高温环境下油井水泥石力学性能试验

王 磊, 曾义金, 张青庆, 徐 峰, 杨春和,, 郭印同, 陶 谦, 刘 杰

(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.中国科学院武汉岩土力学研究所岩土力学与工程国家重点实验室,湖北武汉 430071; 3.中国石油化工股份有限公司石油工程技术研究院,北京 100101; 4.中国石油管道有限责任公司西气东输分公司,上海 200122; 5.重庆大学煤矿灾害动力学与控制国家重点实验室,重庆 400044)

在油气田开发过程中,向井内下入套管,并向井眼和套管之间的环形空间注入水泥的施工作业称为固井。固井的目的是为了封隔地层、加固井眼、建立密封性良好的井内流动通道,以保证继续安全钻进,以及后期作业(试油、增产措施作业等)和生产的正常进行[1]。页岩气藏属于低孔低渗气藏,一般采用水平井开发,井下温度高、压力大、岩层复杂,还要进行射孔、压裂、开采等后续作业,对固井质量要求非常高[2]。重庆涪陵焦石坝区块是南方海相页岩气资源获得成功开发的区块之一,该区块目前生产套管环空带压井数量超过50%[3],说明当前页岩气固井水泥环的封固性能尚存在一定问题,而页岩气井的生产寿命通常在10 a以上,这给后期安全生产带来一定隐患。同时,《页岩气发展规划(2016—2020)》中指出“目前页岩气重点建产的川南地区埋深超过3 500 m的资源超过一半,该部分资源能否有效开发将影响‘十三五’中国页岩气的开发规模。到2020年,完善成熟3 500 m以浅海相页岩气勘探开发技术,突破3 500 m以深海相页岩气、陆相和海陆过渡相页岩气勘探开发技术。”随着埋深的增加,地层温度将突破100 ℃,有的甚至超过140 ℃,如何保证高温环境下页岩气井的封固质量是需要克服的一个重大难题。刘洋等[4]的研究结果表明固井水泥环的损伤破坏有多种形式:试压和压裂可能导致水泥环周向拉伸破坏,形成径向裂缝;井内压力大幅度降低,使套管壁处水泥环承受的径向拉应力超过抗拉强度,破坏界面胶结,形成微环隙;周期性交变载荷可能引起水泥环疲劳破坏,最终导致水泥环密封失效而发生环空冒油冒气。揭示地层温压环境下水泥石的力学特性是解决页岩气井封固问题的关键环节。在油井水泥石的力学特性方面,李早元等[5]研究了含胶乳水泥石的三轴力学形变能力,试样在常压80 ℃下养护,常温下进行试验;诸华军等[6]研究了三维约束条件下MgO膨胀剂对油井水泥石早期性能的影响;柳华杰等[7]研究了气孔对发气膨胀固井水泥石强度的影响;李明等[8]研究了碳酸钙晶须与碳纤维混杂增强油井水泥石的力学性能,通过开展常规的抗压、抗拉、抗折强度测试,表明水泥石的强度和韧性有了较大幅度提高;谭春勤等[9]研制了SFP弹韧性水泥浆体系,在优选配方的基础上进行抗折测试,表现出较好的抗冲击性和较高的柔韧性。郭进忠等[10]、宗孝生等[11]、杨广国等[12]也进行了类似改进水泥浆性能的评价研究。从已有的研究中可以发现,对油井水泥石力学性能的评价主要采用常规的试验方法,较少考虑养护和试验过程中的温压条件,而温压环境对水泥石的水化硬化和强度的发展都有重要影响[13],在不同的温压环境下水泥石的力学特性也可能存在较大差异。此外,以常温常压下测得的试验数据指导深部地层的固井设计可能会带来较大的偏差。因此开展高温压条件下水泥石的力学特性研究对于解决包括页岩气井在内的深部油气井固井封固问题具有重要的现实意义。笔者开展油井水泥石的常温单轴压缩试验,常温、80 ℃、130 ℃下的三轴压缩试验和三轴循环荷载试验,对水泥石在高温下的力学行为进行研究,并分析比较其力学参数、变形、破坏模式等与常温水泥石的差异性。

1 试样制备与试验方法

1.1 试样制备

本次试验中使用了高温高压地层固井的常规配方,其中加入了一定比例的硅粉以提高水泥的耐温性能,防止强度衰退。详细配比为:葛洲坝三峡牌G级高抗硫酸盐型油井水泥(500 g),外掺含硅量大于90%的12.7 mm硅粉(水泥质量的35%,175 g),液体降失水剂DZJ-Y(水泥质量的4%,20 g),水(水泥和硅粉质量之和的42%,263.5 g)。

将拌和均匀的水泥浆在圆柱形模具(内部尺寸Φ50 mm×120 mm)中浇筑成型,参考油井水泥国家标准(GB 10238-2015)[14],在温度130 ℃、压力20.7 MPa的条件下水浴养护3 d,随后在(27±3)℃的环境下水浴冷却并保存,尽快开展试验。高温高压养护是为了模拟水泥在地层深部水化凝结硬化的温度和压力环境,养护3 d是为了保证水泥充分水化,强度充分发展。张景富[15]的研究表明,加砂量30%的水泥石,在130 ℃的条件下养护3 d后,水泥熟料中各组分的水化程度已超过90%,强度增长也已经趋于稳定。

养护完成后脱模,进一步经切割、端面磨平等工序,确保试样两端面不平行度误差不大于0.05 mm;沿试样高度,直径误差不大于0.3 mm;端面垂直于试件轴线,最大偏差不大于0.25°,从而得到满足规范要求[16]的标准岩心。

1.2 试验方法

本试验是在中国科学院武汉岩土力学研究所的MTS815.03试验机上开展的。设计了常温单轴压缩试验、不同温度下(常温、80 ℃、130 ℃)的三轴压缩试验以及三轴循环加卸载试验,共计7组试验。试验方案及试样参数见表1。80、130 ℃分别对应地层约2 000和4 000 m深度处的温度;三轴试验的围压统一设定为15 MPa(根据套管-水泥环-地层组合体弹性解析解[17],可计算得到2 000～4 000 m深度水泥环受到的环向和轴向压应力比较接近,为10～30 MPa,本文中主要考虑温度的影响,因此将围压统一取15 MPa),其中三轴循环加卸载的试验参数根据三轴压缩试验的测试值确定。

对于80和130 ℃下的三轴试验,采用了铁氟龙热缩管(可在200 ℃高温下长期使用)替代常规橡胶热缩管,待三轴室内油温升至设定值,维持1 h后再进行试验。

表1 试验方案及试样参数

2 结果分析

2.1 单轴和三轴压缩力学特性

2.1.1 常温单轴压缩试验

在常温单轴压缩试验条件下,随着荷载逐渐增加,试样内部的初始孔隙和微裂缝被压密,应力-应变曲线增长较缓慢(阶段①);荷载继续增大,应力应变曲线以近似直线状态增长(阶段②);随后,曲线逐渐偏离原有的直线状态,有向下弯曲的趋势,表明试样内部出现了较大塑性损伤,曲线达到峰值后迅速跌落(阶段③)。试样最终沿加载方向呈张拉劈裂破坏,破裂面与加载方向平行。试样在整个过程中表现出典型的弹-脆性特征。单轴压缩应力-应变曲线和试样破坏后形态见图1。

试样的峰值应力达到51.9 MPa,峰值应变为0.84%,弹性模量为7.66 GPa,泊松比为0.148,应力-应变曲线上偏离直线状态的点对应的应力约为37.8 MPa,为峰值应力的72.8%。

从总体上看,在单轴压缩条件下,试样表现出较强的抗压能力,弹性模量适中,具有显著的弹脆性。

图1 单轴压缩试验Fig.1 Uniaxial compression test

2.1.2 三轴压缩试验

(1)常温三轴压缩试验。对于常温三轴压缩试验,由于预先施加了15 MPa的围压,偏应力-应变曲线未出现缓慢增长阶段,而是直接以线性状态增长;随后逐渐弯曲,偏离直线段,试样出现损伤,塑性变形不断积累,最终达到峰值点;峰值点后逐渐下降,并趋于一个稳定值,形成一个“峰后平台”,试样存在残余强度,仍具有承载能力。试样在整个过程中表现出较强的弹塑性特征。试样最终形成一个倾斜的破坏面,为典型的三轴剪切破坏模式。常温三轴压缩偏应力-应变曲线和试样破坏后形态见图2。

图2 三轴压缩试验Fig.2 Triaxial compression test

试样的峰值偏应力为56.8 MPa,峰值应变0.91%,弹性模量为8.37 MPa,泊松比为0.191,偏应力-应变曲线上偏离直线状态的点对应的应力约为42.7 MPa,为峰值偏应力的75.2%,峰后残余应力约为44.2 MPa,为峰值偏应力的77.8%。

可见,在三轴压缩条件下,试样的各项力学参数(峰值强度、弹模、泊松比等)比单轴情况下的均有较大提高,说明其承载能力和抵抗变形的能力均得到增强,表现出较强的弹塑性特征。考虑到地层中的水泥环处于三向应力状态,三轴压缩条件下测得的力学参数更具有代表性和实际应用价值。

(2)80 ℃三轴压缩试验。对于温度80 ℃的三轴压缩试验,随着荷载的逐渐增加,偏应力-应变曲线呈直线增长,当偏应力大于35.1 MPa后,曲线逐渐偏离直线状态,应力增长变缓,最终趋向于水平,呈现出塑性流动状态。试样的峰值偏应力为57.9 MPa(与常温三轴压缩下的峰值应力相当),峰值应变为1.71%(比常温下增长了87.9%),弹性模量为7.44 GPa(比常温下降低了11.1%),泊松比为0.083(比常温下降低了56.5%)。弹塑性过渡点(偏应力-应变曲线刚开始偏离直线的点)对应的应力为35.1 MPa,为峰值偏应力的60.6%。试验后样品的高度有明显缩短,侧向膨胀不明显,并且形成一条倾斜的剪切裂缝。具体见图2。

总体来看,在80 ℃的环境下,水泥石仍具有较强的弹性变形能力,其抗压强度仍维持在较高水平,没有因温度升高而引起衰退,弹性模量有较小幅度降低,抵抗变形破坏的能力得到增强,其压缩变形主要是原有孔隙的不断压密,侧向膨胀变形微弱,该温度下的水泥石可视为线弹性-理想塑性材料。

(3)130 ℃三轴压缩试验。对于温度130 ℃的三轴压缩试验,初始阶段偏应力-应变曲线仍以直线状态增长,在偏应力达到15.2 MPa时,曲线开始偏离直线状态,即试样内部出现塑性损伤,随后曲线逐渐缓慢增长,最终趋于水平,呈现塑性流动状态。试样的峰值偏应力为44.3 MPa(比常温下降低17.4%),峰值应变为2.39%(比常温下增长了163%),弹性模量为4.39 GPa(比常温下降低了47.6%),泊松比为0.062(比常温下降低了67.5%)。弹塑性过渡点(偏应力-应变曲线刚开始偏离直线的点)对应的应力为15.2 MPa,为峰值偏应力的34.3%。试验后样品的高度有明显缩短,侧向膨胀不明显,无明显宏观裂缝,只在上端面处观察到几条竖向微裂缝。具体见图2。

由此可知,在130 ℃的环境下,水泥石的抗压强度和弹性模量都有较大幅度降低;水泥石在相对较小的应力下即表现出塑性,且最终没有明显宏观裂缝,说明抵抗变形破坏的能力极强,其压缩变形主要是原有孔隙的不断压密,该温度下的水泥石更加接近线弹性-理想塑性材料。水泥石的力学参数见表2。

表2 力学参数统计

2.2 水泥石三轴循环加卸载力学特性

2.2.1 试验参数设置

循环荷载上限取峰值偏应力的70%左右,荷载下限比0稍大,围压为15 MPa,加载和卸载速率均为0.5 kN/s,循环次数为20次。预期偏应力峰值为先期开展的三轴压缩试验中测得的偏应力峰值,加载、卸载速率根据常规的岩石加卸载试验参数设定,同时考虑试验机控制的简便性。试验参数设置见表3。

表3 三轴循环荷载试验参数设置

2.2.2 应力-应变曲线特征

对于常温下的三轴循环荷载试验,在初次加载过程中,应力-应变曲线以近似直线状态增长,在加载到约40 MPa时卸载,卸载曲线近似直线,稍向下凸,卸载到约5 MPa时继续加载,再加载曲线近似直线,卸载和再加载曲线形成“滞回环”。虽然每次的加载曲线近似直线,但每个加卸载循环都有新的塑性应变产生,新的滞回环不断向右移动,累积塑性应变不断增长。试验后的样品没有宏观破裂,只是高度有略微减小。应力-应变曲线和试验后样品形态见图3。

在温度80 ℃环境下,每一个加卸载曲线围成的形状近似菱形,“滞回环”有较大的宽度,说明随着温度升高,水泥石的变形存在显著的滞后现象;随着循环次数的增加,滞回环的宽度逐渐减小,滞回环越来越密集,说明累积塑性应变的增加越来越缓慢;试验后的样品高度有明显缩短,未发现明显宏观裂缝,说明试样主要表现为轴向的压缩变形,侧向膨胀较少。应力-应变曲线和试验后样品形态见图4。

在温度130 ℃环境下,水泥石“滞回环”的宽度较小,形态为细长条形,与80 ℃下存在一定差异。随着循环次数增加,“滞回环”越来越密集,表明塑性变形积累的增长变得越来越缓慢,试验后的样品高度有明显缩短,未发现明显宏观裂缝,说明试样主要表现为轴向的压缩变形,侧向膨胀较少,这与80 ℃下的样品相似。应力-应变曲线和试验后样品形态见图5。

图3 常温三轴循环荷载试验Fig.3 Triaxial cyclic loading test at room temperature

图4 80 ℃三轴循环荷载试验Fig.4 Triaxial cyclic loading test at 80 ℃

图5 130 ℃三轴循环荷载试验Fig.5 Triaxial cyclic loading test at 130 ℃

2.2.3 累积塑性应变的演化特征

鉴于循环荷载下限设得较低,忽略循环荷载下限引起的弹性应变,将卸载曲线最低点处的应变定义为“累积塑性应变”,不同温度下累积塑性应变随循环荷载次数的变化规律见图6。在常温下,随着循环次数的增加,累积塑性应变近似呈线性增长,第1次循环后的值为0.113 3%,第20次循环后的值为0.431 5%,是第1次循环的3.81倍,可见循环荷载引起的塑性变形量很显著。

在80 ℃下,累积塑性应变随循环次数的增加而增长,在前8个循环增长较快,后面的循环增长放缓;第1次循环后的累积塑性应变为0.675 7%,第20次循环后的值为0.977 3%,相对于第1次循环增长了44.6%,可见塑性变形主要形成于第1个加卸载循环,当然随后的循环荷载也产生了较大的塑性变形。

在130 ℃下,累积塑性应变随循环次数的增加而增长,在前8个循环增长较快,后面的循环增长放缓,这与80 ℃下的规律相似;第1次循环后的累积塑性应变为0.384 1%,第20次循环后的值为0.564 9%,增长率为47.1%,可见塑性变形仍主要形成于第1个加卸载循环,当然随后的循环荷载也产生了较大的塑性变形。该温度下的累积塑性应变要小于80 ℃下的情况,原因可能有两点:一是高温下有一部分塑性应变在加围压的过程中产生,这一部分没有涉及,二是应力上限设得相对较低,导致塑性变形产生得较少。

图6 累积塑性应变随循环荷载次数的变化Fig.6 Change of accumulative plastic strain with increasing number of cyclic loading

3 讨 论

水泥石在高温下的力学特性与常温下相比具有显著差异,主要表现在抗压强度、弹性模量、泊松比的降低,变形能力的增强。当前对于水泥石的力学性能评价,不论是针对常规还是改性配方,主要都是在常温下进行的试验,未能较好地反映水泥石在地层深部的力学特性,条件允许的话,尚需进行模拟地层温压条件的测试,以掌握其在高温下的变形破坏参数。

针对当前页岩气井大型分段压裂储层改造,井口压力普遍较高,有的甚至达到90 MPa[18],埋深3 000 m的水平井,井底压力将达到120 MPa。随着压裂过程中套管内压不断攀升,在浅部地层,水泥环可能受压破碎形成宏观裂缝,在地层深部,水泥环受压破碎产生宏观裂缝的可能性较小,但会产生较大的塑性变形。分段压裂带来的套管内压的反复升高和降低,使水泥环的塑性变形持续增长,可能使固井一二界面的胶结质量持续劣化。由此可见,分段压裂对浅部和深部水泥环的封固性能都将产生较大损害。

4 结 论

(1)常温下,水泥石表现出显著的弹脆性特征,水泥石破坏后形成宏观裂缝或者说水泥石受压破碎。

(2)在130 ℃下,水泥石的抗压强度和弹性模量存在明显衰退,相对于常温下分别降低17.4%和47.6%,变形以轴向压缩变形为主,侧向膨胀较小,不易形成明显宏观裂缝,表现出良好的抵抗变形破坏的能力,具有近似线弹性-理想塑性的特征。

(3)循环加卸载试验中80和130 ℃下水泥石产生的塑性变形分别为0.977 3%和0.564 9%,是常温下的2.26倍和1.31倍;塑性变形主要形成于第1个加卸载循环,随后塑性变形的增长较慢。

(4)油井水泥石在高温下的力学参数及变形特征与常温下存在较大差异,现场深层油气固井应当充分考虑水泥石在高温下表现出的力学特性,以便更准确地进行固井设计与施工。