強(qiáng)交變熱載荷下頁巖氣井水泥環(huán)完整性測(cè)試

林元華 鄧寬海 易 浩 曾德智 唐 亮 韋 奇

1.“油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程”國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室·西南石油大學(xué)2.中國石化西北油田分公司石油工程技術(shù)研究院 3.重慶欣雨壓力容器制造有限責(zé)任公司

0 引言

頁巖氣井大規(guī)模水力壓裂過程中，因井筒內(nèi)的溫度、壓力波動(dòng)及持續(xù)變化、循環(huán)加卸載引發(fā)的水泥環(huán)完整性問題將威脅到井筒的完整性[1-6]。四川盆地內(nèi)有關(guān)國家級(jí)頁巖氣示范區(qū)的生產(chǎn)實(shí)踐表明[7-9]，現(xiàn)場(chǎng)工程師對(duì)整個(gè)固井項(xiàng)目進(jìn)行了全面的分析和認(rèn)真處理，水泥漿被頂替到了合適的位置，并且最初也提供了良好的密封性，但廣泛采用“分段壓裂+水平井”開發(fā)形式，在經(jīng)歷后續(xù)的壓裂井口壓力高達(dá)90 MPa、注采、CO2注入[10-11]等作業(yè)后，引發(fā)了溫度、壓力的周期性變化，從而導(dǎo)致了頻繁油氣井井口竄流、環(huán)空帶壓或相應(yīng)層段水泥環(huán)膠結(jié)質(zhì)量惡化等現(xiàn)象，如川渝氣區(qū)數(shù)口頁巖氣井（N209、N210、N203等）在壓裂后，油層套管與技術(shù)套管環(huán)空出現(xiàn)了帶壓（6～24.5 MPa）[12]，嚴(yán)重時(shí)還會(huì)導(dǎo)致油氣井的報(bào)廢。

針對(duì)井筒內(nèi)交變溫度、壓力及其耦合作用下水泥環(huán)完整性極易失效且亟待解決的問題[13-19]，國內(nèi)外學(xué)者從力學(xué)模型（理論和有限元）[20]、水泥石力學(xué)測(cè)試[21]、室內(nèi)模擬實(shí)驗(yàn)等[22]方面，建立了考慮彈塑性理論和水泥石基本力學(xué)參數(shù)的水泥環(huán)破壞力學(xué)模型[23-30]，主要適用于單次加載作用下的水泥環(huán)力學(xué)完整性研究；但上述研究沒有考慮水泥環(huán)力學(xué)性能衰退及界面力學(xué)特性、加卸載方式、循環(huán)次數(shù)對(duì)套管—水泥環(huán)—地層組合體完整性的影響。因此，對(duì)于頁巖氣水平井分段壓裂過程中的相關(guān)機(jī)理仍需研究。

截至目前，關(guān)于實(shí)物“套管—水泥環(huán)—地層”組合體在交變載荷作用下的完整性實(shí)驗(yàn)研究的報(bào)道不多。Ragnhild等[31-36]基于自主研發(fā)的實(shí)驗(yàn)裝置，首次開展了試樣級(jí)規(guī)模和按比例縮小的“套管—水泥環(huán)—地層”組合體在循環(huán)載荷作用下的完整性研究，并用CT掃描技術(shù)檢測(cè)了水泥環(huán)的開裂及膠結(jié)面剝離過程，其中Ragnhild等實(shí)驗(yàn)測(cè)試過程中的縮放因子為4（實(shí)際生產(chǎn)套管為?244.5 mm，而實(shí)驗(yàn)中模擬套管為 ?60.325 mm）；Vr?lstad等[34]采用的完整性測(cè)試裝置高度、井眼外徑、套管外徑及水泥環(huán)厚度分別為200 mm、76 mm、60.3 mm和8 mm，不能真實(shí)反映井下水泥環(huán)的應(yīng)力裝置及完整性失效（開裂、微環(huán)隙）機(jī)理，且測(cè)試結(jié)果及水泥環(huán)密封完整性失效的載荷循環(huán)次數(shù)均不能直接應(yīng)用于井下實(shí)際工況，也均沒有考慮載荷循環(huán)后水泥環(huán)界面力學(xué)性能變化規(guī)律及其對(duì)后期完整性的影響；Zeng等[22]基于自主研發(fā)的裝置開展了交變壓力作用下水泥環(huán)完整性測(cè)試研究，并取得了一些有價(jià)值的研究成果。

筆者基于自主研發(fā)的實(shí)驗(yàn)裝置，提出了水泥環(huán)完整性在強(qiáng)交變載荷作用下的評(píng)價(jià)方法，開展了全尺寸實(shí)物“生產(chǎn)套管—水泥環(huán)—技術(shù)套管”組合體在強(qiáng)交變熱載荷作用下的密封完整性和力學(xué)完整性測(cè)試研究，分析了熱載荷及其循環(huán)次數(shù)對(duì)水泥環(huán)完整性的影響規(guī)律，弄清了水泥環(huán)在強(qiáng)交變熱載荷下的完整性失效機(jī)理，以期為深部頁巖氣水平井大規(guī)模壓裂施工設(shè)計(jì)提供參考。

1 實(shí)驗(yàn)裝置及方法

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

文獻(xiàn)報(bào)道[28,30]環(huán)空帶壓是涪陵頁巖氣壓裂導(dǎo)致的最嚴(yán)重問題，其中環(huán)空帶壓井高達(dá)86%，而生產(chǎn)套管與技術(shù)套管之間的環(huán)空帶壓高達(dá)71%，意味著生產(chǎn)套管與技術(shù)套管之間的水泥環(huán)完整性失效較為嚴(yán)重。因此，根據(jù)該區(qū)塊典型井身結(jié)構(gòu)和壓裂設(shè)計(jì)工藝制訂了強(qiáng)交變熱載荷下水泥環(huán)完整性的實(shí)驗(yàn)方案，所需的主要材料為生產(chǎn)套管—水泥環(huán)—技術(shù)套管組合體，套管尺寸及水泥環(huán)厚度如表1所示，其中，水泥環(huán)由普通水泥和高強(qiáng)度兩種水泥漿體系養(yǎng)護(hù)形成，普通水泥漿體系主要由G級(jí)水泥+44%水組成，而高強(qiáng)度水泥漿體系由G級(jí)水泥+35%硅粉+3%微硅+3%降失水劑+15%膠乳+1%膠乳穩(wěn)定劑+1%消泡劑+0.55%緩凝劑+41%純水組成，普通水泥石和高強(qiáng)度水泥石力學(xué)性能如表2所示。

表1 生產(chǎn)套管—水泥環(huán)—技術(shù)套管組合體幾何參數(shù)表

表2 水泥石三軸力學(xué)性能表

1.2 實(shí)驗(yàn)裝置

強(qiáng)交變熱載荷作用下的全尺寸實(shí)物水泥環(huán)完整性測(cè)試，主要包括密封完整性測(cè)試和力學(xué)完整性測(cè)試，其中水泥環(huán)密封完整性所需的實(shí)驗(yàn)裝置主要包括：液壓上卸扣試驗(yàn)機(jī)、防偏心水泥環(huán)澆筑系統(tǒng)、特殊加工的P110鋼級(jí)的生產(chǎn)套管（?127.0 mm）和技術(shù)套管（?177.8 mm）、密封外筒、密封堵頭、電阻加熱器、溫控箱、溫度傳感器、壓力傳感器、數(shù)據(jù)采集器、溫度表、壓力表、橡膠密封圈、紫銅墊圈、CO2氣瓶、液氮?dú)馄浚ㄓ糜诮禍兀O2氣泡接收器等，如圖1所示；套管—水泥環(huán)界面力學(xué)完整性所需的實(shí)驗(yàn)裝置主要包括：萬能液壓試驗(yàn)機(jī)、配合夾具、固定支座、推力軸承等。

圖1 強(qiáng)交變熱載荷作用下水泥環(huán)完整性測(cè)試系統(tǒng)圖

1.3 實(shí)驗(yàn)方法

實(shí)驗(yàn)內(nèi)容主要包括：①測(cè)試評(píng)價(jià)初始狀態(tài)下“生產(chǎn)套管—水泥環(huán)—技術(shù)套管”組合體的力學(xué)完整性；②測(cè)試評(píng)價(jià)“生產(chǎn)套管—水泥環(huán)—技術(shù)套管”組合體在強(qiáng)交變熱載荷作用下的密封完整性。具體實(shí)驗(yàn)方法：采用一定的加卸載速率給“生產(chǎn)套管—水泥環(huán)—技術(shù)套管”組合體施加強(qiáng)交變熱載荷（30～90℃，30～120 ℃，30～150 ℃，電阻加熱器升溫至目標(biāo)溫度，通入液氮降溫至30 ℃，反復(fù)升溫—降溫），加卸載過程中記錄頂部環(huán)空壓力的波動(dòng)變化規(guī)律并監(jiān)測(cè)底部環(huán)空是否產(chǎn)生CO2氣泡（具體方法：在生產(chǎn)套管與技術(shù)套管之間的頂部環(huán)空注入2 MPa的突破壓力，采用CO2接收器監(jiān)測(cè)底部環(huán)空是否產(chǎn)生氣泡，分析采集得到的環(huán)空壓力及其波動(dòng)變化規(guī)律，評(píng)價(jià)水泥環(huán)密封完整性）；水泥環(huán)密封完整性失效后，采用上卸扣試驗(yàn)機(jī)取出“生產(chǎn)套管—水泥環(huán)—技術(shù)套管”組合體；開展不同強(qiáng)交變熱載荷作用后“生產(chǎn)套管—水泥環(huán)—技術(shù)套管”組合體力學(xué)完整性測(cè)試，分析套管—水泥環(huán)界面形貌及其損傷情況。

2 測(cè)試結(jié)果及分析

套管—水泥環(huán)之間的底部環(huán)空氣泡監(jiān)測(cè)結(jié)果表明：30～90 ℃交變熱載荷作用下，普通水泥環(huán)和高強(qiáng)度水泥環(huán)出現(xiàn)間斷CO2氣泡的循環(huán)次數(shù)分別為4次和14次，出現(xiàn)連續(xù)氣泡的循環(huán)次數(shù)分別為5和15次，30～120 ℃和30～150 ℃交變熱載荷測(cè)試結(jié)果（表3）。由表3可知，高強(qiáng)度水泥環(huán)耐交變熱載荷的能力均明顯優(yōu)于普通水泥環(huán)，但高強(qiáng)度和普通水泥環(huán)抗竄/密封性能均隨溫度增加而顯著降低。

表3 交變熱載荷作用下底部套管與水泥環(huán)環(huán)空的氣泡監(jiān)測(cè)結(jié)果表

2.1 水泥環(huán)密封完整性測(cè)試結(jié)果及分析

由圖2可知，普通“生產(chǎn)套管—水泥環(huán)—技術(shù)套管”組合體密封完整性測(cè)試過程中，環(huán)空壓力呈周期性的波動(dòng)變化，即因熱脹冷縮效應(yīng)，當(dāng)溫度升高—降低，環(huán)空壓力也對(duì)應(yīng)出現(xiàn)反復(fù)增加—降低的現(xiàn)象。30～90 ℃交變熱載荷下單個(gè)循環(huán)周期為30 min，包括升溫、保溫及降溫；30～120 ℃、30～150 ℃交變熱載荷下單個(gè)循環(huán)周期分別為40、50 min。

圖2 強(qiáng)交變熱載荷下普通水泥環(huán)密封完整性測(cè)試過程中頂部環(huán)空壓力變化規(guī)律圖

對(duì)于30～90 ℃交變載荷作用下，第1次熱載荷循環(huán)后，頂部環(huán)空壓力與初始突破壓力相等（2 MPa）（圖2-a），表明水泥環(huán)密封良好，其密封完整性未被破壞；而在第2次和第3次循環(huán)后，頂部環(huán)空壓力開始降低（小于2 MPa），且降低幅度逐漸增加，但底部環(huán)空沒有監(jiān)測(cè)到CO2氣泡，表明水泥環(huán)可能出現(xiàn)了輕微損傷，但沒有形成連通的微環(huán)隙或裂紋；第4次循環(huán)后，底部環(huán)空有間斷氣泡出現(xiàn)，頂部環(huán)空壓力開始持續(xù)降低，直到溫度再次升高到55 ℃后，間斷氣泡消失且環(huán)空壓力重新增加，表明第4次循環(huán)后，水泥環(huán)密封完整性已被破壞，且有連通的微環(huán)隙形成；在第5次循環(huán)后，底部環(huán)空有連續(xù)氣泡出現(xiàn)，頂部環(huán)空壓力開始持續(xù)降低（與第4次循環(huán)相比，下降速度更快），直到溫度再次升高到62 ℃，間斷氣泡消失且環(huán)空壓力保持穩(wěn)定，表明水泥環(huán)密封完整性完全被破壞，在套管—水泥環(huán)之間形成了明顯的連通微環(huán)隙。由此可知，水泥環(huán)發(fā)生密封性失效的循環(huán)次數(shù)為4次。同樣，對(duì)于30～120 ℃交變熱載荷作用下，第3次循環(huán)后，底部環(huán)空監(jiān)測(cè)到連續(xù)CO2氣泡，頂部環(huán)空壓力出現(xiàn)持續(xù)且快速下降（圖2-b），直到溫度再次升高到65 ℃，CO2氣泡消失，環(huán)空壓力重新增加，表明水泥環(huán)密封性已被破壞，且在水泥環(huán)—套管之間形成明顯的連通微環(huán)隙。同理可知，水泥環(huán)發(fā)生密封失效的循環(huán)次數(shù)為2次。對(duì)于30～150℃交變熱載荷作用下，第1次熱載荷循環(huán)后，底部環(huán)空直接監(jiān)測(cè)到連續(xù)CO2氣泡，且頂部環(huán)空壓力持續(xù)的快速降低（圖2-c），直到溫度再次升高到68 ℃，CO2氣泡消失，環(huán)空壓力停止下降，普通水泥環(huán)密封完整性直接被破壞。

圖3是強(qiáng)交變熱載荷下高強(qiáng)度水泥環(huán)密封完整性測(cè)試過程中環(huán)空壓力變化規(guī)律，測(cè)試過程中的熱載荷加卸載方式與普通水泥環(huán)完全相同。對(duì)于30～90 ℃交變載荷作用下，在前10次熱載荷循環(huán)后，頂部環(huán)空壓力均保持不變（與初始突破壓力相等）（圖3-a），表明高強(qiáng)度水泥環(huán)密封完整性良好。然而，第14次循環(huán)后，底部環(huán)空監(jiān)測(cè)到間斷的CO2氣泡，頂部環(huán)空壓力持續(xù)下降，直到溫度再次升高到55 ℃，CO2氣泡消失，頂部環(huán)空壓力停止下降并重新開始上升，上述現(xiàn)象表明14次循環(huán)后，套管—水泥環(huán)之間形成連通的微環(huán)隙，其密封完整性發(fā)生輕微失效；因而高強(qiáng)度水泥環(huán)在30～90 ℃交變熱載荷下發(fā)生密封性失效的循環(huán)次數(shù)為14次。對(duì)于30～120 ℃交變載荷作用下，第10次循環(huán)后，底部環(huán)空開始監(jiān)測(cè)到間斷的CO2氣泡，頂部環(huán)空壓力也持續(xù)下降（圖3-b），直到溫度再次升高到54℃為止，表明經(jīng)歷10次循環(huán)后，套管—水泥環(huán)之間形成連通的微環(huán)隙，高強(qiáng)度水泥環(huán)密封完整性已輕微失效。因而，高強(qiáng)度水泥環(huán)在30～120 ℃交變熱載荷下發(fā)生密封完整性失效的循環(huán)次數(shù)為10次。對(duì)于30～150 ℃交變熱載荷作用下，第5次循環(huán)后，底部環(huán)空可直接監(jiān)測(cè)到連續(xù)CO2氣泡，頂部環(huán)空壓力持續(xù)且快速下降（圖3-c），直到溫度再次升高到64 ℃為止。

上述現(xiàn)象表明：高強(qiáng)度水泥環(huán)在30～150 ℃交變熱載荷下密封完整性失效的循環(huán)次數(shù)為5次。

圖3 強(qiáng)交變熱載荷下高強(qiáng)度水泥環(huán)密封完整性測(cè)試過程中環(huán)空壓力變化規(guī)律圖

2.2 水泥環(huán)力學(xué)完整性測(cè)試結(jié)果及分析

2.2.1 水泥環(huán)力學(xué)完整性測(cè)試結(jié)果

共開展了11組套管—水泥環(huán)界面力學(xué)性能測(cè)試，其中初始狀態(tài)下的普通水泥環(huán)和高強(qiáng)度水泥環(huán)各1組，3種強(qiáng)交變熱載荷（30～90 ℃，30～120 ℃，30～150 ℃）下密封完整性明顯失效后的普通和高強(qiáng)度水泥環(huán)各3組，高強(qiáng)度水泥環(huán)在30～90 ℃交變熱載荷下循環(huán)11次、12次和13次后各1組，測(cè)試結(jié)果如表4，圖4、5、6和表5所示。需要說明，表4中軸向結(jié)合強(qiáng)度（PA）是圖4峰值軸向壓力（本文定義為剪切力）與生產(chǎn)套管—水泥環(huán)之間接觸面積之比，即PA=F/A；而徑向結(jié)合強(qiáng)度（PR）是圖4、5中水平段軸向壓力平均值（f）與套管—水泥環(huán)之間接觸面積及摩擦系數(shù)（μ）之比，即PR=f/μA。

2.2.2 普通水泥環(huán)力學(xué)完整性測(cè)試結(jié)果及分析

由圖4-a可知，在套管—水泥環(huán)之間的結(jié)合被破壞之前，軸向壓力急劇增加，直到套管—水泥環(huán)之間的膠結(jié)被破壞，套管與水泥環(huán)之間發(fā)生明顯的相對(duì)運(yùn)動(dòng)，軸向壓力急劇下降，且隨著相對(duì)軸向位移的增加而呈波動(dòng)變化，該階段主要克服套管與水泥環(huán)之間的摩擦力（即徑向結(jié)合強(qiáng)度）。熱載荷作用下密封失效后水泥環(huán)的剪切力和結(jié)合強(qiáng)度明顯下降，且降低幅度隨著熱載荷的增加而增大，軸向結(jié)合強(qiáng)度最低下降41.45%（表4）。

表4 水泥環(huán)—套管界面力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果表

2.2.3 高強(qiáng)度水泥環(huán)力學(xué)完整性測(cè)試結(jié)果及分析

圖4 水泥環(huán)—套管界面力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果圖

圖5 水泥環(huán)軸向結(jié)合強(qiáng)度對(duì)比圖

由圖4-b可知，在套管—水泥環(huán)之間的結(jié)合被破壞之前，軸向壓力急劇增加，直到套管—水泥環(huán)之間的膠結(jié)被破壞，套管與水泥環(huán)之間發(fā)生明顯的相對(duì)運(yùn)動(dòng)，軸向壓力急劇下降，且隨著相對(duì)軸向位移的增加而呈波動(dòng)變化，該階段主要克服套管與水泥環(huán)之間的摩擦力（即徑向結(jié)合強(qiáng)度）。熱載荷作用下密封失效后水泥環(huán)的剪切力和結(jié)合強(qiáng)度明顯下降，且降低幅度隨著熱載荷的增加而增大，軸向結(jié)合強(qiáng)度最低下降41.45%（表4）。

由圖4-b和表4可知，高強(qiáng)度水泥環(huán)—套管界面膠結(jié)破壞與普通水泥環(huán)類似，交變熱載荷作用下密封失效后水泥環(huán)的剪切力及結(jié)合強(qiáng)度均顯著下降，且降低幅度隨著熱載荷的增加而增加，其中軸向結(jié)合強(qiáng)度最少降低31.52%。

圖6 不同交變熱載荷作用下密封完整性失效后水泥環(huán)界面形貌圖

表5 高強(qiáng)度水泥環(huán)—套管密封失效前不同循環(huán)次數(shù)的結(jié)合強(qiáng)度表

由圖5可知，密封失效前后高強(qiáng)度水泥環(huán)的結(jié)合強(qiáng)度均高于普通水泥環(huán)，交變熱載荷作用下密封失效后，普通水泥環(huán)膠結(jié)強(qiáng)度下降幅度更大。

由表5可知，高強(qiáng)度水泥環(huán)在30～90 ℃交變熱載荷作用下第9、第10和第11次循環(huán)后，其軸向結(jié)合強(qiáng)度均有一定程度的下降，且下降幅度隨著循環(huán)次數(shù)的增加而增加。

再結(jié)合圖3-a可知，第9、第10、第11次循環(huán)后，頂部環(huán)空壓力有所降低，但沒有發(fā)生密封完整性失效，進(jìn)一步表明：高強(qiáng)度水泥環(huán)在第9、第10、第11次熱載荷作用下已發(fā)生輕微損傷，部分CO2氣體進(jìn)入水泥環(huán)內(nèi)部導(dǎo)致頂部環(huán)空壓力略有降低，但沒有形成連通的微環(huán)隙。

由此可知，強(qiáng)交變熱載荷作用下，盡管水泥環(huán)密封完整性未損傷，但界面力學(xué)性能的衰退和下降一定程度上也會(huì)影響水泥環(huán)及井筒后期的完整性。由此可知，交變熱載荷對(duì)高強(qiáng)度水泥環(huán)密封完整性和力學(xué)完整性均具有顯著的負(fù)面影響，且密封失效后的高強(qiáng)度水泥環(huán)—生產(chǎn)套管之間結(jié)合強(qiáng)度會(huì)急劇降低，顯著增加熱載荷作用下井口抬升的風(fēng)險(xiǎn)。

2.3 水泥環(huán)界面形貌

由圖6可知，交變熱載荷作用下密封完整性失效后，普通水泥環(huán)出現(xiàn)表面脫落及掉塊和嚴(yán)重開裂現(xiàn)象，部分表面形成了明顯的溝槽，而高強(qiáng)度水泥環(huán)界面則只出現(xiàn)了輕微脫落及非連通裂紋。上述現(xiàn)象表明：交變熱載荷下，普通水泥環(huán)損傷較高強(qiáng)度水泥環(huán)更為嚴(yán)重；套管—水泥環(huán)之間的微環(huán)隙是導(dǎo)致水泥環(huán)密封完整性失效及結(jié)合強(qiáng)度下降的主要因素，但界面開裂及裂紋更加劇了水泥環(huán)密封完整性失效及結(jié)合強(qiáng)度的下降，且影響程度隨著循環(huán)次數(shù)及交變溫度的增加而增加。此外，高溫及其循環(huán)作用引發(fā)的水泥環(huán)力學(xué)性能衰退也會(huì)影響其密封性能和界面力學(xué)性能。

綜上可知，交變熱載荷作用下，高強(qiáng)度水泥環(huán)密封完整性和力學(xué)完整性均優(yōu)于普通水泥環(huán)，其主要原因是高強(qiáng)度水泥石自身力學(xué)性能（抗壓強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度等）及彈塑性變形能力（屈服應(yīng)變、斷裂應(yīng)變）均高于普通水泥石（表2），但高強(qiáng)度水泥環(huán)及普通水泥環(huán)均會(huì)被損傷，且損傷程度隨著交變溫度及其循環(huán)次數(shù)的增加而增加，普通水泥環(huán)的損傷更為嚴(yán)重；其主要原因可能包括如下3點(diǎn)：①基于圣維南變形協(xié)調(diào)理論可知，套管和水泥環(huán)的力學(xué)性能及彈塑性變形能力差異較大，熱載荷作用下套管和水泥環(huán)之間的不協(xié)調(diào)變形易導(dǎo)致微環(huán)隙；②加載過程中，水泥環(huán)受壓，當(dāng)壓縮載荷大于其抗壓強(qiáng)度，水泥環(huán)發(fā)生塑性變形及破壞失效，而套管處于完全彈性狀態(tài)，卸載后，內(nèi)壓降低將導(dǎo)致水泥環(huán)界面受拉，拉伸載荷大于界面結(jié)合強(qiáng)度時(shí)，形成微環(huán)隙，因此，微環(huán)隙的產(chǎn)生由加載和卸載過程共同決定，且套管—水泥環(huán)之間形成微環(huán)隙且隨著循環(huán)次數(shù)的增加而逐漸積累；③套管—水泥環(huán)之間形成的連通微環(huán)隙是導(dǎo)致水泥環(huán)密封完整性失效和界面力學(xué)性能急劇降低的主要因素，而交變熱載荷導(dǎo)致的裂紋、開裂及水泥石自身力學(xué)性能衰退一定程度上加劇了其密封完整性失效及界面力學(xué)性能下降，其中連通微環(huán)隙主要是由套管及水泥環(huán)材料在熱載荷交變過程中不協(xié)調(diào)變形而導(dǎo)致的。

此外，由于材料熱脹冷縮，盡管套管—水泥環(huán)在交變熱載荷循環(huán)后形成了連通的微環(huán)隙，但再次受到一定溫度作用時(shí)，微環(huán)隙會(huì)重新閉合，如圖2-a第5次循環(huán)后，溫度再次升高到62 ℃，套管—水泥環(huán)環(huán)空停止漏氣。

3 結(jié)論

1）基于自主研發(fā)的實(shí)驗(yàn)裝置，提出了全尺寸實(shí)物“生產(chǎn)套管—水泥環(huán)—技術(shù)套管”組合體在強(qiáng)交變熱載荷作用下的密封完整性及力學(xué)完整性測(cè)試及評(píng)價(jià)方法，開展了全尺寸普通水泥環(huán)和高強(qiáng)度水泥環(huán)在3種強(qiáng)交變熱載荷作用下的完整性實(shí)物評(píng)價(jià)實(shí)驗(yàn)，得到了兩種水泥環(huán)在不同強(qiáng)交變熱載荷作用下密封完整性失效的循環(huán)次數(shù)及密封完整性失效前后套管—水泥環(huán)界面力學(xué)性能，分析了交變溫度及循環(huán)次數(shù)對(duì)水泥環(huán)密封完整性及界面力學(xué)性能的影響規(guī)律。

2）交變熱載荷對(duì)水泥環(huán)完整性具有顯著的負(fù)面影響，且程度隨交變溫度及溫差的增加而急劇增加，建議系統(tǒng)開展水泥石及生產(chǎn)套管—水泥環(huán)—技術(shù)套管組合體在強(qiáng)交變熱載荷下的完整性研究，從力學(xué)和材料組分角度找到制約水泥環(huán)長(zhǎng)期完整性的關(guān)鍵要素，提出保持水泥環(huán)完整性的推薦作法。

3）強(qiáng)交變熱載荷作用下，高強(qiáng)度水泥環(huán)的密封完整性和力學(xué)完整性均明顯優(yōu)于普通水泥環(huán)，但熱載荷交變易導(dǎo)致水泥環(huán)密封完整性失效及其界面力學(xué)性能急劇下降，其中密封完整性失效及界面力學(xué)性能急劇下降主要是由套管與水泥環(huán)材料之間的不協(xié)調(diào)變形形成微環(huán)隙所致，而交變熱載荷誘導(dǎo)的水泥石自身力學(xué)性能衰退及損傷在一定程度上加劇了水泥環(huán)密封完整性失效，影響了水泥環(huán)及井筒后期的完整性。