WY构造页岩储层井壁坍塌周期预测

龙章亮李 辉温真桃曾贤薇

（1.中国石化西南油气分公司石油工程技术研究院，四川 德阳 618000；

2.中国石化西南油气分公司页岩气项目部，四川 永川 402160；

3.中国石化西南油气分公司勘探开发研究院，四川 成都 610000；4.四川省煤田地质局141地质队，四川 德阳 618000）

WY构造页岩储层井壁坍塌周期预测

龙章亮1李 辉2温真桃3曾贤薇4

（1.中国石化西南油气分公司石油工程技术研究院，四川 德阳 618000；

2.中国石化西南油气分公司页岩气项目部，四川 永川 402160；

3.中国石化西南油气分公司勘探开发研究院，四川 成都 610000；4.四川省煤田地质局141地质队，四川 德阳 618000）

泥页岩中含有水敏性黏土矿物，当与钻井液接触时，泥页岩与钻井液相互作用，泥页岩水化不仅改变了井眼周围的应力分布，使得泥页岩地层的井壁失稳问题比常规恒定弹性参数的应力失稳问题复杂得多，井壁坍塌周期预测更是难上加难。认为若要预测井壁坍塌周期必须建立井壁稳定性与钻井液浸泡时间的定量关系，落脚点就在于岩石力学参数，通过室内实验建立岩石力学参数随钻井液浸泡时间的变化关系，建立坍塌压力随时间的变化关系，进而得到垮塌宽度随钻井液浸泡时间的变化关系。认为当井壁垮塌宽度增加到不再明显变化时为一个周期，这时井壁应力重新达到平衡。从结果出发，避免了复杂的力学—化学耦合过程，从而达到能较为准确预测井壁坍塌周期的目的。

页岩储层 井壁稳定性 垮塌宽度 坍塌周期

0 引言

泥页岩井壁失稳问题一直是钻井工程中一个复杂且带有世界性的难题。泥页岩中含有水敏性黏土矿物，当与钻井液接触时，泥页岩与钻井液相互作用，泥页岩水化不仅改变了井眼周围的应力分布，而且，由于吸水使得泥页岩的性能参数也发生了变化，可能造成岩石强度降低，弹性模量减小，泊松比增大等，使得泥页岩地层的井壁失稳问题比常规恒定弹性参数的应力失稳问题复杂得多［1］。针对这一问题出现了很多不同的理论模型，力学研究逐渐由弹性力学分析向力学—化学耦合研究发展，由于泥页岩多场耦合的复杂性，模型中的很多参数很难进行实验室测定，严重影响了模型计算的准确性和模型的实用性［2］。

从室内实验建立岩石力学参数随钻井液浸泡时间的定量关系，通过GMI地应力分析软件平台，获得岩石力学—坍塌压力—坍塌宽度随浸泡时间的变化关系，直接从结果出发，避免了复杂的力学—化学耦合过程，认为当井壁坍塌宽度增加到不再明显变化时为一个周期，这时井壁应力重新达到平衡，这个时间周期即为井壁坍塌周期。下面则以WY地区为例，阐述逐步获得工区井壁坍塌周期的过程。

1 岩石力学室内实验

1.1 岩石力学随浸泡时间变化关系

根据WY地区岩石力学参数实验，如图1所示，地层岩石抗压强度和泊松比受钻井液水化作用明显，弹性模量受浸泡时间影响不明显。

图1 抗压强度及泊松比随浸泡时间变化示意图

取心实验结果显示，在未浸泡钻井液时，岩心单轴抗压强度均值为36.8 MPa，浸泡钻井液1～10 d后，岩石抗压强度均值为18.3～26.5 MPa不等，且在第1 d浸泡之后抗压强度降低最为明显，降低了1/4～1/3，随着时间的推移，强度降低趋势逐渐减缓，钻井液浸泡10 d后，岩石抗压强度仅为之前强度的一半。水化之后岩石强度的变化，将较大地改变地层的井壁稳定性特征。

取心实验结果显示，在未浸泡钻井液时，岩心泊松比均值为0.141 MPa，浸泡钻井液1～10 d后，岩石泊松比均值为0.156～0.413 MPa不等，随着时间的推移，泊松比增加趋势逐渐增加，钻井液浸泡10 d后，岩石泊松比变为之前的3倍。水化之后岩石泊松比的变化，也将较大地改变地层的井壁稳定性特征［3］。

1.2 岩石力学随围压变化关系

通过室内实验得到的岩石力学参数值是在地面条件下获得的，要得到地层条件下岩石力学参数值就必须建立岩石力学参数随围压的变化规律（忽略温度影响）。

根据取心实验结果显示（图2），随着围压逐渐增加，弹性模量、抗压强度随着围压增加，泊松比随着围压增加逐渐减小，且随着围压变化拟合关系精度高，变化趋势明显。

图2 抗压强度、弹性模量随围压变化拟合图

1.3 二元拟合关系及校正

岩石力学参数之间有一定的关系，其余岩石力学参数（抗张强度、内聚力、内摩擦角等）均可根据已知的岩石弹性模量、泊松比、抗压强度及中间参数（纵横波时差、岩石密度、泥质含量等）进行求取换算［4］。因此，根据以上实验成果，即可模拟地层条件下岩石力学参数随钻井液浸泡时间的变化而变化的拟合关系式，由此通过二元回归拟合得到岩石力学参数随钻井液浸泡时间（t）和围压（Pc）的变化关系：

式中，Pc为围压，MPa；t为时间，d；E为弹性模量，GPa；Sc为抗压强度，MPa；泊松比，无量纲。

根据以上拟合关系式，求得抗压强度预测值，将之与实测抗压强度对比显示，抗压强度预测值与实测值相关关系明显，精度在80%以上。

根据以上拟合关系式，求得抗压强度预测值，将之与实测抗压强度对比显示，抗压强度预测值与实测值相关关系明显，精度在80%以上。

2 井壁坍塌周期预测

2.1 坍塌压力随钻井液浸泡时间变化

根据岩石力学参数随钻井液浸泡时间和围压的变化关系，将不同时间的参数代入GMI软件分别计算，即可得到坍塌压力随钻井液浸泡时间的变化规律［5］。分别计算并建立了钻井液浸泡0 d、1～10 d后的坍塌压力剖面。图3为WY构造地层坍塌压力随钻井液浸泡时间变化剖面图，红色曲线表示地层坍塌压力梯度（单位：SG，即g/cm3，由于1 MPa/100 m在数值上约等于1 g/cm3，因此压力梯度和钻井液密度统一用SG表示），蓝色为地层孔隙压力梯度，紫色为地层破裂压力梯度；绿色窗口为理论安全钻井液密度范围，安全钻井液密度上限为破裂压力梯度值（防止密度过高压破地层），下限为坍塌压力梯度值或地层孔隙压力梯度值（近平衡钻井安全密度下限高于地层压力梯度值［6］，欠平衡钻井安全密度下限低于地层压力梯度值，并保证安全密度下限总体高于地层坍塌压力梯度值，防止井壁失稳严重影响钻井安全）。

2.2 坍塌宽度随钻井液浸泡时间变化

根据坍塌压力变化，分别进行了钻井液浸泡0 d、1～10 d后的井壁坍塌宽度分析，明确了浸泡后不同时间关系下的垮塌宽度变化规律。见图4将井筒360°展开，红色区域表示井筒的垮塌区域，由图中可以看出，未浸泡钻井液时，地层坍塌压力较低，以地层压力为下限的近平衡钻井能够保证安全钻井，根据模拟情况，当浸泡1 d后，龙马溪组上部地层坍塌压力升高，上部地层垮塌宽度增加，随着浸泡时间的推移，当浸泡5 d后，可以明显看到坍塌压力总体升高，以地层压力为下限的近平衡钻井已经不能保证安全钻井，地层总体开始垮塌，垮塌宽度接近90°，当浸泡10 d后，龙马溪组地层井壁垮塌宽度与浸泡5 d后的情况无明显区别，认为地层应力重新接近平衡状态。

2.3 WY构造页岩储层井壁坍塌周期预测

WY工区从钻井开始钻井液浸泡井壁会逐渐降低表面岩石强度，井壁应力逐渐增加，当浸泡5 d左右的某个时间井壁应力开始释放，井壁垮塌宽度明显增加，然后井壁应力重新接近平衡状态。由此认为，WY工区井壁垮塌周期在5 d左右。

图3 WY构造地层坍塌压力随钻井液浸泡时间变化剖面图

图4 WY构造坍塌宽度随钻井液浸泡时间变化剖面图

3 应用方向

WY构造现阶段处于勘探阶段，工区仅有1口探井WY1井。目前国内页岩气钻井技术面临的难题主要为长水平段钻进页岩井壁稳定性问题以及“井工厂”模式下的钻井提速问题。油基钻井液可以使井壁垮塌问题得到解决，但是费用、固井质量以及环保所面临的问题也相当突出。使用水基钻井液以及欠平衡钻井技术应该是页岩气藏勘探开发的发展方向［7］。

3.1 水基钻井液钻进

根据WY1井黏土矿物分析、电镜扫描、阳离子交换及线性膨胀等实验可以得出：蒙脱石含量低、阳离子交换量低、水化膨胀性弱。

1）黏土矿物分析。黏土矿物成分主要以伊利石为主，平均相对含量为67.23%；绿泥石为辅，平均相对含量为22.68%，其间层比较低；次为伊/蒙间层，平均相对含量为10.10%，间层比为10%，不含高岭石。

2）电镜扫描。伊蒙混层中蒙脱石含量低，泥质多于片状蒙脱石，反映页岩水化影响不强。

3）阳离子交换。页岩阳离子交换容量在2～4.5 mmol/100 g，属于低CEC值，表明页岩吸附保水能力较弱。

4）线性膨胀。随着时间的推移岩心缓慢膨胀，整体膨胀量不高。

根据以上实验可以得出，WY工区页岩水化作用不强，且根据井壁坍塌周期研究认为WY工区井壁垮塌周期在5 d左右，因此，若钻开易塌层段前期注意防塌工艺，待5 d左右井壁应力平衡后，从工程地质角度讲，使用水基钻井液是可行的。

3.2 欠平衡钻井提速

在地质力学参数和地应力不变的情况下，井眼形状只与钻井液密度有关［8］，也就是说，如果要进行欠平衡钻井，降低钻井液密度就要允许井壁有一定的垮塌，但是垮塌不能影响安全钻井，利用GMI软件模拟了全井筒方位的安全钻井极限坍塌压力分布图（图5），根据图5所示，不同方位水平段坍塌压力在1.72～1.89 SG不等，在相对方位角40°～50°、130°～150°方向坍塌压力最小为1.72 SG。如果要进行长水平段欠平衡钻井，应优先选择40°～50°、130°～140°方向。

图5 不同方位、不同井斜角坍塌压力变化图

由此，模拟了在相对方位角45°方向不同井斜的坍塌压力变化曲线，曲线显示井斜从0°～60°坍塌压力逐渐增大，最大到1.83 SG，60°～90°坍塌压力逐渐减小，水平段最小在1.74 SG左右，根据工区目的层地层孔隙压力梯度（1.92 MPa/100 m左右），WY地区目的层水平段有0.2 g/cm3左右的欠压值。若采用三开制井身结构，第二次开钻封住60°井斜上部地层且第三次开钻水平段钻进方位为相对方位角45°方向，水平段井壁稳定性相对良好，液体欠平衡钻井可行。

4 结论

页岩储层的井壁稳定性问题是个复杂的系统问题，它涉及到力学，化学、热力学和电化学等众多领域，笔者未能全面开展研究，只是从生产角度进行了初步分析。WY构造目前只有1口探井，面临着大规模开发的需求，坍塌周期的计算对于现场钻井有着十分重要的意义，特别是“井工厂”开发模式，考虑因素和研究方法应该进一步增加和优化。笔者从生产出发，避免了复杂的力学—化学耦合过程，从而达到能够较为准确预测井壁坍塌周期的目的，为工程工艺对策提供了理论依据。

［1］杨庆民.北大港油田沙河街泥页岩井壁坍塌周期研究［D］.北京：中国石油大学，2009.

［2］丁乙，张安东.川南龙马溪页岩地层井壁失稳实验研究［J］.科学技术与工程，2014，14（15）：25-28.

［3］王京印.泥页岩井壁稳定性力学化学耦合模型研究［D］.北京：中国石油大学，2007.

［4］曹园，邓金根，蔚宝华，等.深部泥页岩水化特性研究［J］.科学技术与工程，2014，14（6）：118-120.

［5］曾祥亮，刘树根.四川盆地志留系龙马溪组页岩与美国Fort Worth盆地石炭系Barnett组页岩地质特征对比［J］.地质通报，2011，30（z1）：372-384.

［6］楼一珊，黄立新.地层坍塌压力的计算及应用研究［J］.河南油田，1999，6（2）：25-28.

［7］金衍，陈勉.工程井壁稳定分析的一种实用方法［J］.石油钻采工艺，2000，22（1）：31-33.

［8］邓金根，张洪生.钻井工程中井壁失稳的力学机理［M］.北京：石油工业出版社，2003.

（编辑：李臻）

B

2095-1132（2016）05-0032-04

10. 3969/j. issn. 2095-1132. 2016. 05. 008

修订回稿日期：2016-08-06

龙章亮（1983-），工程师，从事油气田工程地质方面的研究工作。E-mail：76415750@qq.com。