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儲層性質對壓回法氣井壓井效果影響評價

文檔作者：周云健1 劉書杰1 李清平1 李相方2 文檔來源： 1. 中海油研究總院有限責任公司；2. 中國石油大學(北京)		點擊數：	更新時間： 2025年09月20日
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文章編號：1000 ? 7393(2021)02 ? 0189 ? 08 DOI: 10.13639/j.odpt.2021.02.009
儲層性質對壓回法氣井壓井效果影響評價
周云健1 劉書杰1 李清平1 李相方2
1. 中海油研究總院有限責任公司；2. 中國石油大學(北京)
引用格式：周云健，劉書杰，李清平，李相方. 儲層性質對壓回法氣井壓井效果影響評價［J］. 石油鉆采工藝，2021，
43（2）：189-196.
摘要：壓回法壓井作為非常規井控的有效技術之一，可以減少和避免溢流井噴等事故中地面及平臺的危險。目前對于壓回過
程的計算中，只針對井筒內流動進行研究，而沒有考慮儲層性質的影響, 因此不完全符合現場實際情況需求。為了研究儲層性質對壓
回過程的影響，首先建立了井筒氣液兩相流動模型，然后綜合考慮泥餅、儲層污染帶、儲層滲透率、孔隙度和飽和度因素影響下的壓
井液在壓回儲層后的流動規律，并分析了壓回過程井筒的壓力變化規律，最后定量出不同因素對壓回儲層效率的影響。研究結果表
明，儲層含氣飽和度與泥餅滲透率對壓井影響較小，而儲層厚度、孔隙度影響較大，綜合考慮不同儲層性質影響的壓回法壓井能對氣
井安全鉆井提供了技術保障。
關鍵詞：壓回法壓井；儲層性質；泥餅；流動規律；井筒壓力
中圖分類號：TE28 文獻標識碼： A
Influences of reservoir properties on the gas well killing effects by the bullheading method
ZHOU Yunjian1, LIU Shujie1, LI Qingping1, LI Xiangfang2
1. CNOOC Research Institute Co., Ltd., Beijing 100028, China;
2. China University of Petroleum (Beijing), Beijing 102249, China
Citation: ZHOU Yunjian, LIU Shujie, LI Qingping, LI Xiangfang. Influences of reservoir properties on the gas well killing
effects by the bullheading method［J］. Oil Drilling &amp;amp; Production Technology, 2021, 43(2): 189-196.
Abstract: As one of the effective unconventional well control technologies, bullheading killing can reduce and avoid surface and
platform risks in the case of overflow, blowout and other accidents. At present, the researches on the calculation of bullheading process
only focus on the flow inside the well, without considering the influences of reservoir properties, so they cannot meet the on-site actual
demands completely. In order to research the influences of reservoirs properties on the bullheading process, the research firstly
established the well gas-liquid two-phase flow model. Then, the flow laws of the killing fluid after being squeezed back into the
reservoir were studied by considering the influences of mud cake, reservoir contamination belt, reservoir permeability, porosity and
saturation comprehensively, and the change laws of the well pressure in the process of bullheading were analyzed. Finally, the
influences of different factors on bullheading reservoir efficiency were quantitatively determined. It is indicated that well killing is
influenced less by reservoir gas saturation and mud cake permeability, but more by reservoir thickness and porosity. The bullheading
killing which considers the influences of different reservoir properties comprehensively can provide the technical guarantee for the
safe drilling of gas wells.
Key words: bullheading killing; reservoir property; mud cake; flow law; well pressure
基金項目: 中國博士后科學基金“南海水合物開采過程井筒天然氣-水-泥質粉砂三相流動研究”(編號：2020M680835)；國家重點研發計
劃課題“海洋淺層水合物雙層連續管雙梯度鉆井工藝及應用技術研究”(編號：2018YFC0310205)。
第一作者: 周云健(1990-)，2019 年畢業于中國石油大學(北京) 安全科學與工程專業，現從事水合物開采方向的研究工作，博士后研究
員。通訊地址：北京市朝陽區太陽宮南街6 號院(100028)。電話：010-84525413。E-mail：zhouyj19@cnooc.com.cn
第 43 卷 第 2 期石 油 鉆 采 工 藝Vol. 43 No. 2
2021 年 3 月OIL DRILLING &amp;amp; PRODUCTION TECHNOLOGY Mar. 2021
隨著目前國內外油氣開發的不斷延伸和擴大，
國內外對井控的要求也越來越高，一方面由于目前
受技術手段的限制，對鉆進期間發生氣侵后的檢測
相當遲滯，從人們發現溢流開始到后來發生井噴事
故僅需要幾分鐘，來不及采用相關防御措施，導致溢
流引發的井噴事故更加頻繁，危害也更大；另一方
面，雖然很多學者對于井噴后的處理措施研究比較
深入，但是由于地層情況的不確定性，依然無法迅速
有效地進行壓井，導致目前的井噴事故率居高不
下。對國外的一些事故井統計來看，雖然國外井控
技術對于國內較為先進，但國外的鉆井事故仍時有
發生，不能完全杜絕［1-11］。
對于某些復雜情況的井發生氣侵后，常規壓井
方法一般不能滿足其壓井要求，這時就需要應用相
應的非常規壓井方法控制溢流甚至井噴。但目前的
非常規井控手段還很不成熟，尤其是對于使用壓回
法壓井過程的研究還很少。在某些事故井當中，由
于使用壓回法壓井對地層傷害較大，通常情況下人
們會首先選擇其他壓井方法來處理事故；但是如果
在氣侵導致井噴的嚴重情況下選用其他壓井方法，
很大程度上會發生進一步例如井噴失控等更嚴重的
事故。針對這類事故使用壓回法壓井是控制事故的
一種有效手段，但目前對于壓回法理論研究不夠深
入，壓回法壓井在現場實施較為困難。
目前壓回法壓井研究中，多數是對井筒中的氣
液兩相流動情況進行刻畫，很少涉及到把井筒與地
層作為一個整體來考慮，同時關于在壓回過程壓井
液在儲層內流體流動的情況對壓回效果影響以及泥
餅對壓回效果影響的研究較少，因此由儲層滲透率
變化等原因而引起的壓回阻力及滲流速度就需要進
行重新考慮，防止壓井失敗導致更嚴重事故。通過
考慮鉆井過程中儲層近井地帶被鉆井液污染，以及
井壁泥餅在壓井液壓回過程中的阻礙作用，結合地
層固有的滲透率，建立了含有3 種不同滲透率區域
的儲層網格模型。根據建立的單井數值模型，結合
井筒不同氣侵量下的井筒氣液分布特性，通過改變
儲層厚度、孔隙度、含氣飽和度、泥餅滲透率、壓井
排量，分析了壓井過程井底壓力變化規律，最后得出
了不同儲層參數對壓回法壓井效果的影響。
1 壓回法壓井過程描述
通常來說，如果發生溢流、井噴等事故，現場操
作人員首先選用的是將井筒流體排出井筒的方法，
而壓回法壓井多用在氣量較大、井筒較難控制住的
情況下。在井筒內相對較大氣侵量的條件下，壓回
法壓井過程中氣體會在壓井液中向上滑脫，在井筒
上部純液段與井筒下部純氣段之間形成氣液兩相混
相區。即使打入高黏度壓井液，也不能完全避免氣
體向上滑脫的現象。
由于氣體滑脫速度與壓井液向下的速度有差
異，混相區上界面運動速度會低于液相區，下界面速
度高于液相區，因此氣液兩相混相區在壓回過程中
逐漸被拉長，但氣液兩相混相區和氣相區整體仍向
下運動，形成了液相區、混相區和氣相區共存的現
象。因此，在壓回過程中，首先進入地層的是氣體，
其次為氣液兩相混相。壓回法壓井的效果與壓回排
量有關，壓回排量越大，井筒流體進入儲層的速率越
快，井筒中的氣體在液體中滑脫的量越少，控制住地
層的氣侵越快。
如圖1 所示，根據井筒氣液運動的特點，壓回過
程可以分為3 個階段。(1) 高黏度壓井液剛剛進入
井筒階段，井筒氣液分布與上節中理想情況下的壓
回模型相同(圖1a)。(2) 開始純氣段壓回臨界階段：
隨著壓井液的持續泵入，純氣相區不斷被壓縮，當壓
力大于儲層壓力時，氣相開始進入儲層。由于氣體
的滑脫效應，在高黏度壓井液中存在氣液兩相混合
區域，在此區域中，氣體濃度較大，隨著壓井液的泵
入，越往上氣體濃度越小(圖1b)。(3) 壓力平衡階
段：當混相區域開始進入儲層，井筒氣體基本全部壓
回地層，井筒中的氣體基本全部被壓回，套壓為0，
壓井完成(圖1c)。
在壓回過程中，井筒內下部分為連續氣柱狀態，
圖 1　多氣量下井筒壓回過程的半理想流程
Fig. 1 Semi-ideal flow chart of well bullheading
process at multiple gas rates
190 石油鉆采工藝 2021 年 3 月（第 43 卷）第 2 期
上部分為連續液柱的狀態，但實際上，在壓回過程中
井筒下部不會完全呈連續氣柱狀態，會有一部分壓
井液繞過氣體向下流動，從而井筒最下部變為氣液
兩相流狀態，在壓回過程中首先進入儲層的為氣液
兩相。此時井底壓力表示為
pwf = ??pg + pm1 + pm2 + pm3 +Gg (1)
pwf pg
pm1
pm2 pm3
Gg
式中， 為井底壓力，MPa； 為氣柱膨脹的壓力，
MPa； 為混相高黏度壓井液產生的靜液柱壓力，
MPa； 為混相壓井液產生的液柱壓力，MPa； 為
井筒下部氣液兩相流體產生的壓力，MPa； 為氣柱
產生的靜氣柱壓力，MPa。
對于氣液兩相壓回過程，井筒中氣液兩相流動
狀態的氣相連續方程為
@
@t
(
&#x1A;g
)
+
@
@z
(
&#x1A;gvg
)
= 0 (2)
液相連續方程為
@
@t
[
&#x1A;l (1??)
]
+
@
@z
[
&#x1A;lvl (1??)
]
= 0 (3)
 &#x1A;g vg
&#x1A;l vl
式中， 為含氣率，小數； 為液相密度，kg/m3； 為液
相速度，m/s； 為氣相密度，kg/m3； 為氣相速度，m/s。
氣液兩相混合動量方程可表示為
@(&#x1A;mvm)
@t +
@
(
&#x1A;mvm
2)
@z +
@p
@z +
2 f
dh
&#x1A;m
(qg +ql
A
)2
+
&#x1A;mg+
@
@z
[
&#x1A;g&#x1A;l (1??) vs
&#x1A;m
]
= 0 (4)
vm &#x1A;m
p dh
f
qg ql vs
式中， 為氣液混合物的速度m/s； 為氣液混合物
的密度，kg/m3； 為當前網格處壓力，MPa； 為井筒
直徑，m； 為范寧摩擦因數；A 為環空或管柱截面
積，m2； 為氣相排量，m3； 為液相排量，m3； 為氣
泡群滑脫速度或Taylor 氣泡滑脫速度，m/s。
對于氣相壓回過程，模型符合單相氣在儲層中
的滲流過程，流動方程可表示為
pf ?? pwf =
ZiTgiq
18160khprBg
[
ln
(
kt
250
φgCtRw
2
)
+2S a
]
(5)
由于氣體是從井筒向地層滲流，故式(2) 可改
寫為
q =
18160khprBg
ZiTgi
[
ln
(
kt
250
φgCtRw
2
)
+2S a
] (pwf ?? pr) (6)
其中
Bg =
3:458210??4ZT
pwf
(7)
pf Zi
gi q
k h
pr Bg t

φ g
Ct Rw
S a
Z
式中， 為地層壓力，MPa； 為初始壓縮因子；T 為
地層溫度，K； 為初始氣體黏度，mPa · s； 為滲流過
程氣相流量，m3/min； 為地層滲流率，μm2； 為地層
厚度，m； 為地層平均壓力，MPa； 為體積系數； 為
時間，s； 為氣體比重； 為孔隙度, %； 為當前氣相
黏度，mPa · s； 為總壓縮系數，MPa?1； 為井筒半
徑，m； 為氣井的視表皮因子，與氣體的流量有關；
為當前溫壓條件下壓縮因子。
對于第3 階段(壓力平衡階段) 氣液兩相壓回過
程，模型符合氣液兩相在儲層中的滲流公式，氣液兩
相儲層滲流數學模型的氣相運動方程為
dp
dr =
g
kkrg
mg
2πrh&#x1A;g
+g&#x1A;g
(
mg
2πrh&#x1A;g
)2
(8)
其中
g =
1:81010
(
kkrg
)1:25
φ0:75
(9)
液相運動方程為
dp
dr =
w
kkrw
mw
2πrh&#x1A;w
(10)
p r
krg mg
g w krw
mw &#x1A;w
式中， 為井筒壓力，Pa； 為求解點至井筒的距離，
m； 為氣相相對滲透率； 為氣相質量流量，kg/s；
為高速流動速度系數； 為水相黏度，mPa · s；
為水相相對滲透率； 為水相質量流量，kg/s； 為
水相密度，kg/m3。
定義地層中液相與氣相的質量流量之比為
 =
mw
mg
(11)
進一步推導出
[
 (pe)?? (pwf)
]
=
mg
2
4π2h2
w Re
Rw
gkrg
r2g
dr+
(1+)mg
2πkh
ln
(
Re
Rw
+S
)
(12)
 (p)為兩相擬壓力函數可以表示為
 (p) =
w p
pr
(
&#x1A;wkrw
r2w
+
&#x1A;gkrg
r2g
)
dr (13)
將式 (9) 改寫為關于體積流量Qsc的線性函數為
[
 (pe)?? (pwf)
]
=
Qsc
2
4π2h2
[
&#x1A;sc
2
w Re
Rw
gkrg
r2g
dr
]
+
Qsc&#x1A;sc (1+)
2πkh
ln
(
Re
Rw
+S
)
(14)
簡化后可得
周云健等：儲層性質對壓回法氣井壓井效果影響評價191
 (pe)?? (pwf)
Qsc
= A+ BQsc (15)
其中
A =
1
2πkh
ln
(
Re
Rw
+S
)
&#x1A;sc (1+) (16)
B =
&#x1A;sc
2
4π2h2
w Re
Rw
gkrg
r2g
dr (17)
式中，Re為總泄氣半徑，m；S為表皮因數； &#x1A;sc為標準
狀況下氣體密度，kg/m3。
以上為綜合考慮井筒與地層的耦合方程，如需
對于壓回過程地層流動及井筒流動的整體的進一步
研究，可以從這些流動方程中入手。
2 壓回過程儲層模型區域劃分
2.1 儲層單井模型
對于壓回法壓井過程中，如果排量過大或者儲
層滲透率過低，很容易將地層壓裂。在儲層壓裂后，
井筒流體在儲層中的流動規律也發生較復雜的變
化。為了揭示儲層性質對壓回過程的影響，只針對
不將儲層壓裂情況下的壓回法壓井規律進行研究。
k1
k2
k3
為了揭示壓回過程中壓回流體在儲層流動的
規律，首先假定儲層原始滲透率為。其次在壓井前
的鉆井過程中，由于井底壓力通常稍高于地層壓力
來控制地層流體侵入井筒，因此鉆井液在正壓差的
作用下會不可避免地進入儲層一部分，對地層造成
沖刷，并污染地層，在鉆井液進入地層后，鉆井液中
與地層不配伍的水相與地層接觸后，會導致儲層
內含有的黏土礦物膨脹從而使近井地帶的滲透率下
降 ［12-15］，因此假定這部分污染帶的滲透率為。
最后，在正常鉆進過程中，由于鉆井液的造壁作用，
鉆井液中的固相顆粒在鉆進過程中會在井壁的表面
形成泥餅，雖然泥餅可以減少鉆井過程中鉆井事故
的發生，但在壓回法壓井過程中也會降低井筒流體
進入地層的量，對壓回過程造成一定的阻礙作用，因
此可假定泥餅滲透率為。
k1
k2
k3
因此，在恒定井底流壓壓井過程中，將數值模型
的滲透率劃分為3 個區域，分別為地層原始滲透率
區域，近井鉆井液污染帶滲透率為區域，井壁泥餅
滲透率為區域，三者關系為
k1 > k2 > k3 (18)
已有學者研究表明，在實驗室條件下，對于低滲
儲層(滲透率為35×10?3 μm2) 泥餅的滲透率在6×
k2
k3
k2 k1
10?3 μm2 左右，對于中滲儲層(滲透率115×10?3 μm2)
泥餅的滲透率在10×10?3 μm2 左右，對于高滲儲層
(滲透率為325×10?3 μm2) 泥餅的滲透率一般在17×
10?3 μm2 左右［16］。Ohen 等［17］在實驗室條件下
建立了鉆井過程中鉆井液對儲層的傷害模型，污染
儲層深度(污染最遠處至井筒的距離) 一般小于5 m，
5 m 以內發生污染后的儲層滲透率與初始儲層滲透
率的比值隨著距離的增加而減小，而5 m 以外認為
不發生儲層污染，滲透率不變。因此在數值模型中
的區域，設定其半徑為5 m。綜上考慮，建立數值
模型如圖2 所示，白色區域為井筒所在位置，井筒四
周由內至外分別為井壁泥餅滲透率為區域、中間
近井鉆井液污染帶滲透率為區域、最外層原始滲
透率區域。
圖 2　恒定井底流壓壓井過程滲透率區域劃分
Fig. 2 Permeability zone division in the process of well killing
at constant bottom hole flowing pressure
2.2 流體流動模型
k1
k2
k3
建立了考慮鉆井過程中井周污染以及井壁泥餅
的儲層區域劃分模型，所建立模型的滲透率分布如
圖3 所示，紅色區域代表原始未收到污染的地層，滲
透率為，綠色區域代表近井地帶受到鉆井液污染的
地層，滲透率為，藍色區域代表井壁泥餅區域，滲
透率為。模型網格數為100×100×50。
圖 3　不考慮地層壓裂作用的數值模型滲透率示意圖
Fig. 3 Schematic permeability of the numerical model without
considering reservoir fracturing effect
為了研究儲層性質對壓回法壓井過程的影響，
選用某井的具體模擬參數見表1，表中的泥餅滲透
192 石油鉆采工藝 2021 年 3 月（第 43 卷）第 2 期
率取值由實驗室滲濾實驗測得。為了在保證模擬精
度的情況下盡可能提高計算速度，將平面網格步長
取5 m，縱向網格步長由于需要討論層厚的影響，為
了保證計算精度選擇網格步長為1 m。
表 1 不同儲層厚度模型模擬參數選擇
Table 1 Parameter selection of different
reservoir thickness models
參數數值
地層原始滲透率k1/(10?3 μm2) 20
近井鉆井液污染區域滲透率k2/(10?3 μm2) 10
井壁泥餅區域滲透率k3/(10?3 μm2) 6
孔隙度0.08
地層壓力/MPa 20
地層破裂壓力/MPa 22
油藏深度/m 2 000
含氣飽和度0.7
平面網格步長/m 5
縱向網格步長/m 1
恒定壓井排量/(L · min?1) 500
為了模擬壓回過程中井內氣體和壓井液在儲層
中的流動狀態，需要對儲層的氣相相對滲透率及液
相相對滲透率進行確定。由于研究重點是儲層不同
性質對壓回過程效果的影響，因此忽略替他次要因
素影響，相對滲透率曲線取值采用較理想條件下的
數值，模型模擬過程中所選用的氣相相對滲透率及
液相相對滲透率的取值如圖4 所示。
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0
相對滲透率
束縛水飽和度
液相相滲K
rw
氣相相滲K
rg
圖 4　相對滲透率曲線
Fig. 4 Relative permeability curve
3 儲層性質對壓回過程的影響
在目前大多數對于壓回法壓井的研究中，井筒
包括3 個區域：上部液相區、中部氣液兩相混相區、
下部純氣相區。但是實際壓井過程中，井筒下部不
一定全為氣相，有可能還出現氣液置換，從而多出了
一部分液相區域，從而變為：上部液相區、中上部氣
液兩相混相區、中下部氣相區。為了揭示儲層性質
影響下單相流體壓回過程的規律，因此研究中以單
相氣壓回為研究對象來進行說明。
3.1 儲層厚度
根據第2 節中建立的不壓裂儲層流動模型，利
用CMG 軟件代入相應的模擬參數進行壓回法壓井
過程模擬，討論儲層厚度對壓回過程的影響，分別調
整儲層厚度參數h 為5 m、10 m、15 m，得到井底壓
力隨壓井時間變化關系曲線，如圖5 所示。在當前
條件下，恒定壓回量壓井時，對于不同厚度儲層，在
壓井前期井底壓力迅速升高，且儲層厚度越小井底
壓力升高速度越快。以所用井筒參數模擬來說，儲
層厚度每減小5 m，壓井24 h 后壓力上升2~3 MPa，
對于2 000 m 深度的井筒來說，上升幅度較大，因此
在鉆井過程中儲層厚度的影響不可忽視。對于儲層
厚度的影響來說，隨著儲層厚度的減小或者增大相
同的幅度，井底流壓上升幅度基本相同，不存在急劇
上升或者降低的現象。因此，儲層厚度對壓回法壓
井過程的影響較為線性。
20
22
24
26
28
30
0 4 8 12 16 20 24
井底壓力/MPa
時間/h
儲層厚度5 m
儲層厚度10 m
儲層厚度15 m
圖 5　不同儲層厚度條件下井底壓力隨壓井時間變化曲線
Fig. 5 Variation of bottom hole pressure with well killing time
at different reservoir thicknesses
由于采用恒定壓回量的壓井方法，在壓回過程
中需要建立井底與儲層之間的壓差，井筒內流體才
能被壓回地層內，壓井初期井筒內壓力等于甚至小
于地層壓力，因此在壓井初期井筒壓力迅速上升。
在壓井初期，平面徑向流條件下，井底與地層之間的
壓差與流量之間的關系為
dp
dr =

k
 q
2πr =

k
 Q
2πhr
(19)
dp
dr
式中， 為壓力梯度，MPa； 為流體黏度，mPa · s；
周云健等：儲層性質對壓回法氣井壓井效果影響評價193
Q為地層厚度為h時的地層流量，m3/min。
由式(19) 可知，在恒定注入量的條件下，井底與
地層之間的壓力梯度與地層厚度呈反比關系。地層
厚度越小，所需要的壓力梯度越大，反之，所需要的
壓力梯度越小。因而在壓井過程中，地層厚度越小，
井底流壓越大。對于不同儲層情況，打開厚度越大，
井筒流體相對來說壓回越容易。對于某些高危井場
工況(例如海洋平臺等)，如果打開儲層厚度較大，為
了平臺的安全，可以選擇壓回法壓井將井筒流體壓
回儲層，從而優先保證平臺的安全。
3.2 孔隙度
根據上述模型，討論孔隙度對壓回過程的影響，
假定打開儲層厚度為10 m，分別改變孔隙度值為
0.05、0.08、0.1，得到井底壓力隨壓井時間變化關系
曲線，如圖6 所示。恒定壓回量壓井時，井底流壓隨
時間增大而增加，且孔隙度越小，壓力升高增加越
快，同時，隨著孔隙度的減小，井底流壓上升幅度越
來越大。儲層孔隙度從0.1 下降至0.08，壓井24 h
后壓力上升幅度小于1 MPa，儲層孔隙度從0.08 下
降至0.05，壓井24 h 后壓力上升幅度大于5 MPa，相
差幅度過高，若使用壓回法長時間壓井，易引起更嚴
重的事故。因此，在使用壓回法壓井過程中，儲層孔
隙度是需要重點考慮的因素。
20
22
24
26
28
30
32
0 4 8 12 16 20 24
井底壓力/MPa
時間/h
孔隙度0.05
孔隙度0.08
孔隙度0.10
圖 6　不同孔隙度下井底壓力隨壓井時間變化曲線
Fig. 6 Variation of bottom hole pressure with
well killing time at different porosities
在鉆井過程中，在近鉆頭處的地層沒有套管將
井筒內流體與地層隔開，此時由于鉆井液循環以及
井底流壓可能高于地層壓力從而會導致鉆井液在鉆
進過程中進入地層，造成近井地帶的污染。當發生
井涌時，地層內的氣體剛剛開始進入井筒中，近井地
帶由于鉆井期間鉆井液的污染，仍具有較高的液相
飽和度，井筒下部氣液兩相易于被壓入地層中。氣
液兩相進入地層孔隙過程可簡化為單管束模型，在
層流狀態下，一根均勻圓管(孔隙) 的流量可以表示
為［18-19］
qh =
πra
4Δp
8ΔL
(20)
qh ra Δp
ΔL
式中， 為孔隙流量，m3/Ps; 為孔隙半徑，μm； 為
孔隙兩端的壓差，即流動壓差，MPa； 為孔隙長
度，m。
由式(20) 可知，在流量一定的情況下孔隙半徑
越大，驅動壓差則越小，反之，驅動壓差則越大。
3.3 泥餅滲透率
由于在實際鉆井過程中泥餅的滲透率與鉆井液
成分相關，不同井的鉆井液成分雖然不一定相同，但
對于泥餅滲透率的變化幅度影響都很小。因此，為
研究泥餅滲透率對井底壓力的影響，模型設定較大
的泥餅滲透率間隔，分別人為設定泥餅滲透率為
5×10?3 μm2、10×10?3 μm2 和15×10?3 μm2，為了更明
顯地觀察到泥餅滲透率對井底壓力變化的影響，此時
更改原始20×10?3 μm2 地層滲透率為100×10?3 μm2。
設定儲層打開層厚為10 m，得到不同泥餅滲透率
下，井底壓力隨時間變化曲線，如圖7 所示。
20.0
20.5
21.0
21.5
22.0
0 4 8 12 16 20 24
井底壓力/MPa
時間/h
泥餅滲透率5×10-3 μm2
泥餅滲透率10 ×10-3 μm2
泥餅滲透率15 ×10-3 μm2
圖 7　不同泥餅滲透率下井底壓力隨時間變化曲線
Fig. 7 Variation of bottom hole pressure with well killing time
at different mud cake permeabilities
由圖7 可知，恒定壓回量壓井時，壓井過程中井
底壓力持續升高，由于此時地層滲透率較高(100×
10?3 μm2)，地層滲流能力增強，因此井底壓力在前期
迅速升高后在后期處于緩慢升高趨勢。井壁上的泥
餅滲透率的改變對恒定壓回量壓井過程存在影響。
泥餅滲透率越低，井底壓力在壓井前期上升速度相
對越快，反之，井底壓力在壓井前期上升速度相對越
慢。同時，從圖7 中也可以看出，隨著泥餅滲透率的
減小，井底流壓上升幅度越來越大。
為了研究井壁泥餅滲透帶滲透率的變化對壓回
法壓井過程的影響，研究中放大了井壁泥餅滲透帶
的寬度同時放大了井壁泥餅滲透率的變化幅度，但
數值模擬結果表明，井壁泥餅滲透率的變化對壓回
194 石油鉆采工藝 2021 年 3 月（第 43 卷）第 2 期
法壓井過程井底流壓隨時間的變化存在一定影響，
但總體上影響較小。在現場實踐中，井壁泥餅的厚
度要小于模型中設定的泥餅厚度，泥餅的滲透率變
化值也小于本模型中設定的滲透率變化值，因而在
實際壓回法壓井過程中，泥餅的滲透率值變化對總
體壓井過程井底流壓隨時間變化的影響較小，可以
弱化考慮。
3.4 儲層含氣飽和度
當打開儲層厚度為10 m 時，分別改變儲層含氣
飽和度值為0.4、0.6、0.8，觀察不同儲層含氣飽和度
下井底流壓隨時間變化的特征，得到井底壓力隨壓
井時間變化關系曲線如圖8 所示。恒定壓回量壓井
時，井底流壓隨時間增大而增加，且含氣飽和度越
低，壓力升高增加越快。對于含氣飽和度來說，隨著
含氣飽和度的減小或者增大，井底流壓上升幅度不
大，不存在急劇上升或者降低的現象，同時不同的含
氣飽和度對井底流壓變化的影響也不大。因此，含
氣飽和度對壓回法壓井過程的影響不大。
20.0
20.5
21.0
21.5
22.0
0 4 8 12 16 20 24
井底壓力/MPa
時間/h
含氣飽和度0.4
含氣飽和度0.6
含氣飽和度0.8
圖 8　壓井過程中不同含氣飽和度對井底壓力的影響
Fig. 8 Influence of gas saturation on bottom hole
pressure in the process of well killing
在壓井初期，平面徑向流條件下，井底與地層之
間的壓差與流量之間的關系呈現式(19) 的規律。由
式(19) 可知，在恒定注入量的條件下，井底與地層之
間的壓力梯度與地層流體黏度呈正比關系。地層流
體黏度越大，所需要的壓力梯度越大，反之，所需要
的壓力梯度越小。在地層中原始含有氣液兩相流
體，氣相流體的黏度遠遠小于液相，因此在兩相狀態
下，氣相組分占比越高，表現為地層流體的總體黏度
越低，驅動時所需要的壓差越小。因而在壓井過程
中，含氣飽和度越低，井底流壓越大。
綜上所述，遇到鉆井事故需要進行壓回法壓井，
需重點對儲層厚度以及孔隙度對壓回法壓井的影響
因素進行考慮；例如打開的儲層厚度較小、孔隙度較
小，在現場硬件設備所能承受的極限范圍內，使用壓
回法壓井到底適不適合、會不會壓裂儲層而產生更
嚴重的事故就需要重新評估；而含氣飽和度以及泥
餅滲透率對壓回法壓井的影響因素可以弱化考慮。
4 結論
建立了考慮泥餅、儲層被鉆井液污染的影響下
的壓井液在壓回儲層后的流動模型。分析了壓回過
程井筒的壓力變化規律，以及分析了泥餅、儲層孔隙
度、儲層滲透率以及儲層飽和度對壓回效率的影響，
得出如下結論。
(1) 使用壓回法壓井期間，儲層厚度越小會導致
井底壓力升高速度越快。隨著儲層厚度的減小或者
增大相同的數值，相同時間內井底流壓上升幅度基
本相同。不同的儲層厚度對井底壓力的影響較大，
因此儲層厚度在壓回法壓井過程中需要重點考慮。
(2) 孔隙度越小，壓力升高增加越快，同時，隨著
孔隙度的減小，井底流壓上升幅度越來越大，在使用
壓回法壓井期間，儲層孔隙度是需要重點考慮的因
素；泥餅滲透率越低，井底壓力在壓井前期上升速度
相對越快，反之，井底壓力在壓井前期上升速度相對
越慢。同時，隨著泥餅滲透率的減小，井底流壓上升
幅度越來越大。但相對于儲層孔隙度與儲層滲透率
來說，泥餅的影響總體較小；含氣飽和度的變化在壓
回法壓井過程中對井底流壓變化的影響很小，可以
從輕考慮。
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［19］
（修改稿收到日期 2020-11-17）
〔編輯 李春燕〕
196 石油鉆采工藝 2021 年 3 月（第 43 卷）第 2 期

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