近年来，渤海湾盆地深层油气勘探取得了重要进展，尤其是在渤海湾深层潜山构造带发现了多个大型油气田，标志着我国东部首个大型整装千亿方大气田成功探明^[1–5]。然而，深气层普遍裂缝发育，且存在多压力系统的情况，钻井作业中钻井液漏失、气侵、气液重力置换等事故频发^[6–12]，特别是气液重力置换时井筒−地层裂缝系统流体交换的规律复杂，井筒流动安全面临严峻挑战。舒刚等人^[13]首次基于平板缝可视化模拟试验研究了气液重力置换现象，并分析了裂缝内气−液界面形成的原因。张兴全等人^[14]根据气−液两相流理论，建立了井筒气侵计算模型，得到了井口回压对气液重力置换的影响规律。孔祥伟等人^[15]考虑气液重力置换的恒定性，提出了气液重力置换与溢流气侵的判断三准则。赵向阳等人^[16]基于平板缝可视化试验和数值仿真，分析了影响稠油和钻井液重力置换的因素。路保平等人^[17]研发了具有真实裂缝形貌的可视化重力置换模拟装置，基于试验进一步明确了液液重力置换的规律。Li Hongtao等人^[18–19]基于数值仿真，研究了水平井钻遇裂缝性气层的气液重力置换规律，并首次提出了置换窗口的概念。戴成等人^[19]通过试验，总结了重力置换在粗糙缝面和常规平板缝的差异。李军等人^[20-21]首次探究了裂缝钻开程度对气液重力置换的影响。宋亚港^[22]基于数值仿真，探究了裂缝高度、长度、钻井液密度等参数对直井钻遇垂直缝时气液重力置换的影响规律。王存新等人^[23]根据大量的试验数据，归纳出了气液重力置换现象的框架性规律，建立了预测漏失量与溢流量的漏喷函数。整体上来看，国内外在气液重力置换领域取得了诸多进展，不过已有研究主要针对定压裂缝性气层，尽管部分试验通过改变地层压力来模拟不同的井底压差，但单组试验内地层压力仍是保持恒定的，本质上仍属于定压气层的范畴，且不同敏感参数对重力置换的影响程度仍缺乏定量化的评估。目前，针对裂缝性定容封闭体气层重力置换问题的研究相对欠缺，赵向阳等人^[16]针对液液重力置换问题开展了有益的探讨，仍需要进一步开展定容封闭体气液重力置换问题的研究。

基于此，笔者建立了大型井筒−裂缝耦合流动试验装置，系统开展了裂缝性定容封闭体气层气液重力置换模拟试验，分析了井底压差、钻井液黏度、钻井液密度、裂缝开度对溢流和漏失速率的影响规律；并基于随机森林理论开展了参数重要性评估，拟合得到了气侵速率和漏失速率的经验预测模型，提出了重力置换现象的防控措施，为钻遇裂缝性定容体气层时井筒流动安全提供了理论支撑。

1.   井筒−裂缝耦合流动试验装置及方法

为了探究裂缝性定容封闭体气层钻井过程中地层−井筒流动系统的流体置换规律，建立了井筒−裂缝气液两相流体耦合流动可视化试验装置。该试验装置由井筒模拟单元、裂缝模拟单元、地层模拟单元、井筒流体供给单元、地层流体供给单元和数据测量与采集单元组成，如图1所示。

图  1  井筒−裂缝气液两相耦合流动可视化试验装置

Figure  1.  Visual experimental device for coupled flow of gas-liquid two-phase fluids in wellbore and fractures

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井筒模拟单元由可视化井筒和内置的钻柱构成，与地层模拟单元通过裂缝模拟单元相连接，井筒内径140 mm，高2 038 mm，钻杆外径60 mm。地层模拟单元由可视化有机玻璃腔体构成，下部连接节流阀和集液桶，便于收集和测量漏失的液体。裂缝模拟单元由2块有机玻璃板组合而成，二者之间的间隙为流体置换通道，缝板左右两侧安装有裂缝开关，通过气缸驱动柱塞的伸缩来打开和关闭缝板；利用三维扫描技术扫描缝面，扫描精度可达0.035 mm，并在有机玻璃板上通过雕刻技术重构裂缝面（见图2），雕刻精度为0.01 mm，裂缝开度2～6 mm、长度950 mm、高度500 mm，倾角90°。地层流体供给单元由螺杆式空气压缩机和储气罐组成，储气罐容积为15 m³。井筒流体供给单元由储液罐和螺杆泵构成。数据测量与采集单元由流量计、压力传感器和高速摄像机等构成。裂缝模拟单元两侧布置有压力传感器，分别用于测量井筒压力和地层压力，二者差值即为井底压差；高速摄像机用于实时捕捉裂缝模拟单元内气液界面。

图  2  裂缝模拟单元构建流程

Figure  2.  Fracture simulation unit construction process

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试验装置中，气罐内的气体仅通过裂缝流向井筒环空，且为唯一气源，因此注气管线上气体流量计测量的流量为气侵量，即通过注气管线进入缝板单元的气体流量等于通过缝板单元进入井筒的气侵量。漏失速率可采用体积法测量，即测量一定时间内从裂缝单元漏失到集液桶内的液体体积。配制的模拟钻井液为非牛顿流体，流变性符合宾汉模式，可以利用塑性黏度来表征其流变性^[24–25]。

该试验装置可同步模拟定压气层和定容封闭气层中的气液重力置换过程。定容封闭体气层和定压气层气侵特性的区别见表1^[16]。需要指出的是，钻井过程中钻遇裂缝性气层时，虽然气层压力随着气体释放而不断衰减，但并不一定表明就是定容封闭体气层，导致这种现象的可能原因包括以下方面：地层裂缝连通性差，裂缝分布稀疏或延伸范围有限，无法形成有效的渗流通道，整个裂缝系统的气体空间可近似视为一个与外界无物质交换的固定容积容器，即定容封闭体；压降漏斗效应导致裂缝渗透率降低；气液重力置换过程中固相堵塞裂缝，进一步降低了裂缝渗透率。

表  1  定容封闭体气层和定压气层的差异

Table  1.  Differences between constant-volume enclosed system gas-bearing bed and constant-pressure gas-bearing bed

气层分类	外部压力补给	边界与体积	地层压力
定容封闭体	无	有限边界/体积	随时间显著变化
定压气层	有	无限大边界/体积	短期内恒定

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裂缝性定容封闭体气层重力置换的试验流程如下：1）配制模拟钻井液，分别用膨润土和羧甲基纤维素（CMC）调控钻井液的密度和黏度，调整裂缝开度至预设值；2）打开数据测量与采集单元，并完成调试；3）关闭缝板模拟单元左侧裂缝开关，打开空压机，将储气罐加压至预设值，然后关闭空压机；4）开启柱塞泵，将钻井液泵注到井筒模拟单元内，建立正常循环；5）打开裂缝模拟单元左侧的裂缝开关，观察气侵、气液重力置换、井漏等现象，并记录气液界面图像信息、井底压力和地层压力等数据；6）试验结束，关闭空压机，停泵，清洗设备。

通过改变地层压力、钻井液密度与黏度、缝宽等参数，可重复上述操作开展试验；也可利用该装置开展定压情形下的气液重力置换模拟试验。为了系统探究不同参数对裂缝性定容封闭体气层重力置换的影响，累计开展了36组不同条件下的定容试验及1组作为对照的定压试验。

2.   气液界面演变特性

钻遇定容体含气裂缝时，井筒与地层裂缝系统存在复杂的压力传递和流体交换，并表现出显著的瞬态变化特性。试验时井筒流体采用CMC配制的非牛顿流体，黏度为10 mPa∙s，裂缝开度为2 mm，井筒与地层模拟单元内压力、气侵速率、漏失速率等参数时变曲线如图3所示。由图3可知，0～20 min为正常钻进阶段，模拟未钻遇裂缝时的正常钻进工况，此时裂缝模拟单元左侧的开关处于关闭状态，井筒单元与地层模拟单元完全隔绝，井底压差为−660 kPa。20 min时，打开裂缝模拟单元左侧裂缝开关，井筒与地层模拟单元内的流动通道完全沟通，模拟打开裂缝性定容封闭体气层工况。此时，地层压力通过裂缝内流动通道迅速向井筒传导，导致井筒压力急速提升，井筒与地层模拟单元存在较高的欠压差，地层气体通过裂缝进入井筒，表现为气侵。随着气侵持续，地层模拟单元内的气体不断被释放，气体压力快速降低，井底欠压差则快速降低，气侵速率也同步降低，地层模拟单元内气体压力和井底欠压差分别降低至469 kPa和−3.5 kPa时，有机玻璃腔体内开始有液体返出，出现气侵和漏失并存的现象，即进入置换阶段。置换阶段内地层压力降低速率逐渐趋于平缓，气侵速率缓慢降低，漏失速率则缓慢加快；井底欠压差为0.1 kPa时，气侵开始消失，漏失速率达到1.73 m³/h，进入漏失阶段。

图  3  井筒与地层模拟单元内测试参数随时间的变化

Figure  3.  Variation of test parameters in wellbore and formation simulation units with time

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整体上看，打开裂缝性定容封闭体气层后，随着地层模拟单元内气体被不断释放，地层−井筒流动系统依次经历气侵、气液重力置换和井漏等3个阶段，不同阶段缝板内的气液界面如图4所示。

图  4  不同阶段裂缝内的气液界面

Figure  4.  Gas-liquid interface in fractures at different stages

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从图4可以看出，气侵时，缝板单元内存在气液界面，气侵界面偏向于缝板的左下侧，此时部分井筒流体从环空流入裂缝通道内，但液相始终被地层高压气体限制在裂缝内无法进入地层模拟单元。随着地层−井筒流动系统进入气液重力置换阶段，气液界面向缝板右上角移动，分界线左右两端分别位于缝板左右两侧，此时井筒流体沿裂缝进入地层模拟单元内。进入到漏失阶段时，气液界面进一步向右偏移，液相逐渐淹没有机玻璃腔体。整个流动过程，缝板内的气液界面是不断变化的，尤其是在漏失阶段，其变化更为迅速。需要指出的是，打开裂缝性定容封闭体气层后，并不一定会依次出现气侵、气液重力置换和井漏3个阶段，也可能只出现气液重力置换和井漏阶段，甚至只出现井漏，具体取决于地层与井筒内的初始压差。

3.   气液重力置换影响因素分析

3.1   井底压差

井底压差是影响地层裂缝系统与井筒之间流体交换的最根本因素之一。图3已经表明在裂缝性定容封闭体气层地层压力释放过程中地层−井筒系统流体交换不同阶段拥有不同的井底压差。为了更加直观地展现井底压差对流体交换的影响，将不同时刻定容井底压差与气侵速率和漏失速率的对应关系绘制成图，如图5所示。对于定容条件，井底压差小于−3.8 kPa时，井底只存在气侵，不会发生井漏，气侵速率随着井底欠压差的降低迅速减小；当井底压差为−3.8～0 kPa时，井底出现气侵与漏失并存的情况，整体表现为气液重力置换，气侵速率依然随着井底欠压差降低而减小，而漏失速率则完全相反；当井底处于过平衡状态时，井底处于漏失状态，漏失速率随着正压差增大而显著增大。定压条件下不同井底压差下的气侵速率和漏失速率如图5所示。从图5可以看出，在相同井底压差下，定容和定压2种条件下的气侵速率和漏失速率也不尽相同，主要差异体现在漏失速率上，定容条件下的漏失速率要明显高于定压情况，随着井下状态逐渐由气液重力置换向漏失转换，二者差异越来越显著。这主要是由于2种条件下的地层气相压力和气相密度不同导致的。定压条件下，整个试验过程中地层压力和密度保持恒定。而定容条件下，气侵初始阶段的地层压力与定压条件下的地层压力和密度保持一致；随着气侵发展，逐渐向气液重力置换和井漏阶段转换，地层压力和密度处于持续降低状态。特别是气液重力置换后期和井漏阶段的地层压力和密度远小于定压条件，导致相同的井底压差下定容条件下的气液界面相较于定压条件是有所抬升的，也就意味着缝板内液相的流动面积更大，因此也相对具有更高的漏失速率。

图  5  不同压差下的气侵速率和漏失速率

Figure  5.  Overflow rate and lost circulation rate under different differential pressures

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实钻中钻遇定压气层时，采取控制回压等措施调节井底压差，地层裂缝系统内气体的压力和密度保持不变；钻遇定容封闭体气层时，随着地层压力被不断释放，地层裂缝系统内的气体压力和密度逐渐降低。这导致即使通过控制回压使定容封闭体气层和定压气层保持相同的井底压差，其气侵速率和漏失速率也不一样。具体来说，排气持续时间越长，地层中气体的密度越低，其与钻井液的密度差也越大，在相同井底压差下，气侵速率和漏失速率也相对较大。而裂缝性定压气层只要井底压差保持不变，理论上讲气侵速率和漏失速率应是不变的。

3.2   钻井液黏度

钻井液黏度直接影响其在缝板内的流动阻力和压力分布，进而影响整个井筒−地层系统的压力传递和流体交换，因此相同井底压差下缝板内气液界面分布、气侵速率和漏失速率存在显著差异。选用清水和CMC配制的模拟钻井液，为了避免其他因素的影响，密度均为1.00 kg/L，清水为牛顿流体，其黏度为动力黏度，取1 mPa∙s；利用CMC配制的模拟钻井液为非牛顿流体，其黏度为塑性黏度。缝板开度均为2 mm，不同钻井液黏度下气侵速率和漏失速率与井底压差的关系如图6和图7所示。从图6和图7可以看出，整体来说，随着钻井液黏度升高，气侵速率和漏失速率均显著降低，但呈明显的非线性关系。黏度从1 mPa∙s升至10 mPa∙s时，气侵速率和漏失速率均有所降低；当黏度进一步升至20 mPa∙s和30 mPa∙s时，气侵速率和漏失速率的降低幅度越来越大。此外，不同钻井液黏度下，流体置换的窗口不同，黏度越高，置换窗口越窄，具体表现为由气侵向气液重力置换转换时对应的井底欠压差越大，而由置换向漏失转换时对应的井底欠压差则越小。虽然不同钻井液黏度下的气侵速率、漏失速率和置换窗口等存在显著差异，但气液重力置换均发生在井底处于欠压差状态下，过平衡状态下只会发生井漏。需要指出的是，上述认识是在缝板开度2 mm下得到的，并不代表过平衡状态下钻遇更大尺度的裂缝或缝洞系统时不会发生流体置换。

图  6  不同黏度流体下气侵速率与井底压差的关系

Figure  6.  Relationship of gas invasion rate and differential pressure for fluids with different viscosities

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图  7  不同黏度流体下漏失速率与井底压差的关系

Figure  7.  Relationship of lost circulation rate and bottom hole differential pressure for fluids with different viscosities

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3.3   钻井液密度

钻井液密度对气侵速率和漏失具有重要影响，密度升高可提升静液柱压力，有效抑制气体侵入，降低气侵速率；然而，密度过高会导致压差过大，漏失风险增大。因此，合理调控钻井液密度是确保井控安全的关键。保持裂缝开度2 mm和钻井液黏度30 mPa∙s不变，不同钻井液密度下气侵速率和漏失速率与井底压差的关系如图8和图9所示。从图8和图9可以看出，随着钻井液密度增大，气侵速率和漏失速率呈逐渐增大趋势，置换窗口逐渐扩展；随着井底压差绝对值增大，钻井液密度对气侵速率和漏失速率的影响也随之加剧。在保持地层压力恒定条件下，维持裂缝内气相密度不变，随着钻井液密度升高，气液两相之间的密度差增大，导致重力势能差加大，进一步加剧了气液重力置换的进程。

图  8  不同密度流体下气侵速率与井底压差的关系

Figure  8.  Relationship of gas invasion rate and bottom hole differential pressure for fluids with different densities

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图  9  不同密度流体下漏失速率与井底压差的关系

Figure  9.  Relationship of lost circulation rate and bottom hole differential pressure for fluids with different densities

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3.4   裂缝开度

裂缝是定容封闭体气层钻井时地层裂缝−井筒系统的流体交换通道，裂缝开度是流体交换强度的决定性因素。考虑现有的可视化缝板制作和安装精度，很难构建开度小于2 mm的裂缝模拟单元，且实际油气藏中开度大于10 mm的特大缝和巨缝极少^[26–27]，试验时设置裂缝开度为2，4和6 mm，按照裂缝级别划分标准^[28]，均属于大缝范畴。钻井液的密度和黏度分别为1.10 kg/L和30 mPa∙s保持不变，仅改变缝板开度，测得不同井底压差下的气侵速率和漏失速率，结果如图10和图11所示。

图  10  不同裂缝开度下气侵速率与井底压差的关系

Figure  10.  Curve of overflow rate versus differential pressure for different fracture aperture

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图  11  不同裂缝开度下漏失速率与井底压差的关系

Figure  11.  Relationship of lost circulation rate and bottom hole differential pressure for different fracture apertures

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从图10和图11可以看出，气侵速率和漏失速率均随着裂缝开度增大急剧升高，且漏失速率的增长幅度更大。此外，从图10和图11也可以看出，裂缝开度越大，气液重力置换的压力窗口越大，主要体现在由气侵向气液重力置换转换时对应的井底欠压差大幅增大，而置换窗口的右边界，即由气液重力置换向井漏转换时对应的井底压差则变化不大。实际上，试验中并未测得裂缝开度6 mm时气液重力置换窗口的右边界，地层单元压力达到空压机最大输出压力时，尽管漏失速率已降至0.48 m³/h，但井底仍处于置换状态。需要说明的是，试验中测的井底压差是裂缝与井筒连通后缝边两侧井筒单元与地层裂缝单元的压差，而非打开连通前二者之间的初始压差。尽管连通前二者初始压差可达0.6 MPa，但一旦连通后压力会快速传导，导致缝板两侧压力传感器测得的井底压差迅速降至千帕级，实际钻井中也存在这种压力的传导。

4.   多因素经验预测模型

可视化试验结果表明，钻进裂缝性定容封闭体气层时地层−井筒系统之间的流体交换与井底压差、裂缝开度、钻井液密度和黏度等参数相关。为量化各参数与溢漏速率的关联程度，开展关键参数重要性分析，结果如图12所示。

图  12  参数重要性分析流程

Figure  12.  Parameter importance analysis process

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利用物理试验获取输入和输出参数，基于归一化Z-Score标准化方法对试验数据进行标准化预处理，整合预处理后的数据并建立多维度数据库；建立预测输出参数的随机森林模型^[29]，将4个输入参数映射至2个目标变量，通过集成多决策树，自适应捕捉试验参数与溢漏速率的复杂非线性关系，并采用交叉验证的方法保证模型的准确性；通过置换特征数据，计算预测误差的变化幅度，变化幅度越大，参数的重要程度越高，量化特征对目标变量的独立影响。Z-Score标准化公式为：

式中：Z为标准化过后的数值；x为原始数据；μ为平均值；$\sigma$为标准差。

气侵速率和漏失速率的参数重要性分析结果如图13和图14所示。对于气侵速率，不同参数的影响程度依次为井底压差＞裂缝开度＞钻井液黏度＞钻井液密度，特别是井底压差的重要性取值达0.572，远大于其他参数。而对于漏失速率，不同参数的影响程度为裂缝开度＞井底压差＞钻井液黏度＞钻井液密度。整体而言，井底压差和裂缝开度是影响地层−井筒系统流体交换的主要因素，钻井液黏度和密度虽有一定影响，但其影响程度相对很弱。利用多元多项式回归模型对多因素进行拟合，得到气侵速率和漏失速率的经验预测模型。

图  13  各参数对气侵速率的归一化重要性分数

Figure  13.  Normalized importance scores of each parameter on gas invasion rate

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图  14  各参数对漏失速率的归一化重要性分数

Figure  14.  Normalized importance scores of each parameter on lost circulation rate

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气侵速率预测模型为：

漏失速率预测模型为：

式中：q_g为气侵速率，m³/h；q_m为漏失速率，m³/h；μ_m为钻井液黏度，mPa∙s；ρ_m为钻井液密度，kg/L；w为裂缝开度，mm；Δp为井底压力和地层压力的差值，kPa。

在评估之前对试验数据集进行降噪处理，并采用了交叉验证方法，以减少潜在的过拟合问题。气侵速率和漏失速率预测结果如图15和图16所示。通过计算85% 置信区间，可以看出预测结果中88.9%和87.5%的预测值位于该区间内，表明模型具有较强的泛化能力。在实际应用过程中，通过测量钻井液黏度、密度、裂缝开度和压差，可以有效预测气侵速率和漏失速率。

图  15  气侵速率预测结果

Figure  15.  Prediction results of gas invasion rate

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图  16  漏失速率预测结果

Figure  16.  Prediction results of lost circulation rate

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5.   气液重力置换防控方法

根据试验数据和多参数变量重要性评估结果，裂缝开度和井底压差是影响裂缝性定容地层钻井地层−井筒系统流体交换的关键因素。实钻时可通过改变裂缝开度和调控井底压差来控制气液重力置换问题。具体而言，钻遇裂缝性气层发生气液重力置换时，优先推荐开展控压排气作业，并在排气作业的不同时间段开展地层压力测试，通过测得的地层压力有无下降趋势来判断是否是定容裂缝性气层，相关测试方法可参考文献[30]。若是定容裂缝性气层，建议在满足井控要求的前提下，适当扩大井底欠压差，将井底气液重力置换转换为气侵状态，以加速排气。若裂缝开度过大导致最大允许井控压力下仍存在气液重力置换现象，建议开展堵漏作业，适当封堵地层以降低裂缝开度，并适时开展控压排气作业。如果根据排气情况判断短期内无法将地层中的气体排至安全线以下，则推荐开展堵漏作业彻底封堵地层，封堵地层前仍需进行控压排气作业，以降低地层能量，提高封堵效果，降低后续钻井时的回吐现象。需要指出的是，上述操作是针对将裂缝性定容封闭体气层作为非目的层情况下制定的；若该裂缝性定容储量较大且是目的层，则建议直接进行封堵，推荐在满足应用条件的前提下利用冻胶阀进行暂时封堵^[31]，待完井作业时进行破胶与返排，以尽可能保护储层。

6.   结论与建议

1）研制了井筒−裂缝气液两相流体耦合流动可视化试验装置，模拟了裂缝性定容封闭体气层钻井时的压力释放过程，明确了裂缝−井筒系统的气液重力置换规律。

2）钻进裂缝性定容封闭体气层过程中可能出现气侵、气液重力置换和井漏等复杂工况，随着地层能量被释放，井底压差越来越小，井底会经历由气侵到气液重力置换、再到井漏的转化过程。

3）气液重力置换窗口内，井底压差越大，气侵速率越大，漏失速率越小；裂缝开度越大，置换窗口越宽，气侵速率和漏失速率也越大；随着钻井液黏度增大，气侵速率和漏失速率显著降低，且置换窗口逐渐收窄，而钻井液密度的影响恰恰相反。

4）建立了气侵和漏失速率的多因素经验模型，量化评价了各参数的影响，明确了气侵与漏失的主控因素分别为井底压差和裂缝开度，基于此提出了裂缝性定容封闭体气层气液重力置换的防控方法。

5）建议结合模型与现场实时数据，进一步研究原始地层温压条件下的气液重力置换规律，完善理论体系和优化防控措施，提升现场工艺适应性。