摘要
南海地区被证实富含油气资源和天然气水合物资源，在油气钻井过程中常钻遇水合物地层。固井作业是油气开发的重要环节，在深水钻井中，固井过程中水泥水化放热可能引发水合物的分解，降低地层稳定性，甚至影响固井质量。本研究采用数值模拟方法，以南海神狐海域GMGS-1工程SH7站位水合物地层为对象，建立了固井数值模型，分析了固井过程中水泥浆侵入水合物地层所引发的问题及固井工艺参数的影响。研究发现，水泥水化放热速率的增加会显著提前反侵现象的发生时间，增加反侵量；固井压差对反侵现象影响较小，但超过一定阈值后会抑制反侵；延长保压时间会显著推迟反侵的起始时间，减少反侵量。因此，在实际工程中，建议采用低水化热水泥，适当延长保压时间，并在早期阶段避免过高的固井压差，以减少水合物的分解，降低反侵现象的发生。本研究为水合物地层的固井作业提供了理论基础，对提高固井作业的安全性和效率具有重要意义。
近年来，随着陆地油气资源的日益减少以及海洋油气开发技术的成熟，海洋地区已成为新资源开发的重要领
在南海神狐地区，水合物地层的特性较为复杂，主要由粉质砂土和粘土组成，其骨架力学强度较低，水合物的赋存环境接近其相平衡，温压的微小变化都可能导致其分
针对水合物地层固井问题，已有研究者进行了初步探索。刘天乐
当前的研究主要聚焦于钻井作业对水合物地层的影响，而对固井过程的研究则相对较少。尽管已有一些研究关注了固井工艺的优化，但对于水泥浆与水合物地层之间相互作用机理的探讨仍然有限。在深水油气钻井中，固井作业面临的水合物地层挑战依然不够清晰，其核心问题尚未得到有效的研究和解决。特别是在固井过程中，水泥浆持续地侵入地层并作为热源持续水化放热，这一过程增加了许多可变因素，使得固井的复杂性显著提升。鉴于此，本文将重点深入探究固井过程中水泥浆与水合物地层之间的相互作用机制，以期为进一步的研究和技术发展提供理论基础。
为了探究深水油气钻井中钻遇水合物地层的相关过程，以及固井工艺对固井质量的影响，本文采用了TOUGH+HYDRATE软件进行数值模拟。该软件由劳伦斯伯克利国家实验室开发，广泛应用于模拟海洋或永久冻土区水合物地层的产气过程。以南海神狐海域水合物钻探工程GMGS-1中SH7站位勘探井的现场资料为基础，建立了固井的三维数值模型。通过“连续分段模拟
鉴于其极具代表性的赋存条件，南海北部陆坡中段的神狐海域水合物储层已成为我国南海水合物勘探与开发的重点研究区
图1 南海神狐海域GMGS-1工程SH7钻
Fig.1 Location map of SH7 drilling site in the GMGS-1 Project, Shenhu Area, South China Sea
固井水泥浆侵入模型如
图2 固井水泥浆侵入含水合物地层过程示
Fig.2 Schematic diagram of cement slurry invasion process in hydrate‑bearing formation
图3 固井水泥侵入水合物地层数值模型结构
Fig.3 Structural diagram of numerical model for cement invasion in hydrate‑bearing formation
| 参数项 | 取值 | 参数项 | 取值 |
|---|---|---|---|
| 埋深(海底面以下)/m | 166 | 温度/℃ | 13.74 |
|
骨架密度/(kg· | 2600 | 孔隙压力/MPa | 13.2 |
|
饱和水导热系数/[W·(m·℃ | 3.1 | 盐度/% | 3.05 |
|
地层导热系数/[W·(m·℃ | 0.85 | 水合物饱和度/% | 44.0 |
|
骨架比热/[J·(kg·℃ | 1000 | 固井压差/MPa | 1 |
|
压缩系数/P |
1.0×1 |
水泥浆密度/(kg· | 1050 |
| 孔隙率 | 0.4 |
水泥浆平均放热速率/(J· | 0.28 |
|
绝对渗透率/ |
1.0×1 | 水泥浆初始温度/℃ | 14.5 |
|
地层综合导热模型设 | 其中：SI=0 | ||
|
毛细管压力模型设 |
；； 其中：λ=0.45,SirA=0.11,SmxA=1.0,Pmax=1 | ||
|
相对渗透率模型设 |
；； 其中：SirA=0.12,SirG=0.02,n=nG=3.0 | ||
在固井作业中，为了确保水泥环与地层之间的胶结强度和密封性能，注水泥后通常会在安全压力范围内维持水泥浆的压力一段时间，以促使水泥浆有效地挤入地层。在这个过程中，水泥浆的前缘位置和放热速率会不断变化，即存在所谓的“动态热源”问题。为了精确模拟这一过程，采用了连续分段模拟方法。在保持压力的阶段，水泥浆单元被设置为恒压状态，并保持设定的时间。当保持压力阶段结束后，水泥浆单元变为时变状态。整个模拟过程以固定的时间步长（本研究中为2 min）进行分段，直到水泥浆开始初凝，初凝时间取28 min。在实验中，记录了每个分段结束时的水泥浆侵入量，并计算了下一分段开始时的侵入量和侵入范围，以此设定放热单元的位置。同时，根据实测数据调整了水化放热速率，以准确再现水泥浆的侵入过程。
在模拟中，根据前人固井技术方
| 时间段/s | 取值/(J· |
|---|---|
| 0~120 | 0.20 |
| 120~240 | 0.28 |
| 240~360 | 0.40 |
| 360~480 | 0.36 |
| 480~600 | 0.32 |
| 600~720 | 0.24 |
| 720~1680 | 0.16 |
图4 固井过程中环空与近井壁处地层监测点主要物性参数变化规律
Fig.4 Variation of main physical parameters at annular space and near‑wellbore formation monitoring points during cementing
在约600 s后，由于水合物相平衡的破坏，水合物开始大量分解（标记为PQ段）。尽管压力仍在下降，但由于水合物的分解吸热作用，压力下降的速度显著减缓。分解区形成的压力峰值促使高压气体和水向两侧流动，为反侵行为提供了潜在条件，这一点在
图5 近井壁处地层单元孔隙压力与环空压力变化规律
Fig.5 Variation of formation pore pressure and annular pressure at near‑wellbore formation
在
为了更清楚地展示
在水合物地层固井过程中，固井工艺的调整可能对高压气水反侵行为的严重程度产生显著的影响，然而其具体效果尚不明确。为了深入评估不同固井工艺参数对反侵现象的影响程度（即反侵烈度），本研究着重分析了3种关键工艺参数：水泥浆的水化放热速率、固井过程中施加的压差以及保压阶段的持续时间。在研究中，初始模拟设定为基准对照组。为了评估各个参数对反侵现象的影响程度，每次模拟仅调整一个特定参数。为了简化描述，其中的水泥水化放热速率取值为模拟期间水泥平均水化放热速率。试验设计的详细信息见
| 参 数 | 取 值 |
|---|---|
|
水泥浆水化放热速率/(J· | 0.18、0.23、0.28、0.33、0.38 |
| 固井压差/MPa | 0.5、1.0、1.5、2.0、2.5 |
| 保压时长/min | 3、5、7、9、11 |
为了准确量化反侵烈度，本研究采用了两个关键指标：反侵起始时间和反侵量。其中，反侵起始时间指反侵现象出现的时刻，模拟中即环空单元中出现气体的时刻；反侵量则表示模拟结束时环空单元中的气体饱和度。
图6 水泥浆水化放热速率对反侵烈度的影响
Fig.6 Influence of cement slurry hydration heat release rate on influx intensity
此外，随着水泥水化放热速率的增加，反侵入环空中的气体量也呈现出上升趋势。然而，这一趋势在达到某一临界点后逐渐减弱。这是因为在近井壁的水合物分解完毕后，反侵气体需要从更远的区域运移至环空，而此时温度场的影响已不再显著扩展。因此，在水泥水化放热速率超过这一临界值后，反侵气体的增加将不再显著。当水泥水化放热速率在0.18~0.38 J·
综上所述，水泥水化放热速率对反侵烈度具有显著的影响。随着放热速率的增加，对水泥环的损伤程度也随之加重。因此，在实际工程应用中，应优先考虑使用低热水泥，以减少反侵现象的发生。
图7 固井压差对反侵烈度的影响
Fig.7 Influence of cementing pressure differential on influx intensity
在模拟变化范围内，固井压差对反侵起始时间的影响并不显著，当固井压差在0.5~2.5 MPa之间变动时，反侵起始时间在916~988 s之间波动。同样地，随着固井压差的增加，最终反侵入环空中的气体量也出现了拐点。当固井压差在0.5~2.5 MPa之间变化时，反侵量在4.31%~4.59%之间波动。
综上所述，固井压差对反侵现象的发生具有一定的影响。虽然固井压差增大有助于抑制反侵的发生，但同时也可能对水合物地层造成较大破坏。考虑到水合物地层的破裂压力通常较低，因此在确定固井压差时应综合考虑现场实际情况。在水泥浆流动性较好的前期，不宜采用过高的固井压差；而在后期水泥浆流动性减弱时，为了防止地层中高压气水的侵入，可以考虑继续维持较高的固井压差，但应确保不超过地层的破裂压力。
图8 保压时长对反侵烈度的影响
Fig.8 Influence of pressure maintenance duration on influx intensity
在模拟变化范围内，保压时间对反侵起始时间的影响非常显著，当保压时间在3~11 min之间变动时，反侵起始时间几乎呈线性从756 s推迟至1148 s。同样地，随着保压时间的延长，最终反侵入环空中的气体量也显著减少。当保压时间在3~11 min之间变化时，反侵气体的百分比从5.38%降低至3.60%。
综上所述，保压时间对反侵烈度具有显著影响。在保压期间，水合物的分解被延缓，为水泥浆的凝固提供了更多时间。在实际工程应用中，可以考虑采用较长的保压时间以减少反侵的发生。
本研究利用数值模拟方法，深入分析了水泥浆侵入水合物地层并放热对固井工程的影响，并探讨了固井工艺参数的作用。研究结果表明：
（1）水泥浆侵入和放热导致水合物地层压力升高，并趋近于环空压力。保压阶段结束后，近井壁处的压力急剧下降，引发水合物的分解。水合物分解过程中产生的吸热效应，使地层温度在水合物分解期间相对稳定。随着水合物的完全分解，地层温度开始逐渐上升。
（2）水泥浆侵入和放热破坏了水合物地层的相平衡，导致水合物大量分解。分解过程中产生的压力峰值促进了反侵现象的发生，最终导致高压气体和水反侵入水泥环，严重影响固井质量。
（3）水泥水化放热速率、固井压差和保压时间对反侵现象的发生和严重程度具有重要影响。水泥水化放热速率越高，反侵现象发生越早，反侵量越大；固井压差对反侵现象的影响较小，且超过一定值后会抑制反侵；保压时间越长，反侵现象发生越晚，反侵量越小。
（4）为了减少固井过程中的反侵现象，建议采用低水化热水泥，放热速率控制在0.28 J·
本研究为水合物地层的固井作业提供了理论基础，对提高固井作业的安全性和效率具有重要意义。后续研究可进一步考虑其他因素的影响，如不同水合物地层特性等，以进一步完善水合物地层的固井理论。
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