林 海, 鄧金根, 謝 濤, 劉海龍, 羅 超, 劉 偉

(1.中國石油大學(北京)石油工程學院，北京 102249；2.中海石油(中國)有限公司天津分公司，天津 300459)

泥頁巖地層井壁失穩(wěn)問題是一個長期困擾鉆井工程的難題。據(jù)統(tǒng)計，鉆井過程中發(fā)生的井壁失穩(wěn)現(xiàn)象中90%左右出現(xiàn)在泥頁巖層段，由于泥頁巖地層坍塌掉塊導致的鉆具阻卡等鉆井復雜事故嚴重影響油氣井的安全鉆進，給石油工業(yè)造成大量經濟損失[1]。針對泥頁巖地層的井壁失穩(wěn)機理與定量分析，中外研究人員已經開展了大量研究。早在二十世紀五六十年代，Hubbert等[2]、Haimson等[3]基于各向同性線彈性力學理論，建立了地應力與泥漿液柱壓力共同作用下的井周應力分布計算方法，為井壁穩(wěn)定性定量分析奠定了理論基礎。考慮到泥頁巖地層沉積特征以及可能存在層理裂縫導致頁巖地層呈現(xiàn)各向異性，Aadnoy等[4]進一步建立了各向異性線彈性地層井周應力的計算與井壁穩(wěn)定性分析方法。金衍等[5]、馬天壽等[6]、陳平等[7]、盧運虎等[8]考慮層理、裂縫的存在，基于線彈性理論理論與Jager[9]提出的弱面強度準則，建立了層理裂縫性泥頁巖地層井壁穩(wěn)定性定量分析模型，研究結果表明層理面的存在會顯著增加地層坍塌壓力，且不同層理產狀使得坍塌壓力分布更為復雜。趙凱等[10]根據(jù)多孔介質彈性力學理論，建立大斜度井井周應力狀態(tài)，考慮層理面與巖石基體的破壞的摩爾-庫倫準則，建立層理性泥頁巖大斜度井井壁穩(wěn)定分析方法。陳金霞等[11]則進一步考慮溫度場的影響，建立了考慮弱面結構、溫場作用、水化特性的泥頁巖地層井壁穩(wěn)定模型。陳卓等[12]將損傷力學和斷裂力學相結合，建立了硬脆性泥頁巖的損傷本構模型。計算結果顯示，硬脆性泥頁巖對鉆井液的敏感度以及硬脆性泥頁巖微裂縫的發(fā)育程度對井壁穩(wěn)定影響最大。黃瑞等[13]建立有限元細觀數(shù)值模型，從細觀尺度對頁巖硬脆性破壞機理進行研究。歹震東等[14]通過實驗方法分析硬脆性泥頁巖井壁失穩(wěn)原因，研究結果表明硬脆性泥頁巖宏觀層理、層理、微裂紋均較發(fā)育，應力釋放及鉆具擾動易使巖石發(fā)生劈裂或滑移。

泥頁巖地層井壁穩(wěn)定性的另一個重要影響因素是水化作用。大量的實驗研究結果表明，膨脹性黏土礦物含量高的泥頁巖地層吸水后會發(fā)生水化反應，形成水化膨脹附加應力，且地層彈性模量與強度等力學參數(shù)也會劣化。針對該問題，20世紀90年代以來，中外學者如Yew等[15]、Yu等[16]、鄧金根等[17]相繼建立了泥頁巖吸水量分布與水化后的井周應力分布計算和井壁穩(wěn)定分析模型，定量刻畫水化膨脹與泥頁巖力學性質參數(shù)變化對井壁穩(wěn)定性的影響規(guī)律。

水化膨脹導致的井壁失穩(wěn)主要發(fā)生在蒙脫石等膨脹性黏土礦物含量高的泥頁巖地層，如渤海油田淺部明化鎮(zhèn)組與館陶組泥巖層段[18]，而對于深部泥頁巖地層，一般認為蒙脫石等膨脹性黏土礦物已經轉化為伊利石、伊蒙混層等弱膨脹性黏土礦物，水化膨脹和分散性較弱，地層井壁失穩(wěn)的主要原因是層理裂縫等弱面結構[18-19]。渤中區(qū)域是近年來目前渤海油田勘探開發(fā)的重點區(qū)塊，前期探井鉆井過程中中深部東營組、沙河街組泥巖地層井壁坍塌失穩(wěn)現(xiàn)象頻發(fā)，該區(qū)塊的泥頁巖地層特點仍不清楚，井壁失穩(wěn)機理仍不明確。為此，現(xiàn)利用取自目標區(qū)塊東營組的泥巖巖心開展理化性能與力學特性實驗研究，揭示其井壁失穩(wěn)機理，在此基礎上建立井壁穩(wěn)定定量分析模型，分析井壁穩(wěn)定性影響規(guī)律，為該目標區(qū)塊泥頁巖地層以及類似泥頁巖地層井壁穩(wěn)定性分析和安全鉆井設計提供參考。

1 泥頁巖組構特征及理化特性分析

實驗所用泥頁巖取自渤中區(qū)域東營組，取樣深度大約為3 877 m。如圖1所示，泥頁巖巖心尺寸為直徑100 mm，長度分別為350、300 mm。

利用上述巖心，采用多晶X射線衍射儀器開展了8組全巖礦物組分及黏土礦物組分測試實驗，結果如表1和表2所示。實驗結果表明，渤中區(qū)域東營組泥頁巖黏土礦物含量均值達到39.4%，黏土礦物以伊/蒙混層和伊利石為主，不含水化性最強的純蒙脫石礦物。伊蒙混層相對含量均值為73.4%。伊/蒙混層中蒙脫石成分混層比均值為18%，即蒙脫石成分占黏土礦物的總比例約為13%。

圖1 渤中區(qū)域東營組泥頁巖Fig.1 Shale samples from Bozhong area

表1 全巖礦物組分測試結果Table 1 Mineral composition testing results

表2 黏土礦物組分測試結果Table 2 Clay mineral composition testing results

常溫常壓條件下測定的巖樣在清水中的膨脹率如圖2所示，實驗結果表明，渤中區(qū)域東營組泥頁巖在清水中的膨脹率初期隨時間快速增加，一定時間后達到穩(wěn)定，最終膨脹率為21%～28%。利用 6～10目的巖屑在130 ℃條件下開展了清水滾動回收率實驗，實驗老化時間16 h，實驗測定的泥巖滾動回收率測試結果如圖3所示，顯示東營組泥巖的清水回收率為67%～81%。從上述水化膨脹和分散性測試結果來看，該區(qū)塊東營組泥巖表現(xiàn)出中等程度的膨脹性和分散性，鉆井過程與水基鉆井液接觸時仍然具有一定的水化作用。

圖2 泥頁巖水化膨脹測試結果Fig.2 Shale hydration and expansion testing results

圖3 泥頁巖清水熱滾回收率Fig.3 Shale dispersion in water testing results

泥頁巖微觀結構特征顯著影響其宏觀力學性質。采用計算機斷層掃描(computed tomography，CT)以及掃描電子顯微鏡(scanning electron microscope，SEM)對現(xiàn)場獲取的全尺寸巖心開展了微觀結構特征觀測，結果如圖4與圖5所示，實驗所用巖心尺寸為直徑100 mm，長度350 mm，可以看到目標區(qū)塊東營組泥頁巖巖心發(fā)育近水平方向層理、微裂縫。SEM電鏡觀察結果顯示典型微裂縫寬度為 3.5～6.5 μm。

圖4 泥頁巖CT掃描結果Fig.4 Shale sample CT scaning results

圖5 泥頁巖電鏡掃描圖Fig.5 SEM photos of shale sample

微裂縫的存在為鉆井液侵入泥頁巖提供了通道，而鉆井液侵入后與裂縫填充物或裂縫面黏土礦物發(fā)生水化反應會促進裂縫的起裂延伸。利用現(xiàn)場獲取的泥頁巖巖心開展了常壓下的清水浸泡實驗。如圖6所示，浸泡巖心尺寸為直徑25 mm，長度10～40 mm，實驗結果表明隨著浸泡時間增加，原本肉眼觀察無裂縫的巖心產生了多組水平產狀的裂縫。

圖6 泥頁巖清水浸泡測試結果Fig.6 Shale soaking in water testing results

基于上述泥頁巖組構和理化特征室內實驗測試結果，可以發(fā)現(xiàn)渤中區(qū)域中深部泥頁巖的黏土礦物以伊蒙混層和伊利石為主、不含純蒙脫石等膨脹性黏土，仍表現(xiàn)出中等程度的膨脹性和分散性，具有一定水化作用。同時渤中區(qū)域中深部泥頁巖發(fā)育有明顯的近水平產狀的層理、微裂縫，且泡水后大量微裂縫開啟。綜合上述實驗結果，渤中區(qū)域中深部泥頁巖屬于中膨脹、中分散、發(fā)育有層理及微裂縫的泥巖[20]，兼具存在弱結構面和一定程度的水化兩方面的特征。微裂縫發(fā)育一方面使地層存在弱結構面導致地層強度降低，同時也為鉆井液侵入地層提供了通道，井眼打開后，鉆井液濾液在正向壓差和毛細管力的作用下沿微裂縫侵入泥頁巖內部，升高近井地帶孔隙壓力的同時，與裂縫填充物或裂縫面黏土礦物發(fā)生水化反應進一步降低結構面強度，導致泥頁巖在應力集中作用下發(fā)生坍塌。

2 巖石力學特征分析

層理、微裂縫等弱結構面的存在將使泥頁巖力學性質呈現(xiàn)顯著的各向異性。本文利用獲取自現(xiàn)場的全尺寸巖心，按0°、30°、45°和90°方向鉆取標準巖心(φ25 mm×50 mm)，λ為取芯夾角，取芯示意圖如圖7所示。利用TAW-1000深水孔隙壓力伺服試驗系統(tǒng)進行抗壓強度實驗，實驗結果如表3所示。

圖7 巖石取芯示意圖Fig.7 Schematic diagram of rock coring

表3 巖石力學實驗測試結果Table 3 Rock mechanical testing results

從表3的實驗結果來看，由于發(fā)育近水平產狀的層理、裂縫，渤中區(qū)域東營組泥頁巖力學性質呈現(xiàn)顯著的各向異性。含弱結構面的巖石存在基體破壞和弱結構面破壞兩種形式，采用單一弱面強度準則[5, 9]，可分別表述如下。

巖石基質強度準則：

(1)

層理面強度準則：

(2)

式中：C為巖石本體黏聚力，MPa；φ為巖石本體內摩擦角，(°)；Cw為弱面黏聚力，MPa；φw為弱面內摩擦角，(°)；σ1和σ3分別為最大主應力和最小主應力，MPa；β為弱面發(fā)現(xiàn)方向與最大主應力之間的夾角，(°)。

基于上述強度準則，利用表3中沿不同方向取芯得到的室內力學實驗結果，與理論計算數(shù)據(jù)進行擬合，結果如圖8所示，擬合得到的渤中區(qū)域中深部泥頁巖巖石的強度參數(shù)如下：巖石本體聚力為 13.5 MPa，本體內摩擦角為42.0°，弱面黏聚力為7.0 MPa，弱面內摩擦角為30.0°。

圖8 頁巖強度擬合結果Fig.8 Shale strength fitting results

如前所示，鉆井液沿層理、裂縫侵入地層并與裂縫填充物或裂縫面發(fā)生水化反應將導致泥頁巖強度降低，為揭示鉆井液對渤中區(qū)域泥頁巖強度的影響規(guī)律，分別取垂直于層理裂縫面和平行于層理裂縫面的巖心置于泥漿中浸泡不同時間后取出再開展巖石力學實驗測試。實驗中采用的泥漿為現(xiàn)場實際使用的鉆井泥漿，同時考慮到實際鉆井過程中井下存在一定的正壓差，因此浸泡實驗中對泥漿加壓 3 MPa。浸泡后的實驗結果如表4和圖9所示。

表4 泥漿浸泡后的巖石力學實驗測試結果Table 4 Rock mechanical test results after drilling fluid soaking

圖9 浸泡后強度變化規(guī)律Fig.9 Variation of strength after soaking

從表4和圖9的實驗結果可以發(fā)現(xiàn)，受鉆井液的作用后，0°和90°取芯方向巖石強度均出現(xiàn)明顯下降趨勢。在鉆井液中浸泡48 h后，巖石強度下降趨于平緩。

基于上述泥頁巖鉆井液浸泡前后力學特性分析結果，可以發(fā)現(xiàn)渤中區(qū)域中深部泥頁巖巖石強度較高，且發(fā)育層理、微裂縫，表現(xiàn)較強的各向異性，呈現(xiàn)一定的硬脆性泥頁巖力學特征。受鉆井液作用，泥頁巖強度整體出現(xiàn)明顯的下降趨勢。浸泡鉆井液24 h，圍壓10、20 MPa條件下，90°取芯與0°取芯巖石強度平均下降幅度分別約為20%、30%，鉆井液浸泡48 h后，不同取芯方向的巖石強度隨著浸泡時間增加下降幅值趨于平緩。

3 井壁穩(wěn)定性分析

基于渤中區(qū)域中深部地層巖石組構分析、理化性能實驗以及力學特性實驗分析結果，可知中深部泥頁巖表現(xiàn)出中等程度的膨脹性和分散性，具有一定水化作用。同時發(fā)育有明顯的近水平產狀的層理、微裂縫，呈現(xiàn)典型的硬脆性泥頁巖的力學特性，表現(xiàn)出較強的各向異性。因此，不同于典型的硬脆性泥頁巖和膨脹性泥頁巖，渤海油田渤中區(qū)域中深部泥頁巖處于由軟泥巖向硬脆性泥頁巖轉變的過程階段，既具有硬脆性泥頁巖層理、裂隙發(fā)育的特征，又仍表現(xiàn)出一定的水化膨脹和分散特征。

鉆井液作用下，鉆井液濾液通過層理和微裂縫等通道進入近井地層，與裂縫填充物或裂縫面黏土礦物發(fā)生水化反應進一步降低結構面強度，導致泥頁巖發(fā)生井壁坍塌等復雜事故。

3.1 井周應力分布模型

井周應力狀態(tài)影響著石油工程鉆井、完井、壓裂等作業(yè)的成敗。井斜角和方位角決定著井眼軌跡，原地應力采用三向主應力描述。通過應力坐標變換建立斜井井壁圍巖應力公式。

3.1.1 井周應力分布

選取坐標系(x′、y′、z′)，Ox′軸，Oy′軸和Oz′軸分別與最大水平地應力σH、最小水平地應力σh和上覆巖層壓力σv方向一致。建立井筒直角坐標系(x、y、z)與極坐標系(r、φ、z)，主地應力坐標系(x′、y′、z′)按圖10所示用右手定則旋轉到坐標系(x、y、z)。坐標轉換關系為

(3)

(4)

式中:σij為井眼應力分量；α、β分別為井斜角、井斜方位角；L為轉化矩陣。

θ為井壁上某點與最大水平地應的夾角圖10 坐標轉換關系示意圖Fig.10 Schematic of coordinate transform

將地層假設為線彈性連續(xù)均勻介質。基于線彈性理論，建立井壁圍巖應力公式為

(5)

式(5)中：Pi為鉆井液液柱壓力，MPa;τij為井壁上剪應力分量，MPa;ν為巖石泊松比。

3.1.2 井壁穩(wěn)定模型

基于上述分析，結合式(1)及式(2)描述的巖石基質和弱面破壞準則，構建渤中區(qū)域中深部泥頁巖坍塌壓力計算模型。模型計算流程如圖11所示。

圖11 井壁穩(wěn)定模型計算流程圖Fig.11 Flow chart of wellbore stability model calculation

3.2 井壁穩(wěn)定影響因素分析

利用上述模型，針對渤中區(qū)塊中深部硬脆性泥頁巖層段井壁穩(wěn)定性開展影響規(guī)律分析，采用的參數(shù)如表5所示。

表5 計算基本參數(shù)Table 5 The basic parameters of the calculation

3.2.1 層理、微裂縫對井壁穩(wěn)定性的影響

首先考慮層理、微裂縫對井壁穩(wěn)定性的影響規(guī)律。不含層理、微裂縫的均質地層中，定向井坍塌壓力隨井斜角和方位角變化如圖12所示。從方位角為0°瞬時間方向為方位角變化，沿半徑方向為井斜角變化，最外圍為井斜角為90°。分析計算結果可知：不同井斜角與方位角條件下的坍塌壓力范圍為1.23 ～1.35 g/cm3，其中沿最大水平地應力方位鉆進坍塌壓力相對較大，井壁失穩(wěn)風險大、鉆井難度大，沿最小水平地應力方位鉆進坍塌壓力相對較小，井壁失穩(wěn)風險小。方位角一定時，隨著井斜角的增加，坍塌壓力總體上呈現(xiàn)增大趨勢。

圖12 均質地層坍塌壓力分布風險圖Fig.12 Risk distribution of uniform layer collapse pressure

考慮存在一組水平層理、微裂縫，地層坍塌壓力分布計算結果如圖13所示，與圖12的結果相比，層理、微裂縫的存在使地層坍塌壓力明顯升高，坍塌壓力范圍變?yōu)?.27～1.52 g/cm3。同時，坍塌壓力隨井斜角、方位角的變化規(guī)律明顯發(fā)生變化，均質地層條件下沿最小水平地應力方向鉆進總體上較為安全，然而由于層理、微裂縫的存在，沿最小水平地應力方向鉆大斜度井和水平井坍塌風險顯著增加，坍塌壓力明顯高于沿最大水平主應力方向鉆進的情況。由此可見，層理、微裂縫的出現(xiàn)不僅使得鉆井整體坍塌壓力升高，而且可能使得相對安全鉆井的方位發(fā)生反轉，在層理、微裂縫發(fā)育的泥頁巖地層井壁穩(wěn)定性分析中應重點考慮這一因素的影響。

圖13 層理、微裂縫發(fā)育泥頁巖地層坍塌壓力分布Fig.13 Collapse pressure distribution of laminated shale formation collapse pressure

3.2.2 鉆井液浸泡對井壁穩(wěn)定性的影響

基于上述實驗研究結果，由于目標區(qū)塊泥頁巖仍然表現(xiàn)出一定的水化特征，鉆井液浸泡會導致巖石強度降低。井眼鉆開后，鉆井液與泥頁巖地層接觸，濾液沿層理、微裂縫侵入井周地層必將導致泥頁巖地層坍塌壓力的變化。圖14所示為基于浸泡48 h后的泥頁巖強度實驗結果計算的坍塌壓力分布，結果表明，浸泡48 h條件下，由于泥頁巖強度的降低，坍塌壓力明顯升高，范圍變?yōu)?.43～1.63 g/cm3，此時鉆井液安全泥漿密度窗口變窄，增加鉆井難度。

泥頁巖水化效應與時間密切相關，圖15所示對浸泡24、48、72 h鉆井液后，井斜角45°的定向井坍塌壓力隨方位角的變化情況，分析可知：泥頁巖地層坍塌壓力均明顯升高，且隨著時間的增加，坍塌壓力增加幅值逐漸趨于平緩；沿最小水平主應力方向上坍塌壓力最大，失穩(wěn)風險最大。

圖14 鉆井液浸泡后坍塌壓力風險圖Fig.14 Collapse pressure risk after drilling fluid immersion

圖15 坍塌壓力隨方位角的變化Fig.15 The variation of collapse pressure with azimuth

3.3 實例分析

采用本文模型，對渤中區(qū)域某開發(fā)井X1井的井壁穩(wěn)定性進行了分析。設計資料顯示，X1開發(fā)井在東營組深度為3 877 m處井斜角為14°，方位角為156°。水平最大地應力梯度為2.02 MPa/100 m，水平最小地應力梯度為1.67 MPa/100 m，上覆應力梯度為2.27 MPa/100 m，孔隙壓力梯度為1.28 MPa/100 m。

圖16 X1井安全泥漿密度窗口Fig.16 X1 Well safety mud density window

圖16為采用坍塌壓力計算模型得到的X1開發(fā)井安全密度窗口，其中泥頁巖地層考慮了井眼鉆開48 h、鉆井液侵入導致強度降低的因素。結果表明：東營組深度為3 877 m處坍塌壓力為1.42 g/cm3，而采用均質模型計算的X1開發(fā)井中深部泥頁巖地層坍塌壓力為1.26 g/cm3，坍塌壓力明顯偏小，不足以穩(wěn)定地層，不具備現(xiàn)場適用性，在考慮層理和微裂縫以及鉆井液作用后，坍塌壓力明顯升高，泥漿密度窗口變窄，鉆井難度增加。因此在鉆井過程中為確保鉆井安全、快速鉆進，中深部泥頁巖段鉆進一方面需要確保足夠的泥漿密度和封堵性、抑制性，另一方面也需精細控制鉆井液密度。

4 結論

基于室內實驗分析渤中區(qū)域中深部泥頁巖地層特點，揭示了其井壁失穩(wěn)機理，建立了井壁穩(wěn)定定量分析模型，基于該模型分析了不同因素對井壁穩(wěn)定性的影響，得到以下結論。

(1)渤中區(qū)域中深部泥頁巖黏土礦物以伊/蒙混層和伊利石等弱膨脹的黏土為主，不含純蒙脫石等膨脹性黏土，仍表現(xiàn)一定的水化特性，同時發(fā)育層理、微裂縫，表現(xiàn)出較強的各向異性。因此該區(qū)塊中深部泥頁巖屬于中膨脹、中分散、發(fā)育有層理及微裂縫的泥巖，兼具存在弱結構面和一定程度的水化兩方面的特征。

(2)鉆井液濾液在正向壓差和毛細管力的作用下沿微裂縫侵入泥頁巖內部，與裂縫填充物或裂縫面黏土礦物發(fā)生水化反應，導致裂縫面強度降低是井壁失穩(wěn)的主要機理。

(3)泥頁巖中層理、微裂縫的存在導致鉆井坍塌壓力明顯升高以及相對安全鉆井的方位發(fā)生反轉，在層理、微裂縫發(fā)育的泥頁巖地層井壁穩(wěn)定性分析中應重點考慮這一因素的影響。

(4)鉆井液沿層理、微裂縫侵入泥頁巖地層發(fā)生水化反應導致的強度降低將導致鉆井液密度顯著增加，使得安全泥漿密度窗口變窄，增加鉆井難度，在井壁穩(wěn)定分析預測中應加以考慮。

通過室內實驗揭示的失穩(wěn)機理以及通過模型分析得到的井壁失穩(wěn)影響規(guī)律對于渤中區(qū)域開發(fā)井中深部泥頁巖層段安全鉆井具有一定的指導意義。