高溫環境下油井水泥石力學性能試驗

王 磊, 曾義金, 張青慶, 徐 峰, 楊春和,, 郭印同, 陶 謙, 劉 杰

(1.頁巖油氣富集機理與有效開發國家重點實驗室,北京 100101; 2.中國科學院武漢巖土力學研究所巖土力學與工程國家重點實驗室,湖北武漢 430071; 3.中國石油化工股份有限公司石油工程技術研究院,北京 100101; 4.中國石油管道有限責任公司西氣東輸分公司,上海 200122; 5.重慶大學煤礦災害動力學與控制國家重點實驗室,重慶 400044)

在油氣田開發過程中,向井內下入套管,并向井眼和套管之間的環形空間注入水泥的施工作業稱為固井。固井的目的是為了封隔地層、加固井眼、建立密封性良好的井內流動通道,以保證繼續安全鉆進,以及后期作業(試油、增產措施作業等)和生產的正常進行[1]。頁巖氣藏屬于低孔低滲氣藏,一般采用水平井開發,井下溫度高、壓力大、巖層復雜,還要進行射孔、壓裂、開采等后續作業,對固井質量要求非常高[2]。重慶涪陵焦石壩區塊是南方海相頁巖氣資源獲得成功開發的區塊之一,該區塊目前生產套管環空帶壓井數量超過50%[3],說明當前頁巖氣固井水泥環的封固性能尚存在一定問題,而頁巖氣井的生產壽命通常在10 a以上,這給后期安全生產帶來一定隱患。同時,《頁巖氣發展規劃(2016—2020)》中指出“目前頁巖氣重點建產的川南地區埋深超過3 500 m的資源超過一半,該部分資源能否有效開發將影響‘十三五’中國頁巖氣的開發規模。到2020年,完善成熟3 500 m以淺海相頁巖氣勘探開發技術,突破3 500 m以深海相頁巖氣、陸相和海陸過渡相頁巖氣勘探開發技術?！彪S著埋深的增加,地層溫度將突破100 ℃,有的甚至超過140 ℃,如何保證高溫環境下頁巖氣井的封固質量是需要克服的一個重大難題。劉洋等[4]的研究結果表明固井水泥環的損傷破壞有多種形式:試壓和壓裂可能導致水泥環周向拉伸破壞,形成徑向裂縫;井內壓力大幅度降低,使套管壁處水泥環承受的徑向拉應力超過抗拉強度,破壞界面膠結,形成微環隙;周期性交變載荷可能引起水泥環疲勞破壞,最終導致水泥環密封失效而發生環空冒油冒氣。揭示地層溫壓環境下水泥石的力學特性是解決頁巖氣井封固問題的關鍵環節。在油井水泥石的力學特性方面,李早元等[5]研究了含膠乳水泥石的三軸力學形變能力,試樣在常壓80 ℃下養護,常溫下進行試驗;諸華軍等[6]研究了三維約束條件下MgO膨脹劑對油井水泥石早期性能的影響;柳華杰等[7]研究了氣孔對發氣膨脹固井水泥石強度的影響;李明等[8]研究了碳酸鈣晶須與碳纖維混雜增強油井水泥石的力學性能,通過開展常規的抗壓、抗拉、抗折強度測試,表明水泥石的強度和韌性有了較大幅度提高;譚春勤等[9]研制了SFP彈韌性水泥漿體系,在優選配方的基礎上進行抗折測試,表現出較好的抗沖擊性和較高的柔韌性。郭進忠等[10]、宗孝生等[11]、楊廣國等[12]也進行了類似改進水泥漿性能的評價研究。從已有的研究中可以發現,對油井水泥石力學性能的評價主要采用常規的試驗方法,較少考慮養護和試驗過程中的溫壓條件,而溫壓環境對水泥石的水化硬化和強度的發展都有重要影響[13],在不同的溫壓環境下水泥石的力學特性也可能存在較大差異。此外,以常溫常壓下測得的試驗數據指導深部地層的固井設計可能會帶來較大的偏差。因此開展高溫壓條件下水泥石的力學特性研究對于解決包括頁巖氣井在內的深部油氣井固井封固問題具有重要的現實意義。筆者開展油井水泥石的常溫單軸壓縮試驗,常溫、80 ℃、130 ℃下的三軸壓縮試驗和三軸循環荷載試驗,對水泥石在高溫下的力學行為進行研究,并分析比較其力學參數、變形、破壞模式等與常溫水泥石的差異性。

1 試樣制備與試驗方法

1.1 試樣制備

本次試驗中使用了高溫高壓地層固井的常規配方,其中加入了一定比例的硅粉以提高水泥的耐溫性能,防止強度衰退。詳細配比為:葛洲壩三峽牌G級高抗硫酸鹽型油井水泥(500 g),外摻含硅量大于90%的12.7 mm硅粉(水泥質量的35%,175 g),液體降失水劑DZJ-Y(水泥質量的4%,20 g),水(水泥和硅粉質量之和的42%,263.5 g)。

將拌和均勻的水泥漿在圓柱形模具(內部尺寸Φ50 mm×120 mm)中澆筑成型,參考油井水泥國家標準(GB 10238-2015)[14],在溫度130 ℃、壓力20.7 MPa的條件下水浴養護3 d,隨后在(27±3)℃的環境下水浴冷卻并保存,盡快開展試驗。高溫高壓養護是為了模擬水泥在地層深部水化凝結硬化的溫度和壓力環境,養護3 d是為了保證水泥充分水化,強度充分發展。張景富[15]的研究表明,加砂量30%的水泥石,在130 ℃的條件下養護3 d后,水泥熟料中各組分的水化程度已超過90%,強度增長也已經趨于穩定。

養護完成后脫模,進一步經切割、端面磨平等工序,確保試樣兩端面不平行度誤差不大于0.05 mm;沿試樣高度,直徑誤差不大于0.3 mm;端面垂直于試件軸線,最大偏差不大于0.25°,從而得到滿足規范要求[16]的標準巖心。

1.2 試驗方法

本試驗是在中國科學院武漢巖土力學研究所的MTS815.03試驗機上開展的。設計了常溫單軸壓縮試驗、不同溫度下(常溫、80 ℃、130 ℃)的三軸壓縮試驗以及三軸循環加卸載試驗,共計7組試驗。試驗方案及試樣參數見表1。80、130 ℃分別對應地層約2 000和4 000 m深度處的溫度;三軸試驗的圍壓統一設定為15 MPa(根據套管-水泥環-地層組合體彈性解析解[17],可計算得到2 000～4 000 m深度水泥環受到的環向和軸向壓應力比較接近,為10～30 MPa,本文中主要考慮溫度的影響,因此將圍壓統一取15 MPa),其中三軸循環加卸載的試驗參數根據三軸壓縮試驗的測試值確定。

對于80和130 ℃下的三軸試驗,采用了鐵氟龍熱縮管(可在200 ℃高溫下長期使用)替代常規橡膠熱縮管,待三軸室內油溫升至設定值,維持1 h后再進行試驗。

表1 試驗方案及試樣參數

2 結果分析

2.1 單軸和三軸壓縮力學特性

2.1.1 常溫單軸壓縮試驗

在常溫單軸壓縮試驗條件下,隨著荷載逐漸增加,試樣內部的初始孔隙和微裂縫被壓密,應力-應變曲線增長較緩慢(階段①);荷載繼續增大,應力應變曲線以近似直線狀態增長(階段②);隨后,曲線逐漸偏離原有的直線狀態,有向下彎曲的趨勢,表明試樣內部出現了較大塑性損傷,曲線達到峰值后迅速跌落(階段③)。試樣最終沿加載方向呈張拉劈裂破壞,破裂面與加載方向平行。試樣在整個過程中表現出典型的彈-脆性特征。單軸壓縮應力-應變曲線和試樣破壞后形態見圖1。

試樣的峰值應力達到51.9 MPa,峰值應變為0.84%,彈性模量為7.66 GPa,泊松比為0.148,應力-應變曲線上偏離直線狀態的點對應的應力約為37.8 MPa,為峰值應力的72.8%。

從總體上看,在單軸壓縮條件下,試樣表現出較強的抗壓能力,彈性模量適中,具有顯著的彈脆性。

圖1 單軸壓縮試驗Fig.1 Uniaxial compression test

2.1.2 三軸壓縮試驗

(1)常溫三軸壓縮試驗。對于常溫三軸壓縮試驗,由于預先施加了15 MPa的圍壓,偏應力-應變曲線未出現緩慢增長階段,而是直接以線性狀態增長;隨后逐漸彎曲,偏離直線段,試樣出現損傷,塑性變形不斷積累,最終達到峰值點;峰值點后逐漸下降,并趨于一個穩定值,形成一個“峰后平臺”,試樣存在殘余強度,仍具有承載能力。試樣在整個過程中表現出較強的彈塑性特征。試樣最終形成一個傾斜的破壞面,為典型的三軸剪切破壞模式。常溫三軸壓縮偏應力-應變曲線和試樣破壞后形態見圖2。

圖2 三軸壓縮試驗Fig.2 Triaxial compression test

試樣的峰值偏應力為56.8 MPa,峰值應變0.91%,彈性模量為8.37 MPa,泊松比為0.191,偏應力-應變曲線上偏離直線狀態的點對應的應力約為42.7 MPa,為峰值偏應力的75.2%,峰后殘余應力約為44.2 MPa,為峰值偏應力的77.8%。

可見,在三軸壓縮條件下,試樣的各項力學參數(峰值強度、彈模、泊松比等)比單軸情況下的均有較大提高,說明其承載能力和抵抗變形的能力均得到增強,表現出較強的彈塑性特征?？紤]到地層中的水泥環處于三向應力狀態,三軸壓縮條件下測得的力學參數更具有代表性和實際應用價值。

(2)80 ℃三軸壓縮試驗。對于溫度80 ℃的三軸壓縮試驗,隨著荷載的逐漸增加,偏應力-應變曲線呈直線增長,當偏應力大于35.1 MPa后,曲線逐漸偏離直線狀態,應力增長變緩,最終趨向于水平,呈現出塑性流動狀態。試樣的峰值偏應力為57.9 MPa(與常溫三軸壓縮下的峰值應力相當),峰值應變為1.71%(比常溫下增長了87.9%),彈性模量為7.44 GPa(比常溫下降低了11.1%),泊松比為0.083(比常溫下降低了56.5%)。彈塑性過渡點(偏應力-應變曲線剛開始偏離直線的點)對應的應力為35.1 MPa,為峰值偏應力的60.6%。試驗后樣品的高度有明顯縮短,側向膨脹不明顯,并且形成一條傾斜的剪切裂縫。具體見圖2。

總體來看,在80 ℃的環境下,水泥石仍具有較強的彈性變形能力,其抗壓強度仍維持在較高水平,沒有因溫度升高而引起衰退,彈性模量有較小幅度降低,抵抗變形破壞的能力得到增強,其壓縮變形主要是原有孔隙的不斷壓密,側向膨脹變形微弱,該溫度下的水泥石可視為線彈性-理想塑性材料。

(3)130 ℃三軸壓縮試驗。對于溫度130 ℃的三軸壓縮試驗,初始階段偏應力-應變曲線仍以直線狀態增長,在偏應力達到15.2 MPa時,曲線開始偏離直線狀態,即試樣內部出現塑性損傷,隨后曲線逐漸緩慢增長,最終趨于水平,呈現塑性流動狀態。試樣的峰值偏應力為44.3 MPa(比常溫下降低17.4%),峰值應變為2.39%(比常溫下增長了163%),彈性模量為4.39 GPa(比常溫下降低了47.6%),泊松比為0.062(比常溫下降低了67.5%)。彈塑性過渡點(偏應力-應變曲線剛開始偏離直線的點)對應的應力為15.2 MPa,為峰值偏應力的34.3%。試驗后樣品的高度有明顯縮短,側向膨脹不明顯,無明顯宏觀裂縫,只在上端面處觀察到幾條豎向微裂縫。具體見圖2。

由此可知,在130 ℃的環境下,水泥石的抗壓強度和彈性模量都有較大幅度降低;水泥石在相對較小的應力下即表現出塑性,且最終沒有明顯宏觀裂縫,說明抵抗變形破壞的能力極強,其壓縮變形主要是原有孔隙的不斷壓密,該溫度下的水泥石更加接近線彈性-理想塑性材料。水泥石的力學參數見表2。

表2 力學參數統計

2.2 水泥石三軸循環加卸載力學特性

2.2.1 試驗參數設置

循環荷載上限取峰值偏應力的70%左右,荷載下限比0稍大,圍壓為15 MPa,加載和卸載速率均為0.5 kN/s,循環次數為20次。預期偏應力峰值為先期開展的三軸壓縮試驗中測得的偏應力峰值,加載、卸載速率根據常規的巖石加卸載試驗參數設定,同時考慮試驗機控制的簡便性。試驗參數設置見表3。

表3 三軸循環荷載試驗參數設置

2.2.2 應力-應變曲線特征

對于常溫下的三軸循環荷載試驗,在初次加載過程中,應力-應變曲線以近似直線狀態增長,在加載到約40 MPa時卸載,卸載曲線近似直線,稍向下凸,卸載到約5 MPa時繼續加載,再加載曲線近似直線,卸載和再加載曲線形成“滯回環”。雖然每次的加載曲線近似直線,但每個加卸載循環都有新的塑性應變產生,新的滯回環不斷向右移動,累積塑性應變不斷增長。試驗后的樣品沒有宏觀破裂,只是高度有略微減小。應力-應變曲線和試驗后樣品形態見圖3。

在溫度80 ℃環境下,每一個加卸載曲線圍成的形狀近似菱形,“滯回環”有較大的寬度,說明隨著溫度升高,水泥石的變形存在顯著的滯后現象;隨著循環次數的增加,滯回環的寬度逐漸減小,滯回環越來越密集,說明累積塑性應變的增加越來越緩慢;試驗后的樣品高度有明顯縮短,未發現明顯宏觀裂縫,說明試樣主要表現為軸向的壓縮變形,側向膨脹較少。應力-應變曲線和試驗后樣品形態見圖4。

在溫度130 ℃環境下,水泥石“滯回環”的寬度較小,形態為細長條形,與80 ℃下存在一定差異。隨著循環次數增加,“滯回環”越來越密集,表明塑性變形積累的增長變得越來越緩慢,試驗后的樣品高度有明顯縮短,未發現明顯宏觀裂縫,說明試樣主要表現為軸向的壓縮變形,側向膨脹較少,這與80 ℃下的樣品相似。應力-應變曲線和試驗后樣品形態見圖5。

圖3 常溫三軸循環荷載試驗Fig.3 Triaxial cyclic loading test at room temperature

圖4 80 ℃三軸循環荷載試驗Fig.4 Triaxial cyclic loading test at 80 ℃

圖5 130 ℃三軸循環荷載試驗Fig.5 Triaxial cyclic loading test at 130 ℃

2.2.3 累積塑性應變的演化特征

鑒于循環荷載下限設得較低,忽略循環荷載下限引起的彈性應變,將卸載曲線最低點處的應變定義為“累積塑性應變”,不同溫度下累積塑性應變隨循環荷載次數的變化規律見圖6。在常溫下,隨著循環次數的增加,累積塑性應變近似呈線性增長,第1次循環后的值為0.113 3%,第20次循環后的值為0.431 5%,是第1次循環的3.81倍,可見循環荷載引起的塑性變形量很顯著。

在80 ℃下,累積塑性應變隨循環次數的增加而增長,在前8個循環增長較快,后面的循環增長放緩;第1次循環后的累積塑性應變為0.675 7%,第20次循環后的值為0.977 3%,相對于第1次循環增長了44.6%,可見塑性變形主要形成于第1個加卸載循環,當然隨后的循環荷載也產生了較大的塑性變形。

在130 ℃下,累積塑性應變隨循環次數的增加而增長,在前8個循環增長較快,后面的循環增長放緩,這與80 ℃下的規律相似;第1次循環后的累積塑性應變為0.384 1%,第20次循環后的值為0.564 9%,增長率為47.1%,可見塑性變形仍主要形成于第1個加卸載循環,當然隨后的循環荷載也產生了較大的塑性變形。該溫度下的累積塑性應變要小于80 ℃下的情況,原因可能有兩點:一是高溫下有一部分塑性應變在加圍壓的過程中產生,這一部分沒有涉及,二是應力上限設得相對較低,導致塑性變形產生得較少。

圖6 累積塑性應變隨循環荷載次數的變化Fig.6 Change of accumulative plastic strain with increasing number of cyclic loading

3 討 論

水泥石在高溫下的力學特性與常溫下相比具有顯著差異,主要表現在抗壓強度、彈性模量、泊松比的降低,變形能力的增強。當前對于水泥石的力學性能評價,不論是針對常規還是改性配方,主要都是在常溫下進行的試驗,未能較好地反映水泥石在地層深部的力學特性,條件允許的話,尚需進行模擬地層溫壓條件的測試,以掌握其在高溫下的變形破壞參數。

針對當前頁巖氣井大型分段壓裂儲層改造,井口壓力普遍較高,有的甚至達到90 MPa[18],埋深3 000 m的水平井,井底壓力將達到120 MPa。隨著壓裂過程中套管內壓不斷攀升,在淺部地層,水泥環可能受壓破碎形成宏觀裂縫,在地層深部,水泥環受壓破碎產生宏觀裂縫的可能性較小,但會產生較大的塑性變形。分段壓裂帶來的套管內壓的反復升高和降低,使水泥環的塑性變形持續增長,可能使固井一二界面的膠結質量持續劣化。由此可見,分段壓裂對淺部和深部水泥環的封固性能都將產生較大損害。

4 結 論

(1)常溫下,水泥石表現出顯著的彈脆性特征,水泥石破壞后形成宏觀裂縫或者說水泥石受壓破碎。

(2)在130 ℃下,水泥石的抗壓強度和彈性模量存在明顯衰退,相對于常溫下分別降低17.4%和47.6%,變形以軸向壓縮變形為主,側向膨脹較小,不易形成明顯宏觀裂縫,表現出良好的抵抗變形破壞的能力,具有近似線彈性-理想塑性的特征。

(3)循環加卸載試驗中80和130 ℃下水泥石產生的塑性變形分別為0.977 3%和0.564 9%,是常溫下的2.26倍和1.31倍;塑性變形主要形成于第1個加卸載循環,隨后塑性變形的增長較慢。

(4)油井水泥石在高溫下的力學參數及變形特征與常溫下存在較大差異,現場深層油氣固井應當充分考慮水泥石在高溫下表現出的力學特性,以便更準確地進行固井設計與施工。