固井水泥热传导过程中, 候凝期间井筒内水泥浆温度变化的影响因素主要包括3个方面：水泥浆水化热导致的水泥浆温度升高; 水泥浆与套管内钻井液之间的热量交换; 水泥浆与周围地层之间的热量交换。根据热量交换过程, 需要分别建立环空内水泥浆热传导模型、套管内流体热传导模型以及地层热传导模型以得到水泥浆温度。考虑整个固井系统以井筒为中心轴对称, 建立如图1所示的柱坐标系。

1.1.1 套管内流体热传导模型

如图1所示, 取长度为$\Delta z$的单元格为研究对象。根据能量守恒原理, 单元格内热量的变化等于流入的热量减去流出的热量：

$\left( {{\left. {{T}_{f}} \right|}_{t+\Delta t}}-{{\left. {{T}_{f}} \right|}_{t}} \right){{c}_{f}}\rho _{f}^{{}}{{A}_{c}}\Delta z=2\text{ }\!\!\pi\!\!\text{ }{{r}_{ci}}\Delta z{{U}_{c}}({{T}_{\text{c}}}-{{T}_{f}})\Delta t\text{+}\\\\ {{A}_{c}}{{k}_{f}}\frac{\left( {{\left. {{T}_{f}} \right|}_{z+\Delta z}}-{{\left. {{T}_{f}} \right|}_{z}} \right)}{\Delta z}\Delta t-{{A}_{c}}{{k}_{f}}\frac{\left( {{\left. {{T}_{f}} \right|}_{z}}-{{\left. {{T}_{f}} \right|}_{z-\Delta z}} \right)}{\Delta z}\Delta t$ （1）

（1）式左侧为单元格内流体的能量变化量; 右侧第1项表示与环空的热交换量, 第2项为与下方相邻单元格的热交换量, 第3项代表与上方相邻单元格的热交换量。将上式写成差分形式可以得到套管内流体热传导模型：

$\frac{\partial {{T}_{f}}}{\partial t}=\frac{2\pi {{r}_{ci}}{{U}_{c}}}{{{c}_{f}}{{\rho }_{f}}{{A}_{c}}}\left( {{T}_{c}}-{{T}_{f}} \right)+\frac{{{k}_{f}}}{{{c}_{f}}{{\rho }_{f}}}\frac{{{\partial }^{2}}{{T}_{f}}}{\partial {{z}^{2}}}$ （2）

1.1.2 地层热传导模型

热量在井筒周边地层的传导过程是一个轴对称的扩散过程。根据建立的柱坐标系, 地层内热传导模型可以根据轴坐标系下的热扩散方程获得^{[18, 19]}：

$\frac{{{\rho }_{e}}{{c}_{e}}}{{{k}_{e}}}\frac{\partial {{T}_{e}}}{\partial t}=\frac{\partial {{T}_{e}}^{2}}{\partial {{x}^{2}}}+\frac{1}{x}\frac{\partial {{T}_{e}}}{\partial x}$ .（3）

1.1.3 环空内水泥浆热传导模型

水泥浆与套管以及地层之间的热交换可以根据（2）式和（3）式进行定量描述; 水泥浆水化热的释放量根据水化反应动力学进行计算。取长度为Δ z的单元格为研究对象, 根据能量守恒原理, 环空内水泥浆热传导模型可以表达为：

$\left( {{\left. {{T}_{c}} \right|}_{t+\Delta t}}-{{\left. {{T}_{c}} \right|}_{t}} \right){{c}_{c}}{{\rho }_{c}}{{A}_{a}}\Delta z=\left( {{\left. \alpha \right|}_{t+\Delta t}}-{{\left. \alpha \right|}_{t}} \right){{Q}_{\infty }}{{\rho }_{c}}{{A}_{a}}\Delta z- \\\\ 2\pi {{r}_{ci}}{{U}_{c}}\left( {{T}_{c}}-{{T}_{f}} \right)\Delta t\Delta z+2\pi {{r}_{w}}{{U}_{a}}\left( {{T}_{e, 0}}-{{T}_{c}} \right)\Delta t\Delta z\text{+}\\\\{{A}_{a}}{{k}_{c}}\frac{\left( {{\left. {{T}_{c}} \right|}_{z+\Delta z}}-{{\left. {{T}_{c}} \right|}_{z}} \right)}{\Delta z}\Delta t-{{A}_{a}}{{k}_{c}}\frac{\left( {{\left. {{T}_{c}} \right|}_{z}}-{{\left. {{T}_{c}} \right|}_{z-\Delta z}} \right)}{\Delta z}\Delta t$ （4）

（4）式左侧表示环空单元格内内能的变化量; 右侧第1项表示水泥浆水化释放的热量, 第2项表示与套管的热交换量, 第3项表示与地层的热交换量, 第4、5项分别为与下方和上方相邻单元格的热交换量。将上式写成差分形式可以得到环空内水泥浆热传导模型：

$\frac{\partial {{T}_{c}}}{\partial t}=\frac{2\pi {{r}_{w}}{{U}_{a}}}{{{c}_{c}}{{\rho }_{c}}{{A}_{a}}}\left( {{T}_{e, 0}}-{{T}_{c}} \right)-\frac{2\pi {{r}_{c\text{i}}}{{U}_{c}}}{{{c}_{c}}{{\rho }_{c}}{{A}_{a}}}\left( {{T}_{c}}-{{T}_{f}} \right)+$

$\frac{{{Q}_{\infty }}}{{{c}_{c}}}\frac{\partial \alpha }{\partial t}+\frac{{{k}_{c}}}{{{c}_{c}}{{\rho }_{c}}}\frac{{{\partial }^{2}}{{T}_{c}}}{\partial {{z}^{2}}}$ （5）

室内以及现场实验证实^{[6, 15]}, 水泥环内部的孔隙压力随着水化反应的深入逐渐下降, 该现象被称为水泥失重。针对水泥失重现象, 水泥浆胶凝强度理论^{[20, 21, 22, 23]}认为：在固井的循环阶段, 水泥浆呈现出液体的性质并能够传递全部静液柱压力; 一旦候凝期水泥浆水化反应开始, 水泥浆的胶凝强度逐渐增加并由液态转变为胶凝态, 由于胶凝悬挂力分担了部分原静液柱压力, 水泥环内部孔隙水的压力逐渐降低。结合该理论, 本文给出胶凝强度对水泥环压力的影响关系模型。

1.2.1 水泥环应力状态

针对水泥环内部压力下降的现象, Drecq等^[20], Parcevaux^[21], 以及Erik等^[22]将水泥浆的水化过程比作沉积土固结成石的过程, 并通过实验数据对比发现土力学中的应力状态模型— — 太沙基定律可以准确地描述水泥环内部应力状态：

$\sigma \text{=}{\sigma }'+p$ （6）

1.2.2 水泥浆总应力

假设水泥浆的总应力是恒定不变的, 即该位置处的上覆水泥环压力为^{[20, 21, 22]}：

$\sigma \text{=}{{\rho }_{c}}gz$ （7）

1.2.3 水泥浆有效应力

水泥浆的有效应力与水泥浆的静胶凝强度有关, 并随时间不断变化。Moore^[23]提出应用经典的应力应变方程计算移动水泥环所需要的压力和水泥浆胶凝悬挂力。根据水泥环单元格受力示意图可知（见图2）, 水泥环单元格主要受到4个作用力。

图2

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	图2 水泥环单元受力示意图

①上部水泥环单元格施加向下的作用力：

${{F}_{1}}=\frac{{{p}_{1}}\pi \left( d_{w}^{2}-d_{\text{i}}^{2} \right)}{4}$ （8）

②下部水泥环单元格施加向上的作用力：

${{F}_{\text{2}}}=\frac{{{p}_{\text{2}}}\pi \left( d_{w}^{2}-d_{\text{i}}^{2} \right)}{4}$ （9）

③水泥环单元格自身重力：

$G\text{=}\frac{\gamma \ \pi \left( d_{w}^{2}-d_{i}^{2} \right)\Delta z}{4}$ （10）

④井壁以及套管外表面胶凝悬挂力：

$F=\tau \ \pi ({{d}_{w}}+{{d}_{i}})\Delta z$ （11）

根据图2可得水泥环受力平衡方程为：

$G+{{F}_{1}}={{F}_{2}}+F$ （12）

由（12）式可知, 水泥环单元格的有效应力等于单元格自重加上上下单元格压差, 即水泥环单位横截面积上的胶凝悬挂力为水泥浆的有效应力。结合（8）式— （11）式, 得到水泥浆有效应力表达式：

${\sigma }'=\gamma \Delta z-\left( {{p}_{2}}-{{p}_{1}} \right)=\frac{4\tau \Delta z}{{{d}_{\text{w}}}+{{d}_{\text{i}}}}$ （13）

1.2.4 瞬态压力场计算模型

结合（6）式— （7）式以及（13）式, 可以得到水泥浆孔隙压力的表达式为：

$p={{p}_{0}}+{{\rho }_{c}}gz-\frac{4\tau z}{{{d}_{\text{w}}}-{{d}_{\text{i}}}}$ （14）

水泥浆的孔隙压力随胶凝强度的增加不断减小, 该过程与水泥浆水化反应密切相关。因此, 水泥浆内孔隙压力的计算应考虑水泥浆水化反应的影响。当水泥浆的有效应力增加到一定程度, 水泥浆的强度便能够支撑起自身的重量, 该时刻水泥浆内的孔隙压力下降到孔隙水的静液柱压力并维持恒定^[21]：

${{p}_{final}}={{p}_{0}}\text{+}{{\rho }_{w}}gz$ （15）

结合水泥浆的水化动力学计算模型, 水泥浆孔隙压力可以表达为：

$p={{p}_{0}}+{{\rho }_{c}}gz-\frac{4z}{{{d}_{w}}-{{d}_{i}}}\frac{{{\tau }_{500}}}{{{\alpha }_{500}}}\alpha $ （16）

基于（16）式, 深水固井过程中不同时刻以及不同深度处水泥浆孔隙压力的表达式为：

$\frac{\partial p}{\partial z}=\max \left\{ {{\rho }_{c}}g-\frac{4\alpha {{\tau }_{500}}}{({{d}_{\text{w}}}-{{d}_{\text{i}}}){{\alpha }_{500}}}, {{\rho }_{w}}g \right\}$ （17）

化学反应动力学主要研究化学反应的内在因素（反应物的浓度、状态等）以及外在因素（温度、压力等）对反应速率以及反应过程的影响。借助水泥浆水化动力学能够很好地描述温度、压力与水化反应速率之间的相互作用。水化反应动力学的直接研究对象为水化度, 定义为水泥内部已经水化的水泥占原水泥的质量百分比。水化度通常由水化热等易量化的参数来进行描述, 水化度可以表达为：

$\alpha \left( t \right)\text{=}\frac{P\left( t \right)}{{{P}_{\infty }}}=\frac{Q\left( t \right)}{{{Q}_{\infty }}}$ （18）

Krstulovic与Dabic^[24]提出的模型被认为是最经典的水化反应动力学模型之一, 广泛应用于工业领域。基于水泥浆水化热释放曲线, Krstulovic-Dabic模型（K-D模型）给出了水泥浆水化度和水化时间之间的定量关系。根据该模型, 水泥浆水化反应包含3个过程：成核结晶与晶体生长过程（NG）、相边界反应过程（I）以及扩散过程（D）。这3个过程可以同时发生, 也可以只发生一个或两个, 但是整个水化反应速率取决于其中最慢的反应过程。根据K-D模型, 初始阶段控制水化反应的是NG过程, 而后逐渐被I过程或D过程代替, 3个反应阶段的数学模型分别表达为^[24]：

①成核结晶与晶体生长过程,

$\frac{d\alpha }{dt}={{K}_{NG}}n\left( 1-\alpha \right){{\left[ -\ln \left( 1-\alpha \right) \right]}^{\frac{n-1}{n}}}$ （19）

②相边界反应过程,

$\frac{\text{d}\alpha }{\text{d}t}=3{{K}_{I}}{{\left( 1-\alpha \right)}^{\frac{2}{3}}}$ （20）

③扩散过程,

$\frac{\text{d}\alpha }{dt}=\frac{3}{2}\frac{{{K}_{D}}{{\left( 1-\alpha \right)}^{\frac{2}{3}}}}{1-{{\left( 1-\alpha \right)}^{\frac{1}{3}}}}$ （21）

此外, 温度和压力主要通过影响化学反应速率常数来改变化学反应进程。结合阿伦尼乌斯公式描述化学反应速率与温度、压力的关系^[2], 即：

$K={{K}_{r}}{{e}^{-\frac{{{E}_{a}}}{RT}}}\left[ \frac{{{E}_{a}}}{R}\left( \frac{1}{{{T}_{r}}}-\frac{1}{T} \right)+\frac{\Delta V}{R}\left( \frac{{{p}_{r}}}{{{T}_{r}}}-\frac{p}{T} \right) \right]$ （22）

由（19）式— （21）式可知, K-D模型求解的关键是各阶段的反应速率常数以及反应级数。等温量热计可以连续获取水泥浆水化过程中热量的释放曲线, 根据（18）式描述的水泥浆水化度与释放热量之间的关系, 可以获得水泥浆水化度随时间变化的曲线。在此基础上, 对（19）式两边取对数便可得到$-\ln \left( 1-\alpha \right)$与t的关系曲线, 再根据曲线的斜率与截距可以确定n和K_NG的值; 使用同样方法, 根据（20）式— （22）式, 通过绘制相应对数曲线可以获得K_I、K_D以及E_a的值。

2.1.1 初始条件

①初始压力等于水泥浆静液柱压力：

${{\left. p\left( z \right) \right|}_{t=0}}={{\rho }_{c}}gz$ （23）

②水泥浆初始水化度为零：

${{\left. \alpha \right|}_{t\text{=}0}}\text{=}0$ （24）

③井筒内水泥浆的初始温度可根据Sun等^{[18, 19]}给出的井筒循环温度预测模型进行计算：

$\frac{1}{{{v}_{f}}}\frac{\partial {{T}_{f}}}{\partial t}+\frac{\partial {{T}_{f}}}{\partial z}=\frac{2\pi {{r}_{ci}}{{U}_{c}}}{{{c}_{f}}{{w}_{f}}}\left( {{T}_{c}}-{{T}_{f}} \right)$ （25）

$\frac{1}{{{v}_{c}}}\frac{\partial {{T}_{c}}}{\partial t}-\frac{\partial {{T}_{c}}}{\partial z}=\frac{2\pi {{r}_{w}}{{U}_{c}}}{{{c}_{c}}{{w}_{c}}}\left( {{T}_{e, 0}}-{{T}_{c}} \right)-\frac{2\pi {{r}_{ci}}{{U}_{c}}}{{{c}_{c}}{{w}_{c}}}\left( {{T}_{c}}-{{T}_{f}} \right)$ （26）

④初始地层温度可由地温梯度进行计算：

${{T}_{e}}(z)=z{{g}_{G}}$ （27）

2.1.2 边界条件

①在井筒与地层的边界处, 单元格内能的变化量是环空水泥浆传入的热量与传出到外部地层的热量之和：

$\frac{{{T}_{e, 0}}\left( t+\Delta t \right)-{{T}_{e, 0}}\left( t \right)}{\Delta t}{{\rho }_{e}}{{c}_{e}}={{U}_{a}}\frac{{{T}_{c}}\left( t \right)-{{T}_{e, 0}}\left( t \right)}{\Delta x}+~\frac{{{T}_{e, 1}}\left( t \right)-{{T}_{e, 0}}\left( t \right)}{\Delta {{x}^{2}}}{{k}_{e}}$ （28）

②地层在无穷远处不受扰动, 温度保持初始值不变：

${{\left. {{T}_{e}} \right|}_{x=\infty }}\left( t \right)={{T}_{e}}\left( 0 \right)$ （29）

③在泥线井口位置处, 水泥浆的孔隙压力为环境压力：

${{p}_{0}}={{p}_{en}}$ （30）

考虑到井眼直径远小于井筒长度, 故将套管与水泥环划分成一维单元格; 而地层相对于井筒为轴对称, 故可划分成二维单元格。图3为计算过程中单元格划分示意图。

图3

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	图3 单元格划分示意图

根据有限差分方法的计算原理, 将（5）式和（17）式以及（19）式— （21）式转化成有限差分迭代格式：

$T_{c, i}^{(m+1)}=T_{c, i}^{(m)}-\frac{2\pi \ {{r}_{ci}}{{U}_{c}}\Delta t}{{{c}_{\text{c}}}{{\rho }_{c}}{{A}_{a}}}\left[ T_{c, i}^{(m)}-T_{f, i}^{(m)} \right]+\frac{2\pi \ {{r}_{w}}{{U}_{a}}\Delta t}{{{c}_{c}}{{\rho }_{c}}{{A}_{a}}}\left[ T_{i, 0}^{(m)}-T_{c, i}^{(m)} \right]+$

$\frac{{{Q}_{\infty }}}{{{c}_{c}}}\left[ \alpha _{^{i}}^{(m+1)}-\alpha _{^{i}}^{(m)} \right]+\frac{{{k}_{c}}\Delta t}{{{c}_{c}}{{\rho }_{c}}}\frac{T_{c, i+1}^{(m)}-2T_{c, i}^{(m)}+T_{c, i-1}^{(m)}}{\Delta {{z}^{2}}}$ （31）

$p_{i}^{(m+1)}=p_{i-1}^{(m\text{+}1)}+{{p}_{0}}\text{+}\max \left\{ {{\rho }_{c}}g\Delta z-\frac{4\alpha _{i}^{(m+1)}{{\tau }_{\infty }}\Delta z}{{{d}_{w}}-{{d}_{i}}}, {{\rho }_{w}}g\Delta z \right\}$ （32）

$\alpha _{i}^{(m+1)}=\alpha _{i}^{(m)}+{{K}_{NG}}n\left[ 1-\alpha _{i}^{(m)} \right]{{\left\{ -\ln \left[ 1-\alpha _{i}^{(m)} \right] \right\}}^{\frac{n-1}{n}}}\Delta t$ （33）

$\alpha _{i}^{(m+1)}=\alpha _{i}^{(m)}+3{{K}_{I}}{{\left[ 1-\alpha _{i}^{(m)} \right]}^{\frac{2}{3}}}\Delta t$ （34）

$\alpha _{i}^{(m+1)}=\alpha _{i}^{(m)}+\frac{3}{2}\frac{{{K}_{D}}{{\left[ 1-\alpha _{i}^{(m)} \right]}^{\frac{2}{3}}}}{\left\{ 1-{{\left[ 1-\alpha _{i}^{(m)} \right]}^{\frac{1}{3}}} \right\}\Delta t}$ （35）

为了清晰地表达模型耦合迭代求解过程, 结合初始和边界条件、单元格划分以及差分格式, 绘制了求解流程图（见图4）。

图4

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	图4 耦合迭代求解过程示意图

为了验证本文模型的精确度, 将新模型应用到Dillenbeck等^[25]的室内实验中。Dillenbeck等为了探讨水泥浆水化放热对井筒温度的影响, 利用等温量热计分别测量了26.6 ℃和52.4 ℃时水泥浆的水化放热曲线（见图5）。

图5

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	图5 不同温度下水泥浆水化热释放曲线

根据（18）式, 利用水泥浆水化热曲线可得到水泥浆水化度随时间的变化曲线, 由此可获取K-D水化动力学模型参数, 如表1所示。

表1

表1

表1 水泥浆K-D水化动力学模型参数 温度/℃ n KNG/s-1 KI/s-1 KD/s-1 α 1 α 2 26.6 2.421 0.033 0.011 1 0.002 7 0.163 0.388 52.4 2.556 0.086 0.035 8 0.017 4 0.307 0.559

表1 水泥浆K-D水化动力学模型参数

根据表1不同温度下水化动力学参数, 可得到NG、I和D过程的化学反应活化能分别为20 787.4, 25 407.5, 40 436.3 J/mol。结合（22）式, 可以定量描述不同温度下水泥浆水化反应过程。图6所示为本模型计算结果与Dillenbeck实验测量结果对比, 结果显示本模型能够很好地描述不同温度下水泥浆水化反应过程。

图6

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	图6 不同温度下模型计算结果与实验测量结果对比

为了进一步验证本文模型的准确性, 笔者还分析了阎培渝等^[26]针对硅酸盐水泥浆、掺膨胀剂硅酸盐水泥浆在不同温度下的水化动力学实验, 以及Pang等^[2]针对某H级水泥浆体系开展的不同压力下的水化动力学实验。如图7所示, 通过对比实验测量数据以及模型计算的瞬态水泥浆水化度, 发现本文模型在不同水泥浆体系、温度、压力条件下均能准确反映水化反应过程, 满足现场工程要求。

图7

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	图7 不同研究条件下水泥浆水化动力学实验数据与本模型计算结果对比

3.2.1 Dillenbeck现场试验验证

Dillenbeck等^[25]将电子温度传感器下入现场井筒, 进而实时监测固井过程中井筒温度瞬态变化。如图8所示, 将Dillenbeck现场实测温度与本文模型计算温度进行了对比。对比结果显示, 本文温度预测模型在考虑水化反应影响的前提下最大误差为5.6%, 忽略水化反应影响时温度预测误差可高达24.5%, 表明水泥浆水化反应对井筒温度的影响不可忽略。

图8

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	图8 固井候凝期间水泥浆温度计算结果与现场数据对比

3.2.2 Cooke现场试验验证

为了进一步验证固井井筒温度压力预测模型的准确性, 将新模型计算结果与Cooke等^[6]的现场测量结果进行对比。Cooke等在固井过程中将4个传感器下入到井筒内并依附于套管的外壁, 传感器分别位于1 108, 1 673, 2 106, 2 668 m深度处。利用一根录井电缆收集各个传感器获取的数据, 以此测量水泥环内不同深度的温度和压力。实验井总井深为2 712 m, 采用外径为73 mm的套管, 井眼尺寸为200 mm, 所在区块地温梯度为2.12 ℃/100 m。

对比了本文模型的计算结果与Cooke实验测量结果, 发现本文建立的瞬态温度压力计算模型能够较好拟合实验结果, 满足工程实践要求（见图9、图10）。

图9

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	图9 瞬态温度计算结果与现场测量数据对比

图10

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	图10 瞬态压力计算结果与现场测量数据对比

由温度变化趋势看出, 由于早期水泥浆水化反应释放出大量的热, 在该阶段水泥浆温度呈现出明显的增长趋势; 随着水化反应速率的降低, 水泥浆的温度逐渐接近地层温度。而实测压力和计算压力都随着时间而不断降低, 根据计算结果可知, 随着水泥浆胶凝强度的提升, 水泥浆孔隙压力逐渐降低至孔隙水静液柱压力。

图11所示为固井候凝期间水泥浆温度剖面随时间变化曲线, 其中0 h表示固井循环结束, 即候凝阶段开始的时刻。对于不同位置处的水泥浆, 温度都是从初始循环温度逐渐变为地层温度。在该过程中由于水泥浆水化反应释放出大量的热, 导致水泥浆温度呈现复杂的演化规律。图12所示为固井候凝期间井筒不同位置处水泥浆瞬态温度变化曲线, 水泥浆温度演化过程可以划分为3个阶段：阶段Ⅰ 较为短暂, 主要为水泥浆与套管内流体之间的热交换过程, 在该过程中水泥浆温度略微下降, 两者温度差缩小, 2 250 m及2 500 m深度处水泥浆与套管内流体温度接近, 所以温度降低过程不明显; 水泥浆水化反应进入加速期标志了阶段Ⅱ 的开始, 该阶段大量的水化热被释放, 导致水泥浆温度的迅速升高并达到某一峰值; 阶段Ⅲ 水泥浆水化反应进入了减速期, 水化放热速率大大降低, 该阶段主要是水泥浆与地层之间发生缓慢的热交换, 水泥浆温度逐渐趋向于地层温度。

图11

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	图11 不同时间环空温度剖面演化

图12

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	图12 不同位置处环空内温度演化

如图13和图14所示, 随着水泥浆的水化, 其孔隙压力随着时间逐渐下降, 从不同时间环空压力剖面可以观察到10.5 h后水泥浆孔隙压力开始低于地层压力, 此时有发生气窜的风险。水泥浆必须在孔隙压力降至地层压力之前, 产生足够的强度来预防气窜。本文模型能够为抗气窜水泥浆体系设计提供理论依据。

图13

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	图13 不同时间环空压力剖面演化

图14

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	图14 不同位置处环空压力演化

如图15和图16所示, 水泥浆的水化度随时间逐渐增加并趋向于一个最终值。在地温梯度与液柱压力的作用下, 水泥浆温度、压力随着深度的增加而增加, 高温高压环境能够加速水泥浆水化反应速率, 因此井筒深处水泥浆具有更高的水化度。模拟结果表明, 2 500 m处的水泥浆水化度在14.1 h后达到0.5; 而位于1 500 m（泥线附近）处的水泥浆水化度需要43.8 h才能达到0.5。因此, 深水固井作业中, 泥线附近的低温环境会延长水泥浆的候凝时间从而延长固井工作周期。

图15

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	图15 不同时间水泥浆水化度剖面演化

图16

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	图16 不同位置处水泥浆水化度演化