參數表征巖石的脆性強弱。利用上述泥頁巖的三軸壓縮測試分析結果：巖芯1 號(圍壓為0 MPa)對應的脆性指數為0.424，巖芯2號(圍壓為25 MPa)為0.367，巖芯3 號(圍壓為50 MPa)為0.326。表明該區的泥頁巖呈現出較高的脆性。

2.2 鉆井液體作用對泥頁巖力學性質的影響

為探究泥頁巖力學性質在鉆井液作用下的變化規律，為鉆井液保持巖石強度性能的評價提供依據，開展了工區在用鉆井液作用下巖石力學特性測試。

由于泥頁巖鉆井巖芯獲取困難，且用于開展三軸試驗的有效巖芯非常有限，采用史氏壓入硬度法測試鉆井液對泥頁巖壓入硬度影響。硬度反映了巖石抵抗工具侵入破壞的能力，壓入硬度試驗對巖樣形狀的要求較直剪試驗和三軸壓縮試驗低，便于大量進行測試分析。

將泥頁巖浸泡在鉆井液中，通過測試不同浸泡時間下泥頁巖的壓入硬度，描述泥頁巖強度的變化特征。選取同一位置泥頁巖分別開展原巖、浸泡鉆井液6 h 和12 h 的壓入硬度試驗，共開展4組，試驗結果如表3所示。從表3可以看出：隨著浸泡時間的增加巖樣的壓入硬度逐漸降低，并且浸泡時間越長壓入硬度降低越明顯，這些規律表明了鉆井液對其強度的影響不可忽略。

表3 壓入硬度隨著鉆井液浸泡時間的變化Table 3 Change of indentation hardness with drilling fluid immersion time

由于該工區巖芯短缺，對鄰區同層位泥頁巖進行了測試分析，結果表明：在對巖樣進行浸泡的過程中，沙河街組樣品的完整性被破壞，發現有宏觀裂縫產生，部分巖樣破碎成碎塊，水化程度較為嚴重。分別進行泥頁巖在鉆井液中浸泡0 h(原巖)，6 h 和12 h 后的單軸和三軸壓縮試驗，試驗結果如表4所示。從表4可知：在同一圍壓下，隨著硬脆性泥頁巖在鉆井液中浸泡時間的增加，其力學強度逐漸降低，浸泡6 h 后強度平均降低16.32%，浸泡12 h后強度平均降低23.10%。

表4 鉆井液浸泡作用下泥頁巖強度變化Table 4 Shale strength changes under drilling fluid immersion

3 泥頁巖井眼破壞流-固-化耦合模型

綜合上述對泥頁巖理化性能和力學特性試驗分析結果可知，導致該區鉆井過程中井壁失穩的主要因素有以下幾點：一是泥頁巖黏土含量較高且黏土礦物中伊/蒙混層較為發育，作為膨脹性與非膨脹性黏土相間的礦物，較易吸水致使非均勻性水化膨脹，類似的規律通過陽離子交換試驗再次證明，該區的泥頁巖易與外來流體發生水化作用，減弱泥頁巖結構強度。二是沙河街組泥頁巖內部微裂隙和微孔洞較為發育，提供了外來流體侵入泥頁巖內部的通道以及水化作用的空間，造成巖石強度降低，增加井壁坍塌風險。三是W 號構造沙河街組泥頁巖脆性相對較強，在鉆井過程中的應力釋放(卸荷)、井筒壓力波動、機械鉆速低或浸泡時間長更易導致井壁巖石破裂，為鉆井液侵入提供通道，誘發、加劇井壁垮塌。因此，研究泥頁巖井眼漸進破壞動態演化時須考慮鉆井液在地層中的擴散與滲透以及巖石的強度弱化行為[17]。

3.1 吸水擴散模型

泥頁巖在井眼鉆開后便與鉆井液接觸，受到水力梯度和化學勢梯度的驅動，引起了水和離子的相互傳遞。泥頁巖的吸水過程十分復雜，這里令ω表示吸附水量的質量分數，它隨著時間和空間而發生變化，依據質量守恒方程建立了水分的擴散方程[18]：

式中：Cf為泥頁巖吸水擴散系數。吸水擴散系數表征了地層水變化傳遞的速度，可通過泥頁巖吸水擴散試驗測得。相應的邊界和初始條件按照遠場以及井壁的含水量來確定。

3.2 壓力傳遞模型

考慮到泥頁巖的半透膜特性，化學勢差的存在會促使鉆井液中的一些離子發生運移，導致了地層的水活度發生改變。活度指的是鹽溶液和純水的逸度比，表征了溶液中化學勢的強弱，鉆井過程中地層流體的活度計算模型為[19]

式中：D為活度擴散系數。活度擴散系數表征了地層水活度傳遞的快慢，可以通過頁巖的壓力傳遞試驗數據擬合得到。

地層的孔隙壓力在鉆井液進入地層后，受到地層流體與鉆井液之間的化學勢差和水力壓差的共同作用而重新分布。在綜合考慮了化學勢差和流體的流動之后，建立了孔隙壓力的計算模型[20-21]：

式中：k為泥頁巖的滲透率；υ為流體黏度，mPa ?s；C為流體的壓縮系數，Pa-1；φ為孔隙度；p為地層的流體壓力，MPa；Im為膜效率；R為氣體常數，8.314 m3?Pa/(K ?mol)；T為熱力學溫度，K；V為水的偏摩爾體積，1.80×10-5m3/mol；θ為鉆井過程中地層流體活度；θshale為泥頁巖中地層水活度。

3.3 井眼破壞模型

有效應力可根據Biot 有效應力原理，表示如下：

式 中：σij為總應力張量；α為Biot 系數；δij為Kronecker符號。

根據已建立的壓力傳遞模型并結合有效應力原理以及彈塑性力學理論[22]，建立綜合考慮化學勢變化、流體流動與骨架變形耦合的本構方程，表示如下：

式中：De為彈性剛度張量；ε為總應變張量；εp為塑性應變張量；εij=(ui,j+uj,i)/2，dεij= dui,j；ui為巖石骨架的位移分量。

考慮到泥頁巖的實際抗拉能力，井眼的破壞準則采用的是修正的Drucker-Prager 準則(簡稱D-P準則)。針對于拉剪型的應力狀態，常規的D-P 準則不適用，它只是考慮了壓剪型的應力狀態，而在拉剪區將會失去實驗基礎，高估了巖石的抗拉能力。當采用過平衡鉆井方式時，由于井底的壓力高于地層壓力，在井眼處可能會有拉剪型應力狀態的出現，故而有必要對常規D-P 準則進行修正，修正后的D-P準則示意圖如圖5所示。基于賈善坡等[23]的修正思想，采用Rankine 最大拉應力準則對常規的D-P準則進行修正，屈服函數表達式為

式中：q為Mises 應力；σm=(σ′1+σ′2+σ′3)/3 為有效圍壓應力；c為巖石黏聚力；?為巖石內摩擦角；l0=c0-σt，c0為原巖黏聚力，σt為巖石抗拉強度。

圖5 修正的Drucker-Prager準則Fig.5 Modified Drucker-Prager criteria

從式(6)可知：若l0= 0，修正過后的D-P 準則就變為了原D-P準則。修正過后的D-P準則處處都是光滑的，是一個正則屈服準則且便于數值的計算。

泥頁巖的強度參數隨著地層含水量而發生變化，結合相關試驗成果[21]可知，強度參數的變化趨勢近似是隨著含水量動態線性衰減，將式(1)和式(6)進行耦合，可建立水化泥頁巖強度弱化動態模型，即：

式中：cb為當含水量為ωb時的黏聚力；?b為當含水量為ωb時的內摩擦角；Ks為黏聚力系數；Ls為內摩擦角系數。

3.4 模型的數值實現

基于上述分析，本文通過采用解耦的數值處理方法，首先針對相對獨立的水分擴散方程進行求解，然后將壓力傳遞模型與固體變形進行間接協同耦合進行求解，整個過程涉及到ABAQUS 軟件內嵌的2個計算模塊，也就是巖土固結模塊和質量擴散模塊。

雖然巖土介質的流-固耦合場與質量擴散場在數值計算上表現為較大的差異性，但究其本質兩者都是包含了線性化與時步離散(或載荷增量)2 個基本內容，也就是將流-固體場和擴散場按照2 個獨立的系統分別進行設計、計算，每一時步上的參數耦合是通過數據通訊的方式進行實現，不斷地在每一時步上修正相關的系數，并且這種相互修正是在一系列的時步上交叉進行的。在賈善坡等[24-25]的研究基礎上，以MATLAB 為平臺，ABAQUS 為求解器，開發了計算泥頁巖井眼動態破壞的軟件，通過編制ABQMAIN 子程序實現各個計算模塊之間數據的存儲和通訊，強度參數的弱化則是通過USDFLD 子程序來進行實現，程序的流程見圖6。

圖6 多場耦合程序系統程序結構Fig.6 Flowchart of multifield coupling code

4 實例分析

本文以欠平衡鉆井方式下鉆開地層為例，分析是否考慮水化作用對井眼漸進破壞的影響規律。

4.1 工程概況

W號構造位于渤海灣盆地黃驊坳陷NP凹陷的西部，是重要的勘探區帶，已鉆遇地層自下而上依次為古近系沙河街組、東營組，新近系館陶組、明化鎮組和第四系平原組。W 號沙河街組巖性圈閉，面積為356 km2，最大厚度為840 m，閉合幅度為1 000 m，上覆沙一段大套泥頁巖可作為良好蓋層，有利于形成自生自儲的大型巖性油氣藏。

依據鉆井井史、鉆井液總結報告及完井卡片，對該區內已鉆的20 余口井目標層井下復雜情況進行統計，分析表明：井下復雜情況以井漏現象最為突出，其次為井眼掉塊、坍塌，井漏發生次數約為井壁失穩的4倍，目標層位地層破裂壓力系數大都在1.80 以上(表5)，井下復雜井段所用鉆井液當量密度最大為1.6，結合巖芯觀察和成像測井資料，井漏段地層井周裂縫較為發育，提高鉆井液當量密度，對井壁垮塌、擴徑的抑制效果不理想，部分井的鉆井液當量密度由1.23 提高至1.39 時，井徑反而增大。

沙河街組硬脆性泥頁巖發育微裂縫，同時存在部分微孔洞，這些孔縫為鉆井濾液侵入地層內部提供通道，加之地層黏土含量較高，常規鉆井過程中濾液的侵入或自吸水的發生容易引起水化膨脹，再加上高滲流能力裂縫的存在，使常規鉆井過程中容易出現井漏等鉆井問題。為避免或減少在鉆井過程中出現相關的問題，實施欠平衡鉆井方式是解決上述有關問題的有效途徑。從表5可知：沙河街組地層壓力系數高于1.3，故欠平衡鉆井循環鉆井液選用水基鉆井液體系。本文以W-82井為研究對象，該井上覆無海水，井深為4 745 m，鉆遇地層主要為明化鎮組、館陶組、東營組和沙河街組地層，用于勘探W 號構造沙河街組巖性圈閉含油氣情況，四開采用液相欠平衡鉆井技術，欠平衡鉆進于4 146.93～4 745.00 m，欠平衡進尺為598.07 m。

表5 W號構造地層壓力測試結果Table 5 Pressure test results of W structural formation

4.2 計算模型及參數

為模擬沙河街組4 250 m附近井眼穩定性，對模型進行離散采用的是平面應變四邊形單元，由于井眼的對稱性，有限元計算模型取為井眼的1/4，模型長為15 m，長寬比為1:1，模型的中央是井眼，井眼半徑為0.108 m。利用漸變網格技術實現對井眼及模型中間線的局部加密，劃分的網格如圖7所示，網格總數為1 993，節點總數為2 087。

圖7 網格劃分Fig.7 Meshes of analysis model

定義模型邊界條件為：在BC邊施加最大水平地應力，CD邊施加最小水平地應力；OB邊為水平滑移邊界，OD邊為垂向滑移邊界；在模型的內部定義初始孔隙壓力、初始應力、初始地層含水量、初始地層水活度；地層鉆開之后，AE邊施加井眼液柱壓力、含水量條件、鉆井液活度條件，并根據鉆井液活動設置滲流邊界條件(定義滲透壓力)。

通過有限元軟件模擬井眼漸進破壞過程的計算步驟如下：第一階段為地應力平衡階段，該階段是為了還原初始應力場也就是地層鉆開之前的應力狀態，通過定義模型內部與外部的應力場，使得還原的初始地應力場符合計算的要求；第二階段為鉆井階段，本階段是為了模擬井眼的鉆開，通過單元生死，并施加泥漿壓力模擬鉆井過程(地層被鉆開)，由于該步的時間比較短，并且考慮到泥頁巖的滲透性較低，該步不考慮井壁的滲透性；第三階段為滲流擴散階段，本階段是為了模擬井筒內、外發生的滲流擴散效應，井眼圍巖強度因水化而被減弱，模擬了井眼鉆開完成后53 d 內井壁的破壞過程。

根據室內試驗、現場資料、測井資料以及鄰區地質資料獲得計算所需基本參數：上覆巖層壓力為91.63 MPa，水平最大地應力為81.22 MPa，水平最小地應力為68.72 MPa，地層壓力系數為1.3，地層彈性模量為20.2 GPa，泊松比為0.16，黏聚力為24.1 MPa，內摩擦角為21.7°；根據測井解釋，地層滲透率為(0.13～12.56)×10-3μm2，孔隙度為8.00%。實際鉆井液當量密度為1.2，活度擴散系數為5×10-9m2/s，地層吸水擴散系數為9.5×10-9m2/s；初始地層含水量為2%，飽和含水量為10%。

4.3 不考慮水化情況下的計算結果

為了區分泥頁巖滲流和水化擴散對井眼破壞的影響機制，暫不考慮兩者的耦合，這里僅探討滲流對井眼穩定性的影響。

采用欠平衡鉆井方式打開地層，以鉆井液當量密度為1.0，1.1，1.2 和1.3 為例，對上述計算模型進行數值模擬，探討井眼坍塌破壞過程，地層鉆開后井眼破壞區分布如圖8所示。

從圖8可知：井眼在平行最小地應力方向發生剪切破壞，在這一方向尺寸變大，破壞區為近似的橢圓形狀，與井下成像觀測和室內試驗結果一致。鉆井液當量密度越大，塑性區越小，適當提高鉆井液當量密度，有利于井壁保持穩定。地層鉆開數天后，井眼破壞程度并沒有發生任何變化。

不考慮泥頁巖水化影響，井眼擴大率隨時間的變化曲線如圖9所示。從圖9可知：井眼擴大率隨著鉆井液當量密度的增大而減小，當鉆井液當量密度為1.2 時，鉆開瞬間井眼擴大率在20%以內，隨著時間的增加井眼并沒有繼續擴大。由此可以說明，不考慮水化效應時，井眼鉆開后便趨于穩定，鉆開初期，滲透壓力的梯度較大，滲流場的變化會引起應力場的變化，盡管滲流場的變化會引起應力場的變化，但其變化程度較小，并不足以引起井眼的繼續破壞。

圖10所示為鉆井液當量密度為1.2時，地層鉆開后井壁孔隙壓力分布圖。從圖10可知：孔隙壓力隨著距井壁距離的增大而逐漸增大并趨于初始孔壓，其變化速率隨鉆開時間的增大而減小，鉆開井眼1 d后，滲流場的擾動范圍約為10倍的井眼半徑，鉆開井眼53 d 后的擾動范圍約為50 倍的井眼半徑。

圖8 鉆開后井眼破壞云圖分布Fig.8 Distribution of cloud damage in wellbore after excavation

圖9 不考慮水化作用下的井眼擴大率隨時間變化曲線Fig.9 Curve of wellbore enlargement rate with time under without considering hydration

根據上述分析可知，對硬脆性泥頁巖地層實施欠平衡鉆井來說，鉆井初期出現井壁坍塌等鉆井問題的主要原因是鉆井液所能提供的液柱壓力不能達到地層支撐的壓力。為此在欠平衡鉆井過程中，應減少循環和壓力波動，保證欠平衡鉆井的順利進行。

4.4 考慮水化情況下的計算結果

圖11所示為鉆井液當量密度為1.2時，地層鉆開后井壁孔隙壓力分布圖。從圖11可知：孔隙壓力隨著距井壁距離的增大而逐漸增大并趨于初始孔壓，其變化速率隨鉆開時間的增大而減小，這與不考慮水化影響所得出的規律一致，不同的是考慮水化的情況下，擾動區域的范圍更大，增加的這一部分便是由于水化擴散的影響。

圖12所示為鉆井液當量密度為1.2時，地層鉆開后井眼圍巖含水量分布圖。從圖12可知：含水量隨著距井壁距離的增大而逐漸減小并趨于最小值2%，地層鉆開后早期，含水量變化較為劇烈，存在一定的波動，此后含水量變化速率隨浸泡時間的增大而減小。

圖10 不考慮水化作用下地層鉆開后井壁孔隙壓力分布Fig.10 Pore pressure distribution of wellbore after drilling without considering hydration

圖11 考慮水化作用下地層鉆開后井壁孔隙壓力分布Fig.11 Pore pressure distribution of wellbore after drilling considering hydration

圖12 地層鉆開后井壁含水量分布Fig.12 Water content distribution of wellbore after drilling

圖13 不同距離下地層黏聚力的變化Fig.13 Variation of formation cohesion at different distances

圖14 不同距離下地層內摩擦角的變化Fig.14 Variation of internal friction angle of formation at different distances

圖13和圖14所示分別為鉆井液當量密度為1.2時，地層巖石黏聚力和內摩擦角分布圖。由于二者都受到含水量的控制以至于兩者的分布規律與井壁圍巖含水量的分布規律相類似，在地層鉆開早期變化較為劇烈，此后變化減弱，然后逐漸地趨于一個定值。

鉆井液當量密度為1.0 和1.3 時井眼漸進破壞過程分別如圖15和16所示。可知：垂向(y方向)的破壞程度和范圍明顯比水平向(x方向)的大，破壞區基本呈橢圓形狀，當鉆井液當量密度為1.0 時，浸泡1，7，14 和24 d 后的最大塑性應變分別為0.80%，1.03%，1.17%和1.30%，而當鉆井液當量密度為1.3時，浸泡1，7，14和24 d后的最大塑性應變分別為0.50%，0.66%，0.73%和0.79%，可見，較小的鉆井液當量密度加劇了井眼的水化破壞。就井眼破壞深度而言，由于水化效應的影響，在井眼浸泡早期，井眼破壞區域增加較為迅速，此后趨于穩定并逐漸呈線性增加趨勢。

圖15 鉆井液當量密度為1.0時井眼漸進破壞過程Fig.15 Progressive failure process of wellbore with a drilling fluid equivalent density of 1.0

圖16 鉆井液當量密度為1.3時井眼漸進破壞過程Fig.16 Progressive failure process of wellbore with a drilling fluid equivalent density of 1.3

圖17所示為不同鉆井液當量密度下的井眼擴大率隨時間變化曲線。從圖17可以看出：隨著浸泡時間增加井眼擴大率逐漸增大，不同鉆井液當量密度下的井眼擴大率隨著鉆井液當量密度增大而減小。對比圖9可知：以鉆井液當量密度為1.2為例，在不考慮水化效應時，雖然有滲流場的影響，但其影響程度還不足以使得井眼擴大率隨著時間發生改變，而考慮水化效應后，鉆井后對應的擴眼率為18.07%，7 d 后對應的擴眼率為58.22%，井眼擴大率增加約40%，可見水化效應對井眼漸進破壞的影響要遠大于單純滲流場的影響。

圖17 考慮水化作用下的井眼擴大率隨時間變化曲線Fig.17 Curve of wellbore enlargement rate with time under considering hydration

根據上述分析可知：在欠平衡鉆井施工條件下，鉆井擾動致使原有裂隙延伸變寬、新的微裂隙產生，微裂隙發生自吸水效應致使泥頁巖水化膨脹，裂縫間聯結強度降低，圍巖整體強度逐漸降低，發生垮塌掉塊現象，是導致井壁漸進失穩的內在因素。為此，在欠平衡鉆井過程中，鉆井速度要快，嚴格控制鉆井液對泥頁巖的抑制性能，并盡量減少循環時間，才能有效保證欠平衡鉆井的順利實施。

4.5 與現場結果對比

為了驗證力-化耦合作用下井眼漸進破壞模型的可靠性與準確性，將數值模擬結果與現場實測資料進行了對比分析。

在實際的井眼鉆開過程中，井眼擴大率只要控制在一定的范圍之內，并且及時地沖洗干凈井底巖屑，不造成井底巖屑的堆積，一般就不會引起卡鉆的事故。工程上一般以平均井徑擴大率不超過15%，產層段最大井徑擴大率不超過30%且最大井徑段占整個產層段比例不超過30%為合格。該井在四開井段采用密度不大于1.2 g/cm3的水基鉆井液體系鉆進沙河街組地層，鉆進過程中井壁基本穩定，僅有幾次輕微井塌，井下未發生復雜情況，井壁穩定條件滿足欠平衡鉆井施工要求，平均機械鉆速為1.78 m/h，根據圖17所示的計算結果，當井眼鉆開后，井眼擴大率計算值約為18%，與現場結果相符。

在采用水基鉆井液體系實施欠平衡鉆井過程中，井筒和地層之間產生負壓差，導致地層中的水向井筒中流動，從而減少了井漏的風險，并且降低了鉆井液對地層的損害，但由于毛細管效應的存在會造成地層巖石發生自吸水化作用，特別是發育的微裂隙，造成泥頁巖的吸水膨脹，水化效應更加顯著，加上井眼缺乏了鉆井液的壓力平衡，加劇了井壁垮塌。中途起鉆和測井工程中曾返出大量掉塊，接立柱困難，短起下鉆必須使用倒劃眼才能進行，從井徑曲線可以看到裸眼段存在多處大井眼井段(圖18)，其中4 265～4 275 m 段井眼擴大率在55%～85%之間，井眼擴大率計算結果約為84%。隨后進行中途測試，至中途測試下鉆通井泥漿浸泡地層長達53 d，掉塊多(圖19)，造成地層失穩，井壁大段坍塌，而本文預測的井眼擴大率已超過100%，垮塌嚴重，與實際鉆井基本吻合，說明本文預測模型可以有效反映泥頁巖井眼漸進動態破壞過程。

圖18 W-82井徑擴大率Fig.18 Diameter expansion rate of W-82 well

圖19 W-82井返出掉塊情況Fig.19 W-82 well returns block

4.6 討論

W 號構造沙河街組泥頁巖破壞的內在原因是微孔洞、微裂隙的發育程度較高，主要包括3個方面：1)原生裂縫較為發育；2)鉆井卸載作用使圍巖產生新的裂縫；3)硬脆性泥頁巖毛細管效應較為顯著，而毛細管效應產生的根本原因則是微裂縫的是否發育以及開度大小，次生裂縫伴隨著毛細管自吸水化作用的發生而產生。過平衡鉆井方式下鉆井液密度較高，使得井筒內的壓力高于地層壓力，產生井筒與地層之間的正壓差，促使原有的孔縫擴張和新的孔縫的產生，使得鉆井流體侵入到地層內部產生水化作用；若采用欠平衡鉆井方式，孔縫的存在會導致產生毛細管效應造成自吸水化作用促使泥頁巖宏觀破壞。無論是以哪種方式侵入地層，產生的水化作用將會促使原有的裂縫擴張和新的裂縫產生，進一步加劇了水化作用。可見，泥頁巖微裂隙發育和逐步擴展是井壁漸進失穩的重要原因。

在欠平衡鉆井方式下(圖20(a))，地層的流體有控制地進入井筒，由于泥頁巖的親水特性致使鉆井流體侵入地層產生倒吸現象，造成水化作用。化學勢差作用下的水流方向取決于鉆井液活度的影響，當鉆井液活度較大時，化學勢差作用下的水流方向指向地層，當鉆井液活度較小時，水流方向則指向井筒。化學勢差和負壓差的綜合效應是否能抵制毛細管力下的水流方向，主要取決于鉆井液的活度和密度，但過低的鉆井液密度會導致地層的支撐壓力減小，從而增大了井眼圍巖擾動區，加大了裂縫的擴展，也會加劇自吸現象。針對這種問題，有效的解決方法是提高鉆井液的抑制能力，控制鉆井液的活度，降低自吸水效應。

圖20 鉆井過程中水相流動示意圖Fig.20 Schematic diagram of water phase flow during drilling

過平衡鉆井方式下(圖20(b))，井筒壓力大于地層壓力，正壓差驅動井筒中的流體向地層侵入，使得鉆井流體更多地進入地層，加劇了泥頁巖的水化作用，弱化了圍巖強度。同欠平衡鉆井方式一樣，化學勢差作用下的水流方向取決于鉆井液活度的影響，但其影響的程度不足以抵抗正壓差和毛細管力的共同作用，總的水流方向指向地層，從而造成泥頁巖的水化作用。總體而言，過平衡鉆井方式下的井眼擾動程度較欠平衡鉆井方式弱，但過平衡鉆井方式下的水化作用比欠平衡鉆井方式的強。針對這種問題，有效的解決方法是在提高鉆井液抑制性的同時優選出有效的封堵材料加入鉆井液中以強化鉆井液的封堵性。

水化作用是影響井壁坍塌的重要因素，無論是欠平衡鉆井方式還是過平衡鉆井方式，都會產生水化作用，過平衡鉆井方式較欠平衡鉆井方式下水化更劇烈，更加不利于井壁的穩定，而影響水化作用的根本原因是微裂縫的發育與擴展。綜上，有效的解決對策為：1) 優選有效的抑制劑，加入鉆井液中以抑制硬脆性泥頁巖中的黏土礦物；2)優選有效的封堵材料，加入鉆井液中以封堵微裂縫、微孔洞，降低鉆井液侵入地層的能力；3)優選潤濕反轉劑，加入鉆井液中以改變巖石表面潤濕性，防止毛細管自吸效應。

5 結論

1)綜合有效應力原理并結合吸水擴散和壓力傳遞模型，建立了綜合考慮化學勢變化、流體流動與骨架變形耦合的泥頁巖井眼漸進破壞分析模型，為了利用該模型模擬硬脆性泥頁巖井眼動態破壞的整個過程，以ABAQUS 軟件為求解器，編制了計算程序，計算得到的結果與實際鉆井基本吻合，驗證了提出模型的有效性。

2)考慮水化影響條件下，井眼擴大率隨著鉆井液浸泡時間的增大而增大，水化效應對井眼漸進破壞的影響要大于滲流場的影響。以鉆井液當量密度1.2為例，不考慮水化效應時，隨著時間的增加井眼并沒有繼續擴大，而考慮水化效應后，7 d 后的井眼擴大率增加約40%，水化起著非常重要的作用。

3)中深層硬脆性泥頁巖微裂隙較為發育，地層中伊/蒙混層礦物和伊利石含量較高，泥頁巖易自吸水水化膨脹，為鉆井過程中易發生井壁失穩的根本原因，在欠平衡鉆井初期井眼并未出現失穩問題，隨著浸泡時間的增加，井壁逐漸失穩。因此，在硬脆性泥頁巖地層中實施鉆井技術，僅僅依賴于提高鉆井液密度來維護井壁穩定的方法不太可取，有效的解決方法則是強化鉆井液的封堵性以及提高鉆井液的抑制能力。