提高塔里木油田碎屑岩固井质量对策研究

2023-11-04杨川，陈曦，石庆

西部探矿工程 2023年10期

杨川，陈曦，石庆

（川庆钻探工程有限公司井下作业公司，四川成都 610051）

塔里木碎屑岩是塔里木盆地的主要油气储集层，其储量(探明+控制)及产量均占总储量、总产量75%以上[1]，碎屑岩储层矿物组分多，变化复杂[2]，本区碎屑岩广泛分布于志留系至第三系，其中上泥盆统东河砂岩、三叠系上、中、下油组、下白垩统卡普沙良群、上白垩统—下第三系及上第三系中新统等是盆地主要碎屑岩油气产层。

目前塔里木碎屑岩井固井质量不高，尤其是目的层固井质量差，对引入新体系前5年所有区块碎屑岩井固井质量进行统计，全井平均合格率54.8%，平均优质率25.8%。目的层封固质量同样较差；投产新井69口，其中目的层段固井质量不合格井20 口井占比29.0%，典型区块轮南油田：24口新井固井合格率53%，目的层TI油组固井合格率54.2%，11口水井TI油组只有5口井合格；后期试修：固井质量差后期表现就是后期试修、生产过程中部分井含水率上升过快，油水窜，进而进行补救，共补救固井质量14 口（完井、试油期间补救11口，投产后补救3口），平均作业时间33d。补救率占到20%左右，严重影响整个塔里木油田的产能。

1 影响固井质量因素

1.1 地层特性

（1）火成岩孔隙和裂缝发育，地层承压能力低。塔里木盆地碎屑岩储集空间以孔隙为主，少量裂缝[1,3]。地层压力系数在1.15~1.30 之间，二叠系火成岩段裂缝更为发育，承压能力更低，当量密度一般为1.45g/cm3，下套管循环及固井易发生漏失，漏失造成后期无法环空憋压，影响水泥与套管之间胶结。

（2）储层孔渗相对较高，地层易发生渗漏。志留—泥盆系储层：塔塔埃尔塔格组在沙西孔隙度16.65%，平均渗透率266.15×10-3μm2，东河塘组主要分布在塔中及塔北地区，孔隙度主要分布于6.2%~18.5%，渗透率分布于（25.4~75）×10-3μm2。

石炭系储层：渗透率主要分布于（2.58~71）×10-3μm2，下石炭系砂岩储层孔隙度主要分布于4%~19.2%，渗透率主要分布于（6~163）×10-3μm2。

已有研究表明[4-8]在候凝过程中，水泥浆在储层中易发生渗漏导致二界面胶结弱化，储层段封固质量降低，图1可以看出，孔渗较高的地方固井质量较差。

图1 T1-8井志留系固井质量与孔渗对应关系

（3）油水界面近。底水活跃且油水隔层厚度最小2m，如表1所示。对层间封固质量要求高；后期增产作业，由于水泥石脆性导致水泥石破裂，发生油水窜。

表1 塔中区域志留系油水间距分布

1.2 浆体性能

（1）井筒条件。塔里木油田碎屑岩井常用泥浆体系为聚磺钻井液体系，密度1.20~1.33g/cm3，屈服值8~15Pa之间，塑性粘度20~40mPa·s之间。泥浆性能屈服值偏高，不满足《中国石油天然气集团公司固井技术规范》，不易于顶替，增加漏失风险，其它条件不变，通过软件模拟，钻井液的切力由10Pa降低至4Pa，循环摩阻当量密度可降低0.02~0.04g/cm3，且循环驱替效率由60%提高到98%，如图2、图3所示。

图2 屈服值=10Pa循环驱替效率

图3 屈服值=4Pa循环驱替效率

（2）水泥浆性能。碎屑岩常用水泥浆体系，尾浆初稠低(10~20Bc)，渗漏阻力小；尾浆稠化时间过长，渗漏时间长，影响固井质量。

从表2中可以看出，尾浆稠度在(20~30Bc)之间，稠化时间附加30min 左右的井，由于增加渗流阻力，减少候凝期间渗流时间，有利于提高固井质量。

表2 水泥浆初稠及稠化时间与固井质量对应关系

2 提高固井质量技术措施

2.1 井筒条件改善

固井施工前调整泥浆性能，降低泥浆粘切，塑性粘度、初终切，调整粘度小于50s，屈服值小于5Pa，可有效冲刷井壁，降低流动摩阻压力，防止顶替过程中泵压过高，压漏薄弱地层，同时减小泥浆触变性，由宾汉流体转为幂律流体。

2.2 水泥浆性能优化

（1）优化机理。根据对地层特性的分析，改进的重点是：为防止由于候凝期间渗漏引起的油水窜，采用“静止堵漏”的原理[9]，倾向于提高水泥浆的塑性粘度和屈服值，同时也容易实现壁面剪应力固井工艺[10-11]。

提高水泥浆初稠，增强体系的触变性，尤其是高温下的触变性，增大浆体对地层的渗流阻力，水泥浆泵送到位静置后胶凝强度发展迅速，提高了水泥浆内部应对地层流体窜的结构阻力，极大降低了形成窜流通道的风险。

（2）原有水泥浆体系性能调整。通过加大微硅用量可以达到提高固相含量的目的。一方面微硅可以降低水泥石的渗透率，低渗透率的水泥石具备良好层间封隔能力[12]，且有助于水泥石抵御腐蚀地层流体的侵蚀[13-14]。但微硅粒径较小，平均粒径在0.1~0.3μm，比表面积20~28m2/g，细度和比表面积达到水泥的80~100倍，因此，过大的微硅用量会带来浆体流动度变差，微硅加量超过8%后，使浆体常温流动性变差，可泵性变差，影响施工安全。见表3。

表3 LD、GT水泥浆体系调整性能表

现有研究中表明[15-16]，加有微硅的水泥石强度明显比未加微硅的水泥石强度高，但水泥石的强度并不随着微硅的加量而持续增加，而是随着微硅加量的增加先增加，在微硅加量达到一定的值后，开始随着微硅加量的增加而减小，并且水泥石后期强度出现衰退情况，如图4所示。因此，通过改变微硅加量来实现碎屑岩固井质量的提高不可行。

图4 微硅(5%)对水泥石强度的影响

（3）BX 水泥浆体系。通常情况下，水泥浆体经过高温养护后表现出高温稀释的性能，而通过对比试验发现，BX 水泥浆体系的抗温能力较强，高温稳定性较好，体系表现出高温增稠的性能，经过高温养护后的水泥浆体系K值增大，n值降低，同时，高温下的触变性较强，并且触变性发展较快。本试验采用旋转粘度计法，以初、终切差值反映触变性强弱。触变性发展及强度试验数据见表4。

表4 水泥浆体系流变性能对比

由表4可知，BX水泥浆体系经过高温养护后，K值增大，n值降低，表现出高温增稠的现象，而LD、GT 水泥浆体系均表现为高温稀释，同时，BX 水泥浆体的触变性经过高温养护后得到加强，初、终切力差值由常温的9.2Pa 增长到高温下的16.4Pa，增长了78%。并且高温下触变性的发展也较为迅速，5min 的终切已经达到10min的终切的92%。

环空窜流理论认为水泥浆静胶凝强度过渡时间(48~240Pa)是最容易发生窜流的时间段，因此，应尽量缩短过渡时间，降低窜流风险。对比试验发现，BX 水泥浆体系具有比LD、GT水泥浆体系更短的静胶凝强度过渡时间。对比试验数据见表5。BX水泥浆体系静胶凝强度过渡时间曲线见图5。

表5 BX、LD、GT水泥浆体系静胶凝强度过渡时间试验数据表(110℃)

图5 BX水泥浆体系静胶凝强度过渡时间曲线图

同时，通过SPN值法进一步考察三种水泥浆体系的防窜能力，试验数据见表6。通过试验可以看出，BX水泥浆体系高温增稠的性能、高温下触变性快速发育的能力更适合于渗漏地层的“静止堵漏”作业；较短的静胶凝强度过渡时间及较低的SPN值说明其防窜能力更强，更适合于地层流体复杂的固井施工作业。

表6 BX、LD、GT水泥浆体系防窜评价试验数据表(95℃)

从浆体性能优化来看，BX水泥浆体系通过降失水剂控制20~30Bc 的初始稠度，较强的触变性更适用于碎屑岩固井。

（4）优化结果分析。BX体系表现出的这些特性源于它的降失水剂B-200，为多元共聚的高分子聚合物降失水剂，通过合成单体的的优选、官能团的优化配比使聚合物的分子链具有微交联结构，并且分子量分布合理，分子量大小适中，使得水泥浆体系的高温高压滤失量较小，具有良好的抗高温性能。同时，微交联的结构又能使水泥浆体系静置后的触变性迅速发育并在强度上得到增强。降失水剂B-200的热失重试验曲线如图6所示。