中图分类号: TE132.1
文献标识码: A
收稿日期: 2019-11-27
网络出版日期: 2019-12-25
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作者简介:
作者简介:蒋钱涛 工程师,1982年生,2007年毕业于长江大学地球科学学院资源勘查工程专业,现在中海石油深圳分公司勘探部从事海上油气勘探工作。通信地址:518067 广东省深圳市南山区后海滨路3168号中海油大厦A座。电话:(0755)26022624。E-mail:jiangqt@cnooc.com.cn
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摘要
油气上窜速度是现场进行油气层评价和井控安全评估的重要参数。在南海东部海域深水作业过程中,使用常规油气上窜速度计算方法,发现计算结果会产生较大误差。通过使用泵冲数与容积相结合的方法,并在开启增压泵的情况下引入有效泵冲数,解决了增压泵开启对油气上窜速度计算的影响。通过在南海东部多口深水井的现场实际应用表明,该计算方法正确可靠、效果明显,为钻井和井下作业安全施工提供了重要依据。
关键词:
随着世界对石油资源需求的不断增长,对深水区油气资源勘探开发势在必行。深水区作为近年来勘探的重点,钻井数量呈逐年上升趋势,必然对传统录井方法及工艺提出新的挑战,准确计算油气上窜速度即是其中的一项课题。
油气上窜是指钻开油气层后,在油气层压力与钻井液液柱压力的压差作用下,地层中的油气以扩散、渗滤两种途径进入井筒钻井液中,并沿井筒向上移动的现象。油气上窜速度是指单位时间内油气上窜的距离。油气上窜速度是定性反映油气活跃的一个重要数据,其计算也是钻井施工现场一项非常重要的工作,它的准确与否直接影响施工现场的井控安全,如果油气上窜速度计算不准确,很容易导致井涌、井喷等井控事故[1]。在南海东部海域深水钻探作业中,油气上窜速度受多种因素影响,比如长隔水管及增压泵的使用,会使岩屑稳定上返被打乱,而传统的计算方法未能有效排除影响因素,导致与实际的油气上窜速度存在较大误差。这使得依据传统计算方法所得的油气上窜速度不能有效、合理地评价油气层和评估井控安全,甚至形成对井筒压差的误判,造成工程事故。为此,分析油气上窜速度计算影响因素,有针对性地改进计算方法对深水钻探作业十分必要。
现场常用的油气上窜速度计算方法主要有迟到时间法、容积法和泵冲数法[2]。
迟到时间法:
v=[H-(h/t)(t1-t2)]/t0(1)
式中:v为上窜速度,m/h;H为油气层顶深,m;h为循环时钻头深度,m;t为钻头位置的迟到时间,min;t1为见到油气显示的时刻,min;t2为下钻至井深h的开泵时刻,min;t0为钻井液静止时间,h。
容积法:
v=[H-(Q/Vc)(t1-t2)]/t0(2)
式中:Q为钻井液循环排量,L/min;Vc为环空理论每米容积,L/m。
泵冲数法:
v=[H-(h/S1)S2]/t0(3)
式中:S1为钻头所在位置的迟到泵冲数,无量纲;S2为见油气显示时总泵冲数,无量纲。
上述3种方法具备涉及参数少、计算简单、使用方便等优点,在现场应用时间较长。但缺点也是显而易见的,因其公式过于简化,计算时没有排除气管线延迟、环空尺寸变化、钻具排替等因素的影响,故计算结果准确性相对较差[3]。
在深水作业中,需要下入较长的隔水管来完成钻井液的循环,隔水管的直径较大,井眼直径则随井身结构的改变而逐渐变小,这导致井眼内的环空分为上、下两部分:下部自井底至海底井口,由钻杆与裸眼或者套管之间的环空形成,上部自海底井口至转盘面,由隔水管与钻杆之间的环空形成,并且上部环空体积相对下部较大。这就造成了钻井液由井底上返至井口的过程中,因环空截面发生变化,钻井液稳定上返被打乱,对钻井液及岩屑的迟到时间造成影响。另外深水钻井过程中为了加速钻井液在隔水管内的上返速度以及减少岩屑在海底井口的滞留时间,要在隔水管底部增设增压泵辅助钻井液循环,而增压泵的应用改变了钻井液在隔水管中的总排量,使实际迟到时间在计算过程中受到钻井液排量改变的影响(图1)。
钻具排替作用是指起下钻或短起下钻测后效期间,钻具下入后替换部分钻井液而导致油气侵(后效)液面上升的作用。钻具排替作用按照排替方式不同可分为开排和闭排。开排是指钻具组合未使用浮阀等内防喷工具,钻具水眼双向畅通,排替的体积等于钻具组合本体的体积;闭排是指钻具组合使用浮阀等内防喷工具,钻井液只能单向向下畅通,排替的体积等于钻具组合外径的体积。
迟到时间法公式(1)和容积法公式(2)中的t、t1、t2这三个关键参数,会受钻头下钻到底开泵循环时开泵数量、泵冲数变化、泵的上水效率等诸多因素影响。一般刚下钻到底开泵循环时,由于钻井液静止时间长,钻井液粘度高,只能使用小排量循环,泵冲数较小,循环一定时间后再提高循环排量,升高泵冲数,并逐渐趋于平稳[4]。简单地以(t1-t2)等同于后效气的迟到时间,会使油气上窜速度计算值误差较大。
泵冲数法公式(3),由于裸眼尺寸和套管尺寸不同,以及隔水管增压泵的影响,循环时钻头深度h与泵冲数不成比例,若直接使用冲数折算h,则会使油气上窜速度计算值误差很大,故无法直接使用泵冲数折算h。
油气上窜速度的计算中不仅要考虑到钻具排替的影响,还要根据钻井现场实际情况,当增压泵开启时,需要排除增压泵对油气上窜的影响。
从开泵到井口见到油气显示这段时间,钻井液推动油气界面向上运移的高度所对应的环空容积等于环空排出钻井液的体积,即井深h视(单位:m)以上的环空容积,同时油层所在井深H对应的环空容积等于其所对应的排出钻井液的体积。所以井深H与h视之间的环空容积,等于实际见油气显示时相对油气层深度处少排出的钻井液体积。故可以将环空容积与钻井液体积进行关联,进而与泵冲数进行关联。
如图2所示,油气层自身上窜至井深h纯上(单位:m),下钻至井深h纯上后,继续下钻,受到钻具的排替作用,油气被向上挤[5],由于此时钻井液的终切(钻井液静止10 min时所测的切力)较大,可以认可此模型,最终下钻至井深h(单位:m),此时油气被上挤至井深h视。故钻具的排替量等于h纯上与h视之间的环空容积。
基于上述两个相等关系分析,可以推导出油气上窜距离,进而得到油气上窜速度。
根据3.1节的分析,井深H与h视之间的环空容积,等于实际见油气显示时比油气层深度处少排出的钻井液体积,据此可得到下列等式:
(H-h视)ϕ环面=(S3-S2)q泵
h视=H-(S3-S2)q泵/ϕ环面(4)
式中:h视为经过钻具排替之后的后效气所处的井深,m;S3为油气层深度处的迟到泵冲数,无量纲;S2为见油气显示时的总泵冲数,无量纲;q泵为泵每冲的容积(已考虑泵效),m3;ϕ环面为钻杆外径与裸眼或套管之间的环形面积,m2。
根据钻具排替原理[6],可得到下列等式:
V闭排=(h-h视)q闭
式中:V闭排为钻具闭端排替总量,m3;q闭为钻杆的闭端排替量,m3/m。
V环容=(h纯上-h视)ϕ环面
式中:V环容为被钻具排替上挤的环空容积,m3;h纯上为后效气原始上窜界面深度(未经钻具排替),m。
因为V闭排=V环容
(h-h视)q闭=(h纯上-h视)ϕ环面
所以等式两端同时除以ϕ环面,得到下式:
h纯上=h视-h视q闭/ϕ环面 + hq闭/ϕ环面
进而得到下式:
h纯上=h视(ϕ环面-q闭)/ϕ环面 + hq闭/ϕ环面(5)
由速度公式可以得到下式:
v=(H-h纯上)/t0(6)
在后效气返出之前开启增压泵的情况下,公式(4)中的参数需要进行调整。
公式(4)中的S3是油气层深度处的迟到泵冲数(返至钻台面),S2是见油气显示时的总泵冲数。由于隔水管增压泵的开启,此时的S3及S2不能直接代入该式进行计算,需要区分油气上返至钻台面和返至水下井口时的泵冲数(图1)。这是因为当油气从h视上返至水下井口期间,增压泵不对其上返做功,即增压泵是无效泵冲数,只有上返至隔水管内后,增压泵才对其做功,这是有效泵冲数。另外,作用于立管管汇的钻井液泵,始终对油气的上返做功。
由上述分析可知,S3在增压泵开启时,应为自油气层深度处返至水下井口时的迟到泵冲数;同时代替S2带入公式(4)进行计算的应为有效泵冲数,即(S井内立+S隔内)(其中:S井内立为油气返至水下井口时,作用于立管管汇钻井液泵的总泵冲数;S隔内为充满隔水管内容积所需的泵冲数,由理论环空体积公式计算得到)。
因为S井内立无法直接读取,需用(S2-S隔内)得到一个泵冲数,在录井数据库中可以查询该泵冲数(S2-S隔内)对应的时刻点(此时刻即为油气返至水下井口的时间),然后查询截止至该时刻,作用于立管管汇钻井液泵的总泵冲数,此值即为S井内立,最后使用(S井内立+S隔内)代替S2并代入公式(4)进行计算即可。
L 井是南海东部海域一口超深水预探井,钻具组合为(914.40 mm×2 580.17 m)+(660.40 mm×4 046.00 m)+(444.50 mm×4 496.00 m)+(311.15 mm×5 050.00 m),套管组合为(914.40 mm×2 580.17 m)+(508.00 mm×4 041.21 m)+(339.72 mm×4 490.07 m)。使用149.225 mm钻杆钻进,在444.50 mm井眼井深4 158 m处钻遇气测异常显示层,起下钻作业期间钻井液静止时间12 h,下钻至4 483 m开始循环钻井液,测得后效气全量6.3%。
在泵的总冲数为S2=21 500(立管+增压泵)时,测得后效气,减去隔水管所需要的泵冲数(S隔内=19 014),得到冲数为2 486,此时刻对应的立管冲数为S井内立=1 414,得到实际后效气通过该冲数从井深4 158 m处的油气层返到水下井口位置;实际钻进期间,从井深4 158 m处返出至转盘面所用冲数为23 952,S3-(S井内立+S隔内)可得气体上窜冲数3 524,对应钻井液体积为78.947 m3。因为油气层深度至上层套管鞋深度间的环空容积为16.363 m3,所以气体已上窜至20 in(508 mm)套管内,需要分段计算:查询q泵每冲的容积为22.86 L,q闭为钻杆的闭端排替量17.898 L/m,ϕ环面钻杆与508.0 mm套管间环空面积为0.165 4 m2,钻杆与444.5 mm裸眼间环空面积为0.137 3 m2。分段计算上窜高度。
444.5 mm裸眼段:
4 158-4 041.21=116.79 m
508.0 mm套管内:
(78.947-16.363)/0.165 4=378.38 m
所以,总上窜高度为:
116.79+378.38=495.17 m,h视=3 662.83 m
将上述数据带入公式(5),计算得到:
h纯上=3 662.83-(3 662.83-4 483)×0.017 898/0.165 4=3 751.58 m
已知静止时间为12 h,将数据带入公式(6),计算可得v=33.9 m/h。
在南海东部海域深水井多次的试验发现,相比其他计算方法,利用泵冲数与容积相结合计算的油气上窜速度排除了增压泵和钻具排替作用对计算结果的影响,与实际情况吻合度更好。表1为多口深水井使用不同上窜速度计算方法得到的结果对比。
表1 深水钻井油气上窜速度各方法计算结果对比
井名 | 钻头 深度/m | 油气层 深度/m | 静止 时间/h | 油气上窜速度/(m·h-1) | |||
---|---|---|---|---|---|---|---|
迟到时间法 | 容积法 | 泵冲数法 | 泵冲数与容积结合法 | ||||
A | 4 094.0 | 3 943.0 | 4.3 | 20.9 | 43.4 | 16.9 | 6.6 |
B | 4 817.6 | 5 086.4 | 18.1 | 31.7 | 48.3 | 22.5 | 8.9 |
C | 3 905.0 | 3 975.0 | 8.7 | 62.8 | 59.7 | 43.4 | 31.6 |
由表1可见,在C井中,按照迟到时间法计算测井安全时间为63.3 h,由于处理测井复杂情况,在超过测井安全时间63.3 h后,并未见气体涌出井口的情况发生,之后进行通井作业,使用泵冲数与容积结合法计算油气上窜速度,计算结果与实际情况更为吻合。
(1)计算油气上窜速度,综合考虑了下钻过程中钻具的排替作用,井身结构对油气上窜速度的影响。
(2)在深水井增压泵开启情况下,油气上窜速度计算思路及方法与常规计算方法差别较大,本方法更能真实反映油气上窜的过程及速度。
(3)公式推导建立在油气在钻井液中上窜高度与运移时间的基础上,未考虑油气在钻井液中的滑脱上升、气体膨胀等因素,有待进一步研究。
(编辑 王丙寅)
[1] |
油气上窜速度计算方法的修改 [J].Modification of the calculation method of oil and gas ascending velocity [J]. |
[2] |
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[3] |
利用排量倒推法计算地层中油气上窜速度 [J].Calculation of oil and gas ascending velocity in formation by displacement inversion method [J]. |
[4] |
油气上窜速度计算方法的改进与应用 [J].Improvement and application of the calculation method of oil and gas ascending velocity [J]. |
[5] |
油气上窜速度计算方法的改进与现场应用 [J].Improvement and field application of the calculation method of oil and gas ascending velocity [J]. |
[6] |
油气上窜速度的精确计算方法 [J].An accurate calculation method of the oil and gas upward channeling speed [J]. |
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