蘇 雄， 楊明合， 陳偉峰， 張 俊

（1.中國石油鉆井工程重點實驗室長江大學研究室，湖北武漢 434000；2.中國石油集團工程技術研究院有限公司，北京 102206；3.中國石化西北油田分公司石油工程技術研究院，新疆烏魯木齊 834000）

順北一區(qū)油氣井垂深大、井筒溫度高，部分井最高溫度超過170 ℃，而國內現(xiàn)有測量儀器的抗溫能力在155 ℃左右。循環(huán)溫度超過測量儀器抗溫能力時，會出現(xiàn)探管燒毀和無信號等問題，影響小井眼超深井的鉆井安全和效率。因此，需要研究井筒循環(huán)溫度場分布及其變化規(guī)律。

目前，主要用解析法[1–2]和數(shù)值法[3–5]分析井筒溫度分布規(guī)律，并取得了許多較有代表性的研究成果[6–8]。其中，G.P.Willhite[8]基于井筒非穩(wěn)態(tài)換熱機理，考慮井筒流體的熱對流、鉆柱軸向熱傳導、鉆柱與流體對流換熱，以及套管、水泥環(huán)、地層間的熱交換作用，根據(jù)能量守恒原理，運用數(shù)值法建立了井筒溫度場的微分方程控制組，采用有限差分、有限體積或有限元方法求解；并且，進一步考慮了摩擦熱[9]、軸向導熱和鉆井液徑向溫度梯度、套管下深長度及溢流[10]等因素的影響，使計算結果更接近于實際。

為了更好地解決順北一區(qū)小井眼超深井存在的問題，筆者首先以Willhite模型[8]為基礎，參照順北一區(qū)某水平井，建立了井筒瞬態(tài)溫度場數(shù)學模型，通過分析參數(shù)對井筒循環(huán)溫度的影響規(guī)律[11–12]，提出了“臨界溫度井深”概念；然后基于該概念，對鉆井液的流變性、熱屬性、排量、入口溫度和鉆柱的熱屬性等7個參數(shù)進行了敏感性分析，繪制了臨界溫度井深綜合圖版；最終得到了2種可有效降低順北一區(qū)小井眼超深井井底循環(huán)溫度的施工方案[13–15]。

1 小井眼超深井井筒溫度場理論基礎

1.1 物理模型

小井眼超深井鉆井過程中，鉆井液在井筒內的循環(huán)主要分下行和上行2個階段[16]。

1）下行階段。鉆柱內的鉆井液一方面與環(huán)空中上返的高溫鉆井液進行熱交換；另一方面因流體黏性耗散而產生熱量Qc，使得鉆柱內溫度升高。

2）上行階段。環(huán)空中鉆井液將一部分熱量（Qap）傳遞給鉆柱內鉆井液，并與井壁、地層之間進行熱交換（Qla），同時鉆井液還因流動摩擦而產生熱量Qa。整個過程中，可將井筒–地層傳熱系統(tǒng)簡化為鉆柱內、鉆柱壁、環(huán)空內和地層等4層結構。井下各控制單元熱交換物理模型及網(wǎng)格劃分如圖1所示（圖1中：Qc為鉆柱內摩阻產生的熱量， W /m；Qa為環(huán)空內摩阻產生的熱量， W /m；Qap為環(huán)空中鉆井液傳遞給鉆柱內鉆井液的熱量， W /m；Qla為地層傳遞給環(huán)空中鉆井液的熱量， W /m；j為井筒軸線方向的空間節(jié)點；i為井筒徑向方向的空間節(jié)點； Δr為徑向步長， m ； Δz為軸向步長， m ；m為徑向上單元數(shù)；n為軸向上單元數(shù)； θij為徑向上第i個、軸向上第j個單元格的溫度，℃）。

圖1 井下各控制單元熱交換物理模型及網(wǎng)格劃分Fig.1 Physical model of heat exchange and grid division for each downhole unit

1.2 數(shù)學模型及求解

1.2.1 數(shù)學模型

根據(jù)小井眼超深井鉆井過程中井筒內鉆井液的循環(huán)特點及井筒與地層之間的傳熱機理，對所建物理模型作如下基本假設：1）井筒內鉆井液只考慮軸向和徑向對流換熱；2）井下介質的導熱率和比熱容為常數(shù)，不受溫度影響；3）忽略鉆井液徑向溫度梯度與軸向熱傳導對井筒溫度分布的影響；4）地溫梯度恒定，并且距井筒無限遠處的地層溫度不受井筒內傳熱過程的影響。

基于以上物理模型和假設，可對各個控制單元建立相應的數(shù)學模型：

1）鉆柱內傳熱模型。鉆柱內鉆井液控制單元的熱量由4部分組成：軸向上鉆井液向下流動攜帶進入的凈熱量，徑向上鉆井液與鉆柱壁對流換熱產生的熱量，鉆進中外界對單元體內鉆井液所做的功，鉆井液內能的變化。由能量守恒原理可得：

2）鉆柱壁傳熱模型。該控制單元的熱量由3部分組成：鉆柱在軸向上由熱傳導產生的熱量，在徑向上與鉆柱內和環(huán)空鉆井液對流換熱交換的熱量，單位時間內單元體內能的變化量。同理，由能量守恒原理可得：

3）環(huán)空傳熱模型。影響環(huán)空鉆井液熱量的因素包括4方面：軸向上鉆井液沿井筒向上流動時攜帶的凈熱量，與井壁和鉆柱外壁發(fā)生對流換熱產生的熱量，外界因素對單元體內液體所做的功，環(huán)空鉆井液內能的變化。應用數(shù)學模型表示為：

4）地層傳熱模型。地層單元只考慮徑向、軸向熱傳導，以及自身內能的變化。則數(shù)學模型為：

式中： ρl為鉆井液密度， k g/m3；q為鉆井液質量流量，kg/s；Cl為鉆井液比熱容，J/(kg·℃)； θc為鉆柱內鉆井液溫度，℃；z為深度，m；rci為 鉆柱內半徑，m；hci為鉆柱壁與鉆井液的對流換熱系數(shù)，W/(m2·℃)； θw為鉆柱壁溫度，℃；t為時間，s；kw為鉆柱材料導熱系數(shù)，W/(m·℃)；rco為鉆柱外半徑，m；hco為小井眼鉆柱外壁與鉆井液的對流換熱系數(shù)，W/(m2·℃)； θa為環(huán)空內鉆井液溫度，℃； ρw為鉆柱材料密度， k g/m3；Cw為鉆柱材料比熱容，J/(kg·℃)； θf為地層溫度，℃；kf為地層導熱系數(shù)，W/(m·℃)；rb為井眼半徑，m；Hb為地層環(huán)空交界面與環(huán)空內鉆井液的對流換熱系數(shù)，W/(m2·℃)；r為徑向距離，m； ρ為巖石密度， k g/m3；Cf為地層巖石比熱容，J/(kg·℃)。

在井斜角不為0的井段，各控制單元間的熱交換及內能變化與直井段沒有本質區(qū)別，僅需要在計算過程中對地層溫度做相應調整。因此，同樣可以采用式（1）—式（4）進行計算。

1.2.2 數(shù)學模型求解方法

為求解式（1）—式（4），對物理模型進行了網(wǎng)格劃分（見圖1）[17]：在井筒徑向方向上依次劃分了鉆柱內、鉆柱壁、環(huán)空、井壁和套管5個單元格；地層區(qū)域按步長為 Δr劃分，共在縱向上劃分為m個單元格；井筒軸線方向，則將模型從井口到井底按步長為 Δz劃分為n個單元格。

基于上述網(wǎng)格劃分，利用有限差分法對所建立的數(shù)學模型進行空間和時間的離散，使數(shù)學模型轉化為數(shù)值模型。從穩(wěn)定性角度考慮，對偏微分方程進行全隱式差分處理，其中，微分方程中的一階空間導數(shù)采用一階迎風格式，一階時間導數(shù)采用兩點向后差分，二階空間導數(shù)采用三點中心差分。然后，按照徑向上從井眼中心到地層、軸向上從井口到井底和時間上從小到大的次序，將溫度變量依次合并。對于每個控制單元，離散方程均可用以下形式表示[18]：

式中：w為時間節(jié)點； αij～ ζij為控制體溫度系數(shù)。

一維網(wǎng)格上所有節(jié)點離散方程組成的代數(shù)方程組，構成了井筒溫度模型差分格式，采用高斯–賽德爾迭代方法進行求解，可得出每一時刻每一控制體的溫度。

1.3 模型驗證

為驗證井筒溫度場模型的可靠性，用順北一區(qū)某水平井的數(shù)據(jù)進行了檢驗[19]。該井四開采用?120.7 mm鉆頭鉆進，完鉆井深 7 778.10 m、垂深 7 569.50 m；鉆井液密度 1.32 kg/L，塑性黏度 22 mPa·s，動切力 7 Pa，排量 10 L/s；鉆井液入口溫度 33 ℃，地表溫度 10 ℃，井底電測溫度165.97 ℃，地溫梯度2.1 ℃/100m。地層、鉆井液等傳熱介質的熱物性參數(shù)見表1。

表1 井筒傳熱介質的熱物性參數(shù)Table 1 Thermophysical parameters of heat transfer media of the wellbore

僅改變該水平井鉆井液的入口溫度，循環(huán)15 h后的井筒內溫度曲線如圖2所示。從圖2可以看出，當鉆井液入口溫度由3 ℃升至43 ℃時，井底循環(huán)溫度在157.63～157.77 ℃，該井所在地區(qū)完井電測實測數(shù)據(jù)為158 ℃左右，二者比較吻合。

圖2 不同入口溫度下井筒內鉆井液的溫度變化曲線Fig.2 Temperature variation curves of drilling fluid in the wellbore at different inlet temperatures

由圖2可知：1）井筒溫度場包括鉆柱內和環(huán)空2部分，兩者的井底循環(huán)溫度非常接近，且呈現(xiàn)的規(guī)律沒有本質區(qū)別，因此，為討論整個井段沿鉆井液流動方向對井底循環(huán)溫度的影響，下文均選取鉆柱內溫度為研究對象；2）盡管鉆井液入口溫度變化較大，但井底溫度幾乎恒定在157～158 ℃，該值與入口溫度無關。已知井底地層電測溫度為165.97 ℃，則井底循環(huán)溫度相對地層溫度僅下降8 ℃左右，難以滿足井下儀器工作要求。

2 臨界溫度井深的概念及類型

2.1 臨界溫度井深

為分析鉆柱內溫度相對于地層溫度的變化規(guī)律，以地層溫度為基準，計算了圖2中地層溫度與鉆柱內溫度的差值，得到了不同入口溫度下鉆柱內鉆井液溫度相對于地層溫度的降低值（見圖3）。

圖3 不同入口溫度下鉆柱內鉆井液循環(huán)溫度相對于地溫的降低值Fig.3 Reduction in the circulating temperature of drilling fluid in the drill string relative to ground temperature at different inlet temperatures

圖3呈現(xiàn)出一個明顯特征：隨著井深增加，各曲線逐漸收斂，并在某一井深處幾乎重合（該井深處各曲線對應溫度的差值 Δ θ0＜1 ℃）。由此可以給出一般性定義：若改變某一參數(shù)，在井深方向上存在一點，該點至井底的鉆柱內溫度幾乎恒定，且井底循環(huán)溫度相對地層溫度降溫值不能滿足測井儀器的工作要求，則稱這點處井深為該參數(shù)影響鉆柱內溫度場的臨界井深，簡稱“臨界溫度井深”（記為Hc）。

進一步，可以給出臨界溫度井深存在的一般條件，即：設 Δ θa為井底循環(huán)溫度與地溫差值的最小允許值，當某個參數(shù)X在給定區(qū)間D=(Xa，Xb)內變化時，井底Hb處的循環(huán)溫度 θci與地層溫度 θfo的差值Δθbf滿足式（6），則在區(qū)間D內必存在臨界溫度井深。式（6）的表達式為：

式 中 ： θfo為 井底地層溫度，℃； θci為 井 底循環(huán)溫度，℃； Δ θbf為井底循環(huán)溫度與地層溫度的差值（簡稱井底循環(huán)降溫值），℃； Δ θa為井底循環(huán)溫度與地層溫度差值的最小允許值，℃。

由臨界溫度井深（Hc）的定義可知，Hc反映了某參數(shù)影響鉆柱內溫度的極限深度，是一項定量描述該參數(shù)對井筒溫度場影響強弱的指標。若某參數(shù)對井筒循環(huán)溫度影響較弱，那么Hc必小于實際井深，此時井底循環(huán)溫度不能滿足測井儀器的工作要求。反之，若該參數(shù)對井筒循環(huán)溫度影響能力強，則Hc有可能等于或超過實際井深，能滿足測井儀器的工作要求。由此可見，有效降低小井眼超深井井底循環(huán)溫度的實質，就是使Hc下移并到達井底。

2.2 臨界溫度井深類型

2.2.1 真實臨界溫度井深

根據(jù)Hc的存在條件，入口溫度在3～43 ℃變化時，井底循環(huán)降溫值 Δ θbf恒定為8.3 ℃，低于測量儀器允許的最小值 Δ θa（該井 Δ θa約為15 ℃），滿足式（6），則存在Hc。 例如，圖3中，若 Δ θ0分別取1和2 ℃，則對應的Hc為5 306.40和4 708.50 m。因為此時臨界溫度井深以淺鉆柱內溫度變化較大，以深鉆柱內溫度幾乎沒有變化，真實反映了鉆井液入口溫度影響鉆柱內溫度的極限深度，故稱為“真實臨界溫度井深”，其值取決于 Δ θ0給定值。由圖3可抽象出真實臨界溫度井深的理想曲線（見圖4，圖中： Δ θ0為各曲線對應溫度之間的差值，℃；Hre為真實臨界溫度井深，m；Xa2，Xb2為鉆井液入口溫度變化范圍的邊界值，℃；①，②，③為理想曲線編號）。

圖4 真實臨界溫度井深的理想曲線Fig.4 Ideal curve of true well depth at critical temperature (WDCT)

從圖4可以看出，真實臨界溫度井深的理想曲線以Hre為分界點，上部發(fā)散、下部收斂。這是因為，較低的排量和鉆柱良好的導熱性，使低溫鉆井液在沿鉆柱下行過程中與環(huán)空上返的高溫鉆井液充分進行了熱交換；當井深超過Hre時，井筒內熱交換達到平衡狀態(tài)。所以，真實臨界溫度井深理想曲線代表對井筒循環(huán)溫度影響較弱的一類參數(shù)，盡管這類參數(shù)對上部井段鉆柱內溫度的影響較大，但對Hre以下鉆柱內溫度場的影響能力極弱。一般此類曲線的井底循環(huán)降溫值 Δ θbf明顯小于測井儀器要求的最小允許值 Δ θa，降溫能力有限。

2.2.2 當量臨界溫度井深

僅改變鉆柱導熱系數(shù)、循環(huán)15 h后地層溫度與鉆柱內溫度的差值曲線如圖5所示。可以看出，圖5與圖3中給定情況有明顯區(qū)別，當鉆柱導熱系數(shù)由48 W/（m·℃）降至 1 W/（m·℃）時，由圖3 中 Δ θbf的確定方式可知，此時對應的 Δ θbf由8.32 ℃ 升為31.76 ℃，則井底循環(huán)溫度由157.65 ℃降為134.20 ℃，可見改變鉆柱導熱系數(shù)對井底循環(huán)溫度影響極大，井底循環(huán)溫度下降顯著。

圖5 改變鉆柱導熱系數(shù)后鉆柱內循環(huán)溫度相對地溫的降低值Fig.5 Reduction in the circulating temperature in the drill string relative to ground temperature after a change in thermal conductivity of the drill string

由圖5可知，若 Δ θa取15 ℃，改變鉆柱導熱系數(shù)，部分曲線對應的井底循環(huán)降溫值 Δ θbf仍然不滿足井下測井儀器的工作要求，根據(jù)臨界溫度井深的存在條件（式（6）），此時必存在Hc。為確定此情況下的臨界溫度井深，抽象出圖5的理想曲線（見圖6，僅繪制了3條曲線，其中： Δ θbf1， Δ θbf2和 Δ θbf3分別為理想曲線①、②和③對應的井底循環(huán)降溫值）。

圖6 改變鉆柱導熱系數(shù)時的臨界溫度井深理想曲線Fig.6 Ideal curve of WDCT after a change in thermal conductivity of the drill string

圖6中，由于理想曲線①、②對應的井底循環(huán)降溫值 Δ θbf小于 Δ θa，故必存在Hc。以曲線②為例討論Hc。設曲線②對應的鉆柱導熱系數(shù)為X7，若給X7一個任意變化區(qū)間[Xa7，Xb7]，當X7取邊界值Xa7和Xb7時，對應圖中曲線A和B。此時，令Xa7→Xb7，則曲線A和B將收斂于理想曲線②，參照真實臨界溫度井深的確定方法，由 Δ θ0給定值可確定該情況下的臨界溫度井深為圖6中Hc。

深入分析可知，由于圖6中理想曲線上部收斂、下部發(fā)散，因此確定的臨界溫度井深并不能直觀反映鉆柱導熱系數(shù)影響鉆柱內溫度的極限深度，此時可根據(jù)井底循環(huán)溫度與地層溫度差構建當量臨界溫度井深的近似計算公式，改寫圖中的Hc。其近似計算公式為：

式中：Hd為當量臨界溫度井深，m；H為井筒深度，m。

由式（7）確定的Hd不能由 Δ θ0直接確定，而是在理論上表征該參數(shù)對井筒溫度場的影響能力，故稱為“當量臨界溫度井深”。

與真實臨界溫度井深的理想曲線不同，當量臨界溫度井深的理想曲線刻畫了可以顯著改變井底循環(huán)溫度的一類參數(shù)，主要包括鉆井液比熱容、鉆井液導熱系數(shù)和鉆柱導熱系數(shù)。鉆井液及鉆柱導熱系數(shù)較小時，低溫鉆井液沿鉆柱下行過程中與環(huán)空中鉆井液的熱交換效率可以降低；鉆井液的比熱容較高時，鉆井液沿鉆柱下行過程中，同等排量下能夠吸收更多的熱量。這樣就使到達井底的鉆井液仍保持較低溫度，進而能夠顯著降低井底循環(huán)溫度，故當量臨界溫度井深理想曲線表現(xiàn)出上部收斂、下部發(fā)散的特征。

2.2.3 過渡臨界溫度井深

除真實臨界溫度井深和當量臨界溫度井深外，還存在一種過渡類型，稱為“過渡臨界溫度井深”（記為Hts）。過渡臨界溫度井深參數(shù)主要包括鉆井液排量、鉆井液塑性黏度和動切力，其理想曲線在整個井深范圍內均呈發(fā)散狀態(tài)，井底循環(huán)降溫值Δθbf在一定范圍變化，但一般小于 Δ θa。如鉆井液塑性黏度在18～26 m P a·s變化時，井底循環(huán)溫度在159.52～156.90 ℃。同樣，可采用式（7）計算Hts，這里不再討論。

3 臨界溫度井深的應用

3.1 井筒溫度場敏感性分析

可以把各參數(shù)對井底循環(huán)溫度的影響效果，統(tǒng)一用臨界溫度井深進行表征, 進而分析各參數(shù)對臨界溫度井深的影響規(guī)律，最終為順北一區(qū)油氣井施工提供參考。為此，取 Δ θa=15 ℃、 Δ θ0=1 ℃，對鉆井液、鉆柱相關的7個參數(shù)取不同值（見表2），得到了對應臨界溫度井深計算結果（見圖7）。

表2 參數(shù)Xij的計算取值Table 2 Calculated value of parameter Xij

圖7 各參數(shù)取不同值時對應的臨界溫度井深Fig.7 WDCTs corresponding to different parameters

圖7中的7條曲線可以分為3類（Ⅰ類、Ⅱ類和Ⅲ類）：Ⅰ類曲線的斜率為0（恒定值），參數(shù)為鉆井液入口溫度，對應真實臨界溫度井深（5 306.40 m）小于實際井深；Ⅱ類曲線的斜率較小，近似水平，參數(shù)包括鉆井液排量、塑性黏度和動切力，其臨界溫度井深的變化范圍較小，對應過渡臨界溫度井深（4 811.00 m 以內）小于實際井深；Ⅲ類曲線對應參數(shù)為鉆井液比熱容、鉆井液及鉆柱的導熱系數(shù)，曲線斜率變化較大，當量臨界溫度井深迅速增加，部分超過實際井深，滿足井下測井儀器的工作要求。

顯然只有Ⅲ類曲線對實際施工具有參考意義，為便于現(xiàn)場計算，可回歸出Hd分別與鉆井液比熱容（X5）、鉆井液導熱系數(shù)（X6）及鉆柱導熱系數(shù)（X7）的關系，表達式為：

由式（8）可知，當量臨界溫度井深對3個參數(shù)的敏感程度為：鉆柱導熱系數(shù)＞鉆井液比熱容＞鉆井液導熱系數(shù)。實際應用中，采用式（8）可以快速近似計算Hd。

綜上所述，各參數(shù)對臨界溫度井深影響情況的綜合分析結果見表3。

根據(jù)表3，對于順北一區(qū)小井眼超深井，降低井底循環(huán)溫度的方式首推改變鉆井液熱屬性，即改變鉆井液的比熱容和導熱系數(shù)，該方式的降溫效率滿足要求，但對鉆井液性能要求較高；其次推薦降低鉆柱導熱系數(shù)，該方式雖然降溫效率顯著，且對鉆井液性能要求較低，但需要開展鉆柱隔熱涂層技術研究，施工難度較高。

表3 各參數(shù)對臨界溫度井深影響情況的綜合分析結果Table 3 Comprehensive analysis results of each parameter's effect on WDCT

3.2 臨界溫度井深綜合圖版

綜上可知，鉆柱導熱系數(shù)、鉆井液比熱容和鉆井液導熱系數(shù)對Hd影響顯著，同時由于井底循環(huán)溫度往往是多個因素綜合作用的結果，因此為便于觀察同時改變上述3參數(shù)時Hd的變化規(guī)律，繪制了當量臨界溫度井深變化圖版（見圖8—圖11）。

圖8—圖11均可劃分為2個區(qū)域：黃色區(qū)域（Hd已下移至井底）和非黃色區(qū)域（Hd未下移至井底）?，F(xiàn)場應用中，要通過調整相關參數(shù)，使所得Hd落入黃色區(qū)域內。例如，當鉆柱、鉆井液的導熱系數(shù)分別為 48 和 0.9 W/（m·℃）時，由圖8 可知鉆井液比熱容若取 1.4，1.6 和 1.8 kJ/（kg·℃），對應的Hd分別為 3 987.40，5 922.60 和 7 778.10 m。顯然，在上述參數(shù)下，鉆井液比熱容取值大于1.8 kJ/（kg·℃），即可使Hd下移至井底；同理，當鉆柱導熱系數(shù)、鉆井液比熱容分別為 48 W/（m·℃）、2 kJ/（kg·℃）時，鉆井液導熱系數(shù)取值需小于1.1 W/（m·℃）才能滿足要求。同時分析圖8—圖11，可以得出2條明顯的規(guī)律：

圖8 鉆柱導熱系數(shù)為48 W/(m·℃)時的臨界溫度井深圖版Fig.8 WDCT at a thermal conductivity of 48 W/(m·℃) of the drill string

圖11 鉆柱導熱系數(shù)為2 W/(m·℃)時的臨界溫度井深圖版Fig.11 WDCT at a thermal conductivity of 2 W/(m·℃) of the drill string

圖9 鉆柱導熱系數(shù)為10 W/(m·℃)時的臨界溫度井深圖版Fig.9 WDCT at a thermal conductivity of 10 W/(m·℃) of the drill string

1）Hd的等勢線斜率較小，說明在不同鉆柱導熱系數(shù)下，鉆井液的比熱容、導熱系數(shù)取值在正常范圍時，提高鉆井液比熱容比降低鉆井液導熱系數(shù)更容易使Hd下移至井底；

圖10 鉆柱導熱系數(shù)為5 W/(m·℃)時的臨界溫度井深圖版Fig.10 WDCT at a thermal conductivity of 5 W/(m·℃) of the drill string

2）隨著鉆柱導熱系數(shù)由 48 W/（m·℃）降至2 W/（m·℃），圖中黃色區(qū)域面積迅速增大，可見若能降低鉆柱導熱系數(shù)，能夠使Hd下移至井底，則在施工中可以極大地降低對鉆井液性能的要求。

4 結論與建議

1）順北一區(qū)小井眼超深井井筒溫度高，部分井溫度超過國內現(xiàn)有測量儀器抗溫能力，易導致測量儀器探管燒毀和無信號等問題，嚴重制約了鉆井效率的提升，需要對其井筒循環(huán)溫度場分布及其變化規(guī)律進行研究。

2）根據(jù)不同參數(shù)對井筒溫度場的影響大小，提出了臨界溫度井深的概念，并分析指出了有效降低小井眼超深井井底循環(huán)溫度的機理——使臨界溫度井深下移并到達井底?？蓱门R界溫度井深對井筒溫度場進行敏感性分析。

3）敏感性分析結果表明，井筒溫度場對3個參數(shù)較為敏感，其敏感程度為：鉆柱導熱系數(shù)＞鉆井液比熱容＞鉆井液導熱系數(shù)。順北一區(qū)小井眼超深井采用改變鉆井液熱屬性或降低鉆柱導熱系數(shù)的方式，可以有效降低井底循環(huán)溫度。

4）考慮技術和施工難度，建議進一步加強對鉆井液性能、鉆柱隔熱材料的研究。