The Development and Properties of PC–W31L Flushing Fluid for Oil-Based Drilling Fluid
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摘要:
针对油基钻井液用水包油型冲洗液无法用润湿测定仪检测混合液（即油基钻井液与冲洗液的混合液，全文同）电导率的问题，优选复配了合适的表面活性剂和溶剂，并引入一种含氮类聚合物，制备了油基钻井液用冲洗液PC–W31L。分析了PC–W31L冲洗油基钻井液的作用机理，并对其性能进行了评价。结果表明：PC–W31L对油基钻井液的冲洗效果良好，冲洗界面为水润湿状态，能使油基钻井液由油连续相完全转变为水连续相；PC–W31L与油基钻井液、水泥浆的流变相容性良好，对水泥浆稠化时间和抗压强度的影响均在可控范围内。研究表明，冲洗液PC–W31L不但对油基钻井液的冲洗效果良好，且能用润湿测定仪测定其水润湿能力。
Abstract:We address the problem of not being able to detect the conductivity change of mixed liquid (oil-based drilling fluid and flushing fluid) in oil-based drilling fluid. Flushed by oil-in-water based flushing fluid with the wetting tester, the proper surfactant and solvent were optimized and compounded, and a nitrogen-containing polymer was introduced to develop the PC–W31L flushing fluid for oil-based drilling fluid. The flushing mechanism of this fluid on oil-based drilling fluid was analyzed and its performance was evaluated. The results showed that the flushing effect of PC–W31L flushing liquid on oil-based drilling fluid was optimal, the flushing interface was in water wet state, which can completely transform oil-based drilling fluid from the oil continuous phase to the water continuous phase. The rheology compatibility of this fluid is better with oil-based drilling fluid and cement slurry respectively, and its influences on the thickening time and strength of cement slurry are all within the controllable range. The results of performance evaluation indicated that PC–W31L flushing liquid not only had a good flushing effect on oil-based drilling fluid, but also allowed the wetting tester to detect its water wetting capacity.
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Keywords:
- oil-based drilling fluid /
- flushing fluid /
- wettability /
- compatibility /
- cement slurry
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塔里木富满油田主要钻探区域为跃满、富源、满深等区块，开发对象为奥陶系碳酸盐岩油藏[1-2]，该油田储层埋深7200 ～8000 m，采用三开井身结构，二开技术套管下深为5000 ～7000 m，三开裸眼完井。二开二叠系火成岩发育，埋深约2500～5000 m[3-5]，漏失压力系数低，普遍为1.30～1.40，漏层厚度大，约600～800 m。根据富满油田各区块二叠系实钻资料反算漏失压力，确定富源、满深等区块漏失压力当量密度为1.38～1.45 kg/L ，安全密度窗口为0.09～0.15 kg/L ，全井封固难度极大。采用密度为1.35 kg/L的水泥–微硅–空心玻璃微珠三元低密度水泥浆，配合单级一次上返固井工艺，一次上返成功率30%左右。水泥–微硅–空心玻璃微珠三元低密度水泥浆密度降至1.20 kg/L 时会出现下灰缓慢、流动性能变差等问题，影响固井施工。机械式发泡水泥浆密度可降至1.20 kg/L 以下，但受现场设备和井下高温、高压条件影响，推广难度大[6-11]。低密度玻璃微珠水泥浆中的玻璃微珠受压后易破碎，造成其流动度降低，导致环空摩阻和施工压力增大[12-17]。以空心玻璃微珠作为主要减轻材料的低密度水泥浆在强度等基础性能改善方面受限[18-20]。
通过降低水泥浆密度实现降低液柱压力和环空摩阻的同时改善水泥浆流变性能，配合相应的固井工艺措施，可以达到一次上返全井封固的目的[21-23]。引入多元连续颗粒体系紧密堆积设计方法，通过开发新型增强材料，选用优质耐压人造空心玻璃微珠、低黏聚合物降滤失剂和高效分散剂等，研发了密度为1.20 kg/L 的低摩阻水泥浆。现场试验表明，该水泥浆能满足深层、超深层、高压易漏失地层的固井要求，为提高富满油田二开长裸眼段生产套管固井质量提供技术支持。
1. 超低密度水泥浆设计
1.1 设计思路
富满油田二开循环温度高（最高达110 ℃）、压力普遍大于80 MPa，封固段长，漏失风险高，这就要求水泥浆具有较低的密度、良好的抗压强度和施工性能。超低密度水泥浆多为水泥–微硅–空心玻璃微珠三元水泥浆，具有良好的抗压强度和施工性能，但整体性能难以满足长裸眼段单级一次上返固井施工要求，主要表现为：1）空心玻璃微珠自身承压能力较差，在井下高压环境下大量破损，导致水泥浆密度增大，压漏地层；2）未采用合理紧密堆积设计，水灰比高，稳定性差，抗压强度低，顶部强度发展缓慢；3）微硅加量大，且缺少相应的高性能外加剂，现场下灰困难、水泥浆的流变性难以控制[24-25]；4）水泥浆稠度高，施工过程中摩阻大，易发生漏失。
为此，制定了超低密度水泥浆设计思路：1）优选耐压人造空心玻璃微珠，确保低密度水泥浆在井下高压环境下密度不变；2）引入多元连续颗粒体系紧密堆积设计方法，开发新型增强材料替代微硅，新型增强材料兼具充填增强、结晶矿物学增强和流变性改善效应，提高水泥浆干混颗粒体系堆积密实度，解决超低密度水泥浆施工性能和力学性能矛盾，确保水泥浆的沉降稳定性、流变性能及水泥石强度等综合性能满足富满油田长裸眼段一次固井封固要求；3）开发低黏聚合物降滤失剂、高效分散剂等配套外加剂，进一步改善水泥浆的流变性。
1.2 减轻材料优选
由于富满油田二开井底压力最高超过80 MPa，因此水泥浆减轻剂的耐压性能尤为关键。参照JC/T 2284—2014中空心玻璃微珠抗等静压强度测定方法，利用高温高压稠化仪测试3种不同生产工艺制备固井用空心玻璃微珠在不同压力下的破损率，结果见表1。考虑到部分井实际井底压力超过90 MPa，将破损率测试压力设定为100，90，80，70和60 MPa。
表 1 空心玻璃微珠破损率测试结果Table 1. Test results for the damage rate of hollow glass beads名称 生产工艺 耐压等级
/MPa平均粒径
/μm密度
/（kg·L−1）不同压力下的空心玻璃微珠破损率，% 100 MPa 90 MPa 80 MPa 70 MPa 60 MPa A 固体粉末法 82.7 90 0.602 29.2 20.6 14.5 12.1 8.2 B 软化学法 82.7 95 0.602 51.5 37.4 37.5 35.2 30.8 C 液相物化法 82.7 92 0.604 50.5 32.6 34.1 31.4 32.2 由表1可知，对于3种耐压等级相同、密度和平均粒径相近的空心玻璃微珠，固相粉末法生产空心玻璃微珠A的破损率最低，说明其耐压性能最好。其主要原因是固相粉末法制备工艺更加成熟，生产过程中煅烧温度更高，微珠壳体结构更加致密耐压。因此，减轻材料选用空心玻璃微珠 A 。
1.3 多元连续颗粒体系紧密堆积设计
优选3种球形度好、活性指数高的超细胶凝材料，按照一定比例混合形成增强材料，该材料为超细材料，密度2.60 kg/L，平均粒径7.1 µm，比表面积650 m2/kg，球形系数0.91，活性指数125%，如图1所示。该材料可填充在水泥、空心玻璃微珠等大颗粒间，形成良好的颗粒级配效果。同时具有良好的滚珠和火山灰效应，可极大地改善水泥浆的流变性和提高水泥石的抗压强度。
利用激光粒度分析仪分析G级水泥、空心玻璃微珠A和超细增强材料的粒度，根据粒度分析结果，确定了以粒径40～200 μm空心玻璃微珠A为第一级填充结构；粒径10～60 μm G级水泥为第二级填充结构；粒径10～60 μm增强材料为第三级填充结构。三者粒径级配合理，通过优化配比，可达到紧密堆积效果。
基于水泥、增强材料、空心玻璃微珠三元体系的粒径分布特点，考虑物理堆积效果和化学效应，利用可压缩堆积模型[13-15]，计算不同配比下干混体系的堆积密实度。
可压缩堆积模型的计算通式为：
γ=γi=βi1−i−1∑j=1[1−βi+bijβi(1−1/βi)]yi−n∑j=i+1[1−aijβi/βj]yi (1) K=n∑i=1Ki=n∑i=1yi/βi1/ϕ−1/γi (2) 式中：γ为混合物料的理论堆积密实度；ϕ为颗粒体系的实际堆积密实度；βi为剩余堆积密实度；K为压实指数（经验值），%；aij为松散效应系数；bij为壁面效应系数；dj为颗粒特征粒径，μm；yi为特征粒径对应的颗粒体积分数，%。
由于式（1）是建立在具有i（i=1～n）级连续粒级的一元颗粒体系上，为便于计算，需将多元颗粒体系转化成一元颗粒体系。每种材料本身为具有一定粒径分布的多粒级体系，不同材料相同粒径区间多有重叠，根据各材料配比将不同种材料同一粒径的颗粒合并到一起，从而将一个复杂的多组分多粒级分布的混合体系转化为单组分多粒级一元颗粒体系。
已知每一级颗粒特征粒径dj、每级颗粒特征粒径对应的体积分数yi和剩余堆积密实度βi，根据式（1）可计算出每一粒级对应的理论堆积密实度γi代入式（2），即可求得实际堆积密实度。
三元颗粒体系部分干混配比堆积密实度计算结果见表2，干混体系的堆积密实度可达0.84以上。
表 2 水泥、增强材料、空心玻璃微珠三元体系堆积密度计算结果Table 2. Packing density calculation results of cement, reinforced material and hollow glass bead ternary system3种材料的配比，% 堆积密实度 水泥 增强材料 空心玻璃微珠 100 10 10 0.7455 100 20 20 0.7574 100 30 30 0.7655 100 40 40 0.7747 100 50 50 0.7874 100 60 60 0.7985 100 70 70 0.8091 100 80 80 0.8197 100 80 90 0.8294 100 80 100 0.8325 100 90 80 0.8209 100 90 90 0.8313 100 90 100 0.8369 100 100 80 0.8315 100 100 90 0.8335 100 100 100 0.8394 100 110 80 0.8405 100 120 80 0.8422 根据堆积密实度计算结果，优选堆积密实度>0.8的干混配方，利用等流动度法测定水泥、增强材料、空心玻璃微珠3种材料的需水量，在三元体系紧密堆积设计的基础上，设计多个密度为1.20 kg/L 的超低密度水泥浆配方，通过测试其在60 ℃下的抗压强度和流动度，根据测试结果优化水泥浆干混配方，测试结果见表3。由表3可知，水泥∶增强材料∶空心玻璃微珠的配比为100∶80∶80时，抗压强度和流动度最佳。所用水泥浆配方为G级水泥+增强材料+空心玻璃微珠A+水。
表 3 水泥、增强材料与空心玻璃微珠配比对抗压强度和流动度的影响Table 3. Influence by different proportion of cement，reinforced materialand hollow glass bead on compressive strength and fluidity试验
编号3种材料的配比，% 密度/
（kg·L−1）24 h抗压强
度/MPa流动度/
cm水泥 增强材料 空心玻璃微珠 1 100 120 80 1.20 7.8 18 2 100 100 100 1.20 8.8 20 3 100 90 80 1.20 8.0 20 4 100 80 90 1.20 9.5 23 5 100 80 80 1.20 9.2 24 6 100 70 70 1.20 7.8 27 1.4 外加剂加量优化
1.4.1 降滤失剂加量优化
对于深井超深井长裸眼段固井用低密度水泥浆，除优选耐压空心玻璃微珠外，还需优选低黏降滤失剂，以控制水泥浆的室内配浆时间和流变性。降滤失剂F属于AMPS共聚物，具有控滤失性能好、抗盐性能好等优势。同时引入了具有环状结构的单体N-乙烯基吡咯烷酮、苯乙烯磺酸钠等，可增加分子链刚性，提高了耐温性能；针对AMPS聚合物增黏影响水泥浆流变性的问题，在其分子链中引入了具有强分散特性的单体，以改善水泥浆的流变性。
测试了降滤失剂F加量对1.20 kg/L水泥浆滤失量和流动度的影响，密度1.20 kg/L水泥浆的配方为G级水泥+80%增强材料+80 %空心玻璃微珠A+148%水，结果见表4。从表4可以看出：随降滤失剂F加量增大，滤失量降低，但当降滤失剂F加量大于10%时滤失量不再降低；流动度随降滤失剂F加量增大无显著变化，证明此类低黏降滤失剂对水泥浆流动度的影响小。因此，降滤失剂F的加量可确定为10%。
表 4 降滤失剂F加量对水泥浆滤失量和流动度的影响Table 4. Influence of dosage of filter reducer F on the filtration loss and fluidity of cement slurry试验
编号降滤失剂F
加量，%密度/
（kg·L−1）90 ℃下滤失
量/mL流动度/
cm1 5 1.20 96 18 2 6 1.20 84 18 3 7 1.20 72 18 4 8 1.20 64 19 5 9 1.20 56 19 6 10 1.20 40 19 7 11 1.20 40 19 1.4.2 减阻剂加量优化
为改善低密度水泥浆的流变性，选用了具有梳型结构的高效抗盐聚羧酸减阻剂D。为优化减阻剂D的加量，测试了减阻剂D加量对密度1.20 kg/L水泥浆流变性和沉降稳定性的影响，测试所用密度1.20 kg/L水泥浆的配方为G级水泥+80%增强材料+80%空心玻璃微珠A+10%降滤失剂F+148%水，结果见表5。由表5可知：对于加入不同量减阻剂D的水泥浆，其流变性及沉降稳定性优异；当减阻剂D加量为1.5% 时，水泥浆90 ℃下的流性指数n为0.866、稠度系数K为0.356 Pa·sn。可见减阻剂D对密度1.20 kg/L水泥浆具有良好的减阻效果，推荐其加量为1.0%～1.5%。
表 5 减阻剂D加量对水泥浆流变性和沉降稳定性的影响Table 5. Influence of dosage of drag reducer D on the rheological property and settling stability of cement slurry减阻剂D加量，% 不同温度下的流性指数 不同温度下的稠度系数/（Pa·sn） 不同温度下的沉降稳定性/（kg·L−1） 室温 90 ℃ 110 ℃ 室温 90 ℃ 110 ℃ 室温 90 ℃ 110 ℃ 0 0.353 0.425 0.567 6.600 3.010 2.080 0.01 0.01 0.01 0.5 0.744 0.768 0.811 0.667 0.645 0.512 0.01 0.01 0.01 1.0 0.816 0.834 0.844 0.433 0.412 0.398 0.02 0.02 0.02 1.5 0.854 0.866 0.854 0.385 0.356 0.385 0.02 0.03 0.05 2.0 0.910 0.925 0.920 0.217 0.214 0.198 0.05 0.06 0.08 2.5 0.935 0.964 0.966 0.114 0.102 0.112 0.10 0.14 0.16 2. 性能评价
通过优选减轻材料、多元连续颗粒体系紧密堆积设计和优化外加剂的加量，确定超低密度水泥浆的配方为：阿克苏 G 级水泥+80%增强材料+ 80%空心玻璃微珠A+10%降滤失剂F+1.5%减阻剂D+0.1%～0.3%缓凝剂+0.1%消泡剂+148.0%水。
2.1 耐压性能
由于超低密度水泥浆中的空心玻璃微珠在高压下会破碎，影响其密度，因此测试了超低密度水泥浆在60，70，80，90和100 MPa的密度，以评价其耐压性，测试结果见表6。由表6可知，超低密度水泥浆在60～100 MPa下的密度差均在0.02 kg/L以内，100 MPa下的密度变化率小于2%，90 MPa下的密度变化率小于1%，表明其耐压性能良好。
表 6 超低密度水泥浆耐压性能测试结果Table 6. Pressure-resistant performance test results of ultra-low density cement slurry压力/
MPa初始密度/
（kg·L−1）耐压密度/
（kg·L−1）密度差/
（kg·L−1）密度变化率，
%100 1.20 1.22 0.02 1.67 90 1.20 1.21 0.01 0.83 80 1.20 1.21 0.01 0.83 70 1.20 1.21 0.01 0.83 60 1.20 1.20 0.00 0.00 2.2 综合性能
测试了超低密度水泥浆在不同温度、压力条件（见表7）下的综合性能，结果见表8。由表8可知：超低密度水泥浆的流变性能优异，稠度系数K在0.3～0.5 Pa·sn，流性指数n不低于0.8；抗压性能优异，72 h顶部抗压强度高于3.5 MPa，24 h底部抗压强度大于20 MPa；沉降稳定性良好，稠化时间可调。对照行业标准《碎屑岩固井技术规范》（Q/SY TZ 0504—2017）中对低密度水泥浆性能的要求，发现超低密度水泥浆的性能与其相符，可满足富满油田二开技术套管一次上返固井施工安全要求。
表 7 超低密度水泥浆综合性能测试条件Table 7. Test conditions for comprehensive performance of ultra-low density cement slurry温度/℃ 压力/MPa 升温时间/min 110 80 70 100 70 60 90 60 50 表 8 超低密度水泥浆综合性能测试结果Table 8. Comprehensive performance test results of ultra-low density cement slurry密度/
（kg·L−1）流动
度/cm稠化
时间/min温度高点
稠化/min密度高点
稠化/min滤失
量/mL游离液
含量/%沉降稳定
性（kg·L−1）72 h顶部
抗压强度/
MPa24 h底部
抗压强度/
MPa48 h底部
抗压强度/
MPa流变性 n K/（Pa·sn） 1.20 23 375 333 333 44.0 0 0.01 8.3 24.5 28.0 0.871 0.472 1.20 21 387 406 364 41.0 0 0.02 6.7 24.5 25.0 0.884 0.379 1.20 20 377 351 373 42.8 0 0.02 4.7 26.0 26.9 0.854 0.469 3. 现场应用
密度为1.20 kg/L的超低密度水泥浆在富满油田1.35 kg/L水泥浆无法成功上返区块成功应用3井次，固井质量合格率平均为88.0 %。其中，满深XX井二开采用ϕ333.4 mm钻头，使用密度为1.29 kg/L的水基钻井液钻至井深4 662 m，下入ϕ273.1 mm套管进行单级固井，封固二叠系（3 960～4 490 m井段）易漏层。满深XX井邻井钻井及固井情况数见表9。
表 9 满深XX井邻井情况Table 9. Adjacent well situation of Well Manshen XX井号 井深/m 层位 套管/mm 固井方式 施工排量/（L·s−1） 钻井液密度/（kg·L−1） 水泥浆密度/（kg·L−1） 复杂情况 邻井1 4 790 C 273.05 单级 50 1.30 1.88 下套管过程漏失，先坐挂，
正注反挤施工邻井2 4 830 C 244.5 单级 30～35 1.30 1.30+1.88 未漏 邻井3 4 682 C 244.5 单级 30～35 1.30 1.30+1.88 下套管过程漏失，先坐挂，
正注反挤施工根据钻进动压力、邻井漏失和水泥浆返高情况返算二叠系漏失压力当量密度为1.38 kg/L，设计泵入1.20 kg/L隔离液30 m3，1.20 kg/L领浆50 m3、领浆返至地面，1.88 kg/L尾浆、尾浆返至二叠系底，注浆排量50 L/s，领浆返过二叠系50 m3后提至55 L/s，固井前当量循环密度1.36 kg/L，替浆时环空当量循环密度降低，最高为1.35 kg/L。模拟结果显示，二叠系漏层注浆动态当量循环密度不高于1.36 kg/L。
采用双稳定器通井钻具组合通井，两段稠浆携砂。充分循环后，在井底注入500 m高的漏斗黏度86 s的封闭液。每根套管都安装1只扶正器，全程控速套管下入速度，重合段每根套管下入时间70 s，裸眼段每根套管下入时间110～120 s，加密顶通循环，前4 000 m每1 000 m顶通循环1周，下部井段每500 m顶替循环1周，下至井底后小排量顶通，充分循环。固井前将钻井液性能调整至漏斗黏度47 s、动切力6 Pa、塑性黏度17 mPa·s、初切力1.5 Pa、终切力6.5 Pa。按照设计注入水泥，全程返出正常，无漏失，固井质量合格率92.2 %。
4. 结 论
1）AMPS型降滤失剂F能有效保持超低密度水泥浆的滤失性和流变性，且其流动度随降滤失剂含量增加变化小；抗盐聚羧酸减阻剂D对超低密度水泥浆减阻效果明显。
2）依托优选复配的低密度增强材料，通过紧密堆积设计并优选外加剂形成了密度为1.20 kg/L的低摩阻超低密度水泥浆。所用空心玻璃微珠耐压强度高，压力升至100 MPa水泥浆密度变化率<2%，流变性能优异，沉降稳定性≤0.02 kg/L，形成的水泥石其24 h抗压强度>20 MPa，具备良好的施工性能和抗压强度性能，能满足长裸眼段单级固井一次上返要求。
3）低摩阻超低密度水泥浆及其配套工艺措施在塔里木富满油田漏失井成功应用，固井质量合格率平均为88.0%。该水泥浆可为长封固段一次上返、高温高压、易漏失井固井提供技术支撑。
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图 2 主剂A加量对冲洗效果的影响
Figure 2. Influence of the dosage of main agent A on the flushing effect
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图 3 辅剂B加量对冲洗效果的影响
Figure 3. Influence of the dosage of assisting agent B on flushing effect
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图 4 不同密度PC–W31L冲洗相应密度油基钻井液的效果
Figure 4. The effect of oil-based drilling fluid with different densities flushed by PC–W31L flushing fluids with corresponding density
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图 5 不同密度PC–W31L冲洗油基钻井液后的界面水润湿效果
Figure 5. Interface water wetting effect of oil-based drilling fluid flushed by PC–W31L flushing fluids with different densities
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图 6 不同密度PC–W31L对相应密度油基钻井液的水润湿能力
Figure 6. The water wetting ability of PC–W31L flushing fluids with different densities for oil-based drilling fluid with corresponding density
表 1 密度1.20 kg/L的PC–W31L与相同密度油基钻井液的流变相容性
Table 1 Rheological compatibility of PC–W31L flushing fluid with density of 1.20 kg/L and oil-based drilling fluid of the same density
体积比① 六速黏度计读数 R ϕ600 ϕ300 ϕ200 ϕ100 ϕ6 ϕ3 0∶100 32 21 16 11 2 1 5∶95 11 7 5 4 1 1 –17 25∶75 18 9 5 3 1 1 –18 50∶50 16 8 6 4 1 1 –17 75∶25 49 27 19 11 2 1 –10 95∶5 68 42 31 19 6 4 –2 100∶0 68 43 32 21 7 6 注：①为PC–W31L与油基钻井液的体积比，下同。 
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表 2 密度为1.80 kg/L的PC–W31L与相同密度油基钻井液的流变相容性
Table 2 The rheological compatibility of PC–W31L flushing fluid with density of 1.80 kg/L and oil-based drilling fluid with the same density
体积比 六速旋转黏度计读数 R ϕ600 ϕ300 ϕ200 ϕ100 ϕ6 ϕ3 0∶100 52 32 24 14 2 1 5∶95 64 34 27 17 3 2 –8 25∶75 58 32 24 15 6 4 –10 50∶50 44 22 16 10 4 2 –15 75∶25 51 28 21 13 5 4 –12 95∶5 82 48 37 24 9 7 –1 100∶0 75 47 37 25 11 9
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表 3 密度为1.20 kg/L的PC–W31L与密度为1.50 kg/L水泥浆的流变相容性
Table 3 Rheological compatibility of PC–W31L flushing fluid with density of 1.20 kg/L and cement slurry with density of 1.50 kg/L
体积比 六速旋转黏度计读数 R ϕ600 ϕ300 ϕ200 ϕ100 ϕ6 ϕ3 95∶5 38 27 22 14 4 2 –57 75∶25 67 42 29 19 4 3 –52 50∶50 73 46 33 21 4 3 –50 25∶75 110 67 50 31 6 4 –40 5∶95 196 131 101 67 13 7 –4 0∶100 203 137 106 71 15 8 注：②为PC–W31L与水泥浆的体积比，下同。
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表 4 密度为1.80 kg/L的PC–W31L与密度为1.90 kg/L水泥浆的流变相容性
Table 4 The rheological compatibility of PC–W31L flushing fluid with density of 1.80 kg/L and cement slurry with density of 1.90 kg/L
体积比 六速旋转黏度计读数 R ϕ600 ϕ300 ϕ200 ϕ100 ϕ6 ϕ3 95∶5 56 34 18 13 2 1 –48 75∶25 65 39 21 16 3 1 –45 50∶50 82 51 32 21 4 2 –40 25∶75 124 71 48 26 5 2 –35 5∶95 232 139 98 55 7 4 –6 0∶100 262 151 108 61 8 5
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表 5 密度为1.20 kg/L的PC–W31L对密度为1.50 kg/L水泥浆稠化时间及抗压强度的影响
Table 5 Effect of PC–W31L flushing fluid with density of 1.20 kg/L on the thickening time and compressive strength of cement slurry with density of 1.50 kg/L
体积比 稠化时间/min 24 h抗压强度/MPa 100∶0 148 17.2 95∶5 163 15.3 85∶15 178 11.1 75∶25 203 6.4 注：测试条件为90 ℃×40 MPa。
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表 6 密度为1.80 kg/L的PC–W31L对密度为1.90 kg/L水泥浆稠化时间及抗压强度的影响
Table 6 Effect of PC–W31L flushing fluid with density of 1.80 kg/L on the thickening time and compressive strength of cement slurry with density of 1.90 kg/L
体积比 稠化时间/min 24 h抗压强度/MPa 100∶0 204 22.2 95∶5 203 18.2 85∶15 188 14.3 75∶25 176 9.3 注：测试条件为120 ℃×60 MPa。
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[1] 徐明, 杨智光, 肖海东, 等. 油包水钻井液耐高温冲洗液YJC-1的研究与应用[J]. 钻井液与完井液, 2001, 18(4): 11–15. doi: 10.3969/j.issn.1001-5620.2001.04.004 XU Ming, YANG Zhiguang, XIAO Haidong, et al. High temperature resisting flushing fluid YJC-1 for oil based drilling fluid[J]. Drilling Fluid & Completion Fluid, 2001, 18(4): 11–15. doi: 10.3969/j.issn.1001-5620.2001.04.004
[2] 王辉,刘潇冰,耿铁,等. 微乳液型油基钻井液冲洗液作用机理及研究进展[J]. 钻井液与完井液, 2015, 32(4): 96–100. WANG Hui, LIU Xiaobing, GENG Tie, et al. Functioning mechanism of and research progress in micro emulsion flushing fluid used in oil base mud drilling[J]. Drilling Fluid & Completion Fluid, 2015, 32(4): 96–100.
[3] 陈大钧,王雪敏,吴永胜,等. 高密度高效冲洗液XM-1[J]. 钻井液与完井液, 2015, 32(3): 70–72. CHEN Dajun, WANG Xuemin, WU Yongsheng, et al. High density flushing fluid XM-1[J]. Drilling Fluid & Completion Fluid, 2015, 32(3): 70–72.
[4] 王翀, 谢飞燕, 刘爱萍, 等. 油基钻井液用冲洗液BCS-020L研制及应用[J]. 石油钻采工艺, 2013, 35(6): 36–39. WANG Chong, XIE Feiyan, LIU Aiping, et al. Research and application of flushing fluid BCS-020L for oil-based drilling fluid cleaning[J]. Oil Drilling & Production Technology, 2013, 35(6): 36–39.
[5] 范鹏, 康建平, 吴村章, 等. 油水双效PC-W21L冲洗液在PY30-1气田固井作业中的应用[J]. 石油天然气学报, 2011, 33(5): 189–192. FAN Peng, KANG Jianping, WU Cunzhang, et al. Application of oil-water double effect flushing fluid PC-W21 L in cementing of PY30-1 Gas Field[J]. Journal of Oil and Gas Technology, 2011, 33(5): 189–192.
[6] 唐世忠,饶富培,吴华,等. 固井冲洗液冲洗效率评价方法[J]. 石油钻采工艺, 2016, 38(5): 601–605. TANG Shizhong, RAO Fupei, WU Hua, et al. Assessment method for flushing efficiency of flushing liquid in cementing[J]. Oil Drilling & Production Technology, 2016, 38(5): 601–605.
[7] 王乐顶,杨远光,谢应权,等. 新型固井冲洗液评价装置适用性分析[J]. 石油钻探技术, 2017, 45(1): 73–77. WANG Leding, YANG Yuanguang, XIE Yingquan, et al. Applicability of a new device for cementing flushing fluid evaluation[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2017, 45(1): 73–77.
[8] 李韶利,周占云,姚志翔,等. 一种可视化冲洗液评价装置与方法[J]. 钻井液与完井液, 2016, 33(2): 92–95. LI Shaoli, ZHOU Zhanyun, YAO Zhixiang, et al. A visual test apparatus for flushing fluid evaluation and the evaluation method[J]. Drilling Fluid & Completion Fluid, 2016, 33(2): 92–95.
[9] HEATHMAN J, WILSON J M, CANTRELL J H, et al. Removing subjective judgment from wettability analysis aids displacement[R]. SPE 59135, 2000
[10] 李春霞, 黄进军, 徐英. 一种新型高温稳定的油基钻井液润湿反转剂[J]. 西南石油学院学报, 2002, 24(5): 22–24. doi: 10.3863/j.issn.1674-5086.2002.05.007 LI Chunxia, HUANG Jinjun, XU Ying. A new high temperature stable wettability reversal agent in oil base mud[J]. Journal of Southwest Petroleum Institute, 2002, 24(5): 22–24. doi: 10.3863/j.issn.1674-5086.2002.05.007
[11] GB/T 19139—2012 油井水泥实验方法[S]. GB/T 19139—2012 Testing of well cements[S].
[12] API RP 10B-2—2013 Recommended practice for testing[S].
-
期刊类型引用(5)
1. 覃建宇, 李波, 饶志华, 金勇, 张勇, 刘永峰. 南海东部恩平21-4油田超深大位移井固井关键技术. 石油钻探技术. 2025(02) 
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2. 马力平. 探析低摩阻耐压防漏低密度水泥浆固井技术. 石化技术. 2025(05): 238-240 . 百度学术
3. 孙建峰，付玥颖，邱卫红，刘景丽，赵秋羽，曹洪昌. 低温低密度早强水泥浆体系研究及应用. 钻井液与完井液. 2025(03): 392-397 . 百度学术
4. 赵琥，马春旭，宋维凯，田野，邹亦玮，孙超. 空心微珠低密度水泥浆在高温下的水化特性. 钻井液与完井液. 2024(05): 654-660 . 百度学术
5. 聂斌. 低密度水泥浆固井技术应用研究. 中国石油和化工标准与质量. 2024(23): 163-165 . 百度学术
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