海相碳酸盐岩超深油气井安全高效钻井关键技术

曾义金

doi:10.11911/syztjs.2019062

海相碳酸盐岩超深油气井安全高效钻井关键技术

曾义金^{1, 2,}

1.
页岩油气富集机理与有效开发国家重点实验室，北京 100101
2.
中国石化石油工程技术研究院，北京 100101

基金项目: 国家重大科技专项课题“海相碳酸盐岩超深油气井关键工程技术”（编号：2017ZX05005-005）、中国石化重大科技攻关项目“特深层油气勘探开发关键技术与装备”（编号：P17049）联合资助

详细信息

作者简介:
曾义金（1964—），江西吉水人，1985年毕业于江汉石油学院钻井专业，2003年获石油大学(北京)油气井工程专业博士学位，教授级高级工程师，中国石化集团公司首席专家，主要从事石油工程技术研究工作。系本刊编委会副主任。E-mail：zengyj.sripe@sinopec.com.cn

中图分类号: TE245
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出版历程
- 收稿日期: 2019-02-16
- 修回日期: 2019-05-04
- 网络出版日期: 2019-05-12
- 刊出日期: 2019-04-30

Key Technologies for Safe and Efficient Drilling of Marine Carbonate Ultra-Deep Oil and Gas Wells

ZENG Yijin^{1, 2,}

1.
Shale Oil and Gas Enrichment Mechanism and Effective Development of State Key Laboratory, Beijing, 100101, China
2.
Sinopec Research Institute of Petroleum Engineering, Beijing, 100101, China

摘要

摘要:
塔里木盆地及四川盆地海相碳酸盐岩油气资源埋深超过7 000.00 m，地层具有层系多、非均质性强和高温高压等特点，钻井难度大、风险高，存在机械钻速低、井筒完整性易失效等突出工程问题。为此，研制了一批新型钻井提速工具及耐高温测量仪器与固井工具，研发了耐高温的高密度钻井液体系、环保型低摩阻钻井液、高性能堵漏浆和防气窜固井水泥浆，发展了硬地层协同破岩快速钻井技术、缝洞型高压油气井“预–监–控–压”闭环式安全控制钻井配套技术及超深小井眼水平井井眼轨迹测控关键技术，完成了多口井深超8 000.00 m的高难度超深井钻井施工，创造了多项工程纪录，有力支撑了新疆顺北、川西超深海相碳酸盐岩油气的勘探开发。
- 海相油气 /
- 高温高压 /
- 安全钻井 /
- 小井眼水平井 /
- 高密度钻井液 /
- 小间隙固井
Abstract:
The marine carbonate oil and gas resources in the Tarim Basin and the Sichuan basin have a burial depth of more than 7 000.00 m, with multiple producing formations which exhibit strong heterogeneity, high temperature and high pressure, difficulty in drilling and high risks, all of which result in engineering problems, such as low ROP in drilling/completion, high risk of wellbore integrity failure, etc. To this end, a series of tools and products have been developed, including new drilling speed-up tools, high temperature resistant measuring instruments and cementing tools. Additionally, the following were developet: a high-density drilling fluid system with high temperature resistance; an environmentally-friendly low-friction, high performance plugging system; and an anti-gas channeling cement slurry system. Meanwhile, the rapid drilling technology for penetrating hard formations in a synergistic way. The goal of " precaution-monitoring-control-pressure” closed-loop safety control drilling matching technology for fractured-cave high pressure oil/gas wells was achieved, and key borehole trajectory measurement and control technology for ultra-deep slim hole horizontal wells wee developed. The application of those technologies in drilling many ultra-deep wells with the depth of over 8 000.00 m has set several engineering records, and strongly supported the exploration & development of ultra-deep marine oil/gas wells in Shunbei, Xinjiang and Western Sichuan.
- marine oil & gas /
- high temperature and high pressure /
- safe drilling /
- slim hole horizontal wells /
- high density drilling fluid /
- small annulus cementing

HTML全文

深层干热岩储层具有温度高、硬度大和基质渗透率低等特点，需采用水力压裂等方法改造致密干热岩储层，构建复杂的裂缝网络体系，提高循环工质换热体积，实现高效循环取热^[1–6]。干热岩水力压裂是一个多物理场耦合问题，需要考虑位移、流体压力、温度等多个物理量之间的相互影响^[7–17]。H. Hofmann等人^[18]通过研究发现，复杂裂缝网络有助于提高干热岩储层开采时的经济效益。Zhang Yanjun等人^[19]提出，水平井分段压裂技术可提高循环工质的换热效率，从而提高裂缝型干热岩储层的开采效益。谢紫霄等人^[20]通过干热岩压裂物理模拟试验，发现水力裂缝沟通天然裂缝后能显著提高裂缝渗流系数，实现地热能的高效开发。干热岩储层裂缝扩展过程中受多因素综合影响，且温度影响不容忽略。

相场法是一种基于系统能量最小化原理判断裂缝扩展的有限元方法，在处理多物理场耦合问题时具有网格处理简单、结果准确性高和计算量小等优点，近年来被广泛应用于水力压裂数值模拟领域^[21–26]。侯冰等人^[23]基于相场法建立了流−固−化耦合酸压裂缝扩展模型，分析了孔洞结构对酸压裂缝的影响。N. Noii等人^[25]提出适用于正交各向异性的相场裂缝描述方法，对相场裂缝建模进行了初步分析。

相场法在处理复杂地层多物理场耦合裂缝扩展模拟方面具有显著优势。基于相场法建立了流−固−热耦合裂缝扩展数值模型，采用自适应网格方法平衡计算成本与计算精度，通过解析解验证模拟结果的准确性；在此基础上，研究了干热岩储层水力裂缝的起裂与扩展规律，分析了地质与工程因素对干热岩储层水力裂缝扩展的影响，以期为深层干热岩储层水力压裂提供参考。

1. 深层干热岩储层水力压裂数值模型

基于相场法构建流−固−热耦合裂缝扩展数值模型时，其核心思想是引入无量纲相场参数ϕ描述空间点的物理状态。ϕ的取值在 [0,1]区间，ϕ= 0 表示材料断裂，ϕ= 1 表示材料未断裂， 0 < ϕ < 1 表示材料处于裂缝过渡区域。该参数可以描述裂缝形态，同时可作为指示参数耦合多物理场方程。

1.1 控制方程

1.1.1 相场−位移控制方程

在热弹性多孔介质的相场裂缝模型能量泛函基础上^[24–25]，将裂缝扩展问题转化为系统能量最小化问题并求解，可得相场−位移控制方程强形式：

$\begin{split} - [(1 - k)\phi {\bf{\varepsilon }}({{u}}) - {G_{\mathrm{c}}}\varepsilon \nabla \phi - \frac{{{G_{\mathrm{c}}}}}{\varepsilon }1 - \phi - 2( {{\alpha _{\rm{B}}} } & - 1 )\phi \left( {p - {p_0}} \right) \nabla \cdot {{u}}+ 2\phi \nabla \left( {p - {p_0}} \right){{u}} - 2\left( {{\alpha _{\mathrm{T}}}{K_{\mathrm{d}}} + C} \right)\phi \left( {\theta - {\theta_0}} \right)\nabla \cdot u + \\ & 2C\phi \nabla \left( {\theta - {\theta_0}} \right){{u}}]{\partial _t}\phi = 0\end{split}$

(1)

$\begin{split} - \nabla \cdot [((1 - k){\phi ^2} + k){\sigma ^ + }({{u}}) + {\sigma ^ - }({{u}})] + (\alpha - 1)\nabla ({\phi ^2}p) + {\phi ^2}\nabla p + ({\alpha _{\mathrm{T}}}{K_{\mathrm{d}}} + {C_{\mathrm{T}}})\nabla ({\phi ^2}\theta) + {\phi ^2}\nabla \theta = 0 \end{split}$

(2)

式中：u为位移，m；k为正则化参数；ε(u)为应变；ε为正则化参数；α_B为Biot系数；α_T为热膨胀系数，℃^－1 ；p为流体压力，Pa；p₀为初始压力，Pa； $\theta$ 为温度，℃； $\theta_0$ 为初始温度，℃；C为界面热应力常数，Pa/℃；σ⁺(u)为裂缝驱动力，Pa；σ^－(u)为裂缝非驱动力，Pa；在二维问题中，K_d=μ+λ，μ，λ为Lame系数；G_c为临界能量释放率，Pa·m。

1.1.2 温度场控制方程

基于相场参数的定义，可构建指示函数：

${X}\mathrm{_f}=1-\phi\text{，}{X}_{\mathrm{r}}=\phi$

(3)

基于局部热平衡假设，同一空间点处温度值具有唯一性。引入指示函数后，得到温度场控制方程的有限元强形式：

$\begin{split} {{(}}{{{X}}_{\mathrm{f}}}{C_{\mathrm{f}}} + {{{X}}_{\text{r}}} & {C_{\mathrm{r}}}) \frac{{\partial \theta}}{{\partial t}} = ({{{X}}_{\mathrm{f}}}{K_{\mathrm{f}}} + {{{X}}_{\text{r}}}{K_{\mathrm{r}}})\left[ \frac{\partial }{{\partial x}}\left( {\frac{{\partial \theta}}{{\partial x}}} \right)\right. +\\ & \left. \frac{\partial }{{\partial y}}\left( {\frac{{\partial \theta}}{{\partial y}}} \right) \right] +v\nabla \theta + {Q_{\mathrm{i}}}\end{split}$

(4)

式中：C_f为压裂液热容，kJ·m³/℃ ；C_r为储层热容，kJ·m³/℃ ；K_f为压裂液热传导系数，W/(m·℃)；K_r为地层岩石热传导系数，W/(m·℃)； v为流体流速，m/s；Q_i为注入热源，J。

1.1.3 流体压力控制方程

对于流体场，其物质守恒方程为：

$\partial_t\left(\rho\mathrm{_f}\varphi^*\right)+\nabla\cdot\left(\rho_{\mathrm{f}}v\right)=q$

(5)

式中：ρ_f为液体密度，g/cm³；φ^*为孔隙度；q为单位时间内注入的压裂液质量，g。

计算流体流速时忽略重力影响，表达式为：

$v = - \frac{K}{\eta }\Delta p$

(6)

式中：K为渗透率，D；η为液体黏度，mPa·s。

$\varphi^*=\varphi_0^*+\alpha\mathrm{_B}\nabla\cdot u+\frac{1}{M}(p-p_0)+K\mathrm{_T}(\theta -\theta_0)$

(7)

式中： $\varphi_0^*$ 为初始时刻孔隙度；M为Biot系数；K_T为孔隙热膨胀系数，℃⁻¹。

流体压力控制方程的强形式为：

$\rho\mathrm{_f}\partial_t\left(\alpha_{\mathrm{B}}\nabla\cdot u+\frac{1}{M}p+K_{\mathrm{T}}\theta \right)-\rho_{\mathrm{f}}\frac{K}{\eta}\nabla\cdot\Delta p=q$

(8)

1.2 自适应网格

模型中以相场参数为指示参数，引入自适应网格技术，在保证模拟精度的前提下，减少模型的计算量。自适应网格算法流程如图1所示。

图 1 自适应网格处理流程

Figure 1. Adaptive mesh processing procedure

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自适应网格可对同一时间步内的裂缝扩展状态进行多次求解，但与全局细分网格相比节点数量少、计算简单，计算精度仍保持良好^[26]。

1.3 多物理场耦合求解

模型共包括固体场模块、温度场模块和流体场模块等3个模块，模型中包括4个解变量，分别为相场参数（ϕ）、位移（u）、温度（T）和流体压力（p）。在固体场模块中，采用全耦合方法求解相场参数与位移；利用温度场模块、流体场模块分别求解温度和压力值，并采用固定应力迭代的方式与固体场耦合。具体流程如下：

1）在任意时间步tⁿ⁺¹，给定上一个时间步的解θⁿ，uⁿ，ϕⁿ和pⁿ。

2）基于固定应力法，构建迭代序列l=0，1，2…，定义初始解变量u_l₌₀=uⁿ，ϕ_l₌₀=ϕⁿ，p_l₌₀=pⁿ，θ_l₌₀=θⁿ。

3）给定θⁿ，uⁿ，ϕⁿ，pⁿ，u_l，ϕ_l和p_l，求解式（4），得到θ_l₊₁。

4）给定θⁿ，uⁿ，ϕⁿ，pⁿ，u_l，ϕ_l和θ_l，求解式（8）获得p_l₊₁。

5）给定θⁿ，uⁿ，ϕⁿ，pⁿ，p_l和θ_l，求解式（1）和式（2），可得{u_l₊₁，ϕ _l₊₁}。

6）若max{||p_l+1−p_l||，||θ_l+1−|θ_l||，||u_l+1−u_l||，||ϕ_l+1−ϕ_l||}≤TOL_fs，则迭代收敛（TOL_fs为固定应力法容差，取10^－8），令pⁿ⁺¹=p_l+1，θⁿ⁺¹=θ_l+1，uⁿ⁺¹=u_l+1，ϕⁿ⁺¹=ϕ_l+1；若迭代不收敛，则令u_l+1=u_l，ϕ_l+1=ϕ_l，p_l+1=p_l，θ_l+1=θ_l，重复步骤3）—5），直至满足收敛条件。

7）检查网格系统是否满足计算精度要求，若不满足，则更新自适应网格系统。

8）输出θⁿ⁺¹，uⁿ⁺¹， ϕⁿ⁺¹和pⁿ⁺¹作为时间步tⁿ⁺¹的解变量，并进行下一个时间步的计算。

1.4 初始条件与边界条件

模拟二维条件下的裂缝扩展过程，忽略重力影响与垂向应变。模型初始状态及边界条件如图2所示。

图 2 相场裂缝模型初始状态

Figure 2. Initial condition of phase-field fracture model

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模型长30 cm，宽30 cm。设置天然裂缝等结构时，将对应位置相场参数固定为0，其余岩石基质区域处相场参数设置为1，进行模拟分析，根据相场参数判断裂缝扩展情况。设定压裂液温度为20 ℃，岩石弹性模量为40 GPa，泊松比为0.20，岩石密度为2.50 g/cm³，Biot系数为0.80，渗透率为1 mD，地层岩石热容为2.0 MJ·m³/℃ ，压裂液热容4.2 MJ·m³/℃ ，地层岩石热传导系数为0.63 W/(m·℃)。

1.5 解析解验证

相场裂缝模型中，最小网格尺寸受网格细分次数控制。采用自适应网格方法，全局细分5次、局部细分3次时，最小网格尺寸为1.17 mm；采用全局网格细分方法，全局细分8次时，最小网格尺寸同样为1.17 mm。固定边界位移，分别采用全局细分网格与自适应网格对裂缝扩展进行模拟，模拟结果如图3所示。

图 3 固定边界位移条件下干热岩水力压裂数值模拟

Figure 3. Numerical simulation of hydraulic fracturing in HDR reservoir under fixed boundary displacement

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无限大线弹性物体内有一条缝内压力均匀分布的裂缝，其裂缝宽度的计算公式为^[27]：

$w = \frac{{4\left( {1 - {\nu ^2}} \right){p_{\text{f}}}}}{E}\sqrt {{c^2} - {y^2}}$

(9)

式中：w为裂缝宽度，mm；p_f 为裂缝内流体压力，Pa；c为裂缝半缝长，mm；y为裂缝内某点到裂缝中心点的距离，mm； $\nu$ 为岩石泊松比；E为岩石弹性模量，GPa。

将流体压力代入式（9），计算裂缝宽度解析解，并与不同网格方案下裂缝宽度对比，结果如图4所示。

图 4 沿y轴方向缝宽分布情况

Figure 4. Fracture width distribution along y-axis direction

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模拟结果表明，裂缝宽度的数值解与解析解吻合程度较好，自适应网格与全局细分网格的模拟结果相接近。自适应网格方法节点少，算力消耗低，计算相场裂缝模型时有显著优势。

2. 地质与工程因素对裂缝扩展的影响

2.1 温度

温度场的变化会造成岩石体积变化，在系统内部互相约束，从而产生热应力^[28–29]。为研究温度对水力裂缝起裂与扩展的影响，设置初始地层温度分别为20，100和200 ℃，压裂液注入温度均为20 ℃，排量均为20 mL/min，边界应力分别为10和7 MPa，裂缝长度变化趋势如图5所示。

图 5 不同地层温度下干热岩储层水力压裂缝长变化趋势

Figure 5. Variation trend of hydraulic fracture length in HDR reservoir with different formation temperature

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模拟过程中，由于压裂液温度低于地层温度，热应力呈现为拉应力，且地层温度越高，热应力越大；由于水力裂缝以拉伸缝为主，热应力在裂缝扩展过程中起辅助作用。压裂液排量相同时，地层温度越高，裂缝扩展速度越快，起裂压力越低。真实干热岩储层中，岩石不同矿物热膨胀时存在各向异性，热应力方向与大小更为复杂，更容易产生局部应力集中；若地层中微裂缝发育，热应力易激活并诱导微裂缝起裂，提高水力裂缝复杂程度，且热应力越大，微裂缝激活程度越高。

2.2 压裂液排量

为探究不同压裂液排量对水力裂缝扩展的影响，设置压裂液排量分别为10，20和30 mL/min，地层初始温度均为200 ℃，压裂液温度均为20 ℃，边界应力分别为10和7 MPa，注液30 s后，模拟结果如图6所示。

图 6 不同压裂液排量下干热岩储层水力压裂模拟结果

Figure 6. Simulation results of hydraulic fracturing in HDR reservoir under different pumping rates of fracturing fluids

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从图6可以看出，压裂液排量为10 mL/min时，缝长为11.63 cm；压裂液排量为20 mL/min时，缝长为20.26 cm；压裂液排量为30 mL/min时，缝长为27.48 cm。研究表明，随着压裂液排量增加，液体憋压速度更快，裂缝周边岩石温度降低更明显。干热岩储层水力裂缝扩展受流体压力和热应力的共同驱动，裂缝扩展速度更快，裂缝宽度也随之增大，更有利于后续循环介质的注入与热交换。

2.3 天然裂缝夹角

为探究天然裂缝对水力裂缝扩展的影响，设置天然裂缝与水平最大主应力方向的夹角分别为90°，45°和20°，地层初始温度均为200 ℃，压裂液温度均为20 ℃，压裂液排量为20 mL/min，边界应力分别为10和7 MPa，模拟结果如图7所示。

图 7 不同天然裂缝夹角下干热岩储层水力压裂模拟结果

Figure 7. Simulation results of hydraulic fracturing in HDR reservoir with different angles of natural fractures

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水力压裂裂缝起裂后沿水平最大主应力方向扩展，遇到天然裂缝后发生转向并沟通天然裂缝。天然裂缝与水平最大主应力方向夹角为90°时，水力裂缝转向不明显，沟通天然裂缝后在天然裂缝两侧同时起裂并扩展，扩展角度与最大水平地应力夹角约为45°，2条裂缝呈分离趋势。岩石温度在水力压裂裂缝与天然裂缝沟通处降幅较大，主要原因为压裂液在该区域流动情况更复杂，传热效率高。

天然裂缝与水平最大主应力方向夹角为45°时，水力裂缝转向效果较明显，沟通天然裂缝后在天然裂缝两侧起裂并扩展，左右两侧扩展速度差异明显，左侧扩展速度更快，这是因为该侧与水平最大主应力方向夹角较小，扩展速度更快。另外，岩石温度在水力裂缝与天然裂缝右侧夹角处降低幅度较大，主要是该侧天然裂缝与水力压裂裂缝距离较近，传热效率更高。

天然裂缝与水平最大主应力方向夹角为20°时，天然裂缝诱导水力压裂裂缝产生转向现象。水力压裂裂缝沟通天然裂缝后在天然裂缝两侧起裂并扩展，左右两侧扩展速度差异明显，左侧扩展速度更快，裂缝沿水平最大主应力方向继续扩展。岩石温度在水力压裂裂缝与天然裂缝右侧夹角处降低幅度较大。

基于上述模拟结果可知，水力压裂裂缝遇到天然裂缝后易沟通天然裂缝，天然裂缝与水平最大主应力夹角越小，转向现象越明显。水力压裂裂缝与天然裂缝沟通位置流动情况复杂，传热效率高。水力压裂裂缝再次起裂方向受到地应力与天然裂缝方向的共同作用，在水平最大主应力方向夹角较小的方向扩展迅速，在水平最大主应力方向夹角较大的方向扩展较慢，且该侧岩石降温幅度更大。

2.4 多天然裂缝干扰下裂缝扩展

为探究多天然裂缝干扰下干热岩储层水力裂缝扩展力学行为，设置不同地应力与排量进行模拟。单侧天然裂缝条数为2条，天然裂缝与水平最大主应力方向夹角为45°，地层初始温度为200 ℃，压裂液温度为20 ℃，压裂液排量分别为20 和50 mL/min，边界应力差分别为3和8 MPa，模拟结果如图8所示。

图 8 不同天然裂缝密度下干热岩储层水力压裂模拟结果

Figure 8. Simulation results of hydraulic fracturing in HDR reservoir with different densities of natural fractures

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地层中存在多条天然裂缝时，水力压裂裂缝优先与距离最近的天然裂缝发生相互作用。地应力差为3 MPa、压裂液排量为20 mL/min时，水力压裂裂缝在靠近天然裂缝时轻微转向并开启初条天然裂缝，随后在天然裂缝尖端二次起裂；地应力差为8 MPa、压裂液排量为20 mL/min时，水力压裂裂缝靠近天然裂缝无明显转向现象，开启初条天然裂缝后在裂缝尖端二次起裂；地应力差为8 MPa、压裂液排量增加至50 mL/min时，水力压裂裂缝贯穿初条天然裂缝并继续扩展，由于水力压裂裂缝贯穿天然裂缝后会消耗水力能量，因此仅能贯穿单条天然裂缝。

3. 结　论

1）基于相场法建立了流−固−热多场耦合裂缝扩展数值模型，根据能量最小化原理计算裂缝形态，无需额外添加裂缝扩展准则，模型搭建简单，可用于干热岩储层水力裂缝扩展模拟研究。

2）干热岩储层水力压裂过程中，热应力体现为拉应力，有助于增加裂缝开度，在裂缝扩展过程中起辅助作用。压裂液与地层温度差越高，排量越大，热应力影响效果越显著；若地层中微裂缝发育，热应力易激活并诱导微裂缝起裂，提高水力压裂裂缝的复杂程度。

3）地层中存在多条天然裂缝时，水力压裂裂缝优先与距离最近的天然裂缝发生相互作用。水力压裂裂缝遇到天然裂缝后易沟通天然裂缝，天然裂缝与水平最大主应力方向夹角越小，地应力差越小，转向现象越明显。水力压裂裂缝再次起裂时沿天然裂缝方向起裂，且向水平最大主应力方向偏转。

图 1 顺北地区二叠系地层PDC钻头门限扭矩计算结果

Figure 1. Calculation results of the threshold torque of PDC bit in Shunbei Permian strata

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图 2 基于 PDCA闭环的钻井风险评价系统设计思路

Figure 2. Design ideas of closed-loop drilling risk assessment system based on PDCA

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图 3 溢流微量早期监测系统

Figure 3. Composition of micro-overflow early monitoring system

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图 4 井底压力精细控制钻井系统

Figure 4. Structure of drilling system for fine control of bottomhole pressure

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图 5 顺北1-16H井应用SM-GasBP前后全烃值对比

Figure 5. Comparison of Well Shunbei 1-16H before and after the application of SM-GasBP

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图 6 含人造缝的自愈合水泥石遇气愈合评价曲线

Figure 6. Evaluation curve for gas-healing cement stone with hydraulic fractures

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图 7 耐高温高压金属膨胀式尾管顶部封隔器

1.本体；2.锁紧套；3.防退卡簧；4.防退卡瓦；5.密封芯子；6.卡瓦锥体；7.膨胀锥体；8.膨胀套筒；9.扶正环

Figure 7. High temperature and high pressure resistant metal expandable packer at top of liner

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图 8 耐高温不混油低摩阻钻井液体系在顺北1-16H井定向段应用情况

Figure 8. Application of high temperature resistant non-mixed oil and low friction drilling fluid system in the directional section of Well Shunbei 1-16H

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参考文献(29)

[1]	金之钧, 蔡勋育, 刘金连, 等. 中国石油化工股份有限公司近期勘探进展与资源发展战略[J]. 中国石油勘探, 2018, 23(1): 14–25. doi: 10.3969/j.issn.1672-7703.2018.01.002 JIN Zhijun, CAI Xunyu, LIU Jinlian, et al. The recent exploration progress and resource development strategy of China Petroleum and Chemical Corporation[J]. China Petroleum Exploration, 2018, 23(1): 14–25. doi: 10.3969/j.issn.1672-7703.2018.01.002
[2]	郭旭升, 胡东风, 李宇平, 等. 四川盆地元坝气田发现与理论技术[J]. 石油勘探与开发, 2018, 45(1): 14–26. GUO Xusheng, HU Dongfeng, LI Yuping, et al. Discovery and theoretical and technical innovations of Yuanba gas field in Sichuan Basin, SW China[J]. Petroleum Exploration and Development, 2018, 45(1): 14–26.
[3]	冯建辉, 蔡勋育, 牟泽辉, 等. 中国石油化工股份有限公司" 十二五”油气勘探进展与" 十三五”展望[J]. 中国石油勘探, 2016, 21(3): 1–13. doi: 10.3969/j.issn.1672-7703.2016.03.001 FENG Jianhui, CAI Xunyu, MOU Zehui, et al. Oil and gas exploration of China Petroleum and Chemical Corporation during the 12^th Five-Year Plan and the prospect for the 13^th Five-Year Plan[J]. China Petroleum Exploration, 2016, 21(3): 1–13. doi: 10.3969/j.issn.1672-7703.2016.03.001
[4]	王汉卿. 鸭深1井取心技术分析[J]. 化工通讯设计, 2018, 44(6): 47–48. WANG Hanqing. Analysis of Coring Technology in Yashen 1 Well[J]. Chemical Engineering Design Communications, 2018, 44(6): 47–48.
[5]	漆立新. 塔里木盆地顺托果勒隆起奥陶系碳酸盐岩超深层油气突破及其意义[J]. 中国石油勘探, 2016, 21(3): 38–51. doi: 10.3969/j.issn.1672-7703.2016.03.004 QI Lixin. Oil and gas breakthrough in ultra-deep Ordovician carbonate formations in Shuntuoguole Uplift, Tarim Basin[J]. China Petroleum Exploration, 2016, 21(3): 38–51. doi: 10.3969/j.issn.1672-7703.2016.03.004
[6]	陈明, 黄志远, 马庆涛, 等. 马深1井钻井工程设计与施工[J]. 石油钻探技术, 2017, 45(4): 15–20. CHEN Ming, HUANG Zhiyuan, MA Qingtao, et al. Design and drilling of Well Mashen 1[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2017, 45(4): 15–20.
[7]	潘军, 王敏生, 光新军. PDC钻头新进展及发展思考[J]. 石油机械, 2016, 44(11): 5–13. PAN Jun, WANG Minsheng, GUANG Xinjun. New progress and future development of PDC bit[J]. China Petroleum Machinery, 2016, 44(11): 5–13.
[8]	杨金华, 郭晓霞. PDC钻头技术发展现状与展望[J]. 石油科技论坛, 2018, 37(1): 33–38. doi: 10.3969/j.issn.1002-302x.2018.01.008 YANG Jinhua, GUO Xiaoxia. The present status and outlook of PDC bit technology[J]. Oil Forum, 2018, 37(1): 33–38. doi: 10.3969/j.issn.1002-302x.2018.01.008
[9]	马广军, 王甲昌, 张海平. 螺杆驱动旋冲钻井工具设计及试验研究[J]. 石油钻探技术, 2016, 44(3): 50–54. MA Guangjun, WANG Jiachang, ZHANG Haiping. The design and experimental study of PDM driven rotary percussion drilling tool[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2016, 44(3): 50–54.
[10]	马广军, 张海平, 王甲昌. 基于螺杆钻具的旋冲钻井装置设计及试验研究[J]. 石油机械, 2016, 44(6): 24–27. MA Guangjun, ZHANG Haiping, WANG Jiachang. Designed and testing of the positive displacement motor driven rotary percussion drilling device[J]. China Petroleum Machinery, 2016, 44(6): 24–27.
[11]	殷子横, 索忠伟, 张硕坤, 等. ϕ228 mm射流冲击器在涪陵二开的应用研究[J]. 石油机械, 2017, 45(6): 13–16. YIN Ziheng, SUO Zhongwei, ZHANG Shuokun, et al. Application of ϕ228 mm jet impactor in the second spud in Block Fuling[J]. China Petroleum Machinery, 2017, 45(6): 13–16.
[12]	索忠伟, 王甲昌, 张海平, 等. 旋冲钻井在塔河工区超深井段的应用[J]. 石油钻采工艺, 2013, 35(4): 44–46. doi: 10.3969/j.issn.1000-7393.2013.04.010 SUO Zhongwei, WANG Jiachang, ZHANG Haiping, et al. Application of rotary percussion drilling on the super deep section in Tahe Field[J]. Oil Drilling & Production Technology, 2013, 35(4): 44–46. doi: 10.3969/j.issn.1000-7393.2013.04.010
[13]	杨广国, 索忠伟, 王甲昌, 等. 射流冲击器配合PDC钻头在超深井中应用[J]. 石油机械, 2013, 41(4): 31–34. doi: 10.3969/j.issn.1001-4578.2013.04.008 YANG Guangguo, SUO Zhongwei, WANG Jiachang, et al. Application of jet hammer and PDC Bit in superdeep well[J]. China Petroleum Machinery, 2013, 41(4): 31–34. doi: 10.3969/j.issn.1001-4578.2013.04.008
[14]	杨传书. 钻井风险评价系统DrillRisk的研发与应用[J]. 石油钻探技术, 2017, 45(5): 60–67. YANG Chuanshu. Development and application of risk-assessment system for drilling operations[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2017, 45(5): 60–67.
[15]	王果, 范红康, 牛新明, 等. 控压钻井线性节流阀及其控制[J]. 石油学报, 2017, 38(8): 955–962. WANG Guo, FAN Hongkang, NIU Xinmin, et al. Linear choke valve and its control technology for managed pressure drilling[J]. Acta Petrolei Sinica, 2017, 38(8): 955–962.
[16]	柴龙,林永学,金军斌,等. 塔河油田外围高温高压井气滞塞防气窜技术[J]. 石油钻探技术, 2018, 46(6): 40–45. CHAI Long, LIN Yongxue, JING Junbin, et al. Anti-gas channeling technology with gas-block plug for high temperature and high pressure wells in the periphery of the Tahe Oilfield[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2018, 46(6): 40–45.
[17]	ZHOU Haobo, SUN Mingguang, NIU Xinming, et al. A novel multi-density dynamic well killing method for ultra-deep wells and the simulation system[R]. SPE 193216, 2018.
[18]	潘军, 李大奇. 顺北油田二叠系火成岩防漏堵漏技术[J]. 钻井液与完井液, 2018, 35(3): 42–47. doi: 10.3969/j.issn.1001-5620.2018.03.007 PAN Jun, LI Daqi. Technology of preventing and controlling mud losses into the permian igneous rocks in Shunbei Oilfield[J]. Drilling Fluid & Completion Fluid, 2018, 35(3): 42–47. doi: 10.3969/j.issn.1001-5620.2018.03.007
[19]	曾义金, 李大奇, 杨春和. 裂缝性地层防漏堵漏力学机制研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2016, 35(10): 2054–2061. ZENG Yijin, LI Daqi, YANG Chunhe. Leakage prevention and control in fractured formations[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2016, 35(10): 2054–2061.
[20]	李大奇, 曾义金, 刘四海, 等. 裂缝性地层承压堵漏模型建立及应用[J]. 科学技术与工程, 2018, 18(2): 79–85. doi: 10.3969/j.issn.1671-1815.2018.02.011 LI Daqi, ZENG Yijin, LIU Sihai, et al. Wellbore strengthening model in fractured formation[J]. Science Technology and Engineering, 2018, 18(2): 79–85. doi: 10.3969/j.issn.1671-1815.2018.02.011
[21]	何仲, 刘金华, 方静, 等. 超高温屏蔽暂堵剂SMHHP的室内实验研究[J]. 钻井液与完井液, 2017, 34(6): 18–23. doi: 10.3969/j.issn.1001-5620.2017.06.004 HE Zhong, LIU Jinhua, FANG Jing, et al. Laboratory study on ultra-high temperature temporary plugging agent SMHHP[J]. Drilling Fluid & Completion Fluid, 2017, 34(6): 18–23. doi: 10.3969/j.issn.1001-5620.2017.06.004
[22]	ZENG Yijin, LU Peiqing, ZHOU Shiming, et al. A new prediction model for hydrostatic pressure reduction of anti-gas channeling cement slurry based on large-scale physical modeling experiments[J]. Journal of Petroleum Science and Engineering, 2019, 172: 259–268. doi: 10.1016/j.petrol.2018.09.035
[23]	高元, 桑来玉, 杨广国, 等. 胶乳纳米液硅高温防气窜水泥浆体系[J]. 钻井液与完井液, 2016, 33(3): 67–72. doi: 10.3969/j.issn.1001-5620.2016.03.014 GAO Yuan, SANG Laiyu, YANG Guangguo, et al. Cement slurry treated with latex nano liquid silica anti-gas-migration agent[J]. Drilling Fluid & Completion Fluid, 2016, 33(3): 67–72. doi: 10.3969/j.issn.1001-5620.2016.03.014
[24]	杨广国, 陶谦, 高元, 等. 高温高压气井复合型水泥浆体系研究与应用[J]. 科学技术与工程, 2016, 16(20): 151–155. doi: 10.3969/j.issn.1671-1815.2016.20.026 YANG Guangguo, TAO Qian, GAO Yuan, et al. Research and application of high temperature high pressure gas well complex cement slurry[J]. Science Technology and Engineering, 2016, 16(20): 151–155. doi: 10.3969/j.issn.1671-1815.2016.20.026
[25]	ZENG Yijin, LIU Rengguang, LI Xiaojiang, et al. Cement sheath sealing integrity evaluation under cyclic loading using large-scale sealing evaluation equipment for complex subsurface settings[J]. Journal of Petroleum Science and Engineering, 2019, 176: 811–820. doi: 10.1016/j.petrol.2019.02.014
[26]	尹慧博, 张瑞, 陈武君, 等. 高温高压高酸性油气井用尾管顶部封隔器关键技术研究[J]. 石油钻探技术, 2018, 46(5): 63–68. YIN Huibo, ZHANG Rui, CHEN Wujun, et al. Research on the key technologies of liner top packer for HT/HP and high acidic oil and gas wells[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2018, 46(5): 63–68.
[27]	张奎林,谷磊. 尾管顶部封隔器密封胶筒设计与试验[J]. 断块油气田, 2018, 25(3): 381–384. ZHANG Kuilin, GU Lei. Design and experiment research on sealing rubber tube of top packer of liner hanger[J]. Fault-Block Oil & Gas Field, 2018, 25(3): 381–384.
[28]	刘修善. 考虑磁偏角时空变化的实钻轨迹精准定位[J]. 石油学报, 2017, 38(6): 705–709. LIU Xiushan. Positioning the drilled borehole trajectories considering the magnetic declination change in space-time[J]. Acta Petrolei Sinica, 2017, 38(6): 705–709.
[29]	刘修善. 井眼轨迹模式定量识别方法[J]. 石油勘探与开发, 2018, 45(1): 145–148. LIU Xiushan. Quantitative recognition method for borehole trajectory models[J]. Petroleum Exploration and Development, 2018, 45(1): 145–148.

施引文献(9)

期刊类型引用(4)

1.	陈德春，张文宣，阳成，常峰，邴绍强，张鹏，王亮亮，马硕. 基于井口流体温度的含水率计算模型. 断块油气田. 2025(03): 514-521 . 百度学术
2.	魏锋，陈现，王迪，夏瑜. 海上少井条件下含水率计算方法研究及应用. 海洋石油. 2022(04): 63-66 . 百度学术
3.	王谦，谭茂金，石玉江，李高仁，程相志，罗伟平. 径向基函数神经网络法致密砂岩储层相对渗透率预测与含水率计算. 石油地球物理勘探. 2020(04): 864-872+704 . 百度学术
4.	王谦，石玉江，谭茂金，李高仁. 基于孔隙结构分类的致密砂岩含水率计算模型——以鄂尔多斯盆地陇东西部延长组长8_1储层为例. 石油物探. 2019(05): 669-680 . 百度学术

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1. 深层干热岩储层水力压裂数值模型
1.1 控制方程
1.1.1 相场−位移控制方程
1.1.2 温度场控制方程
1.1.3 流体压力控制方程
1.2 自适应网格
1.3 多物理场耦合求解
1.4 初始条件与边界条件
1.5 解析解验证
2. 地质与工程因素对裂缝扩展的影响
2.1 温度
2.2 压裂液排量
2.3 天然裂缝夹角
2.4 多天然裂缝干扰下裂缝扩展
3. 结　论

1. 深层干热岩储层水力压裂数值模型
1.1 控制方程
1.1.1 相场−位移控制方程
1.1.2 温度场控制方程
1.1.3 流体压力控制方程
1.2 自适应网格
1.3 多物理场耦合求解
1.4 初始条件与边界条件
1.5 解析解验证
2. 地质与工程因素对裂缝扩展的影响
2.1 温度
2.2 压裂液排量
2.3 天然裂缝夹角
2.4 多天然裂缝干扰下裂缝扩展
3. 结　论

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