河道致密砂巖螺旋射孔完井壓裂優化設計

范宇,湯繼周,陳偉華,張卓,唐波濤,楊文濤

(1.中國石油西南油氣田公司工程技術研究院,四川成都610017;2.同濟大學海洋與地球科學學院,上海200092;3.同濟大學海洋地質國家重點實驗室,上海201306;4.南開大學化學學院,天津300071)

0 引 言

川中地區秋林區塊沙溪廟組河道致密砂巖儲層巖石類型多以細粒長石砂巖為主,儲層礦物主要由石英(45.0%)、長石(33.3%)和巖屑(21.3%)組成[1]。粒間以鈣質膠結為主,粒間充填物主要為黏土礦物;儲層孔隙度、滲透率比較小,屬于致密儲層范疇[2];且天然裂縫不發育,基于彈性模量和泊松比計算的巖石脆性指數比較小,水力壓裂后難以形成復雜的裂縫網絡[3];同時,該區域發育河道砂,河道在橫向上大面積分布,在縱向上多層疊置,在平面上展布形態復雜,造成儲層巖石礦物組分不均衡,且不同區域河道砂體壓力系數差異較大[4]。相比常規壓裂,圍繞“甜點區”的分段多簇射孔壓裂不僅能縮短作業周期,還能保證裂縫最大程度開啟,提升儲層改造效果[5-6]。前期采用水平井分段多簇等孔徑的射孔、高強度加砂壓裂技術對致密砂巖儲層進行改造[3],現場壓裂后,基于廣域電磁法[7]探測發現,各簇裂縫延伸長度介于18～277 m,出現裂縫延伸長度不均衡現象,射孔效率比較低,使得儲層改造效果不明顯。

目前常規射孔方式主要包含定面射孔、螺旋射孔及定向射孔[8],裂縫起裂和擴展受到儲層巖石力學參數、地應力場演化規律及縫間干擾等因素影響[9-10]。相關學者對此開展了大量研究,發現優化射孔不僅能間接影響油氣井產能,還能直接影響儲層增產效果[11]。劉海龍等[12]通過其建立的定向井水力壓裂起裂壓力預測模型,發現定面射孔的起裂壓力隨著地層彈性模量和泊松比的增大而增大。王濱等[13]在分析常規射孔裂縫發育的基礎上,提出交錯定面射孔概念,此射孔方式在同一定面內以及相鄰定面加強了射孔之間的聯系,易形成連通裂縫并有序擴展,但應用在地應力非均質地層,射孔效率不高,儲層改造效果不理想。段鵬輝等[14]對安塞油田長6特低滲透儲層進行定面射孔體積壓裂研究,在儲層水平主應力差的條件下有效控制裂縫縱向擴展距離,實現了低滲透段剩余油的挖潛。李東傳等[15]通過定射角射孔器試驗研究了15°～45°射角對穿孔的影響,發現增大射角會導致穿孔深度的下降。彪仿俊等[16]采用三維有限元法對螺旋射孔條件下地層破裂進行了研究,分析了不同射孔方位角、相位角及射孔密度對地層破裂壓力的影響。姜滸等[17]開展了大型真三軸水力壓裂物理模擬實驗,研究了水力裂縫在定向射孔下不同射孔方位角和水平主應力差下的起裂、延伸、轉向、破裂壓力和形態變化,結果表明:破裂壓力與射孔方位角呈正比關系,水平主應力差對裂縫轉向距離影響很大。郭天魁等[18]基于Abaqus有限元軟件,建立了三維單級三簇射孔和單孔段裂縫起裂計算模型,研究簇間干擾對裂縫起裂的影響,發現在兩側射孔產生的附加應力干擾下,中間射孔開啟壓力增加,起裂方式為從端部射孔開始向中部射孔發展。

上述研究表明,優化射孔參數及壓裂施工參數,能夠有效降低裂縫起裂的破裂壓力,保證射孔開啟,提高射孔效率,并促使多簇裂縫更加均衡擴展,提升儲層壓裂體積改造效果。針對川中地區秋林區塊沙溪廟河道致密組砂巖儲層現階段水平井分段多簇射孔、高強度加砂壓裂技術存在的問題,該文采用數值模擬方法,通過建立研究區河道致密砂巖儲層局部模型,利用不同巖石力學參數、射孔參數及施工參數對地層破裂壓力與裂縫橫向延伸的影響展開研究。該研究可為河道致密砂巖儲層水平井壓裂技術提供相關指導。

1 數值模擬方法

1.1 三維離散格子法

1.1.1模型原理

該文采用基于綜合巖體技術與離散格點理論的三維離散格子方法模擬水力壓裂過程中射孔簇的起裂、擴展與延伸。該方法使用黏結顆粒模型將巖石顆粒簡化成節點,彈簧表示具有彈性特征的巖石接觸面,光滑節理模型模擬射孔起始簇或巖體中預存的不連續弱面。格點連接帶有法向剛度與剪切剛度的彈簧,彈簧的拉張剪切對應了巖石的拉剪破壞,位于破裂彈簧中心的幣狀流體單元間可形成管網以供流體流動。眾多由彈簧連接的準隨機分布節點組成格點彈簧網絡,節理能夠以任意方位放置其中,用以精確高效地表征裂縫斷裂[19]。

1.1.2力學模型

三維離散格子法通過動態顯式算法直接處理節理的斷裂、張開、閉合、滑移,有較好的穩定性。每個節點包含3個平動自由度和3個轉動自由度,其位移規律可由中心差分方程[20]表示

(1)

(2)

格點網絡模型利用節點的相對位移計算彈簧的受力變化[20]

(3)

微觀彈簧與宏觀巖體的抗拉剪強度對應關系[21]

(4)

式中,FN,max與FS,max分別為彈簧的斷裂拉力與斷裂剪力,N;at與as分別為抗拉和抗剪強度的校正系數,無量綱;T與C分別為宏觀巖體抗拉強度與抗剪強度,Pa;R為網格單元尺寸,m;μ為摩擦系數,無量綱。

當彈簧的法向應力FN超過抗拉強度或剪切應力FS超過抗剪強度,彈簧發生拉張破壞或剪切破壞。彈簧破壞后產生微裂紋,此時彈簧所受的力都為0,即FN=FS=0。

1.1.3流體流動模型

裂縫中流體流動是通過流體單元管道網絡模型求解的,其中假定管道寬度與管道長度相等,流體沿管道從流體單元A到B的流量公式[20]為

(5)

kr=S2(3-2S)

(6)

式中,q為流體流量,m3/s;β為無量綱系數;kr為相對滲透率,無量綱;w為裂縫寬度,m;μ為流體黏度,Pa·s;pA和pB分別為流體單元A和B處的流體壓力,Pa;ρw為流體密度,kg/m3;g為重力加速度,m/s2;zA和zB分別為流體單元A和B處的標高,m;S為含水飽和度,無量綱。

流動過程中隨時間變化的流動演化模型通過顯示計算方法求解,在流動時間步長Δtf內,流動壓力增量Δp的計算公式[20]為

(7)

1.1.4流固耦合方法

該文采用由PeterCundall提出的機械不可壓縮流體流固耦合方法,進行流體注入誘發裂縫或巖體中預存節理與巖石變形的耦合。這種方法通過巖石變形及初始裂縫寬度求解裂縫滲透率。受滲透率影響,流壓作用于裂縫表面進而影響巖石變形;而巖石的變形又反過來導致裂縫寬度及流壓變化,進而造成裂縫滲透率的變化[20]。

1.2 數模方法流程圖

結合三維離散格子法中的力學模型、流體流動模型、流固耦合方法,將巖石力學參數、地應力等地質參數賦予到巖體基質,并利用射孔破裂相關參數在基質中預置幾何節理(平面不連續體),再輸入施工參數開展水力壓裂模擬,并預測最終裂縫形態以及計算施工過程中地層破裂壓力,具體流程見圖1。

圖1 數值模擬流程圖(圖片重制自Zhang等[22]及Zhao等[23])

1.3 模型驗證

三維離散格子法是基于顆粒流程序(Particle Flow Code,PFC)與黏結顆粒模型的簡化方法,計算效率更高[20]。Fu等[24]開展了拉伸和斷裂韌性試驗的數值模擬,并匹配相同條件下物模實驗的流體壓力,斷裂位置、尺寸以及先導實驗中裂縫與層理弱面的交互形態驗證了相關力學模型及流體流動模型。Zhang等[25]采用該方法建立等效限流射孔完井模型進行了現場尺度的壓裂模擬,模擬所得的流體壓強曲線與現場施工曲線基本一致,進一步驗證了此模型的準確性。

2 致密砂巖螺旋射孔壓裂數值模型

2.1 單段多簇螺旋射孔模型

以川中地區秋林區塊沙溪廟組水平井QL17井其中一段為例,基于三維離散格子法建立了套管、水泥環和地層的整體模型。該油井水平段的垂直頂深為2 157 m,油管內徑88.9 mm,套管壁厚12.09 mm,水泥環厚度30 mm,所處地層地質參數及現場壓裂施工參數見表1。為確保套管、井筒和射孔間相互匹配,除部分巖石力學參數(斷裂韌性、抗拉強度)取自川中砂巖儲層普適性參數[26],表1中其他參數均參考現場實際情況。

表1 川中地區秋林區塊沙溪廟組QL17井地質與壓裂施工參數

以水平段單段段長、理想裂縫縫長及有效儲層厚度為參數建立300 m×80 m×30 m的巖體模型,開展水平井單段多簇螺旋射孔優化。由于射孔孔徑(毫米級)、水平井筒直徑(分米級)與水力裂縫長度(可達百米級)差別較大[25],前人通常采用等比例縮小的方法建立實驗尺度的射孔數值模型以實施數值模擬。這不僅忽視了多簇壓裂時應力陰影的影響,也無法精準預測泵注結束后裂縫的完整幾何形態。為模擬油田尺度多簇裂縫的有效起裂及均勻擴展,該文結合螺旋射孔在三維坐標系下方位與平滑節理模型建立了等效射孔模型(見圖2)。具體方法:首先根據射孔的孔數、孔徑、孔距在井筒內放置0.438 m的圓柱形流體管道等效射孔隧道;再在孔道中間位置布置長度等于孔深、寬度和起始縫寬等于孔徑的矩形節理面,以等同射孔;最后將近井筒摩阻等效為射孔隧道的壓力損失。為探討射孔相位角對計算結果的影響,模型中水平井方位與最小水平主應力方向相同,并保持每簇首個射孔與最大水平主應力σH方向一致。

圖2 三維單段多簇螺旋裂縫起裂與延伸模型

2.2 敏感性參數數模實驗

對儲層工區巖石力學性質進行準確分析是研究多簇壓裂效果的前提[27]。由于川中地區秋林區塊沙溪廟組儲層非均質性強,不同巖石礦物組分影響其力學性質(部分井彈性模量相差達15 GPa),可壓性差異會導致射孔效率差異。不同強度的砂巖也會直接影響孔彈的穿深[28]。不僅如此,裂縫擴展后造成的巖石結構變形,在一定距離會產生誘導應力或應力陰影改變其原有地應力場,形成裂縫轉向及非均勻擴展。為了最大程度改善此區域儲層改造效果,重點研究了巖石力學參數(彈性模量)、射孔參數(孔徑、相位角)以及施工參數(簇間距)對地層破裂壓力與裂縫橫向延伸的影響,數模實驗參數見表2。

表2 數模敏感性實驗參數

3 致密砂巖螺旋射孔影響因素分析

3.1 基礎案例

圖3描述了基礎案例(基于表1中的工程地質參數,并保持所有敏感性實驗參數不變)從裂縫起裂—生長—延伸的整個演化過程?？捎^察到:當流體從圖3右邊(根部)向圖3左邊(趾部)持續注入10 s時,每簇雖有部分射孔無法正常開啟,但均在垂直于井筒方向形成縫高小于5 m的小尺度裂縫,裂縫最大縫寬較小,多數為直縫;注入5 min時,裂縫已頗具規模,最大縫寬可達0.015 m,應力陰影作用明顯,之前存在小角度傾斜的裂縫已發生轉向,無裂縫合并;當注入7 min時,由于垂向地應力較小,靠近注入口末端的裂縫開始產生次生裂縫,受應力陰影作用影響的裂縫間發生合并,第6簇裂縫已擴展到巖體頂端;泵注結束時,存在大量裂縫交互,并在靠近注入口處形成復雜裂縫。

泵注結束時裂縫在水平方向的延伸見圖3(e)。流體由圖3(e)上方往下方注入,由圖3(e)可以觀察到裂縫擴展時的最大縫寬出現在距離井筒一定距離的位置而非注入口處。這可能是由于泵注結束前,裂縫縫高已接近儲層頂端,受邊界限制,流體及裂縫擴展轉向最大水平主應力方向。最大縫寬的轉移也增大了近井筒彎曲度,進而造成部分裂縫偏單向延伸[25]。

由于壓裂液黏度系數與排量較大,最終形成了最大縫長約75 m、最大縫寬約0.024 m的8簇縫長較均勻的水力裂縫。

圖3 基礎案例模擬過程中裂縫形態時間演化圖

3.2 彈性模量

圖4為針對強非均質性砂巖儲層的不同彈性模量條件下,裂縫擴展10 min時的縫寬輪廓圖。為更好地表征不同參數對巖石破裂壓力的影響,取所有模擬結果對應流體壓強曲線中的最高點為壓裂過程中的破裂壓力,結果見表3。圖4顯示了不同條件對段內各簇儲層改造體積及標準差的影響,標準差越小,分簇裂縫擴展越均勻。

圖4 注入10 min時不同彈性模量條件下裂縫形態圖

由圖4可知,當所施工區域彈性模量較低時(13.16 GPa),整體縫長小、縫寬大,對比高彈性模量(33.16 GPa)的地層,其儲層改造體積更均勻(見圖5)。應力陰影影響弱,裂縫更容易沿最大水平主應力方向獨立擴展,相較于高彈性模量地層裂縫轉向更不明顯。對于高彈性模量儲層,與較低彈性模量地層相比,其裂縫整體縫高更大,延伸時彎曲更嚴重,裂縫交互更明顯[29]。

表3 模擬過程中不同條件下巖石破裂壓力數值

原因可能是當高抗形變巖石破裂一段時間后,很大程度影響了地應力的分布,進而增強了應力陰影效應,這與才博等[30]的發現一致。模擬結果顯示,相較于其他案例,高彈性模量還會導致巖石破裂后,裂縫垂向生長所受阻力減小,裂縫整體縱向生長更接近儲層頂端。彈性模量為彈性材料形變未超過其彈性限度時抵抗應變的能力,因此,儲層彈性模量越高,所需的破裂壓力越大。據表3可知,與較高儲層彈性模量(33.16 GPa與基礎案例)相比,彈性模量為13.16 GPa的砂巖儲層破裂壓力最低,為60.92 MPa。

圖5 泵注結束后儲層改造體積與標準差對比圖

3.3 射孔孔徑

圖6展示了9 、11 mm(基礎案例,見圖3)和13 mm射孔孔徑在泵注10 min后裂縫縫長與縫高的形態。對比基礎案例,當射孔孔徑較小時,縫寬更小,裂縫更容易沿最大水平方向擴展。當射孔孔徑減小時,注入口容量會隨之減少,射孔摩阻將限制流體流入,整體縫長并未明顯增大。較窄的孔道也意味著填砂容量小,孔道流動面積小,增大了油氣流動的阻力和速度,不利于產能提高。

相比于較小射孔孔徑,13 mm射孔孔徑壓裂造縫縫寬更大,所需破裂壓力更大。部分裂縫在延伸過程中雖更易受應力陰影影響發生彎曲而與相鄰裂縫交互,所形成的次生裂縫也更多。

然而,由于起始簇縫寬增加,相同時間內注入量也會增多,相較于其他案例,13 mm射孔孔徑壓裂最終形成的每簇裂縫改造體積更加均勻(見圖5),射孔孔徑增大也有益于后續支撐劑的注入與運移。

圖6 注入10分鐘時不同射孔孔徑條件下裂縫形態圖

3.4 射孔相位角

在孔密恒定的情況下,分別研究了45°、60°(基礎案例,見圖3)與90°射孔相位角,模擬10 min后裂縫形態(見圖7)?？梢杂^察到,由于45°與90°射孔相位角平行于垂向應力或水平主應力,受應力陰影影響更弱,裂縫相較于60°射孔相位角更不容易彎曲交互。對于較小射孔相位角(45°),由于其沿井筒方向孔眼排列更緊密,流線彎曲增加了流動時能量的損失,很大程度上增加了破裂時的難度(見表3)。而如圖5所示,由于45°射孔相位角對比60°與90°射孔相位角布孔角度更廣,所形成的裂縫改造體積更均勻。且當射孔相位角為45°時,相較于60°與90°相位角,套管強度能保持在較高比值范圍內,這對油氣井的生產壽命很有利。

3.5 簇間距

保持段長不變,簇間距為6 m、8 m(基礎案例,見圖3)和10 m條件下,持續注入10 min的裂縫形態(見圖8)。對比基礎案例,隨著簇間距減小,裂縫整體平均縫寬增大,縫長擴展較不均勻,所需破裂壓力更大(見表3)。在趾部觀察到更多裂縫在垂直于最小水平主應力方向擴展一段位移后發生轉向,多簇裂縫聚攏在近井筒位置形成復雜裂縫,這給后續加砂帶來挑戰。而當給定的簇間距增大時,相較于小簇間距形成的縫長整體上更均勻。除趾部和根部兩端裂縫因受巖體模型邊界限制發生裂縫合并外,其他簇均獨立擴展,并傳播到更遠的位置。從圖5可觀察到,簇間距對砂巖儲層壓裂的改造體積的影響不大,需開展更多研究以獲取最優簇間距。

圖7 注入10 min時不同射孔相位角條件下裂縫形態圖

圖8 注入10 min時不同簇間距條件下的裂縫形態圖

4 結 論

(1)川中地區秋林區塊沙溪廟組河道致密砂巖儲層彈性模量是影響巖石破裂及儲層改造均勻性的主要因素。當砂巖儲層彈性模量較小時,破裂壓力低,整體縫寬明顯增大,裂縫橫向擴展受到明顯抑制,應力陰影影響得到改善,各簇儲層改造體積較均勻。可通過改善射孔及施工參數的方式進一步優化儲層改造效果。

(2)降低射孔孔徑能一定程度降低破裂壓力,改善簇間干擾,阻止次生裂縫的形成;但由于摩阻更大,所形成的儲層改造體積更不均衡,孔道過小也不利于后續的填砂提產。

(3)使用與地應力方向相同的射孔可以有效改善應力陰影,使裂縫擴展更加獨立。降低射孔相位角會使儲層改造體積整體更均勻,但同時也加重了流體流線彎曲,增大裂縫起裂的難度。

(4)簇間距是簇間干擾的主控因素,減小簇間距會增加起裂時的破裂壓力,降低射孔效率。