渤中A油田火成岩地层抗钻特性及钻井参数优化研究

庹海洋

(中海石油(中国)有限公司天津分公司，天津 300459)

0 引言

近年来，国际油价的持续低迷严重制约着油田的勘探开发脚步，降本增效成为国内各大油田的生存之道。为实现降本增效，钻井提速研究一直是石油钻井领域的研究热点。

实现钻井提速的前提是清楚了解钻井区域的地层抗钻特性。用来表征地层抗钻特性的参数主要包括地层抗压强度、硬度和可钻性等[1-2]。目前，确定这些参数的主要方法是借助测井数据建立计算模型和利用地震资料反演。

基于地层的抗钻特性，可以对钻进参数进行优选以获得最优的机械钻速。前人对机械钻速模型已经进行了深入地研究：W.C.Maurer[3]，E.M.Galle[4]和Eckel[5]等人基于现场数据建立了机械钻速与钻压、转速、钻头尺寸等因素的相关关系，但是考虑因素仍然不够全面，准确性较低。Bourgoyne和Young[6]综合考虑了钻压、转速、钻头牙齿磨损及水力因素等8个影响因素，建立了机械钻速计算的B-Y方程，后经过多次修改与归纳形成了应用最为广泛的杨格机械钻速模型[7]，取得了一定的应用效果。1965年，R.Teale[8]将破碎单位体积岩石所需能量与钻头的破岩效率关联起来，定义机械比能来描述钻头破岩效率，从而实现钻井效率的量化评价；基于R.Teale提出的机械比能理论，Pessier[9]、樊洪海[10]和陈绪跃[11]等人进行了大量的研究以优化与改进机械比能模型，都取得了不错的应用效果。

渤中A油田位于渤海渤中区块，其沙河街组和东营租发育有火成岩地层，其岩性复杂、可钻性差，严重影响了机械钻速，制约着钻井效率。该研究基于测井数据与岩心实验，建立了适合于研究区域的火成岩地层的抗钻特性的计算模型；应用此模型建立了火成岩地层的抗钻特性参数剖面，并提出了钻头选型建议。然后依据Chen模型对火成岩地层进行了钻井参数优化，确定了各火成岩井段的最优钻进参数。最后将此方法应用于研究区域的8口井，通过与之前的井进行对比，认为通过该方法优化后的钻井参数能够实现该区域火成岩地层的钻井提速。

1 区域地质背景

渤中A油田位于渤海海域南部黄河口凹陷中洼南部斜坡带，为渤海海域新生界火成岩下优质油田。黄河口凹陷中洼南部斜坡带新生界古近系从沙三段、沙一段和沙二段到东三段、东一段和东二段均发育多套火成岩，但纵向上不同层系火成岩厚度差别很大。东一、东二段火成岩最为发育，探井钻遇多套厚层火成岩，单层厚度为80～120 m；东三段和沙一、沙二及沙三段则零星钻遇火山岩，一般单层厚度均小于10 m，累计厚度不超过30 m。通过调研渤中A油田若干口井的新生界火成岩岩心、岩屑和薄片观察资料(如图1所示)，油田区发育的火成岩主要包括溢流相的玄武岩、安山岩，火山通道相的辉绿岩及与火山爆发活动相关的凝灰岩、沉凝灰岩和凝灰质砂泥岩等中基性火成岩。

图1 岩石微观显示图Fig.1 Microscopic diagram of rock

渤中A油田地质条件复杂，沙河街组和东营组沉积时期存在多期火山活动，造成火山岩地层岩性复杂且地层厚度大。同时，由于火成岩地层本身硬度大，地层可钻性级值高，因此在钻进过程中机械钻速低，相比于全井段，火成岩井段的机械钻速降低了约52%。另外，由于火成岩地层非均质性强，钻头极易发生非均匀旋转，造成憋跳钻现象，导致钻头先期破坏，发生崩齿、断齿，更加降低了机械钻速，严重制约着钻井进度。

2 火成岩地层抗钻特性研究

2.1 基础特征实验

对取自渤中A油田A-a井的火成岩岩心(约为2 960 m)进行了岩石矿物组分分析实验和岩石力学特征实验，以分析研究区域火成岩地层的基础物性以及抗钻特性。

2.1.1 火成岩矿物组分

对上述岩心进行了若干组X射线衍射实验，确定了火成岩的全岩矿物组分，表1所示为火成岩的矿物组分及平均含量。可以发现，研究区域火成岩以斜长石和黏土矿物为主，其中斜长石占比为67.06%，黏土矿物占比为14.44%；硬度较高的斜长石组分占比超过2/3，导致火成岩地层的硬度和强度都较大，地层钻进难度也相应较大；同时，存在约15%的黏土矿物，可能填充于火成岩地层的天然裂缝中，进一步增加了火成岩地层的非稳定性和非均质性。

表1 岩石矿物组分含量数据表Table 1 Rock mineral content data

2.1.2 火成岩岩石力学特征

1)岩石三轴测试：利用美国MTS公司生产的岩石三轴测试实验装置(如图2所示)进行了岩石力学参数的物理实验，重点研究了与地层抗钻特性相关的参数如抗压强度、弹性模量、泊松比、粘聚力等。

图2 岩石三轴测试实验装置Fig.2 Rock triaxial test experimental device

对取自A-a井的6块岩心进行了2组三轴实验，分别设置围压为0(相当于单轴实验)、15 MPa和30 MPa(接近岩心所在地层的实际围压)，实验结果见表2。在岩心处于近似原地应力条件时(约为30 MPa)，可以发现火成岩地层的抗压强度超过240 MPa，地层的抗压强度较大；弹性模量超过25 GPa，泊松比为0.224～0.232，表明火成岩地层具有明显的硬脆性；粘聚力为70.419～78.522 MPa，表明火成岩胶结性较好，不易分散破坏。另外，可以发现即使深度接近的火成岩地层，其岩石力学性质差异较大，地层的均质性较差。

表2 岩石力学参数表Table 2 Date of rock mechanics parameters

2)史氏压入硬度测定方法：将岩样加工成厚圆饼状，利用岩石硬度试验仪对2块岩样进行了硬度测试，实验仪器如图3所示，实验照片如图4所示，载荷曲线如图5所示。

图3 岩石硬度实验仪Fig.3 Rock hardness test experimental device

图4 硬度测试照片Fig.4 Hardness test photos

图5 硬度测试载荷曲线Fig.5 Hardness test load curve

通过对图5硬度测试载荷曲线的观察可以发现，载荷加载到峰值后瞬间卸压，岩石会表现出明显的硬脆性。2块岩石的硬度均比较大，分别为865.80 MPa和1091.80 MPa(见表3)。

表3 硬度测试数据表Table 3 Date of hardness test

2.2 地层岩石力学参数剖面

物理实验可以较为准确地说明地层岩心的性质与特征，但是通过岩心实验得到整个井段地层的性质是不现实的。测井数据具有连续性的特征，通过建立测井数据与岩石力学参数的关系可以计算得到连续的地层岩石力学参数剖面。

对于岩石力学参数的测井计算，国内外专家学者已经进行过深入的研究。结合该区域的实际情况，该文建立了岩石力学参数的测井计算模型，包括单轴抗压强度(UCS)、粘聚力(C)、硬度(RH)、牙轮钻头可钻性极值(Kdrock)和PDC钻头可钻性极值(Kdpdc)等。

1)测井时，由于只有纵波时差数据，因此需要进行横波时差的预测。根据斯伦贝谢公司的数理统计方法，横波时差可以表示为：

Δts=a+bΔtp+cH

(1)

利用声波测量仪对取自2 963.50～2 964.50 m的19块火成岩岩心进行了纵横波时差测试，其声波数据如图6所示。

图6 声波测试数据Fig.6 Date of acoustic test results

以横波时差作为因变量，纵波时差和岩心深度作为自变量，利用多元回归求得各回归系数分别为a=119.993，b=1.352，c=-0.008 41。

2)根据弹性波理论，利用纵横波声波时差数据和密度测井数据，得到动态弹性模量和动态泊松比的计算模型[12]：

(2)

(3)

3)泥质含量根据自然伽马数据计算得到[13]：

(4)

(5)

式中：ΔG为泥质含量指数；GCUR为Hilchie指数，第三纪地层为3.7，老地层为2；GRMAX和GRMIN分别为自然伽马的最大和最小值。

4)根据Deer和Miller利用统计学方法建立的单轴抗压强度计算关系式[12]

UCS=0.004 5Ed+0.003 5EdVsh

(6)

取2 963.50～2 963.77 m和2 963.87～2 964.50 m井段的测井数据进行了各参数的计算，得到两井段的平均单轴抗压强度分别为94.866 MPa和115.104 MPa，与上述实验测得的单轴抗压强度的误差分别为2.69%和4.56%，表明该模型可以满足该区域火成岩地层单轴抗压强度的计算。

5)根据前人的研究，地层硬度与地层的单轴抗压强度具有如下关系式[12]：

RH=m×UCS×en×UCS

(7)

根据对该区域火成岩特性的调研，通过不断调整m和n的数值，确定m=20，n=-0.002。将对应深度的UCS计算值(2 963.50～2 963.77 m井段，UCS=94.866；2 963.87～2 964.50 m井段，UCS=115.104)代入公式，计算得到两深度点的硬度分别为843.81 MPa和1 066.11 MPa，其与实测数据的误差分别为2.54%和2.35%，表明该模型可以满足该区域火成岩地层硬度的计算。

6)根据Coates提出的粘聚力与单轴抗压强度的经验关系式，得到粘聚力[12]：

0.78Vsh)

(8)

式中：p为与岩性相关的参数。分别将上述2个深度点的火成岩数据代入上式得到p的平均值为0.002 54。

7)前人基于各参数与地层可钻性级值的相关关系建立的牙轮钻头和PDC钻头可钻性级值模型如下[12]：

(9)

(10)

通过微钻头可钻性实验获得了上述火成岩岩心的可钻性级值数据，回归分析得到各参数分别为y=0.076 9；z=0.004 5；α=0.995；β=0.01；γ=0.000 01；δ=0.000 4；ε=0.923。

通过上述计算模型，计算了地层连续的岩石力学参数剖面，图7所示为该油田A-1井的连续力学参数剖面。以该井为例，简单分析该井地层的力学特征与抗钻特性。

图7 钻井参数优化结果图Fig.7 Drilling parameter optimization results

整体来看，随着地层深度的增加，地层的抗压强度、硬度以及粘聚力都有明显的增加，与之对应的地层可钻性级值也有明显的增加，地层的钻进难度增大。

东一段和东二段地层的单轴抗压强度为40～50 MPa，部分井段的单轴抗压强度甚至可以超过200 MPa，变化极其剧烈；东三段—沙二段地层火成岩的单轴抗压强度波动减小，整体的单轴抗压强度由40～50 MPa增大至65～75 MPa。

东一段和东二段地层的硬度在700～900 MPa，部分井段的硬度甚至超过2 000 MPa，变化极其剧烈；东三段—沙二段地层火成岩的硬度波动减小，整体的地层硬度由700～900 MPa增大至1 100～1 200 MPa。

东一段和东二段地层的粘聚力约为60 MPa，部分井段的粘聚力甚至超过80 MPa，变化极其剧烈；东三段—沙二段地层火成岩的粘聚力波动减小，整体的粘聚力由约60 MPa增大至75～90 MPa。

对应于单轴抗压强度、地层硬度和粘聚力的变化情况，地层可钻性级值也逐渐增大，而且在东一、东二段地层可钻性变化剧烈，可钻性具有明显的非均质性。

2.3 地层抗钻特性分析及钻头选型建议

结合模型计算结果，对研究区域的8口探井的地层岩石力学特征进行了统计分析，各地层的岩石力学参数的平均值见表4。

表4 各地层参数数据表Table 4 Parameter of each layer

续表4

整体来看，不同地层的抗钻特性差异性大，非均质性强。基于此，对各火成岩井段进行了地层抗钻特性评价，并提出了钻头的选型建议：东一段属于软至中软硬度地层，研磨性较低；东二段属于中等强度地层，研磨性较低；东三段属于中等强度至中硬地层，中高研磨性；沙一段属于中等强度至中硬地层，中高研磨性；沙二段属于中硬地层，较高研磨性；沙三段属于中硬地层，较高研磨性；沙四段属于中硬至硬地层，高研磨性。其中，东一段到东二段地层单轴抗压强度约为40～50 MPa，硬度为700～900 MPa，粘聚力约为60 MPa，属于强度和硬度较小、研磨性较低的地层，结合该区域的钻井经验，选用五刀翼、19 mm直径PDC复合片，且采用中密度布齿的PDC钻头效果最佳；东三段到沙四段地层单轴抗压强度约为60～70 MPa，硬度为1 000～1 200 MPa，粘聚力为70～90 MPa，属于强度和硬度较大、研磨性较高的地层，结合该区域的钻井经验，选用六刀翼、16 mm直径PDC斧型齿复合片，且采用高密度布齿的PDC钻头效果最佳，以加强钻头的攻击性和抗研磨性。

3 钻井参数优化研究

钻井作业中优化钻井参数的目的是优化钻压、转速，以获得最大的机械钻速。机械比能模型为一种常见的钻井参数优化模型，它可以用来描述及评价钻头的性能。

3.1 机械比能模型

机械比能(MSE)定义为破碎单位体积岩石所需要的机械功。机械比能模型最早由R.Teale[8]于1965年提出，其后越来越多的专家学者对其进行了优化，以适应不同的地层与钻井系统。

针对斜井或者水平井，由于钻柱与井壁的摩擦效应增加导致钻压和扭矩发生显著变化，传统的机械比能模型无法适应。基于此，陈绪跃等人考虑钻柱与井壁的摩擦效应建立了适用于斜井或水平井的机械比能模型——Chen模型[11]，表示为：

MSE=Em·WOB·e-μγb·

(11)

式中：MSE为机械比能；Em为钻头机械效率；WOB为钻压；μb为钻柱摩擦系数；γb为井斜角；Ab为钻头面积；RPM为钻头转速；Db为钻头直径；ROP为机械钻速。

Teale[8](1965年)的室内实验表明，在最大钻井效率下，MSE接近于地层的单轴抗压强度(UCS)。实际钻井过程中，在钻井效率最大时，MSE接近地层的三轴抗压强度(CCS)值，即当钻井效率达到最大时，MSE达到最小，大致等于所钻地层岩石的CCS：

(12)

Dp=ECDp-pp

(13)

式中：ECDp为泥浆循环压力；pp为孔隙压力；φ为内摩擦角。

基于此，钻井参数的优化原则即调整各钻井参数如钻压、转速等，使得MSE接近所钻深度的三轴抗压强度CCS，以获得最大的机械钻速ROP。

3.2 钻井参数优化结果

基于上述机械比能原理，对研究井进行了钻井参数优化，并总结归纳不同地层的最优钻井参数结果。

1)以A-1井为例，分析钻井参数的优化过程，图8所示为该井的钻井参数优化结果。

图8 钻井参数优化前后机械钻速数据图Fig.8 Optimized before and after ROP

从图8中MSE与CCS曲线可以看出：

(1)A-1井1 900 m以上地层MSE数值与CCS接近，表明井段在此参数配合下钻井效率较高；对于从1 900 m以下的东一段、东二段地层，其MSE远高于CCS，且MSE出现高于CCS几倍的极值，钻井效率差。

(2)从1 800～1 860 m，钻压增加，转速较为平稳，钻速增加，但在1 860 m后减小钻压，钻速依然增加，MSE变小至接近CCS，后在1 900 m处MSE开始明显增加。

(3)由此可以判断，1 900 m以下的东一段、东二段的火成岩地层，在1 900 m处钻井参数达到最优，此时对应的钻井参数为钻压为70 kN，RPM为70 r/min，排量68 L/s。

2)依据上述方法，分析了研究区域的8口探井，各火成岩井段的优化钻井参数见表5。

表5 各地层最优钻进参数数据表Table 5 Optimal drilling parameters for each layer

4 应用效果

依据上述钻头优选方案和钻井参数优化方案，对渤中区域的井进行了钻井参数的调整，调整前后部分井的数据统计如图9所示。调整前的A-a井、A-b井和A-h井等8口井的单井机械钻速如红色框所示，这8口井的平均机械钻速为36.4 m/h；而调整后的新井A-1井、A-2井和A-3井的单井机械钻速如蓝色框所示，其平均机械钻速能达到60.7 m/h，平均机械钻速提高约66.5%，钻井提速效果明显。

图9 钻井参数优化前后机械钻速数据图Fig.9 Optimized before and after ROP

5 结论

1)渤中区域火成岩斜长石组分含量高，占比超过2/3，导致火成岩地层的硬度和强度都较大，地层钻进难度也大。

2)渤中区域火成岩地层的抗压强度超过240 MPa，抗压强度较大；弹性模量超过25 GPa，泊松比为0.224～0.232，具有明显的硬脆性；粘聚力为70.419～78.522 MPa，胶结性较好，不易分散破坏。

3)东一段到东二段地层硬度较小，研磨性较低，建议选用五刀翼、19 mm直径PDC复合片，且采用中密度布齿的PDC钻头；东三段到沙四段硬度大、研磨性高，建议选用六刀翼、16 mm直径PDC斧型齿复合片，且采用高密度布齿的PDC钻头以加强钻头的攻击性和抗研磨性。

4)利用机械比能模型优化后得到主要的火成岩井段的钻进参数如下：东一段的钻压为50 kN，转速为74 r/min，排量为58 L/s；东二段的钻压为75 kN，转速为73 r/min，排量为33 L/s；东三段的钻压为63 kN，转速为73 r/min，排量为31 L/s；沙河街组的钻压为86 kN，转速为120 r/min，排量为33 L/s。

5)利用机械比能模型可以优化钻井参数，优化后的钻井参数可以很好地满足钻井要求，实现钻井提速。