頁巖氣水平井暫堵球運移坐封機理

張 峰，榮 莽, 許明標

(1.中石化江漢油田分公司，武漢 430000；2.長江大學石油工程學院，武漢 430100)

近年來，中國商用頁巖氣開發力度逐年加大，水平井射孔壓裂成為主要工藝手段[1-3]。焦石壩地區五峰組-龍馬溪組泥頁巖具有厚度大、有機質豐度高、類型好、熱演化程度較高、儲集物性以及含氣性好、以及良好保存條件和可壓性等特點[4]。四川盆地西南緣五峰-龍馬溪組頁巖沉積相有利、頁巖厚度大，各項參數良好，頁巖氣勘探開發應由“正向構造”向“穩定向斜”進行拓展，其中木桿、高橋、永盛、大谷堆等 4個穩定向斜區是下一步頁巖氣勘探與突破的最有利區[5]，同時配套新工藝的研究與應用。

暫堵投球技術通過套管內投放大粒徑暫堵球封堵射孔炮眼，暫堵后分流液體，實現儲層逐級改造，使液體流向未改造區域，壓裂形成新縫，增大儲層改造體系。暫堵材料具有水溶性，一定時間溶解后可解除對炮眼封堵，不影響儲層后期開發動用。暫堵投球可以實現對套管炮眼封堵，快速提高儲層液體動壓力，促進裂縫復雜化[6-7]。熊春明等[8]研發的可降解暫堵球能有效封堵炮眼，迫使壓裂液進入未壓開層位，實現分層分段改造，現場實例以小尺寸暫堵球與暫堵劑為主，未探討大尺寸暫堵球作用機理。方裕燕等[9]在室內開展了炮眼暫堵模擬實驗，研究結果明確了暫堵球坐封炮眼，小顆粒暫堵劑架橋，纖維聚集承壓，且排量越大越容易封堵，該研究室內模型與涪陵采用射孔尺寸不同。鄭志兵[10]對暫堵球封堵效果影響因素進行分析，得出了排量、密度差、封堵孔眼數、液體黏度對效率的影響，提出排量和孔眼數直接影響暫堵效果，推導方程為單顆粒模型。蔣煒等[11]針對重復壓裂暫堵球進行的室內測試結果表明，現場暫堵球可承壓70 MPa，耐溫至150 ℃，滿足頁巖氣水平井施工要求。雷林等[12]針對武隆區塊常壓頁巖氣開發進行簇間暫堵優化，直徑13 mm暫堵球在130 ℃下抗壓強度為60 MPa，15 h后開始溶解，3～5 d完全溶解，投球數量為理論有效孔眼數的1/2，現場施工投球后泵壓平均升高10～34 MPa。

任嵐等[13]建立頁巖氣水平井增產改造體積評價模型，匹配微地震產生非對稱儲層改造體積(SRV)體積，發現井組仍存在較大的未改造區。李彥超等[14]認為部分壓裂段不產氣，1/3左右射孔簇不出力，有二次改造和重復壓裂的潛力。微地震井中監測垂向定位精度比平面定位精度高，對長水平井水力壓裂實時成像，可以指導現場施工，優化工程參數[15-21]。劉堯文等[22]對涪陵頁巖氣田井聯合微地震監測進行分析，統計焦頁4X井數據得大部分為傾角大于60°的高角度縫，段間出現干擾，微地震波及體積與單段產能預測值擬合度較高。

目前對投球暫堵工藝在頁巖氣水平井中應用研究已有大量報道，多集中在暫堵轉向工藝理論可實施性、暫堵劑縫內暫堵轉向、材料室內性能評價以及微地震改造效果分析，而對多顆粒、大尺寸和分級投放暫堵球的工藝缺乏研究，尚無法準確描述暫堵球運移規律及坐封效果的研究，導致現場施工無法確定投球作用位置與有效性。因此，考慮顆粒屬性與液體流態，建立暫堵球三維離散元素模型(DEM)和計算流體力學(CFD)歐拉模型耦合計算方法，獲取工藝參數關聯特性，并以微地震數據驗證投球改造效果，以期為現場施工提供了理論依據。

1 液體流動形態

頁巖氣儲層改造中的措施液多為減阻水和膠液，作為固相顆粒運移的載體，液體流型和流態直接決定了暫堵球運移規律。涪陵地區頁巖氣壓裂施工時，多采用主管匯安裝投球立管，將暫堵球一次性泵送至井內，顆粒經直井段套管、水平段套管和射孔段，最后坐封炮眼。因此對暫堵投球工藝的研究應分階段研究，即水平段運移和炮眼段封堵。

1.1 水平套管內液體流態

涪陵地區頁巖氣井水平段多1 000 m以上，采用分段射孔水力壓裂改造工藝，為迅速壓開裂縫，常采用減阻水大排量泵注，單段液量可達3 000 m3以上，因此，液體流經水平段及炮眼處流速、壓力分布與常規油井不同，重力作用對固相組分作用更加明顯。尤其是低速流動下，支撐劑和暫堵球極易發生沉降導致分布不均。

圖1 水平套管內液體流速分布

采用CFD歐拉模型進行模擬計算，套管外徑規格139.7 mm，內徑118 mm，長度100 m，入口流速20 m/s，液相為濃度0.04%減阻水，計算結果圖像比例調整后如圖1所示。由圖1可知，壁面效應導致近管壁處出現明顯剪切應力區域，分子間摩阻增大，流速變小，液體效率降低。由于現場液體體系中減阻劑為線型高分子聚合物，高分子間摩擦系數小，發生團聚，在管道中央形成穩定流核，流核內速度差異小，是暫堵球和支撐劑運移主要區間。結果表明為有效承載固相顆粒，應適當提高液相黏度，以減小層流區和過渡區空間尺寸，提高中心流核占比，保持液固兩相流速度平穩[23]。

1.2 射孔段液體流態

涪陵頁巖氣水平井射孔多采用螺旋射孔，每段4～8簇，孔密多為16 孔/m或20 孔/m，射孔彈直徑9 mm。為研究射孔段流體形態，建立模型為5 m/3簇/42孔的套管，采用N-S方程進行計算，獲取不同流速下炮眼處切面流態對比(圖2)。

圖2 射孔炮眼段液體流速分布

計算結果可知，軸向方向炮眼處液體分流作用明顯，不同流速下流速分布非線性變化。小排量時可見上游炮眼分流幅度大，而大排量時下游炮眼分流幅度較大。

前后炮眼進液差異性明顯，趾部附近炮眼流速降幅明顯，液體流動性差。通過提高液體流速對趾部炮眼的作用效果有限，即實際措施改造過程中，段或簇內炮眼進液差異導致改造效果不同，液體更易進入前端炮眼實現改造。低黏液體進液通道具有選擇性，因此需要優化射孔密度、數量、簇數及簇間距。

1.3 長水平段多簇射孔液體流態

長水平段內流體經過圓管段減速后依次進入各簇，各簇分流效果與簇間距、簇數相關。建立長水平段射孔模型，模型參數：長度100 m，3簇射孔，孔密16孔/m，每簇16孔，簇間距23 m。各簇炮眼處設置自由邊界，自左向右為定義1～3簇，通過觀察各點絕對流速對比液體效率。計算結果圖像比例調整后如圖3所示。

圖3 三簇射孔段內液體流速分布

由圖3可知，過炮眼后液體流速明顯降低，每簇炮眼處對液體能量損耗50%以上，自由流動狀態下，提排量對第3簇流速影響較小，截面平均流速均小于6 m/s，表明深部儲層液體波及效率降低。

取入口流速16 m/s的套管進行統計，各簇上游設置監測點，統計過流截面內流速分布。如圖4所示，靠近遠端的射孔段流速較低，過流液量和壓力降低，改造效果可能較差，投球暫堵應盡量提高該區域作用效果。

圖4 三簇射孔段內每簇截面流速分布

改造過程中，由于地應力差異、液體摩阻和射孔效果差異，每簇裂縫開啟和進液擴縫的程度不同，尤其是段長近200 m，7～9簇大規模施工時，簇間進液差異加大，近端優先現象明顯。建立長水平段射孔模型，模型參數：長度100 m，3簇射孔，孔密16孔/m，每簇16孔，簇間距23 m，自左向右為定義1～3簇。控制各簇流出液體質量占比，模擬各簇不同開啟程度，結果如圖5所示。

圖5 三簇射孔段內每簇液體差異化分布

由圖5可知，第3簇未充分開啟情況下，套管趾端流速極小，固相顆粒極易沉降。假設封堵第1簇部分炮眼之后，開啟第3簇裂縫，第3簇進液速度緩慢增加。計算可知，對前端第1簇部分封堵，不能有效提高井眼深部改造效果，因此，施工過程中，應在保證第1簇改造充分前提下，對上游炮眼進行高效率封堵。井筒暫堵轉向，充分引導液體流向井眼深處，從上游至下游依次改造，才能獲取更好改造效果。

2 暫堵球運移沉降規律

水平井投球暫堵工藝近幾年得到應用，長水平段單段多簇投球、水平井重復壓裂中，暫堵球作用位置都無法判斷，工程設計僅僅依靠施工經驗，缺乏理論認識和依據。

2.1 水平套管內暫堵球運移

暫堵球在套管內運移有多種可能，有學者認為頁巖氣開發過程中排量大，液體減阻率高，雷諾數大，湍流強度大，暫堵球會隨壓裂液高速運移，重力作用對暫堵球影響極小，暫堵球通過進液炮眼處迅速被抓持，形成坐封。這種觀點認為暫堵球具有流量選擇性，即流量較大的孔先坐封，水平段內射孔密度、孔數、簇間距和簇數對暫堵球坐封影響較小。基于此觀點，長水平井老井可采用投球工藝進行逐級封堵，重復壓裂。但工程實踐表明，長度超400 m水平段改造采用投球暫堵工藝未取得理想效果。暫堵球在水平套管內運移可能有多種形式，管內中心流核區域運移，或沿套管內壁下緣運移。

圖6 水平套管內暫堵球運動平均速度

建立CFD和DEM液固耦合模型，模擬套管外徑規格139.7 mm，內徑118 mm，長度100 m，入口流速20 m/s，液相為濃度0.04%減阻水；暫堵球密度1.5 cm3/g，直徑13.5 mm，數量20顆。計算結果如圖6所示。由圖6可知，暫堵球團聚進入管匯，管內壓力增加，發生彈射后瞬間提速；受限于流體阻力，暫堵球速度降低，空間分布差異，暫堵球沿管壁分散；顆粒運移10 m后散開，暫堵球之間作用力可忽略。

暫堵球沿管壁運移穩定后平均速度17～18 m/s。因此，采用暫堵投球轉向工藝可能存在方向選擇性，不同排量下暫堵球運移速度有相對穩定值。

2.2 射孔段暫堵球運移

炮眼處局部水頭損失較大，流速變化劇烈，暫堵球在炮眼處受各方向力作用，無法進行單顆粒簡化模型計算。采用稠密離散相模型(DDPM)進行模擬計算，跟蹤暫堵球顆粒運移路線，能夠大致了解炮眼處液體拖拽力對暫堵球的影響。計算不考慮暫堵球在套管內軌跡形態，在套管入口中心位置釋放顆粒，跟蹤顆粒速度位移變化，射孔數量為16，考慮重力，暫堵球密度1.5 g/cm3，排量階梯提升，出口自由流出。計算結果如圖7所示。

圖7 射孔炮眼處暫堵球運移軌跡

由圖7可知，暫堵球在不同排量下均發生有效沉降，表明重力作用強于炮眼吸引力，固相顆粒均呈現明顯的液體速度關聯特性。排量大于5 m3/min后，顆粒可直接穿越該簇射孔，無法有效坐封，即5 m3/min排量是暫堵球有效坐封臨界值。暫堵球發生沉降靠近炮眼后，可直接坐封，由此推理暫堵球有效坐封前提為靠近管壁下緣。

因此，固液兩相流中，大顆粒暫堵球速度逐漸降低；顆粒受重力作用沉降后，可能沿管壁下方炮眼處逃脫；預測長水平段內，發生沉降沿管壁運移封堵。

3 工程實例分析

3.1 投球暫堵施工效果

為獲取暫堵投球后儲層改造效果，采用微地震技術同步壓裂工藝能夠直觀獲取地層壓裂擴縫事件位置，了解工藝效果。實例選取川東南平橋區塊焦頁1X-HF井，靠近平橋斷背中段東翼斜坡區，自上而下鉆遇三疊系下統、二疊系上統；志留系中統韓家店組、下統小河壩組、龍馬溪組；奧陶系上統龍馬溪組，地層層序正常。焦頁1X-HF井試氣段長1 510 m，垂深2 700 m，水平段穿過多個中弱斑點狀曲率。圖8所示為焦頁1X-HF井周邊頁巖露頭，儲層三向應力較低，易于單簇起裂與裂縫延伸。焦頁1X-HF井采用多簇投球，在優先進液簇充分改造的前提下進行二次改造。

圖8 武隆黃鶯鄉龍馬溪組頁巖露頭

圖9 壓裂施工與微地震時間對應關系

微地震測試數據結合現場投球暫堵工藝進行分析，對比第9段、第10段事件位置、強度和差異性。監測事件與施工過程對照，如圖9所示。由圖9可知，排量14 m3/min下進行投球，投球后未降排量，到位后泵壓迅速上升，瞬間升壓幅度5～10 MPa，投球后平均施工壓力較投球前明顯增大，表明暫堵球長時間有效坐封，射孔段導流通道減小，壓裂加砂后微地震時間集中出現，多在中砂階段，事件強度差異較大。

3.2 投球暫堵段內空間展布

采用多簇螺旋射孔完井的頁巖氣水平井，改造效果受地應力方向、曲率和斷層等因素影響，改造效果差異性明顯。暫堵球坐封位置為井筒炮眼，不同于暫堵劑縫內暫堵轉向機制，井筒內固相顆粒運移封堵規律差異明顯。暫堵球方向選擇性必將導致部分炮眼依然進液，導致簇內炮眼不均勻進液。圖10所示為第9段、第10段施工的微地震事件平面展布圖。

洋紅色事件為投球前監測結果；深綠色為投球后事件響應

由圖10可知，第9段采用6簇射孔，投球前微地震事件多分布于段內中部射孔，事件分布較為平均，事件點包絡面面積較大；投球后可見靠近A靶點方向前3簇大量事件發生，波及面積較小，表明投入暫堵球后液體效率作用于前3簇，6簇射孔時作用空間具有選擇性。第10段采用8簇射孔，投球前微地震事件多發生于中后部射孔，事件集中于近井帶，分枝縫擴展不明顯；投球后事件同樣發生于靠近A靶點前4簇，暫堵投球后液體多進入前4簇進行二次改造，后4簇未發現事件點，表明該區域未改造。

投球暫堵平面展布上的差異受暫堵球運移速度影響，這與前文研究暫堵球坐封有效排量5 m3/min相對應，即14 m3/min排量經過炮眼分流后，管內流速降至臨界值時，暫堵球采會封堵起效。為了解暫堵球在垂向上作用差異，取垂直于軸向做切面，以套管軸線與切面交點為圓心，繪制微地震事件垂向分布圓，如圖11所示。

洋紅色為投球前事件；深綠色為投球后事件；圓心紫色為套管

由圖11可知，第9段采用6簇射孔，事件波及最大直徑100 m，投球前事件沿100°、280°對稱分布，呈兩翼縫分布，在井筒垂向附近事件點較小，表明垂向應力作用下縫高受限，縫長延伸充分；投球后事件延伸方向和投球前相同，表明投球暫堵后液體未發生轉向，多沿原裂縫進行延伸。采用6簇射孔，投球后事件波及半徑小于投球前，表明投球前改造較為充分，投球后以提高縫網復雜度為主。

第10段采用8簇射孔，事件波及最大直徑75 m，表明通過增加簇數實現加密，提高了近井帶改造面積，但裂縫延伸距離有所減小。投球前事件分布與第9段類似，穿行層位相近，地應力分布大致相同；投球后在時間波及半徑增大，表明投球前改造以近井帶為主，投球后前4簇充分進液使得原有裂縫系統得以延伸，縫長增大，SRV得到提升。

因此，井筒投放暫堵球后改造效果與簇數關聯性較強，以坐封50%有效炮眼設計理論指導下，簇數越多，投球后改造的空間差異性越明顯，即增加簇數將導致縫長延伸不足，投球后改造多集中于前端炮眼。

4 結論

首次建立離散元素法與計算流體力學固液耦合模型，研究長水平段與炮眼處暫堵球運移特性，并結合實時微地震數據對改造效果進行監測分析，得到較好的驗證效果。得到以下結論。

(1)管道中央流核是暫堵球和支撐劑運移主要區間，適當提高液相黏度可提高中心流核占比。低黏液體進液通道具有選擇性，因此需要優化射孔密度、數量、簇數及簇間距。對前端第1簇部分封堵，不能有效提高井眼深部改造效果，因此，應在保證第1簇改造充分前提下，對上游炮眼進行高效率封堵，井筒暫堵轉向，充分引導液體流向井眼深處，從上游至下游依次改造，才能獲取更好改造效果。

(2)受限于流體阻力，暫堵球速度降低，空間分布差異，暫堵球沿管壁分散，暫堵球之間作用力可忽略。采用暫堵投球轉向工藝可能存在方向選擇性，不同排量下暫堵球運移速度有相對穩定值。5 m3/min排量是暫堵球有效坐封臨界值。暫堵球有效坐封前提為靠近管壁下緣，預測長水平段內發生沉降沿管壁下緣運移封堵。

(3)投球后平均施工壓力明顯增大，表明暫堵球長時間有效坐封。采用6簇射孔，事件波及最大直徑100 m，投球前微地震事件多分布于段內中部射孔，分布平均，投球后事件波及半徑小于投球前，表明投球前改造較為充分，投球后以提高縫網復雜度為主。采用8簇射孔，事件波及最大直徑75 m，投球前微地震事件多發生于中后部射孔和近井帶，分枝縫擴展不明顯，投球后前4簇充分進液使得原有裂縫系統得以延伸，縫長增大，SRV得到提升。增加簇數將導致縫長延伸不足，提高了近井帶改造面積。