深水钻井表层套管固井井口稳定性及防下沉实践.pdf

第 37 卷 第 1 期 2015 年 1 月 石 油 钻 采 工 艺 OIL DRILLING 2. Engineering Technology Shenzhen Branch, CNOOC Energy Technology furthermore, according to the site operation practices, the for wellhead sinking prevention has been raised and successfully applied in the operation practices. It improved the stability of radial load of underwater wellhead, effectively promoted the smooth and safe deepwater surface layer operation, and guaranteed the safety of deepwater drilling. Key words deepwater drilling; cementing; surface casing; wellhead sinking; wellhead radial load stability 基金项目 国家自然科学基金“海洋深水浅层钻井关键技术基础理论研究” （编号51434009） ；“深水钻井表层导管喷射钻进机理研究” （编号51274223） 。 作者简介张春杰， 1972 年生。1994 年毕业于重庆石油高等专科学院钻井工程专业， 硕士研究生， 主要从事深水钻完井研究工作， 中级 工程师。电话13528704073。E-mailzhangchj9。 由于深水表层土质疏松， 且井口载荷大， 水下井 口稳定性是深水钻井作业安全的薄弱环节， 尤其采 用喷射法下入的导管 - 水下井口系统， 导管外壁没 有水泥环， 承载能力更弱［1］。国内外深水钻井作业 实践中， 曾多次出现在表层套管固井前循环及注水 泥浆过程中水下井口下沉的案例［2-3］。井口下沉给 后期的钻完井作业带来很多危害， 严重的可能导致 井眼报废， 带来上亿元的经济损失。目前， 针对深水 钻井水下井口径向载荷稳定性的研究主要集中在入 泥深度设计［4-6］、 作业参数选择和横向抗弯能力校核 等方面［7-8］。以喷射法下入导管为例， 通过理论研究 和现场作业分析， 对表层套管固井前循环及注水泥 石油钻采工艺 2015 年 1 月（第 37 卷） 第 1 期54 浆过程中水下井口力学模型和井口下沉原因进行了 分析， 提出了解决措施。 1 力学模型分析 1.1 导管解脱送入工具后受力分析 导管喷射下入到位解脱送入工具后， 在垂直向 上方向， 导管受地层侧壁和端部阻力作用， 由于导管 端部截面积小， 为安全考虑， 在计算时忽略端部阻力 的影响；在垂直方向， 导管受防沉板、 低压井口头、 送入工具下接头及其本身自重作用， 如图 1 所示。 为保证在该工况下表层导管不发生下沉， 需满足公式 Qx≥ Gx （1） 式中， Qx为表层导管解脱送入工具时刻获得的向上 作用力， kN；Gx为表层导管解脱送入工具时刻受到 的向下作用力， kN。 图 1 导管解脱送入工具后受力分析 1.2 表层套管固井期间受力分析 根据井身结构的不同， 表层套管固井工艺有内 管柱法和水下释放胶塞法。表层套管外径为 508 mm 时， 采用内管柱法固井工艺， 如图 2 （a） 所示。表 层套管外径为 339.72 mm 时， 采用水下释放胶塞法 固井工艺， 如图 2 （b） 所示。 图 2 表层套管内管柱法、 水下释放胶塞法固井 在垂直向上方向， 导管受到地层侧壁阻力、 端 部阻力和固井管柱径向上提载荷作用， 由于导管端 部截面积小， 为安全考虑， 在计算时常忽略端部阻力 的影响；在垂向向下方向， 导管受到水下井口、 防沉 板， 固井管串、 表层套管和固井水泥浆和自重作用， 为保证在该工况下表层导管不发生下沉， 需满足公式 Qc≥ Gc （2） 式中， Qc、 Gc分别为表层导管在二开固井最危险时刻 获得的向上作用力和受到的向下作用力， kN。 表层套管及固井水泥浆的重量计算需考虑井斜 和浮力的影响。具体计算公式为 WLLk n n n ccb1             ≥ ∑ λα 0 1 1 cos （3） WL Ddk ssb2 −0 25 22 .β ρπ （4） 式中， Wc、 Ws分别为套管、 固井水泥浆重量， kN；L0、 Ln分别为表层套管垂直段、 第 n 个井斜段长度， m； L 为表层套管总长度， m；α 为表层套管井斜段井斜 角， ；λc为表层套管线重度， kN/m；ρs为水泥浆密 度， kg/m3；D 为表层套管段井径， m；d 为表层套管 外径， m；β 为水泥浆体积系数， 根据钻井设计， 常 取为 1.52.0；kb1、 kb2分别为表层套管、 水泥浆浮力 系数。 对比图 2， 以表层套管下入深度为 500 m 为例， 采用 339.72 mm 套管水下释放胶塞法时套管柱内 水泥浆重量是 508 mm 套管内管柱法时的 6 倍。 因此， 采用水下释放胶塞法固井时容易发生井口下 沉危险。此外， 表层套管固井前循环时， 由于井眼环 空中的钻井液被替换成海水， 套管柱浮力系数减小， 施加在井口的套管柱浮重增加， 增加了井口下沉的 风险。如套管柱密度 7.85 g/cm3， 钻井液密度 1.25 g/cm3， 海水密度 1.03 g/cm3。固井循环前， 套管柱浮 力系数为0.85， 固井循环后， 套管柱浮力系数为0.87， 套管柱施加在井口的浮重增加 1.04 倍。 2 作业案例分析 南海东部流花深水区块 M 井水深 700 m， 762 mm 导管采用喷射法下入， 入泥深度 81.7 m， 二开 339.72 mm 表层套管鞋深 1 500 m， 采用水下释放 胶塞法固井。固井循环前钻井液密度 1.22 g/cm3， 海 水密度 1.03 g/cm3， 首、 尾水泥浆密度 1.5 g/cm3， 水泥 浆体积附加量 100， 固井前置液和混合水密度与海 水相同。套管坐挂到位后大钩悬重 1 333.56 kN。套 管坐挂到位循环一个迟到时间 45 min， 泵注水泥浆 速度 0.79 m3/min， 顶替水泥浆 45 min。计算得到固 井过程中施加在水下井口的载荷变化量见表 1。 如表 1 所述， 在表层套管固井前循环到固井泵 注水泥浆作业过程中， 井口载荷逐步增大， 在水泥浆 首浆出套管鞋时， 井口载荷达到最大。为确保在表 层套管固井期间有足够的径向载荷， 提高井口的稳 定性， M 井采取了以下措施。 55张春杰等深水钻井表层套管固井井口稳定性及防下沉实践 （1） 套管坐挂到位后进行循环， 此过程中表层套 管与井眼间环空内钻井液被循环替换为海水， 表层 套管柱受到的浮力减小。现场逐渐增加大钩悬重， 每 15 min 增加 22.22 kN， 循环一个迟到时间时后保 持悬重为 1 472.07 kN。 （2） 固井泵泵注前置液及混合水剪切胶塞过程 中， 由于前置液及混合水与海水密度相同， 套管柱所 受浮力不变， 保持大钩悬重不变。 （3） 泵注水泥过程中， 表层套管内环空海水被替 换为高密度水泥浆， 重量增加。增加大钩悬重， 每泵 入 4.77 m3水泥浆， 大钩悬重增加 22.22 kN， 直至水 泥浆出套管鞋时， 悬重达最危险值 1 802.31 kN。 （4） 水泥浆进入表层套管外环空， 因表层套管与 井眼间环空内海水被顶替为高密度水泥浆， 套管柱 所受浮力增加。逐渐释放大钩悬重， 每泵入 4.77 m3 水泥浆， 减小 24.45 kN， 直到水泥浆返出到泥线， 悬 重达 1 459.63 kN， 继续泵完水泥浆， 保持悬重不变。 （5） 海水顶替水泥浆期间， 表层套管内环空水泥 浆被顶替为海水， 重量减小， 逐步释放大钩悬重至 顶替结束， 每 5 min 减小 35.56 kN， 最终为 1 129.39 kN。 该井在表层套管固井期间按照理论计算实时调 整大钩悬重， 作业安全平稳， 未发生水下井口径向下 沉失稳现象。 3 防止井口下沉的应对措施 根据深水钻井导管在表层套管固井期间力学模 型分析， 为防止井口下沉， 在设计阶段， 应充分考虑 深水海底浅层土质强度参数的不精确性， 提高导管 设计入泥深度。在作业阶段， 应根据表层套管固井 前循环和固井泵注水泥浆作业流程， 分析施加在井 口的径向载荷变化情况， 实时调整大钩悬重， 避免增 加的载荷作用到井口上， 提高井口的径向稳定性。 （1） 固井前循环时， 逐渐增加大钩悬重， 增加值为 套管外环空钻井液被循环替换为海水密度减少所造 成的套管串的浮力减少值。 （2） 固井泵注前置液及混合水剪切套管下胶塞过 程中， 一般情况下前置液及混合水与海水密度相近， 可以保持悬重不变。 （3） 泵注水泥浆过程中， 套管内低密度海水被替 换为高密度的水泥浆， 因此需要增加大钩悬重， 增加 值为套管柱内水泥浆与被替换的海水间浮重的差 值， 直至水泥浆被顶替出套管鞋。 （4） 水泥浆进入裸眼环空后， 套管外环空低密度 海水被替换为高密度的水泥浆， 套管柱所受到的浮 力逐渐增加、 浮重减少， 因此可以逐步释放大钩悬重 至套管柱浮重。 此外， 在坐水下防喷器组到井口时， 由于防喷器 组重量高达 2 0004 000 kN， 会给水下井口施加极大 的载荷。因此， 需要对表层套管固井水泥环承载力 进行校核分析， 保证水下井口获得了足够的径向承 载力， 并且需要通过隔水管张力系统承担隔水管串 及部分防喷器组的重量， 减少水下井口的载荷。 4 结论 水下井口径向稳定性是深水钻井作业安全的薄 弱环节。为防止在表层套管固井期间发生井口径向 下沉失稳， 尤其是表层套管采用水下释放胶塞法固 井工艺时， 可根据海底浅层土质强度情况增加导管 的入泥深度设计， 并根据表层套管固井前循环和固 井泵注水泥浆作业流程， 分析施加在井口的径向载 荷变化情况， 实时调整固井大钩悬重， 避免增加的径 向载荷作用到井口上， 提高水下井口的径向稳定性。 参考文献 ［1］ YANG JIN, YAN DE, TIAN Ruirui. Bit stick-out calculation for the deepwater conductor jetting technique ［J］. Petroleum Exploration and Development, 2013, 40 （3） 394-397. ［2］ BECK R D, JACKSON C W, HAMILTON T K. Reliable deepwater structural casing installation using controlled jetting［R］. SPE 22542, 1991. ［3］ 杨进， 曹式敬 . 深水石油钻井技术现状及发展趋势 ［J］ . 石油钻采工艺， 2008， 30 （2） 10-13. ［4］ 刘正礼， 唐海雄， 王跃曾， 等.深水喷射导管实用设计方法 ［J］. 长江大学学报自然科学版， 2010， 7 （1） ， 189-191. （下转第 63 页） 表 1 固井过程中水下井口的载荷变化量和大钩悬重调整值 作业过程水下井口载荷变化的原因 载荷 变化量 /kN 大钩悬重调 整值 /kN 受力风险评估 固井前循环表层套管外钻井液替换成海水， 浮力下降138.511 472.07井口载荷增加 首浆出套管鞋表层套管内充填水泥浆， 重量增加330.231 802.31井口载荷最大 水泥浆进入表层套管外环空表层套管外海水替换成水泥浆， 浮力增加–342.681 459.63井口载荷减少 顶替水泥浆到位表层套管内水泥浆 20 m， 其余替换为海水， 重量减小–330.231 129.39井口载荷最小 63郝希宁等南海深水钻井井涌余量主控因素分析 不同计算方法下计算结果存在差异， 对于钻井液密 度附加井涌强度的方法， 井涌强度的选取需考虑钻 井液密度附加值。 （3） 井涌余量与基础数据的准确性， 以及地层条 件、 设备和人员等多方面因素相关， 井涌余量相等不 能说明井控风险相同。 （4） 深水钻井井涌余量分析中， 安全余量不仅需 要考虑节流阀的操作误差， 还需考虑节流压井管汇 摩阻， 其随水深和压井排量的增大而增大， 最大允许 关井套压和井涌余量相应减小。 （5） 深水地层压力窗口窄等特点对钻前设计和现 场作业都提出了更高的要求， 需进一步完善井涌余 量分析方法， 并针对深水高温高压井、 深水水平井， 以及油基钻井液等进行研究， 形成井涌余量的统一 标准规范。 符号说明 A 为截面积， m2；Hc为套管鞋深度， m；Hw为井深， m；Hmax为允许侵入最大气体高度， m；pamax为环空 最大允许压力， MPa；plot为套管鞋破裂压力， MPa； psm为操作误差， MPa；T 为温度， K；ρf为钻井液密 度， g/cm3；ρp为地层孔隙压力当量密度， g/cm3；ρg 为侵入气体密度， g/cm3。 参考文献 ［1］ Q/HS 140072011， 深水探井钻井工程设计指南［S］. ［2］ 周守为 . 南中国海深水开发的挑战与机遇［J］. 高科 技与产业化， 2008 （12） 20-23. ［3］ 王友华， 王文海， 蒋兴迅 . 南海深水钻井作业面临的挑 战和对策［J］. 石油钻探技术， 2011， 39 （2） 50-55. ［4］ 路保平， 李国华 . 西非深水钻井完井关键技术［J］. 石 油钻探技术， 2013， 41 （3） 1-6. ［5］ SROCHA L A, JUNQUEIRA P, ROQUE J L. Overcoming deep and ultra deepwater drilling challenges［R］.OTC 15233, 2003. ［6］ CLOSE F, MCCAVITT B, SMITH B, et al. Deepwater Gulf of Mexico view［R］. SPE 113011, 2008. ［7］ SHAUGHNESSY J, DAUGHERTY W, GRAFF R, et al. More ultra-deepwater drilling problems［R］. SPE 105792, 2007. ［8］ WANG Zhiming, HAO Xining, XUE Liang, et al. Numerical simulation on deepwater drilling wellbore temperature and pressure distribution［J］. Petroleum Science and Technology. 2010, 28 （9） 911-919. ［9］ COLIN Leach, JIM mounteer. Deepwater well control-an important way forwards［R］. SPE 163550, 2013. ［10］ HELIO Santos, Erden Catak, JOE Kinder, et al. Kick detection and control in oil-based mud real well-test results using microflux control equipment［R］. SPE 105454, 2007. ［11］ TARAB H Ali, SVEN M Haberer, IAN P Says, et al. Automated alarms for smart flowback fingerprinting and early kick detection［R］. SPE 163474, 2013. ［12］ DAAN Veeningen. Identify safe drilling margin, detect and distinguish kicks from ballooning and better well control for deepwater, through independent downhole measurements［R］. SPE 157220, 2012. ［13］ HELIO Santos, ErdEN Catak, SANDEEP Valluri.Kick tolerance misconceptions and consequences to well design ［R］. SPE 140113, 2011. ［14］ HELIO Santos, PAUL Sonnemann.Transitional kick tolerance［R］. SPE 159175, 2012. （收稿日期 2014-11-30） （修改稿收到日期 2014-12-27） 〔编辑 胡志强〕 （上接第 55 页） ［5］ 刘书杰， 杨进， 周建良， 等 . 深水海底浅层喷射钻进过程 中钻压与钻速关系［J］. 石油钻采工艺， 2011， 33 （1） 12-15. ［6］ 唐海雄， 罗俊丰， 叶吉华 . 南海超深水喷射钻井导管入 泥深度设计方法［J］. 石油天然气学报， 2011， 33 （3） 147-151. ［7］ 管志川， 苏堪华， 苏义脑 . 深水钻井导管和表层套管横 向承载能力分析［J］. 石油学报， 2009， 30 （2） 285- 290. ［8］ 张辉， 高德利， 唐海雄 . 深水导管喷射安装过程中管柱 力学分析［J］. 石油学报， 2010， 31 （3） 516-520. （修改稿收到日期 2014-12-31） 〔编辑 宋 宇〕