摘要
固井后水泥浆环空发生气窜是当前固井工艺技术存在的三大技术问题之一。至今仍是国内外固井界未能很好解决的问题。据估计，大约25%的完井过程中存在着气窜。固井后环空发生气窜将损坏储层，影响油井自然产能，对油气田开发后续作业造成不利影响，即使采用挤水泥等补救工艺也很难奏效，严重时将导致油气井报废，浪费资源。自上世纪60年代以来，国内外对固井后环空气窜机理、预测方法及防气窜技术方法进行了大量的系统研究，设想客观、准确评价水泥浆的防气窜能力，但还未能从根本上解决固井后环空气窜技术问题，因此气窜的有关成因及防窜措施值得进一步研究和探索。
本文试图分析油井水泥浆发生气窜的原因，进一步主要了解国内外固井水泥浆防气窜性能评价方法以及它的计算式，深入了解美国千德乐公司开发的5265型静胶凝强度分析仪的工作原理，通过此仪器的一个常规水泥浆试验案例来了解一般水泥浆体系的静胶凝强度发展规律，结果表明，温度、压力、稠化时间在水泥浆静胶凝强度的发展过程中的影响比较明显，而水泥浆的失水量和密度对于水泥浆静胶凝强度的发展的影响作用并不是非常的明显。之后在实例数据的基础之上，利用数理统计的方法，建立了水泥浆静胶凝强度的计算模型，为了方便计算水泥浆静胶凝强度，并将其应用于气窜的预测，最后本文结合了水泥浆有效液柱压力计算方法和水泥浆气侵阻力计算方法，从决定气窜发生与否的压力平衡关系出发，设计了水泥浆静胶凝强度预测以及防气窜评价程序，为以后油气井防气窜工作提供科学的依据，从而提高油气田开发的经济效益。
关键词：气窜，静胶凝强度，水泥浆失重，评价方法，固井质量
Abstract
After cementing cement annulus gas channeling is one of the three major technical problems of current cementing technology,and this problem is still not well resolved at home and abroad .According to estimates, there are gas channeling in the completion process of about 25%. The annular gas channeling after cementing will damage the reservoir, influence natural productivity of oil wells; and adverse impact on oil and gas field development and subsequent operations; even if the use of cement squeeze, remedial process is also very difficult, which will lead to waste of resources ,even if abandon of oil well.Since 60's n last century, domestic and foreign do a lot of system study to the annular channeling of cementing mechanism, forecasting and preventing gas channeling techniques , How to evaluate the gas-channeling prevention performance of cement slurry objectively and accurately,it is still a question can not resolved perfectly for the cement industry at home and abroad , therefore the causes and channeling prevention measures is worthy of further study and exploration.
This paper tries to analyze the reason of oil well cement slurry gas channeling, To further understand the cement slurry anti-gas channeling performance evaluation methods and its calculation method.Mainly from the conventional cement slurry static analysis method of gel experiment，The results show that the influence of temperature, pressure, the development process, the thickening time of static gel strength in cement slurry are obviously.The effect of cement slurry filtration rate and density effects on the development of static gel strength of cement slurry is not very obvious,Then on the basis of the experimental data, using the methods of mathematical statistics, established the calculation model of static gel strength of cement paste.In order to facilitate the calculation of cement slurry gel strength, it was applied to predict the gas channeling.This paper combines the cement slurry effective fluid column pressure calculation method and cement slurry gas cutting resistance, from the gas migration balance relationship of cement slurry, the static gel strength prediction and gas channeling evaluation procedure for oil and gas wells, gas
channeling prevention work provided scientific basis, so as to improve the development of oil and gas fields economic benefit.
Key words：Gas channeling，Slurry Weight Loss，Static gel strength，Evaluation method，Cementing quality
目录
1 前言 (1)
1.1 研究气窜的目的及意义 (1)
1.2 气窜研究历程以及国内外研究进展 (1)
1.3 国内固井水泥浆防气窜技术与国外的差距 (3)
1.4 本文的主要工作 (4)
1.5 本文的主要思想 (5)
2 水泥浆防气窜性能评价方法 (6)
2.1 气窜的途径 (6)
2.2 气窜的机理分析 (6)
2.3 防气窜性能评价方法 (9)
2.3.1 平衡压力法 (9)
2.3.2 气窜潜力系数法(GFP) (10)
2.3.3 水泥浆性能系数法（SPN） (11)
2.3.4 修正的水泥浆性能系数法(SPNx) (12)
2.3.5 水泥浆性能响应系数法（SRN） (13)
2.3.6 胶凝失水系数法（GELFL） (14)
2.3.7 综合因子法(CCGM) (14)
2.3.8 阻力系数法 (16)
2.4 防气窜评价方法存在的问题 (17)
2.5 本章小结 (18)
3 水泥浆防气窜性能评价实验模型 (19)
3.1 水泥浆静胶凝强度的概念 (19)
3.2 水泥浆静胶凝强度理论 (20)
3.3 静胶凝强度测量装置及原理 (20)
3.3.1 静凝胶强度测量装置 (20)
3.3.2 静凝胶强度测量装置工作原理 (22)
3.4 实验模型案例 (22)
3.4.1 常规水泥浆的配方 (23)
3.4.2 温度对常规水泥浆体系静胶凝强度的影响 (23)
3.4.3 压力对常规水泥浆体系静胶凝强度的影响 (24)
3.4.4 稠化时间对常规水泥浆体系静胶凝强度的影响 (26)
3.4.5 失水量对常规水泥浆体系静胶凝强度的影响 (27)
3.4.6 密度对常规水泥浆体系静胶凝强度的影响 (29)
3.5 本章小结 (31)
4 水泥浆防气窜性能评价数值模型 (32)
4.1 多元线性回归模型 (32)
4.2 影响因素相关性评判方法 (33)
4.3 影响因素综合分析案例 (35)
4.3.1 常规水泥浆直线段的数据回归 (35)
4.3.2 常规水泥浆曲线段的数据回归 (37)
4.3.3 建立的静凝胶强度的的数值模型 (40)
4.4 数值模型的验证 (41)
4.5 本章小结 (42)
5 设计气窜评价软件模型 (43)
5.1 设计模型的功能简介 (43)
5.2 设计模型的数值计算式 (43)
5.2.1 评价气窜的力学平衡方程式及其导出式 (43)
5.2.2 常规水泥浆静胶凝强度的数学模型 (45)
5.3 设计模型的思路 (46)
5.4 设计模型的使用说明 (46)
5.4.1 输出结果分析 (46)
5.4.2 气窜评价模型流程图 (47)
5.4.3 界面设计 (48)
5.5 本章小结 (50)
6 结论及建议 (51)
参考文献 (54)
1前言
1.1研究气窜的目的及意义
固井后环空气窜是指在注水泥结束后,在水泥浆由液态转化为固态过程中,水泥浆难以保持对气层的压力或由于水泥浆窜槽等原因造成胶结质量不好,气层气体窜入水泥石基体,或进入水泥与套管或水泥与井壁之间的间隙中造成层间互窜甚至窜入井口。固井后水泥浆环空发生气窜是当前固井工艺技术存在的三大技术问题之一。
发生环空气窜的主要危害是[1]:
（1）直接影响水泥石胶结强度，导致层间窜流,直接影响油气层的测试评价,污染油气层,降低油气采收率。
（2）对油田开发后续作业如注水、酸化压裂和分层开采等造成不利影响，严重时可在井口冒油、冒气,甚至造成固井后井喷事故,即使采用挤水泥等补救工艺也很难奏效。
（3）环空气窜严重时将导致油气井报废, 浪费资源。
（4）窜流使套管遭受流体的侵蚀和腐蚀，降低了套管的强度和使用寿命。
因此, 国内外对固井后环空气窜机理、预测方法及防气窜技术方法进行了大量的系统研究,但还未能从根本上解决固井后环空气窜技术问题,鉴于环空气窜井生产带来很大麻烦，并降低了气井的经济效益，因此气窜的有关成因及防窜措施值得进一步研究和探索。
1.2气窜研究历程以及国内外研究进展
自上世纪 60 年代以来, 国内外对固井后环空气窜机理、预测方法及防气窜技术方法进行了大量的系统研究关于窜流问题的研究,不同的学者分别对评价和解决该问题作了大量工作。其中部分介绍如下[2]。
1970年, Carter和Slagle认识到许多因素能够导致气窜。他们指出控制失水量对气窜问题很重要。
1982年, Sabins、Tinsley和Sutton进行了气窜潜能分析,其中包括用静胶凝强度计算潜压力损失极限。
Complak和W·Beecroft研究了Alberta地区东南部油田及Slave湖地区的生产井初次注水泥气窜问题。
Sabins等人研究了工作参数对水泥浆过渡时间的影响,如泵送时间、顶替时间、浆体组分、循环温度及压力等。讨论了利用过渡时间及静胶凝强度来预测环空气窜和评价防气窜剂的方法。
1984年, Sutton、Sabins和Paul发表论文讨论了窜流潜能因子,对Vermillion 50区海湾沿岸的Tenneco中心海湾区域的15口井的现场实验数据与研究结果进行了对比。
1989年, Beirute和Cheung提出一种方法,按比例缩小油井参数,在试验室内模拟实际情况来做气窜问题试验。这种方法建立在一套模拟静胶凝导致压降的设备基础上。之后，国外在统计规律的基础上，对影响防窜能力的各项因素进行分析，提出了不同的防窜能力评价方法：GFP，SRN，CCEM，GFP*SRN以及SRN/GFP，在机理方面研究逐渐减少。
1994年，西南石油大学刘崇建教授等提出，水泥浆在有泥饼以及内泥饼条件下的滤失量比API滤失量小得多，两者可以相差几倍，甚至几十倍。对水泥浆滤失量的控制，更多的是为了保证水泥浆体系的稳定性。
1996年，江汉石油学院孙展利提出，水泥浆体系是沉降不稳定的多相粗分散体系，沉降失重是水泥浆失重的主要原因，并用不带胶凝的石英砂浆进行了论证。
1999年, Moon和Wang展示了一种声波测定水泥浆静胶凝强度的仪器。随着水泥浆静胶凝强度的发展,高频声波信号穿过水泥浆后的衰减率降低,其幅度的变化也与水泥浆的静胶凝强度有关。
2002年, Nishikawa和Wojtanowicz尝试模拟和分析水泥浆体积收缩的首要原因—井下液漏失造成的瞬时压力下降。
同年，丁士东、张卫东分析了固井后环空气窜的原因、途径及其危害，阐述了国内外固井环空气窜预测、水泥浆防气窜性能评价和室内模拟实验方法，综述了近几年来国内外防气窜水泥浆体系和工艺技术，提出了今后防气窜固井技术研究的建议。
2004年, Tiraputra等人通过实例介绍一种溶解导向法解决气窜问题,这种方法使得钻井方案和固井施工都要变化。
2005年，为解决水泥浆流变性能与水泥石力学性能之间的矛盾，斯伦贝谢公司研究开发了CemCrete技术[3]。
2006年，Murray、Dillenbeck和Ramy建立了过渡时间的概念,讨论了仅仅利用胶凝强度的发展来控制气窜的错误概念。试验数据表明,长过渡时间与短过渡时间的气锁水泥浆都能导致气侵。
2007年，步玉环等人从水泥浆失重的力学本质出发，利用受力分析的手段对水泥浆失重规律进行了分析并建立了模型。
我们都知道高温深井最容易产严重的环空气窜，它可能导致很高的井口压力和气体流动,不仅使后续钻井工程和开采工程无法进行,还可能造成全井报废的恶果。为解决深井气井气窜问题,需要采用防气窜水泥浆技术。
目前国内外用到的防气窜剂,有以下几种[4]:触变类外加剂(半水石膏、交联或复合聚合物材料等);延迟胶凝材料;铝粉混合物;基质流动阻力剂或阻塞剂(胶乳、硅灰等)。由于深井气井固井施工安全系数要求大、水泥浆密度控制要求严格等特点,一般使用胶乳水泥浆。
从防窜研究发展的方向看，国外的研究方向逐渐向统计规律发展统计规律，得出关于水泥浆性能等多方面影响因素的经验关系式，利用用于评价水泥浆体系的防窜能力；国内则逐渐从窜流发生机理入手进行研究，希望从窜流机理找到解决问题的办法。
1.3国内固井水泥浆防气窜技术与国外的差距
近几年来对于国内对于防气窜水泥浆的方法研究取得了较快的发展。通过研究与现场实践,国内形成了多套防窜水泥浆体系,如胶乳型防窜体系、发气型防窜体系、膨胀体系、直角凝固型防窜水泥浆体系等。但是和国外相比,还有较大差距,主要表现为:
(1)基础研究落后,研究的深度和广度也不够。
(2)实验手段缺乏,缺少专门评价水泥浆性能的仪器。
(3)固井工艺细节设计不完善,固井设计时对地质因素考虑少。
(4)外加剂品种和性能与国外相差较远,配套性差,某些外加剂的副作用强。国外的油井水泥、外掺料及外加剂,自上世纪八十年代初开始以较快的速度发展,逐步形成系列化的产品;九十年代以来,在品种和数量方面的增长速度趋缓,但是加强了对水泥浆性能要求和不同外加剂基本性质和作用机理等方面的研究,在防气窜剂、高温缓凝剂、降失水剂、水泥石强度提高和抗衰减剂等外加剂方面进展很大,合成聚合物类产品成为主流,外加剂的另一个特点是一剂多效,外加剂性能的改进对于保证常规水泥浆的固井质量起到了积极的促进作用。
(5)计算机辅助注水泥设计及评价方面几乎还是空白。
(6)固井施工的自动化程度低。
因此无论在固井防气窜水泥浆技术方面，还是固井设备方面国内和国外依然存在着差距，随着我国油气勘探开发的深入,复杂地质条件下油气藏勘探开发领域的扩大,东部老油田综合含水率的不断上升,西部深井复杂井的钻探,以及提高油气勘探整体效益为目标的新要求,固井技术面临着全新的挑战[5]。
1.4本文的主要工作
尽管窜流事故时有发生，但现场实践表明，并非所有的井都发生窜流，发生窜流的井窜流的程度也不尽相同，对于油田来说，总是希望在投入最少的情况下能获得最大的收益，如果对不需要采取防窜措施的井实行防窜措施，势必造成不必要的浪费，增加油气开发成本而降低效益。但要作到这一点，就需要能够预先根据井下条件以及所采用的水泥浆体系性能，进行防窜能力评价，合理判断窜流发生的可能性，然后再根据窜流发生可能性的大小，调整相应的水泥浆性能，采取相应的防窜措施，直到能满足防窜要求为止，以防止窜流的发生。
本文将系统分析固井过程中气窜的产生的途径，分析气窜的产生的机理，预测气窜的危害。深入了解国内外固井防气窜水泥浆研究现状（具体的水泥浆体系）。目前国内常采取的防气窜性能评价方法以及这些方法存在的问题。具体了解水泥浆静凝胶强度试验测试方法，由于水泥浆静胶凝强度的测量对于防止固井过程中的气窜及提高固井质量非常关键，所以我将着手从静凝胶强度分析出发，针对水泥浆静胶凝强度的
非线性建模问题，在水泥浆静胶凝强度影响因素的室内实验研究的基础上，利用非线性回归估计方法和影响因素的综合评判方法，建立起水泥浆静胶凝强度预测模型，结合水泥浆有效浆柱压力的变化、气侵阻力的变化等，来指导评价气窜发生的可能性。最后基于在水泥浆失重模型以及静胶凝强度预测模型的基础之上，编制相应的程序，通过程序来实现水泥浆气窜发生可能性的评价，为以后油气井防气窜工作提供科学的依据。
1.5本文的主要思想
鉴于国外防窜的研究方向逐渐向统计规律发展，得出了关于水泥浆性能等多方面影响因素的经验关系式，用于评价水泥浆体系的防窜能力，国内则逐渐从窜流发生机理入手进行研究，希望从窜流机理找到解决问题的办法。本论文则把两者结合起来，采取案例研究和理论分析的方法来具体对防气窜问题进行研究。
（1）理论分析
维持压力平衡是控制和预测气窜的基本原理，以“水泥浆静胶凝强度变化规律”为理论依据，针对影响其有关因素如温度、压力、稠化时间等；结合水泥浆有效液柱压力计算方法和水泥浆气侵阻力计算方法，从决定气窜发生与否的压力平衡关系出发，设计了水泥浆静胶凝强度预测以及防气窜评价程序，改进水泥浆防气窜性能评价方法。
（2）案例研究
在水泥浆静胶凝强度影响因素的室内实验研究的基础上，利用非线性回归估计方法和影响因素的综合评判方法，建立起水泥浆静胶凝强度预测模型，结合水泥浆有效浆柱压力的变化、气侵阻力的变化等，来指导评价气窜发生的可能性。
2水泥浆防气窜性能评价方法
固井后环空气窜是指在注水泥结束后,在水泥浆由液态转化为固态过程中,水泥浆难以保持对气层的压力或由于水泥浆窜槽等原因造成胶结质量不好,气层气体窜入水泥石基体或进入水泥与套管或水泥与井壁之间的间隙中造成层间互窜甚至窜入井口。而固井后环空发生气窜将损坏储层, 影响自然产能，对油气田开发后续作业造成不利影响，即使采用挤水泥等补救工艺也很难奏效,严重时将导致油气井报废, 浪费资源。
2.1气窜的途径
目前普遍认为环空气窜有以下3个途径[6]：
(1）第一种途径是因为顶替效率不高而造成水泥浆窜槽。随着泥浆胶凝、脱水和收缩，进而形成气窜通道。
(2)第二种途径水泥石与套管及水泥石与地层之间的微环隙。微环隙的形成原因是由于水泥凝固时化学收缩或由于水泥浆自由水析出以及由于温度压力变化形成的，室内实验表明水泥石的体积收缩率可达到6%。
(3)第三种途径是水泥浆失重引起环空气窜。自20世纪70年代末期以来，随着国内外对水泥浆进入环空后失重现象认识和深入研究，普遍认为水泥浆失重是引起环空气窜的主要原因。
发生环空气窜的主要危害主要是：直接影响水泥石胶结强度，导致层间窜流，直接影响油气层的测试评价，污染油气层，降低油气采收率。对油田开发后续作业如注水、酸化压裂和分层开采等造成不利影响，严重时在井口发生冒油、冒气，甚至固井后出现井喷事故，即使采用挤水泥等补救工艺也很难奏效。
2.2气窜的机理分析
有关环空气窜机理主要有以下几种理论[7]:
(1)“桥堵”理论。水泥浆进入环空后, 由于其不断地向地层失水, 造成其水灰比急剧下降, 改变了水泥浆的原有性能, 同时在井壁上形成泥饼, 使井径缩小、直至井径完全堵塞, 导致水泥浆静压传递受阻,使作用在地层有效的液柱压力小于地层孔隙压压力而发生气窜。
(2)“水泥浆胶凝失重”理论。水泥浆进入环空静止后,水泥浆内部开始形成静胶凝强度, 随着胶凝结构逐渐形成, 环空静液柱压力逐渐降低, 水泥颗粒逐渐形成网架结构, 水泥浆稠度增加, 气窜阻力( 包括水泥浆结构自身阻力及聚合物提供的附加阻力)相应增大, 如果此时环空静液柱压力与气窜阻力叠加之和大于地层压力则不会发生气窜, 否则必将发生气窜。环空水泥浆进入过渡状态后期至终凝, 由于环空水泥浆柱继续失重, 直至环空静液柱压力为零甚至为负值。同时高分子量聚合物由于自由水的减少逐渐析出,也就逐渐失去提供附加气窜阻力的能力, 环空水泥浆只有依赖自身的胶凝结构阻止气窜，此时是环空气窜易发生时期。
(3)“界面胶结”理论。这是由于界面胶接不好而发生的气窜, 主要原因是由于泥饼的存在和顶替效率低, 导致水泥石界面与地层胶结不好而引起的。
(4)“微裂缝- 微环隙”理论[8]。微裂缝是在水泥环与地层之间或水泥环内产生的微小通道, 而微环隙是由于水泥环不能很好地与套管胶结造成的。该理论认为环空存在微裂缝—微环隙是引起气窜的根本原因, 而微裂缝—微环隙形成的主要原因是水泥柱的体积收缩、泥饼的存在、毛细管作用、水泥浆初凝阶段水的凝聚、井内热应力及静液柱压力等。
水泥浆是一种凝胶物质，与水混合后会逐渐转变为固态。在水泥浆为液态时，它具有静液柱压力。水泥浆属于高密度、颗粒处于悬浮状态、能够完全传递静液压力的液相。在固井条件下，环空的液柱压力是大于地层压力的。在水泥浆转变成固态之后，它与套管、与岩石之间有相当高的胶结强度，该强度可以防止地层压力突破其胶结面而上窜。但在水泥浆由液态向固态转变的过程中，其静液柱压力会逐渐降低，重力由沾附在两个交界面上的颗粒承担。随着水泥的固化，水泥浆的重力逐渐传递到套管和岩石上，水泥浆的静液柱压力也逐渐降低，对地层的压力也逐渐变小。当水泥的重力完全挂在两个界面上，就丧失了静液柱压力对地层的平衡作用。
水泥浆被顶替到预定环空位置后，从停止流动到凝固成固体可分为四个阶段(见
图2-1)，即水泥浆相、水泥浆胶凝(固相基质和空隙内流体形成两相物)、水泥凝固(水泥颗粒凝固终止，形成固体)、水泥硬化。
图 2-1 水泥浆凝固的各个阶段
气侵主要发生在水泥浆胶凝期(见图2-2)。开始水泥浆属于高密度、颗粒处于悬浮状态、能够完全传递静液压力的液相，即OA段。随后水泥浆胶凝、失水和体积收缩产生新的水泥浆特性，使水泥颗粒及残留在基质中的液体形成孔隙结构，能支撑传到水泥柱上的大部分载荷，但水泥浆柱压力已不能控制水泥结构内的孔隙压力。如果进一步脱水，孔隙压力降低从而引起环空总的液柱压力下降由A到B点。当其静态凝胶强度持续增加时，孔隙下降使液柱压力由B到C点降至气层压力以下，发生气侵。水泥浆从水化作用到胶凝、凝固直至硬化的特性，决定了在B点附近的压降是客观事实，水泥浆失重不可能避免。
图 2-2 水泥浆水化时压力产生递减造成气侵
2.3 防气窜性能评价方法
因为对于油田来说，总是希望在投入最少的情况下能获得最大的收益，如果对不需要采取防窜措施的井实行防窜措施，势必造成不必要的浪费，增加油气开发成本而降低效益。但要作到这一点，就需要能够预先根据井下条件以及所采用的水泥浆体系性能，进行防窜能力评价，合理判断窜流发生的可能性，然后再根据窜流发生可能性的大小，调整相应的水泥浆性能，采取相应的防窜措施，直到能满足防窜要求为止，以防止窜流的发生。为了实现这个目标，在进行了多年的防窜研究基础上，针对上述窜流形成的原因及影响因素，形成了一系列不同的防气窜评价方法[9]。
2.3.1 平衡压力法
（1）气侵危险区的确定，气侵危险区发生在水泥浆候凝1h 左右,水泥浆柱压力降至气层压力(P f ),和降至水柱压力(P w )范围内。
水泥浆柱降至水柱压力时间t w =a.t es ,t es 为水泥浆初凝时间,250 es t min , a =0.6；250 es t min ，a =0.7。
根据室内几次失重实验统计,水泥浆失重曲线,可近似用图2-3的斜直线表示。
图2-3 水泥浆近似失重曲线
水泥浆柱压力降至气层压力的时间f t 可用以下式子表示:
es w c f
c f t a p p p p t ?--= （2-1）
式中w f c p p p -分别表示水泥浆开始时浆柱压力、气层压力、水柱压力；
a-水泥浆柱降至水柱压力时间与水泥浆初凝时间的比；
es t -水泥浆初凝时间。
（2）测出危险时刻的气层压力f p 和水泥浆阻力Rf p
如)(),(w c Rf f c Rf p p p p p p -- 时，水泥浆凝固过程不会出现气侵情况。 如)(),(w c Rf f c Rf p p p p p p -- 时，则应改变水泥浆体系,增加Rf p 或在水泥浆凝固初期,按水泥浆失重值,在环空加压,以达到防止气窜的目的。用双凝水泥浆同样会有明显效果,两种水泥浆的初凝时间差es t ?(2-2.5h),速凝封隔段不宜过长。
2.3.2 气窜潜力系数法(GFP)
该方法是由哈里伯登公司(HS)Sutton,在1984年提出的。他采用了水泥浆柱压力最大降低值与井内浆柱的过平衡压力来描述气窜的危险性,但却未考虑水泥浆特性对防止气窜的影响,是一种定性估计。
GFP 的计算
p
p GFP max ??= （2-2） 由前所述，当水泥浆静胶凝强度达到240Pa 时，水泥浆就有足够的强度阻止气窜，
为此，可能引起水泥浆气窜的最大压力损失为：
)
(1004max p d c c d D L p -=?τ （2-3） 100/)(m L G L L L p f m s s c c -++=?ρρρ （2-4）
如隔离液密度m S ρρ=,则可简化为:
100/)(100/)(L G L p f m c m c -+-=?ρρρ （2-5）
即GFP 可用下式表示:
]
)())[((4L G L d D L GFP f m c m c p d c c -+--=ρρρτ （2-6） 式中 max p ?为水泥浆胶凝强度，)240(/4.23Pa cm g c =τ。
当c τ为240Pa 时,水泥浆柱压力的降低值，p ?为地层过平衡压力。很显然,p ?愈大,max p ?愈小,GFP 愈小,气窜危险性愈小。GFP 与气窜的可能性及防止气窜的方法如表2-1。
123 4 5678 9 10 ∞
气窜可能越小 高密度水泥浆
低失水水泥浆 气窜可能性中等 胶凝延迟水泥浆 触变性水泥浆
不渗透水泥浆
气窜危险性大
可压缩水泥浆 表2-1 气窜潜力系数的预测与应用
2.3.3 水泥浆性能系数法（SPN ）
水泥浆防气窜性能如何主要取决于水泥浆在顶替到位后，水泥浆由液态转化为固态过渡时间的长短以及水泥浆孔隙压力下降速率的大小[10]。其中，水泥浆由液态转化为固态过渡过程一方面可以用水泥浆静胶凝强度发展速率来描述，还可以用稠化过渡
时间（稠度变化速率）来描述。水泥浆孔隙压力下降的主要原因是水泥浆向地层失水，为此，水泥浆孔隙压力下降速率的大小可用水泥浆失水速率来描述。因此，将水泥浆稠化过渡时间与水泥浆失水速率综合考虑为水泥浆性能系数（PN S ），具体表达式为：
30)(30100BC BC API PN t t FL S -= （2-7）
式中：PN S —水泥浆性能系数，无因次；
API FL —水泥浆 API 失水，ml ；
BC BC t t 30100, —分别为水泥浆稠度为 100BC 和 30BC 的时间，min 。 式（7）中PN S 是评价水泥浆防气窜性能的参数，反映了水泥浆失水量及水泥浆凝固过程阻力变化系数对防气窜的影响，PN S 值评价标准：30≤≤PN S （防气窜效果好）；63≤PN S （防气窜效果中等）；6 PN S （防气窜效果差）。
2.3.4 修正的水泥浆性能系数法(SPNx)
由于水泥浆性能系数SPN 只是反映水泥浆的防气窜性能，而没有考虑水泥浆密度、井径、返深等因素。为此，引入了压稳系数Fb ：
100
1041006
m
m p h C X m
m c c l D D l SGS l l Fb ρρρ-?--+= （2-8） 式中 m c l l 、 —分别是水泥浆柱和泥浆柱长度（单位 m ）；
m c ρρ、—分别是水泥浆和泥浆密度（单位g/cm ）；
p h D D 、—分别代表井径和套管外径（单位 m ）；
X SGS —水泥浆静胶凝强度（单位 Pa ）。
Fb 的意义就是一个压稳系数，也就是水泥浆进入环空间隙后最初液柱压力与某一时刻水泥液柱压力损失之差与地层压力之比。地层压力可以以泥浆柱压力代替。某一时刻的环空水泥柱压力损失可以有水泥浆静胶凝强度求取，见式（2-9）：
p
h c D D l SGS Ps -??=4x （2-9）
如前所述，当水泥浆静胶凝强度增长到大于240Pa 时就可以有足够的阻力抵御气体的运移，也就是说水泥浆柱在静胶凝强度到240Pa 时的压力损失是可能发生气窜期间的最大压力损失。则式(9)中的SGSx 可以取值240，则Fb 代表最危险情况的压稳系数，即临界压稳系数，式(8)可变为：
100
109601006
m
m p h C m
m c c l D D l l l Fb ρρρ-?-?-+= （2-10） 压稳系数不仅考虑到水泥浆和泥浆密度对防气窜的作用，也考虑了静胶凝强度增长引起的压力损失以及水泥浆液柱和泥浆液柱对防气窜的影响，包含的现场实际因素比较全。通过研究分析我们给出了修正SPN 系数的表达式，式（2-11）
)111(Fb
SPN SPN X --= （2-11） 利用SPNx 我们可以针对具体的某一口井进行气窜的预测，通过预测结果可以对某些参数进行调整，可以有效地指导防气窜固井设计。
SPNx 的评价标准为：
如果Fb<1，则SPNx<0。说明环空水泥液柱净压力在静胶凝强度达到240Pa 时已,不能压住地层压力，则极易发生气窜。
如果Fb ＞1，则SPNx ＞0，并且随着SPN 的增大而增大，说明气窜危险加大。另一方面随着Fb 的增大而增加，说明压稳系数越高，气窜危险性越小。反之亦然。 如Fb=1，说明环空水泥浆静胶凝强度达到240Pa 时，环空液柱压力刚好与气层压力相平衡，水泥浆防气窜能力主要取决于水泥浆性能系数。
2.3.5 水泥浆性能响应系数法（SRN ）
水泥浆防气窜性能不仅与水泥浆静胶凝强度、失水性能有关，而且与井眼尺寸有关，水泥浆性能响应系数法综合以上这些因素，其表达式为：
SRN=静胶凝强度增长速率/水泥浆失水速率 V
A dt dl N dt dN SRN X SGS X SGS /)/(/)/（= (2-12) 式中 dt dN SGS /—静胶凝强度最大增长速率；
x S G S N —静胶凝强度增长速率最大时的静胶凝强度；
dt dl /—x SGS N 时的失水速率；
V —单位长度的环空体积；
A —单位长度的井壁面积。
由上式可以看出：
(1)在水泥浆静胶强度速率变化最大之处，所需要的时间越短，静胶凝强度变化越大，静胶强度及失水速度越低，SRN 值越大，防气窜效果越好。
(2)环空间隙越大水泥浆失重越小，水泥浆失水量越小，SRN 值越大，防气窜效果越。
2.3.6 胶凝失水系数法（GELFL ）
胶凝失水系数法的意义就是一个压稳系数，水泥浆进入环空间隙后的初始液柱压力与水泥浆体积收缩造成的液柱压力损失之差与地层压力之比。GELFL<1,说明环空水泥浆柱在胶凝强度达到240Pa 已不能压住地层压力，极易发生气窜; GELFL>1时，气窜的危险程度减小。GELFL 越大，说明发生气窜的可能性越小。
g g t t t t f
j e h c m m s s c c ELFL l d q C A D D l l l l G ρρρρ00981.096.0)(00981.021?---
++= (2-13)
式中 g s m c l l l l 、、、—水泥浆长度、钻井液长度、隔离液长度和气层深度，m ； g s m c ρρρρ、、、—水泥浆、钻井液、隔离液和气层当量的密度，g/cm ；
j A —井眼在水泥浆段的裸眼面积,cm 2；
f C —水泥浆体积压缩系数，2.6×10-2m 3/MPa ；
21t t 、—水泥浆静胶凝强度达到48 Pa 和240 Pa 时间，min ；
t q —水泥浆在过渡阶段单位面积上的失水速率，ml/(cm 2·min)。
2.3.7 综合因子法(CCGM)
道维尔公司Rae 等人在1989年提出的。它通过分析美国、欧洲、非洲、中东和远东地区64口气井资料，统计出影响气窜的四个因素，并编成计算尺使用。四个因素包括动态和静态条件的影响，分别为地层因素F F ，液体静压系数F H ，水泥浆性
高温高压固井防气窜水泥浆设计 罗宇维等 中海技服固井公司 2000年10月
高温高压固井防气窜水泥浆设计 罗宇维张光超刘云华黄卫东张行云 (中海石油技术服务湛江分公司固井) 摘要性能优良的水泥浆是保证固井质量的关键因素。众所周知，水泥环空气体窜槽对油气田开发将造成非常严重的后果：产能降低、套管腐蚀、地下水污染、注水开采工艺受限等等。而一旦发生气窜，即使花费大量的人力、物力和时间来挤水泥，也很难修复到不发生气窜时应有的封固状态。因此，优选有效的防气窜水泥浆设计就显得十分重要，对于HTHP 高温高压固井尤其如此。 水泥环气窜是一个极其复杂的物理、化学现象。尽管无数的国内外专家对气窜的形成原因和预防措施进行了大量的研究，但是气窜问题仍远未解决，层间窜流现象仍时常发生。本文将力图用“通道”的观点来解析气窜现象，提出一套综合的适用于高温高压固井的防气窜水泥浆设计的方法。 关键词失水失重通道通道流动阻力环空有效液柱压力晶格膨胀 一、高温高压的定义 海洋石油钻井准则，高温高压油气井具有以下特点： ●预计或实测井底温度BHST大于150℃； ●井底压力大于69Mpa(10000Psi)； ●或地层孔隙压力梯度大于1.80g/mL。 二、气窜形成的原因 1〕气窜的方式 气窜通常有如下三种方式： ●气体通过残留在环空中的泥浆通道运移； ●气体通过微环空通道窜移； ●气体通过胶凝水泥浆的孔隙通道移动。 2〕气窜形成的原因 气窜形成必须具备两个基本条件：一是要有通道，二是地层压力大于环空有效液柱压力与通道流动阻力之和。地层气体总是首先在水泥环通道阻力最小 的地方进入，然后不断扩大通道，不断挺进。
本技术介绍了一种用于实体膨胀管固井的韧性防气窜水泥浆，其组成如下：100gG级油井水泥或G级水泥与硅粉的混合物（当井底静止温度大于110℃时），2.5g～4.2g延缓凝固剂，8g ～11g降滤失剂，1g～1.2g分散剂，0.5g～0.8g增韧剂，3g～5g防气窜剂，0.1g～0.3g消泡剂，37.3g～41g自来水。所述增韧剂为长度为0.3～2mm的玻璃纤维与长度为3～5mm的锦纶纤维，按质量比2:1混合而成；其他物质均为市售。该水泥浆具有较强的封固能力，综合性能好，既能保证实体膨胀管安全可靠膨胀，又能改善实体膨胀管固井水泥环的封固质量，弥补了现有技术的缺陷和不足。 技术要求 1.一种用于实体膨胀管固井的韧性防气窜水泥浆，其组成如下：100gG级油井水泥或G级水泥与硅粉的混合物， 2.5g～4.2g延缓凝固剂，8g～11g降滤失剂，1g～1.2g分散剂，0.5g ～0.8g增韧剂，3g～5g防气窜剂，0.1g～0.3g消泡剂，37.3g～41g自来水；所述延缓凝固剂为2-丙烯酰胺基-2-甲基丙磺酸和有机羧酸合成的油井水泥高温延迟凝固剂；所述增韧剂 为长度为0.3～2mm的玻璃纤维与长度为3～5mm的锦纶纤维，按质量比2:1混合而成；所 述防气窜剂为磺化聚乙烯醇微胶粒。 2.如权利要求1所述的韧性防气窜水泥浆，其特征在于，所述G级水泥与硅粉的混合物 中，G级水泥与硅粉的质量比为100:35，用于井底静止温度大于110℃时。 3.如权利要求1所述的韧性防气窜水泥浆，其特征在于，所述降滤失剂为丙烯酰胺、2-丙 烯酰胺基-2-甲基丙磺酸和N-乙烯基吡咯烷酮三元共聚类的油井水泥降滤失剂。 4.如权利要求1所述的韧性防气窜水泥浆，其特征在于，所述分散剂为甲醛和丙酮缩聚 物。 5.如权利要求1所述的韧性防气窜水泥浆，其特征在于，所述消泡剂为乳化硅油、聚氧丙烯甘油醚或聚氧丙烯聚醚改性硅。 说明书 一种用于实体膨胀管固井的韧性防气窜水泥浆
Q/SY 气井固井技术规范 中国石油天然气股份有限公司塔里木油田分公司发布
Q/SY TZ 0174—2007 目次 前言................................................................................. II 1 范围 (1) 2 规范性引用文件 (1) 3 符号和缩略语 (1) 本标准的符号、含义和单位见表1。 (1) 4 固井施工设计、审批和执行 (1) 5 套管串要求 (2) 6 水泥封固段要求 (2) 7 隔离液要求 (2) 8 水泥浆和水泥石要求 (2) 9 钻井液要求 (3) 10 井眼准备要求 (3) 11 下套管要求 (4) 12 注水泥要求 (5) 13 固井设备配备要求 (5) 14 井控要求 (5) 15 预案 (6) 16 固井质量评价要求 (6) I
Q/SY TZ 0174—2007 II 前言 本标准根据塔里木油田气井特点而制定，用以指导塔里木油田气井固井作业。本标准由塔里木油田公司标准化技术委员会提出。 本标准归口单位：质量安全环保处。 本标准起草单位：监督管理中心。 本标准主要起草人：秦宏德段永贤乐法国。
Q/SY TZ 0174—2007 气井固井技术规范 1 范围 本标准适用于塔里木油田天然气井钻井工程设计、固井施工设计和固井施工作业。 2 规范性引用文件 下列文件中的条款通过本标准的引用而成为本标准的条款。凡是注日期的引用文件，其随后所有的修改单（不包括勘误的内容）或修订版均不适用于本标准，然而，鼓励根据本标准达成协议的各方研究是否可使用这些文件的最新版本。凡是不注日期的引用文件，其最新版本适用于本标准。 GB 12573 水泥取样方法 GB/T 19319 油井水泥试验方法 SY/T 5322 套管柱强度设计推荐方法 SY/T 5334 套管扶正器安装间距计算方法 SY/T 6592 固井质量评价方法 SY/T 6641 固井水泥胶结测井资料处理及解释 塔里木油田钻井井控实施细则 3 符号和缩略语 本标准的符号、含义和单位见表1。 4 固井施工设计、审批和执行 4.1 固井公司在作业前完成固井施工设计。 4.2 由业主单位对固井施工设计进行审批。 4.3 现场施工人员按审批的设计组织施工。 4.4 固井施工设计原则 4.4.1 平衡压力固井设计原则，即全过程中环空压力应大于地层孔隙压力且小于地层漏失和破裂压力。 4.4.2 应根据作业井的井身质量、地质特性、地层压力、储层物性、流体性质等，对所用工具、材料、技术措施、应急预案等进行针对性设计，以满足作业安全和开采寿命要求。 1
超浅层气井大尺寸套管防气窜固井技术 超浅层气井大尺寸套管固井，由于井浅，油气活跃，上窜速度快，运移时间短，且地层承压能力低，井下容易漏失，固井作业缺乏有效的防窜措施和控制手段。固井环空气窜、溢流，甚至井喷事故时有发生，带来钻井作业风险，造成油气资源破坏，环境污染。分析了其成因和固井难点，采用基体抗侵水泥浆体系和胶乳防气窜水泥浆，解决超浅层气井大尺寸套管防气窜固井技术难题，现场应用效果良好。 标签：超浅层气固井；防气窜；基体抗侵水泥浆体系；胶乳防气窜水泥浆体系 1 超浅层气井成因和固井难点 1.1浅层气主要特点是气层埋藏深度浅，油气活跃，油气上窜速度快；气侵、溢流、井喷等表象特征反应短暂，时间紧促，地面控制措手不及；由于井浅，上覆地层疏松、地层承压能力低，容易漏失，建立井下压力平衡，油气层压稳等措施受到局限。 1.2浅层异常高压气层，主要是由一下几种因素形成： ①由于地壳运动，地质抬升、风化剥蚀，气层由深变浅，保存了原始储层孔隙压力能量，形成高压浅层气。 ②储层间地质封隔性差，存在裂隙、断层及非致密性封隔层等，导致深部地层气，沿渗透性地层运移，向浅部层位渗透聚集，形成异常高压浅层气。 ③为了保持油气田较高的储藏压力，提高产能，向油气层注水、注气等。 1.3超浅层气井地层承压能力低，井下易漏，通常采用低密度水泥漿体系，由于浆体中的固相成分密度差大，浆体稳定性差；低密度水泥浆，固相颗粒间的空隙度大，液固比高，游离水多，失水控制难度大；低密度水泥浆强度发展慢，候凝失重过渡时间长，浆体防气窜能力差。 1.4超浅气层井大尺寸套管固井，如508mm套管固井，气层埋藏深度浅，水泥浆封固段短，固井难以发挥多凝压稳水泥浆体系优势；缺乏有效的井口压力补偿和控制手段，固井一旦发生环空气窜，控制难度大，易导致环空溢流，环空井喷风险，固井质量难以保证。 2 防气窜水泥浆体系 2.1基体抗侵水泥浆体系
广东化工 2019年第5期· 74 · https://www.doczj.com/doc/d211032777.html, 第46卷总第391期合金组分对ASA机械性能及耐候性能的影响 范聪成 (上海金发科技发展有限公司产品研发中心，上海工程塑料功能化工程技术研究中心，上海 201714) [摘要]采用双螺杆挤出机熔融共混制备了ASA/PMMA、ASA/PC合金，研究了不同PMMA、PC含量对于合金力学性能的影响，对比了上述合金材料与ASA树脂的抗紫外光老化性能。PMMA的引入改善了材料的表面硬度和光泽度，同时对材料的耐候性能有大幅提升；PC的引入提高了合金的韧性和耐热性能，但使材料的耐候性略有降低。对比了不同合金组分对ASA合金耐候性能的影响，发现中性PMMA及弱碱性PA 可以提高材料耐候性能，而弱酸性PC、PBT会使合金耐候性降低。 [关键词]ASA；合金；耐候 [中图分类号]TQ325.2 [文献标识码]A [文章编号]1007-1865(2019)05-0074-02 Effects of Compounding Resins on Mechanical Properties and Weather Resistance of ASA Alloys Fan Congcheng (Shanghai Kingfa Sci. & Tech. Dvpt. Co., Ltd., R&D Center, Shanghai Engineering Research Center of Functionalizing Engineering Plastics, Shanghai 201714, China) Abstract: ASA/PMMA and ASA/PC alloys were prepared using a twin-screw extruder. Effects of different proportions of PMMA and PC on the mechanical properties and weather resistance were investigated. The surface hardness and gloss were improved when alloying with PMMA, exhibiting better weatherability than ASA itself. ASA/PC alloy exhibited high impact strength and high-heat resistance, while the weatherability was a little poorer. Different resins were applied for the alloy preparation and UV-light accelerated ageing performed, showing high weather resistance of PMMA and PA alloy while poor weatherability of PC and PBT alloy with ASA. Keywords: ASA；alloy；weather resistance 丙烯腈-苯乙烯-丙烯酸酯共聚物(Acrylonitrile-Styrene-Acrylate, ASA)，是一种与丙烯腈-丁二烯-苯乙烯共聚物(Acrylonitrile-Butadiene-Styrene, ABS)结构相似的多相接枝共聚物，具有与ABS相似的良好的力学性能、热稳定性、易于加工等特点。ASA树脂用丙烯酸酯橡胶(PBA)代替了ABS中的丁二烯橡胶(PB)，橡胶组分不含双键，其耐候性能有了大幅提高，可以达到ABS的10倍以上。因此，ASA树脂及其合金在汽车、家电、户外建材等领域都有广泛的应用。[1-4]ASA和ABS一样可以和PMMA、PC、PBT、PA等众多树脂形成高性能合金，使ASA 在耐刮擦、抗冲击、耐药性等方面得到进一步改善和提升。合金组分的加入，赋予材料功能化性能的同时，对材料的机械性能及耐候性能有不同程度的影响。[5-8]本文研究了不同的合金组分对ASA合金材料的机械性能及耐候性的影响，并对影响耐候的机理做了简要分析。 1 实验部分 1.1 主要原料 ASA：DH-210，山东东海塑业公司；SAN：NF2200，台化(宁波)公司；PMMA：CM-207，台湾奇美公司；PC：A1900，日本出光公司；PBT：L08XM，江苏和时利；PA6：HY-2500，江苏海阳化纤公司；抗氧剂、光稳定剂及其他助剂，市售。 1.2 主要仪器及设备 同向双螺杆挤出机，南京瑞亚高聚物装备有限公司；注塑机，南京瑞亚高聚物装备有限公司；熔体流动速率仪，美斯特工业系统(中国)有限公司；万能材料试验机、弯曲试验机，德国Zwick；冲击试验机，美国Tinius Olsen；紫外老化箱，美国Q-Lab公司。 1.3 样品制备 将干燥后的SAN树脂、ASA胶粉、PMMA/PC/PBT/PA6树脂和其他小料助剂按一定的质量比例在高混机中充分混合均匀，然后在同向双螺杆挤出机上挤出造粒(主机螺杆转速为350 rpm，各区温度分别为170 ℃、190 ℃、200 ℃、210 ℃、220 ℃、220 ℃、220 ℃、210 ℃、210 ℃)。挤出粒料经过充分干燥后，在210~230 ℃的温度下注塑成标准测试样条和色板待用。 1.4 性能测试 拉伸性能测试：按ISO 527标准测试，试验速率为50 mm/min；弯曲性能测试：按ISO 178标准测试，试验速率为2 mm/min；悬臂梁缺口冲击性能测试：按ISO 180标准测试；熔体流动速率：按ISO 1133标准测试，测试条件220 ℃，10 kg；密度：按ISO 1183标准测试；紫外老化性能：按ASTM G154标准进行，UV A，0.89 W/m2@340 nm，BPT@60±3 ℃，光照8 h/黑暗高湿4 h。 2 结果与讨论 2.1 PMMA含量对ASA合金性能的影响 聚甲基丙烯酸甲酯(PMMA)是一种具有高表面硬度的透明材料，其还拥有十分优异的耐候性能，被用于建筑型材共挤和覆膜来提高材料的表面硬度和耐候。ASA/PMMA合金相比于纯ASA 树脂具有更好的光泽度、更高的表面硬度，同时耐候性能也能得到进一步的提升。[9]随着PMMA含量的增加，ASA/PMMA的强度随之增大，而悬臂梁缺口冲击强度随之略有降低。当PMMA含量大于35 %时，材料的铅笔硬度由HB提高了H。图1是不同含量PMMA的ASA/PMMA合金在紫外光加速老化1000小时的色差(delta E、delta b)对比，PMMA的加入使ASA的耐候性能有了大幅提高；当PMMA含量在35 %时，老化1000小时后的色差由2.6减小到了0.76。 表1 不同PMMA含量对ASA/PMMA合金机械性能的影响 Tab.1 Effects of PMMA content on the mechanical properties of ASA/PMMA alloys PMMA含量/% 拉伸强度/MPa 弯曲强度/MPa 悬臂梁缺口冲击强度/(kJ·m-2)熔体流动速率/(g·10 min-1) 密度/(g·cm-3) 0 38.4 57.1 10.2 11.4 1.09 10 38.9 60.8 10.0 12.1 1.10 20 39.3 60.5 9.3 11.3 1.11 35 41.4 63.2 8.0 10.2 1.12 [收稿日期] 2019-01-31 [作者简介] 范聪成(1987-)，男，浙江慈溪人，博士，主要研究方向为聚合物共混改性。