深水低温条件下油基钻井液流变性能实验研究

刘扣其，邱正松，曹杰，冯萍，林师瑶

（1.中国石油大学（华东）石油工程学院，山东 青岛266580；2.中国石油集团川庆钻探工程有限公司川西钻探公司，四川 成都610015）

0 引言

深海域是中国未来海上油气勘探开发的重点［1］。油基钻井液由于具有抗高温、 抗盐钙侵以及优良的润滑性能和对油气层损害程度较小等优点，已经成为钻探复杂井和保护储层的重要保障［2-6］；但是，如何保持深水条件下油基钻井液的流变性，是目前亟需解决的问题。通常，海底泥线附近的油基钻井液由于海水的冷却作用，温度会降低到4 ℃甚至更低，低温导致钻井液黏度增加，当量循环密度增大。由于深水钻井的安全密度窗口较窄，较大的当量循环密度会造成井底压力超过地层的破裂压力梯度，引发井漏等一系列事故［7-15］。此外，海洋深水钻井作业中，油基钻井液在流经隔水管时，其剪切速率通常很低，弄清低温低剪切条件下其流变性能，对了解钻井液的悬浮性能至关重要［16］。

目前，绝大多数文献都是描述高温高压条件下钻井液的流变性能，而针对钻井液低温下流变性能的报道相对较少，且常规的钻井液流变性测试是采用Fann 35 六速旋转黏度计，该类流变仪由于精度和量程等局限性，并不能准确描述钻井液的流变性能，特别是在低剪切速率下。本文采用Haake RS300 流变仪，研究了油基钻井液低温低剪切下的流变性能。

1 材料与仪器

实验材料：氧化钙、无水氯化钙（分析纯）、乳化剂、降滤失剂（沥青类）、有机土、润湿剂、提切剂、矿物油、合成基（工业级）。

实验仪器： Haake RS300 流变仪、DC-1006 低温恒温槽（上海精密科学仪器有限公司）。

2 油基钻井液低温流变规律

钻井液配方：210 mL 5#矿物油+90 mL 氯化钙水溶液+3%KP 主乳化剂+1.5%KP 副乳化剂+2% SDWET +1.5%提切剂+1.5%有机土+144 g 重晶石（密度1.2 g/cm3）。150 ℃条件下老化16 h，再在10 000 r/min、室温条件下搅拌30 min，采用Haake RS300 流变仪，测试钻井液在4 ℃（采用恒温箱恒温）下的流变参数。

油基钻井液相对于矿物油而言，含有各种化学处理剂和固相颗粒，因此其流变行为要比矿物油复杂得多。油基钻井液属于非牛顿流体，具有剪切稀释性，其流变参数的测量与钻井液本身的剪切历史有关，所以在测量时，找到一个准确且具有可重复性的操作过程是非常重要的。经过反复实验，采取如下操作过程：选择Haake RS300 流变仪的Rot 模式，控制温度为4 ℃，设定剪切速率10 000 min-1，剪切样品10 min。剪切速率由10 000 min-1逐渐降至0，按照对数分布选取40个测量点，每个测量点等待2 min 平衡时间［17］，记录剪切速率和剪切应力，并绘出剪切应力随剪切速率的变化曲线（见图1）。

图1 低温下体系剪切应力随剪切速率的变化曲线

由图1可知，低温条件下，油基钻井液的剪切应力随剪切速率的变化曲线可分为2 个阶段：1）极低剪切速率下，钻井液的剪切应力随剪切速率的增加呈线性增加，此阶段钻井液属于牛顿流体；2）剪切速率超过某临界值时，剪切应力不随剪切速率的增加呈线性变化，此阶段为剪切稀释阶段，钻井液流变模式符合H-B 模式［18］。这是因为在静止或极低剪切速率条件下，随着剪切应力的增加，体系的弹性模量G′和黏性模量G″始终保持不变，且钻井液的弹性模量G′大于体系的黏性模量G″，此时体系为高弹性类凝胶结构；当剪切应力大于某一临界值后，体系的G′和G″随剪切应力的增加开始下降，且G′的下降幅度高于G″，体系的弹性模量小于黏性模量，体系由弹塑性固体慢慢变为弹塑性液体（见图2）。

图2 低温下体系G′和G″随剪切应力的变化曲线

3 油基钻井液低温流变性能影响因素

3.1 基础油

基础油是油基钻井液的连续相，对钻井液的流变性能影响较大。在其他处理剂不变的情况下，选取矿物油和合成基油配制2 种不同的油基钻井液体系，采用Haake RS300 流变仪测量这2 种体系剪切应力随剪切速率的变化曲线，考察基础油种类对钻井液低温流变性能的影响，结果如图3所示。

图3 含有不同基础油的钻井液低温流变曲线

图3表明，低温条件下，同一剪切速率下的矿物油钻井液的黏度比合成基体系的大，主要是由于作为基础油的矿物油黏度比合成基油的黏度大。根据乳状液黏度理论，影响乳状液黏度有5 种因素：外相（分散介质）黏度、内相（分散相）黏度、内相的体积分数、乳化剂及其界面膜的性质、分散相颗粒大小分布。外相黏度是决定乳状液最终黏度的最重要参数［19］。实验采用的矿物油主要成分是正构烷烃，直链烷烃由于其分子中的电荷分配不均匀，在运动中可以产生瞬时偶极矩，瞬时偶极矩间有相互作用力（色散力），碳链越长，作用力越大，正构烷烃是可发生几何变形的烃类分子，在低温条件下正构烷烃分子易于排列、聚集，形成一定的结构；而采用的合成基油的主要成分是具有对称结构的内烯烃，相同温度条件下形成的结构较弱，黏度较低［20］。因此，矿物油基钻井液体系低温下形成的结构要比合成基钻井液体系的强，破坏其体系结构所需要的临界剪切应力更高。

3.2 提切剂

为了解决油基钻井液切力低的问题，通常在体系中加入提切剂来提高其携岩能力，在其他处理剂不变的情况下，考虑不同提切剂对钻井液低温流变性能的影响，结果如图4所示。

图4 提切剂对低温流变曲线的影响

由图4可知，在极低剪切速率范围内，相同剪切速率下，含有提切剂的油基钻井液体系的剪切应力比不含提切剂的钻井液体系的剪切应力高。对于含有不同提切剂的钻井液体系而言，含有1#提切剂的钻井液体系的临界剪切应力最大，含有2#提切剂的钻井液体系的临界剪切应力最小，这主要是由于不同的提切剂在钻井液体系中所形成的体系结构强弱不同，结构越强，所需的临界剪切应力越大。

3.3 有机土

为研究有机土对体系低温流变性能的影响，分别配制含有机土和不含有机土的2 种钻井液体系，采用Haake RS300 流变仪测试2 种钻井液4 ℃下的流变参数，结果如图5所示。

由图5可知，当不含有机土时，剪切应力随剪切速率的变化并没有呈现明显的两段式，曲线在低剪切速率阶段没有出现明显的过渡段，整个曲线的斜率变化不大，说明体系的黏度没有发生较大变化。有机土对油基钻井液体系在低温、 低剪切下的流变性能有较大影响，含有机土体系的流变曲线呈现明显的2 个阶段。这主要是由于有机土能够通过氢键等与乳化液滴相互作用，从而增强体系静止时的结构强度，只有当剪切的能量大于体系的结构能时，体系黏度才会发生变化［18］。

图5 有机土对低温流变曲线的影响

3.4 加重剂加量

不改变体系的处理剂，仅改变体系中的重晶石加量，考察不同加重剂加量（1.09，1.37，2.03 g/cm3）的油基钻井液的低温流变性能，采用Haake RS300 流变仪测试不同密度的钻井液4 ℃下的流变参数，结果如图6所示。

图6 加重剂加量对低温流变曲线的影响

由图6可知，改变体系中加重剂的加量，仍然可以看到低温流变曲线呈现2 个阶段，只是临界剪切应力会由于加重剂加量的不同而不同，加重剂加量越多，体系的密度越大，临界剪切应力越高。

4 结论

1）Haake RS300 流变仪能较精确地测量油基钻井液体系低温下的流变性能，特别是低剪切速率下的流变性能。低温条件下，油基钻井液的剪切应力随剪切速率的变化曲线呈现2 个阶段，即极低剪切速率下的线性阶段和中、高剪切速率下的剪切稀释阶段。

2）基础油黏度、提切剂、有机土以及固相加量对油基钻井液的低温流变性能影响较大，基油黏度越高，提切剂、有机土与体系其余组分静止时形成的结构越强，加重剂加量越高，配制出的油基钻井液体系的黏度越高，破坏其体系结构所需的临界剪切应力越大。

［1］邓金根，郑勋，闫新江，等.深水气田防砂方案优选试验研究［J］.断块油气田，2012，19（3）：382-385.

［2］鄢捷年.钻井液工艺学［M］.东营：石油大学出版社，2001：236-237.

［3］Reagan James，Ole Iacob Prebensen，Oystein Randeberg.Reducing risk by using a unique oil-based drilling fluid for an offshore casing directional drilling operation［R］.SPE 112529，2008.

［4］Guichard B，Valenti A，Friedheim J E.An organosoluble polymer for outstanding fluid-loss control with minimum damage［R］.SPE 107281，2007.

［5］邱正松，刘扣其，曹杰，等.新型内相油基钻井液性能实验研究［J］.钻井液与完井液，2014，31（2）：24-27.

［6］舒福昌，岳前升，黄红玺，等.新型无水全油基钻井液［J］.断块油气田，2008，15（3）：103-104.

［7］贾红军，孟英峰，李皋，等.钻遇多压力系统气层溢漏同存规律研究［J］.断块油气田，2012，19（3）：359-363.

［8］Oort E，Lee J，Friedheim J，et al.New flat-rheology synthetic-based mud for improved deepwater drilling［R］.SPE 90987，2004.

［9］Juan Carlos Rojas，Peter Bern，Louise Jacobson Plutt，et al.New constant-rheology synthetic-based fluid reduces downhole losses in deepwater environments［R］.SPE 109586，2007.

［10］McLean A，Wilde A，Zamora M，et al.The top 10 mud-related concerns in deepwater drilling operations revisited after 10 years［R］.AADE-10-DF-HO-04，2010.

［11］Herzhaft B，Peysson Y，Isambourg P，et al.Rheological properties of drilling muds in deep offshore conditions［R］.SPE 67736，2001.

［12］Davison J M，Clary S，Saasen A，et al.Rheology of various drilling fluid systems under deepwater drilling conditions and the importance of accurate predictions of downhole fluid hydraulics［R］.SPE 56632，1999.

［13］Camero B.Drilling fluids design and field procedures to meet the ultra deepwater drilling challenge［R］.SPE 66061，2000.

［14］Smith D，Winters W，Tarr B，et al.Deepwater riserless mud return system for dual gradient top hole drilling［R］.SPE 130308，2010.

［15］冯永存，邓金根，李晓蓉，等.井壁稳定性评价准则分析［J］.断块油气田，2012，19（2）：244-248.

［16］王中华.国内外油基钻井液研究与应用进展［J］.断块油气田，2011，18（4）：533-537.

［17］冯萍，邱正松，曹杰，等.提切剂对合成基钻井液流变性的影响［J］.中国石油大学学报：自然科学版，2012，36（6）：172-176.

［18］Benjamin Herzhaft，Lionel Rousseau，Laurent Neau，et al.Influence of temperature and clays/emulsion microstructure on oil-based mud low shear rate rheology［R］.SPE 86197，2003.

［19］陈大钧.油气田应用化学［M］.北京：石油工业出版社，2006：272.

［20］Hammami A，Ratulowski J，Coutinho J A P. Cloud points：Can we measure or model them? ［J］. Petroleum Science and Technology，2003，21（3/4）：45-358.