深水控制泥浆帽钻井水力参数设计与计算

李 昊， 孙宝江， 高永海， 王金堂， 王 宁

(中国石油大学(华东)石油工程学院，山东青岛 266580)

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深水控制泥浆帽钻井水力参数设计与计算

李 昊， 孙宝江， 高永海， 王金堂， 王 宁

(中国石油大学(华东)石油工程学院，山东青岛 266580)

深水控制泥浆帽钻井技术可以应对严重漏失地层和高压、高含硫地层的钻井问题，但钻井水力参数的设计与计算较为困难。为此，结合深水钻井工艺流程，建立了深水控制泥浆帽钻井井底压力计算模型，给出了深水钻井不同工况下的钻井液密度确定准则和钻井液当量循环密度计算方法，并基于井筒内循环压耗分析得到了水面泵和水下泵的泵压计算方法；针对严重漏失地层和高压、高含硫地层的井筒压力分布特点，给出了该工况下的泥浆帽高度计算方法；结合井眼清洁准则和漏失量与漏失压差的关系，给出了牺牲流体排量计算方法，并以此为基础提出了深水控制泥浆帽钻井水力参数设计流程。以一口深水井为例，对控制泥浆帽钻井水力参数进行了算例分析，结果表明：泥浆帽高度主要由井底压力的大小决定，钻井液密度与排量的大小可对其产生一定影响，所以通过调节泥浆帽高度可以控制井筒压力。

深水钻井 控压钻井 泥浆帽 水力参数设计 计算方法

深水控制泥浆帽(control mud cap,CMC)钻井技术是B.Fossli等人[1]提出的一种应对严重漏失地层和高压、高含硫地层钻井问题的先进技术。但其特殊的钻井工艺也给水力参数设计带来了难题：在钻进过程中，由于受泥浆帽高度、水下钻井液举升泵排量等参数的影响，井底压力的控制难度很大，须建立能够综合考虑以上因素的井筒压力模型；而当钻遇漏失层时，泥浆帽密度、高度与牺牲流体漏失量之间存在内在联系，因此在设计牺牲流体排量时需综合考虑牺牲流体携岩特性及地层漏失特性。国内学者[2-5]近年来相继开展了泥浆帽钻井方面的理论研究，并取得了一定的研究成果。然而，由于CMC钻井水力参数设计方面的研究尚处于起步阶段，因此需要结合深水CMC钻井的工艺特征,从一些基础问题入手,建立深水CMC钻井井底压力计算模型，给出适合于深水CMC钻井的水力参数计算方法。

1 深水CMC钻井井底压力模型及关键参数确定

深水CMC钻井的钻井液不是通过隔水管井口返回平台，而是经水下隔水管短节[6]、水下钻井泵泵送回平台[7]。当钻遇恶性漏失地层时，通过向天然漏层注入牺牲流体的方式避免浪费钻井液；当钻遇高压、高含硫地层时，为了避免高压、高含硫气体危及平台人员安全，通过调节泥浆帽高度在套管鞋处压漏地层，利用牺牲流体将气侵流体压入地层[8]。拟建立的深水CMC钻井井底压力模型与常规深水钻井压力系统有所不同[9]，它假设正常钻进时井底压力恒定，并认为气柱形成的压力忽略不计，根据深水CMC钻井工艺特点，在深水CMC钻井井筒压力分析模型的基础上，给出正常钻进时钻井液密度、当量循环密度及钻井泵泵压的计算方法。

1.1 井底压力计算模型的建立

建立的深水CMC钻井井筒压力分析模型为：

(1)

式中：pB为井底压力，MPa；pBP为井口回压，MPa；pU，pL分别为上部、下部钻井液液柱静压力，MPa；Δpa为下部钻井液循环摩阻，MPa。

与常规深水钻井相比，深水CMC钻井井底恒压，其数值与钻井液排量和泥浆帽高度均无关，只与地层孔隙压力对应，因此其计算式为：

(2)

式中：ρp为地层孔隙压力当量密度，g/cm3；g为重力加速度，取9.806 65 m/s2；H为垂深，m。

在正常钻进时，由于是开环循环，因此有：

(3)

上部钻井液液柱静压力：

(4)

式中：ρm为钻井液密度，g/cm3；HU为静止的泥浆帽液柱高度，m。

下部钻井液液柱静压力:

(5)

式中,HL为隔水管短节以下循环钻井液液柱深度，m。

环空内的循环压耗[10]：

(6)

式中：dhi为井眼内径，m；dpo为钻杆外径，m；dco为钻铤外径，m；μm为钻井液黏度，Pa·s;Q为钻井液排量，L/s。

整理后可得正常钻进时泥浆帽高度的计算公式为：

1.2 钻井液密度的确定准则

在相同井深条件下，深水CMC钻井井筒内的钻井液柱高度较小，其所用的钻井液密度比常规深水钻井高。为了在正常钻进、停泵以及紧急断开隔水管时不出现地层流体侵入或井漏事故，要保证任何情况下井筒内的压力都略大于地层孔隙压力而小于地层破裂压力。根据以上3种工况的特点，可得深水CMC钻井的钻井液密度确定准则为:

1)正常钻进

(8)

2)停钻

(9)

3)紧急断开隔水管

(10)

式中：ρf为地层破裂压力当量密度，g/cm3；Hwd为海水深度，m；ρs为海水密度，g/cm3；Hssb为泥线以下井筒深度，m。

1.3 正常钻进时当量循环密度的确定

深水CMC钻井过程中的当量循环密度为：

式中：ρE为深水CMC钻井正常钻进时的当量循环密度，g/cm3。

如果井筒内无钻具或停泵，则单纯依靠调整井口回压无法平衡地层压力，因此需要向井筒内注入钻井液，增加泥浆帽的高度以弥补因停止循环而损失的循环压耗。此时的钻井液静液柱压力与正常钻进(循环)时的井底压力相同，但钻井液液柱高度不同，因此井筒压力剖面存在差异。

1.4 CMC钻井的泵压计算

1.4.1 平台钻井泵泵压的计算

平台钻井泵的泵压由管路中的循环压耗确定，具体可表示为：

(12)

式中：pp为平台钻井泵泵压，MPa；Δpdp为钻杆内循环压耗，MPa；Δpa为环空内钻井液循环压耗，MPa；Δpb为钻头处的压耗，MPa；Δpc为水下泵后端返回管线内的循环压耗，MPa；Δprl为水下泵前端与隔水管短节之间连接管线内的循环压耗，MPa；pssp为水下钻井泵的泵压，MPa。

钻头压降和钻柱内压耗分别为[11-12]：

(13)

式中：B为常数，内平钻杆取0.516 55，贯眼钻杆取0.575 03；c为喷嘴流量系数；Ao为喷嘴面积，cm2；Lp为钻杆长度，m；Lc为钻铤长度，m；μm为钻井液塑性黏度，Pa·s。

1.4.2 水下钻井泵泵压的计算

水下钻井泵的泵压可表示为[6]：

pssp=Δpc+Δprl+gρm(H-HL-HU)

(15)

式中，pssp为水下钻井泵的泵压，MPa。

正常钻进时平台钻井泵和水下钻井泵的排量相等，可以保证泥浆帽高度保持恒定；当需要调整泥浆帽高度时，只需调节水下钻井泵或平台钻井泵的排量，就可以完成操作。

1.5 钻遇特殊地层时关键工艺参数的计算

在海上钻井时，当钻遇漏失层或高压、高含硫等特殊地层时，一般将海水作为牺牲流体[13]。由于海水的密度已知，因此需要结合地层特点对牺牲流体排量、泥浆帽高度等重要参数进行设计。

1.5.1 泥浆帽高度的确定

(16)

在向井筒内注入牺牲流体后，漏失层上部的钻井液停止循环，因此要保证牺牲流体顺利进入漏失层以增加泥浆帽的高度，即：

(17)

从式(17)可以看出，此时泥浆帽高度大于正常钻进时的泥浆帽高度，泥浆帽增加的高度正是漏失层上部环空循环压耗对应的当量液柱高度。

1.5.2 牺牲流体排量的确定准则

在设计牺牲流体的注入排量时，须从2方面入手[15]：1)牺牲流体注入排量要满足井筒内的携岩要求；2)在保证将岩屑携带进漏失流道的前提下，要保证CMC钻井井内的动态平衡。

1.5.2.1 牺牲流体最小携岩返速

由环空固-液两相流动基本原理可以得到直井段不同环空浓度所需要的钻井液返速为[16-17]：

(18)

(19)

式中:vf为钻井液返速，m/s；vs为颗粒沉降速度，m/s；Ca为环空中岩屑体积分数；dw为井径，m；vr为机械钻速，m/h。

令Ca=5％，则vf即为所求的最小环空返速。

根据前人的相关研究成果，岩屑的沉降速度vs还受岩屑尺寸、岩屑密度、井斜角、钻柱转速和钻井液密度的影响，因此笔者通过引入相关影响因子对式(19)进行了修正，修正后的表达式为：

(20)

结合式(18)、式(20)可得：

(21)

在得到携岩最小返速后，根据漏失层以下环空最大截面积可以得到携岩最小排量。

1.5.2.2 漏失量与漏失压差间的关系

牺牲流体排量过大或过小都会造成漏失压差变化，从而导致泥浆帽高度失稳，因此在设计牺牲流体排量时，需确定漏失量与漏失压差间的关系。目前很多学者[4，18-19]已经通过理论分析和实验研究得到了关于漏失量与漏失压差关系的各种数学模型，见表1。然而，漏失压差与漏失速度之间的真实关系须根据现场漏失数据，通过统计分析得到，并通过数值方法回归出表1中的参数。

表1 漏失量与漏失压差关系模型

2 CMC钻井水力参数设计流程

深水CMC钻井水力参数设计流程如下：1)根据工艺参数确定岩屑直径；2)根据循环钻井液(牺牲流体)属性计算最小携岩返速，并确定最小排量；3)根据漏失量与漏失压差的关系，确定最小排量对应的漏失压力；4)根据泥浆帽高度与井筒压力的关系，确定最小排量对应的泥浆帽高度；5)根据地层破裂压力和地层孔隙压力确定泥浆帽的可调整范围，及其对应的漏失量范围；6)如果计算得到的泥浆帽高度位于可调整范围内，则得到CMC钻井牺牲流体排量；7)如果计算得到的泥浆帽高度不在可调整范围内，则分2种情况：a.计算得到的泥浆帽高度超出泥浆帽可调整范围，表示在泥浆帽可调整范围内无法达到携岩最小返速，应调整工艺参数和钻井液类型，进一步减小携岩最小排量；b.计算得到的泥浆帽高度低于泥浆帽可调整范围的低限，则为了达到最好的井眼清洁效果，应以泥浆帽可调整范围高限对应的排量作为施工参数。

3 算例分析

3.1 基础数据

某深水井平台距海平面25 m，水深1 250 m，立管内径317.5 mm，采用φ127.0 mm钻杆，φ311.1 mm井眼最大排量2 500 L/min，φ215.9 mm 井眼最大排量1 500 L/min，低泵速循环排量400 L/min。进行深水CMC钻井时，泥浆帽最低位置可达海平面以下560 m。如果使用密度为1.57 g/cm3的钻井液，则123 m的泥浆帽高度即可获得2 MPa液柱压力，此时泥浆帽气液界面距离水面井口437 m。不同套管鞋位置的地层破裂压力和孔隙压力见表2[20]。从表2可以看出：如果采用常规钻井方式钻φ311.1 mm井眼时，需要在钻至井深2 300 m时下入φ244.5 mm套管，而使用CMC钻井方式在φ311.1 mm井眼可钻至井深3 800 m。

地层孔隙压力和破裂压力剖面如图1所示：井深2 500 m处的地层孔隙压力当量密度已经高于常规钻井的钻井液密度，如果继续钻进可能诱发井控事故，因此必须下入φ244.5 mm套管固井。若采用CMC钻井，井深2 500 m处的井底压力为33.33 MPa，大于地层孔隙压力(30.50 MPa)，为安全钻进提供了保障，可不下φ244.5 mm套管继续钻进。

表2 套管鞋处的地层破裂压力和孔隙压力

图1 实例井套管程序及压力剖面Fig.1 Casing program and pressure profile of the case well

3.2 循环压耗计算结果

假设地温梯度为2.3 ℃/100m，注入的钻井液密度为1.57 g/cm3，黏度为0.03 Pa·s，并假设泥浆帽到海平面的距离为400 m，根据相关公式，计算得到不同排量下环空和水下泵管线内的压耗，结果分别如图2、图3所示。由图2、图3可知：各个管线内的循环压耗随深度增加而增加；钻井液排量对压耗有明显影响，排量越大压耗变化越大；在泥线及井深1 940 m处，环空内循环压耗的增长速度发生变化，这主要是因为在泥线处井筒由φ339.7 mm套管变为φ317.5 mm隔水管，环空截面积突然减小；在井深1 940 m处，井筒由φ311.1 mm井眼变为φ339.7 mm套管，环空截面积突然变大而引起的。

图2 不同排量下环空内压耗随深度的变化Fig.2 Annulus pressure loss vs.depth curve at different flow rates

3.3 泥浆帽高度计算结果

设井深为3 800 m，不同密度下泥浆帽的高度随排量的变化曲线如图4所示。

图3 不同排量下水下泵系统管线内循环压耗随深度的变化Fig.3 Circulating pressure loss in underwater pump system and pipes vs.depth curve at different flow rates

图4 不同密度下泥浆帽高度随排量的变化Fig.4 Mud cap height vs.flow rate curve at different mud density

设井深为3 800 m，注入的钻井液密度为1.57 g/cm3，不同排量下泥浆帽的高度随井底压力变化的关系曲线如图5所示。

图5 不同排量下泥浆帽的高度随井底压力的变化Fig.5 Mud cap height vs.bottom-hole pressure at different flow rates

从图4可以看出：当井底压力确定以后，泥浆帽的高度将随着排量的增大而降低，这主要是因为排量越大，循环中的钻井液对井底造成的压力也将会增大，只需要较低的泥浆帽高度便可以平衡井底压力；在同一排量下，注入的钻井液密度越大，泥浆帽的高度越低。从图5可以看出：给定密度且在同一排量下，泥浆帽高度随着井底压力的增大而增高；同一井底压力下，排量越大泥浆帽高度越低。根据以上分析可知，泥浆帽高度主要由井底压力的大小决定，钻井液密度与排量的大小也对其产生一定影响，通过调节泥浆帽高度可以控制井筒压力。

4 结束语

结合钻井工艺流程给出了深水控制泥浆帽钻井井底压力计算模型，得到了钻井液密度确定准则及当量循环密度计算方法。根据控制泥浆帽钻井的特点，得到了钻遇漏失层时泥浆帽高度、合理漏失量、牺牲流体排量的确定方法，并结合井筒携岩要求及漏失量与漏失压差的关系特征给出了控制泥浆帽钻井水力参数的设计流程。实例计算表明：在同一排量下，注入钻井液密度越大，泥浆帽的高度越低；钻井液密度和排量不变的条件下，泥浆帽高度随着井底压力的增大而增高；同一井底压力下，排量越大泥浆帽高度越低。分析认为，泥浆帽高度主要由井底压力的大小决定，但钻井液密度与排量的大小也对其产生一定影响，所以通过调节泥浆帽高度可以控制井筒压力。

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DesignandCalculationofHydraulicParametersforControllingMudCapinDeepwaterDrilling

LiHao，SunBaojiang，GaoYonghai，WangJintang，WangNing

(SchoolofPetroleumEngineering，ChinaUniversityofPetroleum(Huadong),Qingdao,Shandong,266580,China)

Deepwater control mud cap drilling is an advanced technology to deal with thief zone,high-pressure and high sulfur-bearing formation,but its drilling hydraulic parameters design and calculation are more complex.According to the drilling process in deepwater,the calculation model of BHP for deepwater control mud cap drilling was established.The guidelines for determining drilling fluid density under different conditions and calculation method of ECD were proposed,based on the analysis of circulating pressure loss,the calculating methods for pump pressure were put forward at subsea and surface respectively.The calculation method of mud cap height was proposed according to the characteristics of wellbore pressure distribution in thief zone,high pressure and high sulfur-bearing formation.Based on the wellbore cleaning rule and the relationship between lost amount and lost pressure differential,the calculation method of sacrificed flow rate was proposed,and hydraulic parameter design process for deep water controlled mud cap drilling was put forward.Based on the basic data of a deepwater well,hydraulic parameters for deepwater mud cap drilling were calculated and analyzed.The results show that the mud cap height is mainly decided by bottom-hole pressure,the density and flow rate have some impact,thus wellbore pressure can be controlled by adjusting the mud cap height.

deepwater drilling；managed pressure drilling；mud cap；hydraulic parameter design；calculation method

2013-03-01；改回日期2013-05-10。

李昊(1978—)，男，北京大兴人，2000年毕业于石油大学(华东)计算数学及其应用软件专业，2010年获中国石油大学(华东)油气井工程专业博士学位，讲师，主要从事油气井流动力学与工程及海洋石油工程方面的研究工作。

联系方式：(0532)86981928，lionlihao@aliyun.com。

国家科技重大专项“大型油气田及煤层气开发”之子课题“海洋深水油气田开发工程技术”(编号：2011ZX05026-001-02)、教育部“长江学者和创新团队发展计划”项目“海洋油气井钻完井理论与工程”(编号：IRT1086)、中央高校基本科研业务费专项资金资助项目(编号：13CX05006A)资助。

10.3969/j.issn.1001-0890.2013.03.003

TE52

A

1001-0890(2013)03-0013-06

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