井深結(jié)構(gòu)設(shè)計課件

1、第一節(jié) 井身結(jié)構(gòu)設(shè)計第二節(jié) 套管柱設(shè)計第三節(jié) 水泥及注水泥第四節(jié) 完井方式第五節(jié) 試 油 第七章 固井與完井技術(shù) 9/20/20221第一節(jié)一、套管柱類型及作用 第一節(jié) 井身結(jié)構(gòu)設(shè)計圖3-8-1-1 套管類型（a）正常壓力井；（b）異常壓力井在裸眼井段中存在著地層孔隙壓力、泥漿液柱壓力、地層破裂壓力。三個壓力體系必須同時滿足于以下情況： PfPmPp （1） 式中 Pf地層的破裂壓力，MPa； Pm鉆井液的液柱壓力，MPa； Pp地層孔隙壓力，MPa。即泥漿液柱壓力應(yīng)稍大于孔隙壓力以防止井涌，但必須小于破裂壓力以防止壓裂地層發(fā)生井漏。使用壓力梯度寫成： GfGmGp （2） 式中 Gf破裂壓力

2、梯度，MPa/m； Gm液柱壓力梯度，MPa/m； Gp孔隙壓力梯度，MPa/m。二、井眼中的壓力體系考慮到井壁的穩(wěn)定，還需要補(bǔ)充另一個與時間關(guān)系有關(guān)的不等式，即： Gm（t）Gs（t） （3） 式中 Gs（t）某截面巖石的坍塌壓力梯度，MPa/m，即巖層不發(fā)生坍塌，縮徑等情況的最小井內(nèi)壓力梯度。 以上條件的存在是鉆進(jìn)工藝中所必須的，是在施工中所要遵守的，否則會導(dǎo)致鉆井事故，以致鉆井失敗及破壞油藏。當(dāng)這些壓力體系能共存于一個井段時，即在一系列截面上能滿足以上條件時，則這些截面間不需套管分隔，否則就需要用套管去分隔開這些不能共存的壓力體系。井身結(jié)構(gòu)中，相鄰套管深度間隔的井段應(yīng)滿足以上要求并依此來

3、確定。只有充分掌握上述壓力體系的分布規(guī)律才能做出合理的井身結(jié)構(gòu)設(shè)計。1、地質(zhì)方面的數(shù)據(jù)巖性剖面及其故障提示 地層孔隙壓力剖面 地層破裂壓力剖面四、井身結(jié)構(gòu)設(shè)計中所需要的基礎(chǔ)數(shù)據(jù)2、工程類數(shù)據(jù)抽吸壓力與激動壓力允許值（Sb或Sg）地層壓裂安全增值（Sf）井涌條件允許值（Sb）壓差允值（PN與Pa）美 國：Sb或Sg取0.06中原油田：Sb=0.050.08；Sg=0.070.10該值是為了避免將上層套管鞋處地層壓裂的安全增值，它與預(yù)測破裂壓力值的精度有關(guān)，可以根據(jù)該地區(qū)的統(tǒng)計數(shù)據(jù)來確定。以等效密度表示gcm3。美國現(xiàn)場將Sf取值為0.024，中原油田取值為0.03此值是衡量井涌的大小，用泥漿等效

4、密度差表示（用于壓井計算，另一種計量方法是以進(jìn)入井眼的流體的總體積來表示，多用于報警）。美國現(xiàn)場取值為0.06。該值可由各油田根據(jù)出現(xiàn)井涌的數(shù)據(jù)統(tǒng)計和分析后得出。中原油田將Sk值定為0.060.14。裸眼中，泥漿液柱壓力與地層孔隙壓力的差值過大，除使機(jī)械鉆速降低外，而且也是造成壓差卡鉆的直接原因，這會使下套管過程中，發(fā)生卡套管事故，使已鉆成的井眼無法進(jìn)行固井和完井工作。壓差允值的確定，各油田可以從卡鉆資料中（卡點(diǎn)深度，當(dāng)時泥漿密度、卡點(diǎn)地層孔隙壓力等）反算出當(dāng)時的壓差值。再由大量的壓差值進(jìn)行統(tǒng)計分析得出該地區(qū)適合的壓差允值。3）最大井內(nèi)壓力梯度B為了避免將井段內(nèi)的地層壓裂，應(yīng)求得最大井內(nèi)壓力梯

5、度。在正常作業(yè)時和井涌壓井時，井內(nèi)壓力梯度有所不同。（1）正常作業(yè)情況最大井內(nèi)壓力梯度發(fā)生在下放鉆柱時，由于產(chǎn)生激動壓力而使井內(nèi)壓力升高。如增高值為Sg，則最大井內(nèi)壓力梯度Br為： Br=max+Sg （5）（2）發(fā)生井涌情況（關(guān)封井器并加回壓）為了平衡地層孔隙壓力制止井涌而壓井時，也將產(chǎn)生最大井內(nèi)壓力梯度。壓井時井內(nèi)壓力增高值以等效密度表示為Sb，則最大井內(nèi)壓力梯度等效密度Bk為：Bk=max+Sk （6）但（6）式只適用于發(fā)生井涌時最大地層孔隙壓力所在井深Hpmax的井底處。而對于井深為Hn處，則：Br=fSf 或 Bk=fSf （8）式中 f為上一層套管鞋處薄弱地層破裂壓力等效密度值，g

6、/cm3； Sf地層壓裂安全增值，g/cm3。 （7）由上式可見，當(dāng)Hn值小時（即深度較淺時）Bk值大，即壓力梯度大，反之當(dāng)Hn值大時，Bk小。如圖3-8-1-2所示。ak值隨Hn變化呈雙曲線分布。 為了確保上一層套管鞋處裸露地層不被壓裂，則應(yīng)有： 圖3-8-1-2 井內(nèi)壓力梯度與井深關(guān)系 套管層次和下入深度設(shè)計的實(shí)質(zhì)是確定兩相鄰套管下入深度之差，它取決于裸眼井段的長度。在這裸眼井段中，應(yīng)使鉆進(jìn)過程中及井涌壓井時不會壓裂地層而發(fā)生井漏，并在鉆進(jìn)和下套管時不發(fā)生壓差卡鉆事故。 設(shè)計前必須有所設(shè)計地區(qū)的地層壓力剖面和破裂壓力剖面圖，圖中縱坐標(biāo)表示深度，橫坐標(biāo)表示地層孔隙壓力和破裂壓力梯度，皆以等效

7、密度表示。設(shè)計時由下而上逐層確定下入深度。油層套管的下入深度主要決定于完井方法和油氣層的位置。因此設(shè)計的步驟是由中間套管開始。2、設(shè)計方法及步驟1）、各層套管（油層套管除外）下入深度初選點(diǎn)Hn的確定。 套管下入深度的依據(jù)是，其下部井段鉆進(jìn)過程中預(yù)計的最大井內(nèi)壓力梯度不致使套管鞋處裸露地層被壓裂。 根據(jù)最大井內(nèi)壓力梯度可求得上部地層不致被壓裂所應(yīng)有的地層破裂壓力梯度fnr。正常作業(yè)下鉆時，由（4），（5），（8）式，有： fnr=pmax+Sb+Sg+Sf （9）式中 fnr第n層套管以下井段下鉆時，在最大井內(nèi)壓力梯度 作用下， 上部裸露地層不被壓裂所應(yīng)有的地層破 裂壓力梯度，g/cm3； pm

8、ax第n層套管以下井段預(yù)計最大地層孔隙壓力等效 密度，g/cm3。發(fā)生井涌情況時，由（4）、（7）（8）式，有：(10)式中 fnk第n層套管以下井段發(fā)生井涌時，在井內(nèi)最大壓力 梯度作用下，上部地層不被壓裂所應(yīng)有的地層破裂 壓力梯度，g/cm3； Hni第n層套管下入深度初選點(diǎn)，m。 對比（9）、（10）兩式，顯然，fnkfnr，所以，一般用fnk計算，在肯定不會發(fā)生井涌時，用fnr計算。 對中間套管，可用試算法試取Hni值代入式中求fnk，然后由設(shè)計井的地層破裂壓力梯度曲線上求得Hni深度時實(shí)際的地層破裂壓力梯度。如計算的值fnk與實(shí)際相差不多且略小于實(shí)際值時，則Hni即為下入初選點(diǎn)。否則另

9、取一Hni值計算，直到滿足要求為止。 2）、校核各層套管下到初選點(diǎn)深度Hni時是否會發(fā)生壓差卡鉆。 先求出該井段中最大泥漿密度與最小地層孔隙壓力之間的最大靜止壓差Prn為： Prn=9.81Hmm（pmin+Sb-min）10-3 （11）式中 Prn第n層套管鉆進(jìn)井段內(nèi)實(shí)際的井內(nèi)最大靜止 壓差，MPa； pmin該井段內(nèi)最小地層孔隙壓力梯度效密度，g/cm3； Hmin該井段內(nèi)最小地層孔隙壓力梯度的最大深度，m。3）、當(dāng)中間套管下入深度淺于初選點(diǎn)HnHni時，則需要下尾管并要確定尾管下入深度Hn+1（i）確定尾管下入深度初選點(diǎn)H(n+1)i。由中間套管鞋處的地層破裂壓力梯度fn可求得允許的最

10、大地層孔隙壓力梯度pper，由（2-90）式，有：式中 fn中間套管鞋處地層破裂壓力梯度，g/cm3； pper中間套管鞋處地層破裂壓力梯度為fn時，其下井段所允許 的最大地 層孔隙壓力梯度，g/cm3； Hn中層套管下深，m； H(n+1)i尾管下入深度初選點(diǎn)，m。 其他符號代表意義同前。（13）（ii）校核尾管下入到深度初選點(diǎn)H(n+1)i時，是否會發(fā)生壓差下鉆。 校核方法同前所述。 4）、必封點(diǎn)的確定。 以上套管層次、下入深度的確定是以井內(nèi)壓力系統(tǒng)平衡為基礎(chǔ)，以壓力剖面為依據(jù)的。但某些影響鉆進(jìn)的復(fù)雜情況因素目前還不能反映到壓力剖面上。如吸水膨脹易塌泥頁巖、含蒙脫石的泥頁巖、巖膏層、鹽巖層

11、蠕變、膠結(jié)不良的砂巖等。某些復(fù)雜情況的產(chǎn)生又與時間因素有關(guān)，如鉆進(jìn)速度快，浸泡水時間短，復(fù)雜情況并不顯示出來，反之鉆速慢，上部某些地層裸露時間長或在長時間浸泡下，則發(fā)生坍塌、膨脹、縮徑等情況。這需要根據(jù)已鉆過井的經(jīng)驗(yàn)來確定某些應(yīng)及時封隔的地層即必封點(diǎn)。某些地區(qū)沒有復(fù)雜情況則不必確定必封點(diǎn)。另外，為了求得控制復(fù)雜情況所需的坍塌壓力梯度值是非常必要的，這樣可以在確定必封點(diǎn)上不必憑經(jīng)驗(yàn)來進(jìn)行。如中原油田對鹽膏層引起的縮徑復(fù)雜情況與石油大學(xué)合作研究，得出了控制井眼面積收縮率小于0.1%h所需的泥漿密度值。圖3-8-1-3表示鹽膏層在該面積收縮率下隨井深變化所需的泥漿密度值。圖3-8-1-3 井眼收縮率

12、在0.1%/h下，不同井深所需泥漿密度值 3、套管及井眼尺寸標(biāo)準(zhǔn)組合 目前國內(nèi)外所生產(chǎn)的套管尺寸及鉆頭尺寸已標(biāo)準(zhǔn)系列化。套管與其相應(yīng)井眼的尺寸配合基本確定或在較小范圍內(nèi)變化。圖3-8-1-4給出了套管和井眼尺寸選擇表。使用該表時，先確定最后一層套管（或尾管）尺寸。表的流程表明要下該層套管可能需要的井眼尺寸。實(shí)線表明套管與井眼尺寸的常用配合，它有足夠的間隙以下入該套管及注水泥。虛線表示不常用的尺寸配合（間隙較?。Ｈ邕x用虛線所示的組合時，則須對套管接箍、泥漿密度、注水泥及井眼曲率大小等應(yīng)予注意。 2）、生產(chǎn)套管根據(jù)采油方面要求來定?？碧骄畡t按照勘探方面要求來定。3）、套管與井眼之間有一定間隙，間

13、隙過大則不經(jīng)濟(jì)，過小會導(dǎo)致下套管困難及注水泥后水泥過早脫水形成水泥橋。間隙值一般最小在9.512.7mm（3/81/2in）范圍，最好為19mm（3/4in）。例1某井井深H=4400m，地層孔隙壓力梯度及破裂壓力梯度剖面見圖3-8-1-5。設(shè)計給定：Sb=0.036g/cm3；Sg=0.04g/cm3；Sk=0.06g/cm3；Sf=0.03g/cm3；PN=12MPa；Pa=18MPa。油層套管采用139.7mm（51/2in）套管。解：由圖上查得最大地層孔隙壓力梯度為2.04g/cm3，位于4250m。確定中間套管下入深度。（i）確定下入深度初選點(diǎn)H2i。由（10）式圖3-8-1-5 例

14、題井 的壓力剖面及井身結(jié)構(gòu)試取H2i=3400m，將3400m代入上式得： 由圖上查得3400m處f3400=2.19g/cm3因?yàn)閒2kf3400且相似，所以確定中間套管下入深度初選點(diǎn)為2i=3400m。 將各值代入得：圖3-8-1-5 例題井 的壓力剖面及井身結(jié)構(gòu)因?yàn)镻r2PN，所以中間套管下深應(yīng)淺于初選點(diǎn)。令Pr2=Ppper由（1-12）式得： 由圖中地層孔隙壓力梯度曲線上查出與=1.435g/cm3對應(yīng)的井深為3200m，則中間套管下入深度H2=3200m。由于H2H2i，所以還必須下入尾套管。 （ii）校核中間套管下入到初選點(diǎn)3400m過程中是否會發(fā)生差卡套管。由圖上查得：3400

15、m處，f3400=1.57g/cm3；Hmm=3050m， min=1.07g/cm3則由（1-11）式得： Pr2=9.813050（1.57+0.036-1.07）10-3=16.037MPa確定表層套管下深H1。由（10）式，將各值代入有： 試取H1=850m，代入上式得： 由剖面圖查得井深850m處f850=1.740g/cm3，因flkf850，且相近，所以滿足設(shè)計要求。 圖3-8-1-5 例題井 的壓力剖面及井身結(jié)構(gòu)確定各層套管及相應(yīng)井眼尺寸。 已知油層套管規(guī)定為114.3mm（41/2in），由圖（3-8-1-4）套管和井眼尺寸選擇，按常用的尺寸配（按實(shí)線）可得出114.3mm套

16、管相應(yīng)井眼尺寸為155.5mm（67/8in），尾管用196.9mm（73/4in）相應(yīng)井眼為241.3mm（91/2in）。中層套管選用273mm（103/4in），相應(yīng)井眼尺寸為347.6mm（143/4in）。表層套管用406.4mm （16in），相應(yīng)井眼尺寸用508mm（20in）。以上所選用的配合還要結(jié)合庫存的套管及鉆頭規(guī)格以及鉆機(jī)負(fù)責(zé)情況來考慮，否則要作適當(dāng)修改。 第二節(jié) 套管柱設(shè)計 套管柱設(shè)計的主要內(nèi)容是根據(jù)套管柱在井內(nèi)所受的外載，正確選擇套管的鋼級和壁厚，使之既要有足夠的強(qiáng)度，以保證下入井內(nèi)的套管不斷、不裂、不變形，又要符合節(jié)約鋼材、降低成本的要求。由于對套管柱在井下的受力和

17、設(shè)計方法的不同考慮，所設(shè)計出的套管柱是不相同的，究竟哪一種設(shè)計最佳，要經(jīng)過長期的生產(chǎn)和各種作業(yè)考驗(yàn)后才能做出正確的判斷。這里著重介紹經(jīng)過長期生產(chǎn)實(shí)踐考驗(yàn)的API常規(guī)設(shè)計理論與方法。 一、套管柱外載分從套管柱入井、注水泥到以后生產(chǎn)的不同時期，套管柱的受力是變化的，且在不同的地層和地質(zhì)條件下，套管柱所受的外載是不相同的。人們經(jīng)過長期大量生產(chǎn)實(shí)踐和分析表明：雖然套管柱受力是復(fù)雜的，但是影響套管柱設(shè)計的基本載荷是軸向拉力、外擠壓力和內(nèi)壓力。在設(shè)計中應(yīng)根據(jù)不同情況按該井最危險情況來考慮套管柱所承受的基本載荷。 軸向拉力 （1）套管本身自重產(chǎn)生的軸向拉力Wc=qcLcs10-3（2）井眼彎曲產(chǎn)生的附加拉力

18、 WCb=0.0733dAcs （3）套管內(nèi)的水泥漿使套管柱產(chǎn)生的附加拉力 （4）其它附加拉力套管柱內(nèi)壓力的來源主要是地層流體（油、氣、水）壓力以及特殊作業(yè)時所施加的壓力（如酸化壓裂、擠水泥等）。因地層壓力難以預(yù)先準(zhǔn)確確定，所以準(zhǔn)確確定套管柱內(nèi)壓力是困難的。井深較小時，地層壓力相對較低，一般中、薄壁厚套管的抗內(nèi)壓強(qiáng)度都相應(yīng)地大于抗擠強(qiáng)度，因此內(nèi)壓力的確定及套管柱抗內(nèi)壓設(shè)計的問題不突出。隨著井深和井底壓力的增加，由內(nèi)壓力引起的套管柱強(qiáng)度問題和經(jīng)濟(jì)問題，已引起人們的重視。目前對內(nèi)壓力的考慮和計算方法主要有下述三種：1）最大地表內(nèi)壓力按套管內(nèi)完全充滿天然氣考慮。一般按井口處內(nèi)壓力作用于整個套管柱考慮

19、。由于井口以下有外擠壓力同時作用，所以認(rèn)為井口是最危險的。2）以井口裝置承壓能力作為控制套管內(nèi)壓力的依據(jù)。當(dāng)井口內(nèi)壓力超過井口裝置允許壓力時，應(yīng)放噴。很顯然這種情況是井口內(nèi)壓力和套管抗內(nèi)壓強(qiáng)度大于井口裝置承壓能力。3、內(nèi)壓力 3）以井口壓力及套管內(nèi)、外壓差之和來計算有效內(nèi)壓力。當(dāng)套管內(nèi)、外鉆井液密度相等時，套管柱上、下內(nèi)壓力也相等，即為井口壓力；當(dāng)套管柱內(nèi)、外鉆井液密度不相等時，則套管內(nèi)壓力為井口壓力及套管內(nèi)、外壓差之和。在井深DW1處套管內(nèi)壓力pcin1的計算式為 pcin1=GDoDW-GDg（DW-DW1）-dgDW110-6 （2-7） 式中 pcin1井深DW1處套管的內(nèi)壓力，MPa

20、； GDo上覆巖層壓力梯度，MPa/m； DW井深，m； DW1計算點(diǎn)井深，m； GDg天然氣壓力梯度，MPa/m； d套管外鉆井液密度，kg/m3。為了設(shè)計安全，套管的內(nèi)壓力以上覆巖層壓力為依據(jù)，同是還考慮套管內(nèi)是完全充滿天然氣，即按套管內(nèi)右能達(dá)到的最大內(nèi)壓力考慮。在理論上很難確定實(shí)際井內(nèi)是否完全充滿天然氣或有一定高度液柱（鉆井液或油），一般是根據(jù)經(jīng)驗(yàn)確定。 目前我國現(xiàn)場所用套管絕大多數(shù)為API標(biāo)準(zhǔn)的圓螺紋套管。螺紋形狀為V型，螺紋根和螺紋尖為圓弧形，每英寸8扣，如圖3-8-2-1所示。 二、套管柱強(qiáng)度計算1、套管抗拉強(qiáng)度 為了準(zhǔn)確掌握套管抗拉強(qiáng)度，美國石油學(xué)會曾用162根API標(biāo)準(zhǔn)長、短圓

21、螺紋套管作拉伸試驗(yàn)，其中包括三種鋼級（K-55，N-80，P-110）和各種不同尺寸及壁厚的套管。試驗(yàn)結(jié)果是14次管體拉斷，符合半經(jīng)驗(yàn)公式（2-8）式：148次螺紋滑脫，符合半經(jīng)驗(yàn)公式（2-9）。 Fj=0.095Ajpmin（2-8）（2-9） 螺紋滑脫為圓螺紋套管在軸向拉力作用下的主要破壞形式。在下部套管柱自重（Wc）的作用下（見圖3-8-2-2），通過螺紋斜面把下部載荷（Wc）傳遞到上部套管上，在每個螺紋的斜面上的軸向截荷，在徑向產(chǎn)生一個水平分力，這個徑向分力將使管徑縮小，接箍 脹大，當(dāng)軸向載荷增大到某一定值 （即滑脫負(fù)荷）時，套管就從接箍中滑 脫出來。 圖3-8-2-2 套管螺紋連接圖

22、1套管；2接箍 圓螺紋套管滑脫負(fù)荷小于套管本體趨服拉力負(fù)荷，為了充分利用管體強(qiáng)度，API標(biāo)準(zhǔn)還有梯形螺紋和無接箍螺紋套管。值得注意，在軸向載荷作用下，不僅存在套管連接強(qiáng)度問題，而且常引起螺紋密封性的破壞。 產(chǎn)生絲扣滑脫的原因2、套管抗擠強(qiáng)度（1）無軸向載荷作用時套管的抗擠強(qiáng)度 套管柱在外擠壓力作用下的破壞形式，除少數(shù)小直徑和厚壁的套管外，主要是失穩(wěn)破壞，而不是強(qiáng)度破壞。 失穩(wěn)后的套管被擠扁（輕者）或破裂，使鉆頭或其它井下工作不能通過，地層封隔遭到破壞，將被迫停鉆或停產(chǎn)，套管損壞嚴(yán)重者油氣井報廢。 套管抗擠強(qiáng)度取決于材料性能、橫截面的幾何形狀和套管所承受負(fù)荷的狀況。理論分析和實(shí)驗(yàn)研究表明，套管徑

23、厚比d/c（外徑/壁厚，無量綱）較大時，屬于失穩(wěn)破壞，即當(dāng)外擠壓力達(dá)到套管抗擠強(qiáng)度時，套管管壁產(chǎn)生彎曲變形（擠扁）或破裂。當(dāng)套管徑厚比較小，外擠壓力達(dá)到套管抗擠強(qiáng)度時，套管將發(fā)生強(qiáng)度破壞。圖3-8-2-3 套管截面的擠毀無軸向載荷條件下，不同徑厚比的相應(yīng)抗擠強(qiáng)度當(dāng)d/c不大于表8-2-1中所列數(shù)值時，套管發(fā)生屈服破壞 當(dāng)d/c為表3-8-2-2中所列數(shù)值時，套管發(fā)生塑性失穩(wěn)破壞 當(dāng)d/c為表3-8-2-3中所列數(shù)值時，套管將在彈塑性過渡區(qū)發(fā)生失穩(wěn)破壞 當(dāng)d/c大于或等于表3-8-2-4中所列數(shù)值時，套管發(fā)生彈性失穩(wěn)破壞 （2）有軸向載荷作用時套管的抗擠強(qiáng)度有軸向載荷作用時套管的抗擠強(qiáng)度分兩種情

24、況討論。1）套管雙向應(yīng)力橢圓。套管柱在井內(nèi)處于復(fù)雜受力狀態(tài)，有的處于同時受外擠壓力與軸向拉伸載荷；有的處于同時受內(nèi)壓力與軸向壓縮載荷（如同時有內(nèi)外壓力存在時，可看為抵消后剩余內(nèi)壓力或外擠壓力的單項(xiàng)作用）。由于軸向載荷的存在，對套管的抗擠強(qiáng)度將發(fā)生重要的影響。 設(shè)套管自重引起的軸向拉應(yīng)力為z，外擠壓力或內(nèi)壓力引起的周向應(yīng)力為及徑向應(yīng)力為r。由于套管為薄壁或中厚壁管，r比小得多，可忽略不計。故只考慮套管受軸向拉應(yīng)力z及周向應(yīng)力的兩向應(yīng)力作用。根據(jù)第四強(qiáng)度理論，套管破壞的強(qiáng)度條件為 z2+2-z=s2 雙向應(yīng)力橢圓 第一象限是拉伸與內(nèi)壓的聯(lián)合作用，表明在軸向拉力作用下能使套管抗內(nèi)壓強(qiáng)度增加，在套管柱

25、設(shè)計中一般不考慮將更為安全。第二象限是軸向壓縮與內(nèi)壓力的聯(lián)合作用，從曲線中可以看出，當(dāng)套管受到軸向壓力作用時會降低套管抗內(nèi)壓強(qiáng)度。這種情況在井下只可能發(fā)生在套管柱下部，而套管柱下部的主要載荷是外擠壓力，所以一般不予考慮。第三象限是軸向壓縮與外擠壓力的聯(lián)合作用，從圖上可知軸向壓力能提高套管抗外擠強(qiáng)度，在套管柱設(shè)計中不考慮更為安全。第四象限是拉伸與外擠的聯(lián)合作用，從曲線可看出，軸向拉力的存在使套管的抗擠強(qiáng)度降低，因此在套管柱設(shè)計中應(yīng)考慮進(jìn)去。在API常規(guī)套管柱設(shè)計中一般都考慮這一影響。 2）軸向拉力作用下套管抗擠強(qiáng)度的計算公式 為了便于計算，國內(nèi)提出了線性化套管雙向應(yīng)力計算方法，其計算公式為 理論

26、上已證明，在范圍內(nèi)線性化雙向應(yīng)力計算法誤差小于2%。另外，為了簡化Dc的計算，可使計算式寫為 Dc=KD K稱為雙向應(yīng)力外擠壓力系數(shù)，其值隨套管軸向拉力與管體屈服強(qiáng)度的比值而變化，可查有關(guān)數(shù)據(jù)表 圖3-8-2-5 有軸向負(fù)荷時的擠毀曲線（圖中未明確畫出彈、塑性抗擠強(qiáng)度曲線）?？v坐標(biāo)為擠毀壓力，橫坐標(biāo)為給定某種鋼級套管的徑厚比。曲線0沒有軸向負(fù)荷，隨曲線序號增加，軸向拉力增加，曲線4的軸向拉力最大。虛線為一種給定的套管截面下軸各負(fù)荷為零時呈現(xiàn)塑性擠毀，但隨著軸向負(fù)荷增大到某一定值時，失效模式（形式）變成極限強(qiáng)度擠毀（即屈服強(qiáng)度擠毀，把原初始屈服強(qiáng)度換成極限強(qiáng)度為條件得出）。套管擠毀壓力隨軸向負(fù)荷

27、增加的變化曲線圖3-8-2-5 有軸向負(fù)荷時的擠毀曲線虛線示出初始擠毀模式（曲線0沒有軸向負(fù)荷）是彈性的。注意，將擠毀壓力保持在最初的彈性擠毀值，使套管的軸向負(fù)荷增加到曲線1，此時擠毀負(fù)荷（即抗擠強(qiáng)度）沒有因軸向負(fù)荷而減小。從這一點(diǎn)開始，隨著軸向負(fù)荷的增加，擠毀負(fù)荷將減小，失效模式通過塑性擠毀和極限強(qiáng)度擠毀區(qū)。從圖3-8-2-5和上述分析可知，套管的抗擠強(qiáng)度和破壞形式，不僅與鋼材性能和斷面幾何形狀有關(guān)，而且也與受力狀況有關(guān)。 套管抗破裂能力和抗擠強(qiáng)度一樣，取決于套管橫截面的幾何形狀、材料強(qiáng)度和所承受載荷的狀況。套管在內(nèi)壓力下的破壞是屬于強(qiáng)度破壞。 抗內(nèi)壓強(qiáng)度計算公式是在把套管視為兩端開口薄壁圓

28、筒、筒內(nèi)受到均勻分布壓力作用的假設(shè)條件下導(dǎo)出的。由材料力學(xué)可知兩端開口薄壁圓筒受均勻內(nèi)壓pi時，周向應(yīng)力為 3、套管抗內(nèi)壓強(qiáng)度一般套管管體與螺紋連接處抗內(nèi)壓強(qiáng)度是一致的，但是有的同一外徑套管隨著壁厚增加，套管抗內(nèi)壓強(qiáng)度增加，而接箍壁厚并未增加，因此接箍強(qiáng)度相對較低，考慮接箍后的套管抗內(nèi)壓強(qiáng)度計算式為d1=E1（SL1）T+H2r1 d1用緊螺紋機(jī)緊螺紋后，管子末端處的接箍螺紋根直徑，mm. 對圓螺紋套管套管柱設(shè)計是在套管柱受力分析的基礎(chǔ)上，再根據(jù)套管本身所具有的強(qiáng)度，建立一個安全可靠的平衡關(guān)系，通式為安全系數(shù)外載套管強(qiáng)度套管柱在不同井深所受外載（外擠壓力、軸向拉力和內(nèi)壓力），可根據(jù)井下具體情況

29、計算出來；安全系數(shù)是根據(jù)套管強(qiáng)度的計算方法、室內(nèi)套管強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)、井下套管柱受力狀況以及套管柱設(shè)計方法等并結(jié)合經(jīng)驗(yàn)來確定。由通式算出不同井深所需套管強(qiáng)度，再由“套管強(qiáng)度數(shù)據(jù)表”查出各井段所需的不同鋼級、壁厚和螺紋型的套管，這樣便可設(shè)計出所需的套管柱。三、套管柱設(shè)計方法1、確定安全系數(shù)c安全系數(shù)取值抗擠安全系數(shù)：1.001.25，常用的為1.125抗拉安全系數(shù)：1.602.00，常用的為1.80抗內(nèi)壓安全系數(shù)：1.101.33，常用的為1.102、套管柱等安全系數(shù)設(shè)計法 套管柱設(shè)計方法有等安全系數(shù)法、邊界負(fù)荷法和最大載荷法。目前國內(nèi)外普通用等安全系數(shù)法。 所謂等安全系數(shù)法，即在套管柱上各段的最小安全

30、系數(shù)等于 （或大于）所規(guī)定的某個安全系數(shù)值。圖3-8-2-6套管柱受力示意圖 軸向拉力、外擠壓力及內(nèi)壓力在套管柱各截面上不是均勻分布的。軸向拉力自下而上增加；外擠壓力自下而上減小；內(nèi)壓力從有效內(nèi)壓力（內(nèi)壓力與外擠壓力的差值）來看，一般總的趨勢自下而上增加。 在設(shè)計中為了達(dá)到既安全又經(jīng)濟(jì)的原則，整個套管柱應(yīng)由不同鋼級、壁厚和螺紋型的套管所組成，使各段最小安全系數(shù)等于（或大于）所規(guī)定的安全系數(shù)值（即等安全系數(shù)法）。同時為了避免反復(fù)計算和設(shè)計，在一般地層壓力井中，先對下部（自下而上）進(jìn)行抗擠設(shè)計，而后對上部（自下而上）進(jìn)行抗拉設(shè)計，最后校核抗內(nèi)壓強(qiáng)度。在高壓井中，首先進(jìn)行抗內(nèi)壓設(shè)計，選出滿足抗內(nèi)壓強(qiáng)

31、度的套管，然后再進(jìn)行抗擠和抗拉設(shè)計。 設(shè)計的步驟和方法：例：某井7（177.8mm）套管下入深度3500m，井內(nèi)鉆井液密度1300kg/m3，水泥返至2800m。要求進(jìn)行抗擠、抗拉設(shè)計。抗擠安全系數(shù)不低于1.00，抗拉安全系數(shù)不低于1.75。試設(shè)計此井套管柱。1）掌握已知條件（套管尺寸和下入深度、安全系數(shù)、鉆井液密度水泥返高及套管強(qiáng)度性能表等）。尺寸：177.8mm，下深3500m，鉆井液d=1300kg/m3，返高2800m，安全系數(shù)：抗擠SD：1.125，抗拉：ST：1.80套管強(qiáng)度性能表 2）根據(jù)外擠壓力和抗擠安全系數(shù)確定下部第一段套管鋼級和壁厚。pco1=dgD110-6 =13009

32、.8350045.5MPa 式中 D1第一段套管下入深度，m；d鉆井液密度，kg/m3；pco1套管在井底所受外擠壓力，MPa。因下部第一段套管所受的井底外擠壓力和安全系數(shù)的乘積應(yīng)等于（或小于）抗擠強(qiáng)度，即 dgD1SD10-6D1 D1=45.51.125=51.119MPa 式中 D1第一段套管抗擠強(qiáng)度，MPa；SD抗擠安全系數(shù)。根據(jù)D1即可由套管強(qiáng)度性能表中選出下部第一段套管。由套管性能表查得N80、壁厚11.51mm套管，其抗擠強(qiáng)度為60.46MPa。 因此，實(shí)際安全系數(shù)為： 3）確定第二段套管可下深度和第一段套管的使用長度。 由于外擠壓力愈往上愈小，根據(jù)既安全又經(jīng)濟(jì)的原則，第二段套管

33、可選鋼級或壁厚較低一級（即抗擠強(qiáng)度小一級）的套管，其可下深度為Pco2=dgD210-6式中 D2第二段套管的可下深度，m；Dc第二段套管抗擠強(qiáng)度，MPa。則第一段套管使用長度L1為D2=Pco2SD若選：N-80，壁厚10.36mm，抗擠強(qiáng)度D2=49.35MPa， 實(shí)際取第二段下入深度D2=3300m L1=D1-D2=3500-3300=200m 第一段200該段套管每米重量為0.476千牛，抗拉強(qiáng)度3048kN 第一段套管重為： Wc1=qc1Lcs110-3 Wcd1=BFqc1Lcs110-3 Wc1=0.47620095.24kN Wcd1=0.8330.476200=79.33

34、kN1.80 （安全）浮力系數(shù)第二段套管抗擠安全系數(shù)：SD2 1.125（安全） 第一段套管抗拉安全系數(shù)：ST1 3按抗擠強(qiáng)度選擇鋼級或厚度更低一級的套管第三段套管選N-80、壁厚9.19mm，抗擠D3=38.03MPa 可下深度： 按抗擠強(qiáng)度第三段套管下入深度為2600m（在水泥面以上） 表明第二段套管頂部已超過水泥面。所以在第二段水泥面處和第三段底部都應(yīng)考慮雙向應(yīng)力的影響。 在水泥面處套管能否滿足抗擠要求，決定于水泥面是否靠近該段底部和水泥面大部套管的重量。 顯然第三段套管底部由于承受了第一段套管；第二段套管的重量抗擠強(qiáng)度下降，導(dǎo)致安全系數(shù)必1.125。 因此，應(yīng)將第二段套管長度增長，即減

35、少第三段的下入深度，提高其底部的抗擠系數(shù)，以補(bǔ)償雙向應(yīng)力的影響。但第二段增長后，對第二段的軸向拉力增加，又將進(jìn)一步引起第三段套管抗擠強(qiáng)度降低，為此可采用試算法。 計算降低后的抗擠強(qiáng)度值，校核抗擠安全系數(shù)能否滿足要求，若不能滿足要求，采用試算法將下段抗擠強(qiáng)度較大的套管向上延伸，直至抗擠安全系數(shù)滿足要求。這樣可從下向上確定下部各段套管。由于愈往上外擠壓力愈小，故可選擇抗擠強(qiáng)度更小的套管，當(dāng)?shù)竭_(dá)某一深度后，由于套管自重產(chǎn)生的拉力載荷增加，抗拉強(qiáng)度表現(xiàn)為主要矛盾時，則按抗拉設(shè)計確定上部各段套管。4）當(dāng)按抗擠強(qiáng)度設(shè)計套管柱超過水泥面或中和點(diǎn)（由于鉆井液浮力使套管柱中不受軸向力的截面）時，應(yīng)考慮下部套管柱

36、浮重引起套管抗擠強(qiáng)度的降低，即按雙向應(yīng)力設(shè)計套管柱。按式或式首先對水泥面處抗擠安全系數(shù)SD2校核第二段套管每米重量為0.4315千牛，段長：3300-2800=500m水泥面下套管浮重：Wcd1+Wcd2=79.33+5000.43150.633=259kN按線性公式計算軸向拉力下抗擠強(qiáng)度，第二段管體屈服強(qiáng)度Fg=3066kN （安全） 水泥面處抗擠符合要求。4用試算法求第三段在雙向應(yīng)力作用下的可下深度。 假設(shè)下至2300m第二段長：L2=3300-2300=1000mWc2=10000.4135=431.5kNWcd2=0.833Wc2=359.4kN第一二段累積浮重Wcd1+ Wcd2=7

37、9.33+859.4=438.7kN第三段管體屈服強(qiáng)度Fg3=2740kN 第一段200第二段1000第三段底部抗擠強(qiáng)度為 抗擠安全系數(shù)： 1.125安全 第三段下至2300m時抗擠安全。 第一段200第二段1000第三段 ？可見第三段N-80、9.19mm延伸至井口抗拉強(qiáng)度不符合要求。 1.80（不安全） （安全） 校核第二段套管頂部截面積的抗拉安全（不考慮浮度）第二段抗拉強(qiáng)度Fj2=2708kN 第二段抗拉符合要求。 若將第三段設(shè)計到井口，（Fj3=2354kN，qc3=0.3869kN） 5按抗拉強(qiáng)度設(shè)計確定上部各段套管：設(shè)自下而上第i段以下各套管的總重為該段抗拉強(qiáng)度Ti ，則該段套管頂

38、截面的抗拉安全系數(shù)ST為 （安全） 第一段200第二段1000第三段 2000第四段300第四段選用，N-80，10.36mm長度： L4=DW-L1-L2-L3=3500-200-1000-2000=300m qc4=0.4315 Wc4=3000.4315=129kN第三段取2000m，抗拉符合要求(安全)實(shí)取L3=2000m，Wc3=20000.3869=774kN頂面抗拉安全系數(shù) 抗拉安全系數(shù) 設(shè)計步驟中，第4）步進(jìn)行套管柱雙向應(yīng)力設(shè)計是采用的試算法，一般要進(jìn)行多次試算才能完成。為了避免試算，可以應(yīng)用有足夠精度、計算簡便的線性化公式計算法。根據(jù)式（2-20），可推導(dǎo)出在軸向拉力和外擠壓

39、力同時作用下的套管許下深度，并由此可直接計算出雙向應(yīng)力條件下各段套管制使用長度，即 代入有關(guān)數(shù)據(jù)后，便可不必試算而求得結(jié)果。 資料表明，中深井或深井，地層壓力在正常力梯度下，按以上設(shè)計步驟設(shè)計出的套管柱，一般能滿足抗內(nèi)壓要求；若實(shí)際抗內(nèi)壓安全系數(shù)SI小于所規(guī)定抗內(nèi)壓安全系數(shù)，則控制井口壓力，井口壓力限制在套管（或井口裝置）允許的最大壓力之內(nèi)或?qū)⑻坠苤O(shè)計步驟改為先作抗內(nèi)壓強(qiáng)度設(shè)計，選出滿足抗內(nèi)壓強(qiáng)度的套管后再作抗擠和抗拉設(shè)計。 6抗內(nèi)壓安全系數(shù)校核第三節(jié) 水泥及注水泥一、油井水泥類型及標(biāo)準(zhǔn)二、油井水泥的礦物成分 三、水泥的水化作用 四、水泥的物理性能與固井工程的關(guān)系 五、影響油井水泥性能的因素

40、 六、影響注水泥質(zhì)量的因素 七、水泥漿在凝結(jié)過程中的油、氣、水竄問題 八、注水泥工藝 九、注水泥質(zhì)量評價 二、油井水泥的礦物成分 油井水泥主要是硅酸鹽水泥 ，主要由四種熟料礦物組成。 C3A（鋁酸三鈣）由氧化鈣和三氧化二鋁結(jié)合生成。C3A對水泥最終強(qiáng)度影響不大，但對水泥凝固速度影響，對水泥早期強(qiáng)度形成起重要作用。它的凝固時間靠石膏控制。C3A水化最終產(chǎn)物易受硫酸鹽水侵蝕。HSR水泥中要求控制C3A含量小于3%。但對具有高早期強(qiáng)度水泥C3A含量可達(dá)15%。 C3S（硅酸三鈣），由氧化鈣和二氧化硅形成，它是波特蘭水泥主要成分。緩凝水泥中占4045%，在高早期強(qiáng)度水泥占6065%，C3S對水泥強(qiáng)度形

41、成有較大影響，尤其是對早期強(qiáng)度的影響。 C2S（硅酸二鈣），也是氧化鈣和二氧化硅反應(yīng)產(chǎn)物，對水泥最終強(qiáng)度起重要影響，C2S水化緩慢，因此不影響初凝時間。 C4AF（鐵鋁酸四鈣）由氧化鈣、三氧化二鋁與三氧化二鐵形成，對強(qiáng)度影響甚小，對HSR水泥。API標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定一份鐵鋁酸四鈣加兩份硅酸三鈣的總含量不應(yīng)超過24%。水泥熟料除上述四種基本化合物外，還可能含石膏，堿金屬類硫酸鹽，氧化鎂，游離氧化鈣和其它混合物。它不影響凝固水泥性能，但影響水化速度、抗化學(xué)侵蝕力及水泥漿性能。 增加C3S含量，磨細(xì)，取得水泥高早強(qiáng)；控制C2S、C3A含量，粗磨，取得緩凝；限制C3S、C3A含量，并具有低水合熱；限制C3A含

42、量，具有耐硫酸鹽侵蝕；HSR水泥C3A3%，MSR水泥C3A8%。 水泥遇水后，其四種主要化合物：鋁酸三鈣C3A（3CaOAl2O3）、硅酸三鈣C3S（3CaOSiO2）、硅酸二鈣C2S（2CaOSiO2）、鐵鋁酸四鈣C4AF（4CaOAl2O3Fe2O3），立刻以不同的速率，并在存在相互影響的條件下與水發(fā)生水化作用，產(chǎn)生不同性質(zhì)及類型的水化產(chǎn)物，導(dǎo)致水泥漿體發(fā)生一系列物理化學(xué)作用，最終形成具有一定支撐能力的硬化體。三、水泥的水化作用1、水泥的水化作用水化反應(yīng)主要形式有：3CaOSiO2+2H2O2CaOSiO2H2O+Ca（OH）2；2CaOSiO2+H2O2CaOSiO2H2O；3CaOA

43、l2O3+6H2O3CaOAl2O36H2O；4CaOAl2O3Fe2O3+6H2O3CaOAl2O36H2O+ CaOFe2O3H2O。上述反應(yīng)中部分水化產(chǎn)物還將發(fā)生二次反應(yīng)，過程較復(fù)雜；一般認(rèn)為水泥漿由液相凝聚固化可分為三個階段。2、凝結(jié)硬化三個階段2）凝結(jié)期水化作用由顆粒表面向深部發(fā)展，膠態(tài)粒子大量增加，晶體開始相互聯(lián)結(jié)，逐漸絮凝成凝膠結(jié)構(gòu)，水泥漿已失去流動性。1）膠溶期水泥遇水后，粒面發(fā)生相溶解和水化反應(yīng)，水化產(chǎn)物濃度迅速增加，達(dá)飽和狀態(tài)時，部分水化產(chǎn)物以膠態(tài)粒子或小晶體析出，形成膠溶體系。3）硬化期水化過程進(jìn)一步更深入發(fā)展，這時大量晶體析出、并相互聯(lián)結(jié)，使膠體緊密，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度明顯增加，

44、逐漸硬化成微晶結(jié)構(gòu)的水泥石固體。圖1-1 水泥的水化放熱曲線鈣礬石形成階段 C3S水化階段結(jié)構(gòu)形成和發(fā)展階段 四、水泥的物理性能與固井工程的關(guān)系油井水泥物理性能水泥漿密度凝結(jié)時間稠化時間抗壓強(qiáng)度水泥石滲透性自由水含量流變性失水量水泥漿流動度1、水泥漿密度一般硅酸鹽水泥干灰密度在3.053.20克/厘米3之間，因此水泥漿密度取決于用水量及摻入混合材的密度和加量。固井對水泥漿密度的基本要求是必須大于完井時泥漿密度（或下套管時泥漿密度），但不能壓漏地層，同時還要保證水泥石的強(qiáng)度和水泥漿的流動性。通常固井水泥漿密度在1.801.90克/厘米3，一般比鉆井時泥漿密度大得多。2、水泥顆粒的細(xì)度 水泥顆粒的

45、大小將影響水泥水化反應(yīng)的快慢，顆粒愈小，單位重量的水泥顆粒與水接觸的表面積就愈大，水泥水化反應(yīng)就愈快。研究指出，當(dāng)水泥顆粒0.04毫米（即40）時，具有較高的活性；而水泥顆粒0.09毫米時，幾乎接近于惰性物質(zhì)。水泥顆粒細(xì)度用篩余百分?jǐn)?shù)表示。國內(nèi)四種油井水泥要求用0.08毫米方孔篩篩余不超過15%為合格。3、水泥漿的凝結(jié)時間 水泥與水混合后立即發(fā)生水化，隨水化不斷進(jìn)行，水泥漿逐漸由液態(tài)變?yōu)楣虘B(tài)。凝結(jié)時間就是用時間來測量凝結(jié)過程的方法。把凝結(jié)分為二個階段，其一為初凝時間。即自水泥與水混合時開始至水泥漿部分失去塑性的時間間隔；其二為終凝時間。即自水泥與水混合時開始至能承受一定壓力的硬化程度所經(jīng)歷的時

46、間。國內(nèi)外均用維卡儀來測定凝結(jié)時間。一般取初凝時間的75%為注水泥的施工時間。隨著水泥不斷的變化，水泥漿的粘度和切力將顯著增加，水泥漿將逐漸變稠直到失去流動性。為了保證注水泥施工安全，能用泵將水泥漿打至井內(nèi)環(huán)形空間預(yù)定高度，必須預(yù)先測定與井內(nèi)相同溫度和壓力下，水泥漿稠度達(dá)到某一定值所需的時間，即稠化時間。用它作為控制注水泥施工時間的依據(jù)。API按油氣井不同情況規(guī)定了不同模擬實(shí)驗(yàn)條件，用增壓稠度儀從實(shí)驗(yàn)加溫加壓開始至100Bc（稠化單位）時所經(jīng)歷的時間，規(guī)定為水泥漿的稠化時間。整個注水泥時間必須控制在稠化時間以內(nèi)，并考慮有較大的安全系數(shù)。5、水泥漿失水 水泥漿中的自由水通過井壁滲入地層的現(xiàn)象稱為

47、水泥漿失水。它是一種滲濾現(xiàn)象，影響它的主要因素有： 4、水泥漿的稠化時間 1）水泥漿的失水性能。水泥漿的失水量大小，反映了水泥漿本身的膠體性質(zhì)，只有當(dāng)水泥漿中分散得較細(xì)的膠體粒子占有相當(dāng)?shù)臄?shù)量，水泥漿的失水就能控制到較小數(shù)值。一般未經(jīng)處理的水泥漿失水量高達(dá)1000毫升/30分鐘以上。 2）水灰比的大小。實(shí)驗(yàn)資料表明，水泥水化需水量一般為水泥重量的20%左右，但為了水泥漿具有足夠的流動性，水灰比（水與干水泥重量之比）一般在0.5左右，因此有大量的過剩水分（自由水）可以滲入地層或在水泥石內(nèi)造成一條向上竄通的通道，破壞水泥環(huán)的封隔作用。 地層的滲透性。在松軟和孔隙性地層中往往會引起大量失水。水泥漿大

48、量失水將造成水泥漿急劇變稠，大大影響其流動性，甚至造成不能把水泥漿替出套管的事故。水泥漿大量失水侵入油氣層將嚴(yán)重污染和損害生產(chǎn)層6、水泥漿的流變性鉆井液常用的數(shù)學(xué)模式是賓漢模式，其流變參數(shù)是塑性粘度、屈服值以及膠凝強(qiáng)度。近年來，冪律模式得到更廣泛的運(yùn)用，在國外資料中水泥漿幾乎全用冪律模式來描述，其流變參數(shù)是稠度系數(shù)（K）和流性指數(shù)（n）漿體的流變性能在固井過程中主要有以下作用：1）計算注水泥和替泥漿過程的循環(huán)摩擦損失，防止井眼憋漏合理選擇裝置與設(shè)備。2）設(shè)計注水泥的最佳流態(tài)，提高頂替效率和固井質(zhì)量。怎樣測得水泥漿流變性以及流變性對固井頂替效率有何影響目前還未完全解決，在API油井水泥性能標(biāo)準(zhǔn)中

49、流變性仍是“試行”標(biāo)準(zhǔn)。7、水泥石強(qiáng)度水泥石強(qiáng)度應(yīng)滿足固井下列幾方面要求：1）支撐和加強(qiáng)套管。經(jīng)研究表明，水泥石強(qiáng)度為56千帕?xí)r，10米長的水泥環(huán)能支承94米長的177.8毫米套管。由此可見，支撐和加強(qiáng)套管不要求很高的水泥石強(qiáng)度。2）抵抗鉆井時沖擊載荷。鉆井時對套管沖擊載荷的大小，主要取決于鉆井技術(shù)措施，在鉆柱加壓部分未出套管鞋前，控制鉆壓和轉(zhuǎn)速，減小鉆柱對套管和水泥環(huán)的沖擊載荷。3）能承受酸化壓裂。注水泥井段承受酸化壓裂時壓力的最薄弱環(huán)節(jié)不是水泥石本身，而應(yīng)是水泥環(huán)與井壁連接處（或水泥環(huán)與套管連接處），水泥石強(qiáng)度遠(yuǎn)大于水泥環(huán)與井壁的連接強(qiáng)度。在美國各州（油田），注水泥后824小時或水泥石抗壓

50、強(qiáng)度達(dá)2.13.5兆帕，就可進(jìn)行固井后的其它作業(yè)（試壓、鉆水泥塞、射孔）。 8、水泥石的腐蝕 大量的地下建筑和油氣井工程的實(shí)踐證明，水泥石在含有一定礦化度的地下水和油、氣作用下，受著不同程度的腐蝕和破壞。 水泥硬化后的主要產(chǎn)物有氫氧化鈣、水化硅酸鈣、水化鋁酸鈣、水化鐵酸鈣、硫鋁酸鈣以及一部分未水化的水泥顆粒。而在地下水中含有大量的碳酸鹽、鎂鹽、硫酸鹽等物質(zhì)，這些物質(zhì)與水泥石接觸后將發(fā)生浸析溶解和離子交換，使水泥石中的水化硅酸鈣等物質(zhì)解體（即腐蝕）；有的在水泥石內(nèi)生成膨脹難溶的新物質(zhì)，使水泥石內(nèi)產(chǎn)生有害的內(nèi)應(yīng)力而導(dǎo)致破壞。提高水泥石的耐腐蝕性措施：1）從水泥成分上控制C3A及C4AF含量。API

51、高抗硫水泥C3A3%；C4AF+2C3A24%。2）在水泥中加入礦渣、石英砂、粉煤灰等物質(zhì)，使其中活性二氧化硅與水泥中的氫氧化鈣結(jié)合生成水化硅酸一鈣，而水化硅酸一鈣比純水泥水化生成的水化硅酸二鈣穩(wěn)定，從而提高了水泥石的防腐蝕能力。3）提高水泥石的密度，降低其滲透性，在一定程度上也能起到防腐效果。 五、影響油井水泥性能的因素1）緩凝劑2）速凝劑3）減阻劑4）降失水劑5）降密度劑6）加重劑7）防漏劑 1、水泥的礦物成分與水泥性能的關(guān)系1）純熟料礦物的強(qiáng)度和水化速度的差異2）混合材料對水泥性能的影響2、水灰比對水泥性能的影響3、溫度和壓力對水泥性能的影響4、外加劑對水泥性能的影響5、其它影響因素六、

52、影響注水泥質(zhì)量的因素 一是如何使環(huán)形空間充滿水泥漿；二是如何使水泥漿在凝結(jié)過程中壓穩(wěn)油、氣、水層和封隔好油、氣、水層 1、注水泥質(zhì)量的基本要求1）水泥漿返高和套管內(nèi)水泥塞高度必須符合設(shè)計要求，過高和過低都是不允許的。2）注水泥井段環(huán)形空間的泥漿應(yīng)全部被水泥漿替走，即無竄槽現(xiàn)象存在。 注水泥漿段任一截面 水泥漿在環(huán)形空間頂替泥漿的程度，常用頂替效率表示：注水泥漿段 3）水泥環(huán)與套管和井壁間有足夠的連接強(qiáng)度，能經(jīng)受住酸化壓裂。影響連接強(qiáng)度的因素有以下幾方面：（1）水泥的類型和不同的添加劑。如膨脹水泥和加砂水泥有利于連接強(qiáng)度增加。（2）井壁泥餅的存在，使水泥環(huán)與井壁連接強(qiáng)度是著降低。（3）套管的表面

53、狀況。套管外有砂粒涂層，使水泥環(huán)與套管連接強(qiáng)度增加，有油或?yàn)r青其連接強(qiáng)度下降。（4）與水泥漿候凝時套管受力狀態(tài)有關(guān)，套管內(nèi)憋壓候凝，其連接強(qiáng)度降低。4）水泥石能抵抗油、氣、水長期的侵蝕和破壞。目前油、氣井注水泥還不能完全符合以上要求，常出現(xiàn)以下幾方面問題：（1）井口冒油氣現(xiàn)象。（2）開采時油、氣層上部或下部的地層水大量侵入。（3）不能滿足酸化壓裂技術(shù)上的要求。（4）水泥漿候凝過程中油、氣、水竄入，破壞了水泥環(huán)的封隔作用。（5）套管擠扁或破裂。以上問題除候凝中井涌或井噴外，其它都不是固井后短時間內(nèi)能發(fā)現(xiàn)的，因此容易被鉆井和固井人員所忽視。2影響水泥漿頂替效率的因素 1）套管在井內(nèi)居中 套管在井內(nèi)

54、居中時，頂替效率的高、低，主要取決于頂替時的流態(tài)（塞流、層流或紊流）。由于套管居中，整個環(huán)形圓周阻力相同，不會出現(xiàn)環(huán)形某一邊泥漿沒有被替走的情況。由于頂替時水泥漿的流態(tài)不同，在井壁和套管外壁附近（近壁層一邊界層）卻有可能殘留一部分泥漿，其滯留泥漿的多少或厚度，決定于流態(tài)。流態(tài)的判別一般可用雷諾數(shù)的大小表示。實(shí)驗(yàn)表明，滯留泥漿與流態(tài)關(guān)系為在光管（非滲透管）：滯留漿層流滯留漿紊流滯留漿塞流在滲透管9：滯留漿紊流滯留漿塞流、層流由于套管居中，環(huán)形各方向的間隙大小相等，因此各方向間隙開始流動的阻力（或阻力梯度）相同，可用下式表示： 從式明顯看出，當(dāng)井眼和套管尺寸一定，泥漿開始流動的阻力大小只決定于泥漿

55、參數(shù)0，0愈大流動阻力愈大，即泥漿愈不易被水泥漿替走；當(dāng)井徑和套管尺寸變化，環(huán)形間隙（D-d）愈大，泥漿開始流動的阻力愈小，反之愈大。 2）套管偏離井眼中心 由于井眼偏斜，套管偏離井眼中心，環(huán)形各方向的間隙大小均不相等，因此環(huán)形各方向開始流動的阻力也不相同，這就造成環(huán)形各方向泥漿被水泥漿頂替的情況不一樣。 根據(jù)式分析可知，窄間隙處流動阻力梯變大于寬間隙處流動阻力梯度，因此，造成寬間隙已開始流動；而窄間隙卻不流動（或流動速度較慢），形成水泥漿頂替竄槽情況。 3、提高頂替效率的主要措施 從以上分析可見，造成水泥漿嚴(yán)重竄槽的主要原因是套管偏離井眼中心，而完全消除套管偏心又是不可能的，因此掌握漿體在偏

56、心環(huán)空的流動規(guī)律，對提高水泥漿的頂替效率具有普遍意義。一般所采取的主要措施有：1）加扶正器改善套管在井眼中的偏心程度2）活動套管3）調(diào)整好泥漿和水泥漿性能（1）固井對泥漿性能的要求：應(yīng)盡可能降低泥漿動切力、粘度和密度。（2）頂替對水泥漿性能的要求：a、采用高粘度和高切應(yīng)力的水泥漿。b、采用低粘度和低切應(yīng)力的水泥漿。4）紊流或塞流注水泥5）適當(dāng)增加水泥漿量6）注水泥前打入一定量的隔離液（1）高粘度隔離液（2）低粘度隔離液 引起地層里的油、氣、水竄下入環(huán)形空間的基本問題是一個壓力平衡問題：即環(huán)形空間壓力低于地層壓力的問題。 研究和實(shí)踐證明，在注水泥井段環(huán)形空間完全充滿水泥漿的前提下，水泥漿在凝結(jié)過

57、程中的失重是高壓油氣井油、氣、水竄的主要原因。 所謂水泥漿失重即水泥漿柱在凝結(jié)過程中對其下部或地層所作用的壓力逐漸減小的現(xiàn)象。七、水泥漿在凝結(jié)過程中的油、氣、水竄問題當(dāng)井筒里的水泥漿柱有效壓力減至小于地層壓力時，由、氣、水就竄入井筒。除水泥漿在未凝結(jié)前因失重造成油、氣、水竄外，井壁泥餅、水泥表觀體積收縮以及注水泥后的關(guān)井憋壓候凝，都可能形成油、氣、水竄的通道，為油、氣、水竄創(chuàng)造了條件。1、水泥漿膠凝引起的失重 水泥是一種膠凝物質(zhì)，它與水混合后，水泥漿在物理、化學(xué)作用下逐漸從液態(tài)轉(zhuǎn)變成固態(tài)。根據(jù)前面所介紹的水泥凝結(jié)和硬化理論可知，在水泥漿水化過程中，在漿體內(nèi)部形成兩種不同類型的三維空間網(wǎng)“凝聚-

58、結(jié)晶網(wǎng)”，正是由于這種網(wǎng)架的作用（膠凝作用），在水化水泥顆粒之間以及它們與井壁和套管之間，相互搭接起來形成了一種空間網(wǎng)架結(jié)構(gòu)，使水泥漿柱的一部分重量懸掛在井壁和套管上，從而降低了水泥漿柱作用在下部地層的有效壓力，即所謂水泥漿膠凝引起的失重。當(dāng)漿柱有效壓力低于地層壓力，地層里的油、氣，水就侵入環(huán)形空間。 實(shí)驗(yàn)表明，膠凝引起的失重主要與水泥漿性能、井眼尺寸和溫度等因素有關(guān)，而與壓力無明顯關(guān)系。 2、橋堵引起的失重 在注水泥過程中及水泥返至設(shè)計高度靜止之后，由于水泥漿失水形成的水泥餅、鉆井時井下未帶出的巖屑、注水泥時高速沖蝕下的巖塊以及水泥顆粒的下沉等因素，在滲透層或井徑和間隙較小的井段形成堵塞（即

59、橋堵），使得橋堵段上部漿柱壓力不能繼續(xù)有效地傳遞至橋堵段下部的地層，而下部漿柱由于體積的減?。ㄋ嗨w積收縮和失水），橋堵前上部漿柱作用的壓力就失去了一部分（或全部），此時作用在下部地層的有效靜液壓力就減小了，這就是橋堵引起的失重過程和實(shí)質(zhì)，當(dāng)作用在地層上的環(huán)空有效壓力低于地層壓力時，地層里的油、氣、水就會侵入環(huán)形空間。 橋堵引起的失重的嚴(yán)重程度主要決定于水泥水化體積的減小程度和水泥漿失水的大小。 1）水泥水化的體積減小 根據(jù)實(shí)驗(yàn)研究表明，水泥水化體積收縮的大小與水泥的礦物成分、水灰比、外加劑、溫度和壓力、水泥細(xì)度以及攪拌時間等多種因素有關(guān)。計算表明，水泥水化后產(chǎn)生的各種水化物的體積與水化前

60、參加水化的物質(zhì)的體積相比較，都有不同程度的減縮，各種礦物水化后體系（水泥體積+水的體積）體積減縮情況如下： C3S-5.29% C2S-1.95% C3A-23.79% C4AF-10% C3A3CSHs2-9.23%上述數(shù)據(jù)說明，水泥的礦物組成對水泥凝結(jié)時的體積減小起著重要的作用。由于影響因素較多，通過理論計算確定水泥水化體積的縮小是很困難的，一般用實(shí)驗(yàn)方法來確定，既簡便又可靠。2）水泥漿失水引起的體積減小水泥漿失水不僅是造成橋堵的一個重要因素，也是造成橋堵段下部水泥漿體積減小的直接原因之一。未加外加劑的純水泥漿失水是很大的，而井下的實(shí)際失水量又是多少？這些情況對正確估計井下失重和采取防止失