重復壓裂高效暫堵劑研制與評價

閆治濤

(勝利油田東勝精攻石油開發集團股份有限公司，山東東營 257000)

1 前言

中淺層氣藏重復壓裂增產的一個重要機理在于暫堵老縫，壓開新縫;或者是在壓裂裂縫延伸過程中暫堵原裂縫，迫使裂縫轉向，從而使裂縫從已經具有較高生產程度區域轉向，溝通新的高含油氣區域，提高氣井的產能[1，2]。

受地應力及已存在老縫的影響，暫堵轉向劑必須具備一些特殊性能。文章從重復壓裂造新縫機理出發，介紹了一種新型的暫堵轉向材料，對材料的暫堵機理進行了室內實驗評價，對影響暫堵效果的工藝因素也進行了試驗和有限元數值模擬分析，提出了現場應用的關鍵步驟。

2 重復壓裂造新縫暫堵機理分析

水力壓裂裂縫的延伸通常沿著最大水平主應力方向，氣井初次壓裂后隨著生產、地層壓力的下降會導致最大、最小主應力同時變化。水力壓裂裂縫的存在導致在垂直水力裂縫面方向(即原來最小主應力方向)增加的誘導應力較大，使最大、最小水平主應力差異變小，從而對于原始水平主應力差異不大的氣田有可能產生重復壓裂裂縫轉向的情形。

但更多的重復壓裂裂縫轉向可能源于生產一定時間后，兩個水平主應力的差異逐漸減小，尤其是中淺地層水平主應力的差異降低。例如，研究表明，鄂爾多斯盆地石盒子組地層地應力差異可以降低到3～7 MPa左右，在這種條件下就可以采取人工暫堵實現水力壓裂裂縫的轉向。

暫堵劑通常采取粒徑級配的原則，暫堵劑懸浮液注入氣井過程中，在壓差作用下粒徑較大的顆粒在孔隙孔喉處先形成橋堵，使流動阻力增大，流量減少，部分次小的顆粒就開始沉降在孔隙內;相對更小的顆粒仍能運動到橋堵處進一步填充橋堵縫隙。如此反復，逐漸形成滲透性能極差的暫堵帶，從而導致暫堵層段周圍應力場的改變，實現局部有利于裂縫轉向的環境，達到輔助重復壓裂裂縫轉向的目的。

3 暫堵劑的研制與特性

筆者篩選的暫堵劑材料為無機物，不溶于水、油、酒精等溶劑，是大型塊狀無機物經高溫煅燒，失去少量結晶水，體積膨脹數倍后冷卻得到的顆粒狀粉末，具有一定的柔性，過篩后組合成具有合理級配的暫堵劑顆粒材料。

采用排水法觀察暫堵劑顆粒在水中的基本行為，通過加工過程的控制，實現粒徑100目、40目、20目以及1～2 mm和2～4 mm匹配，可以有效地改變懸浮固體材料的密度。從表1可以看到，篩目越大密度也越大，通過合理的級配搭配，得出良好的粒度分布，實現了暫堵劑在液體中的懸浮與沉降。

表1 不同粒徑暫堵顆粒密度測定Table 1 Densitometry of different particle size temporary plugging agent

暫堵劑材料均為不溶性物質，且易于分散于液體介質中，對于常用的壓裂液體系能夠較快并很好地分散，保證可以實現固相形態施工的加入，也可以配置成穩定的懸浮液體體系，固相的濃度可以達到30% ～50%，且具有一定的流動性，能夠通過壓裂施工計量泵注。

4 暫堵劑的性能評價

可通過室內物理模擬試驗研究暫堵劑在壓裂施工條件下的性能[3]。

4.1 試驗材料與步驟

主要材料含以下3項:

1)人造巖芯:采用人造陶瓷巖芯，規格為φ25 mm×150 mm，滲透率 K:0.05～500×10－3μm2。

2)煤油及地層水:總礦化度為3 065 mg/L。

3)暫堵劑:濃度5%暫堵懸浮液。

將人造巖芯抽空飽和地層油后，正向水驅測原始水相滲透率 KW1，然后反向油驅測油相滲透率K01;正向擠暫堵劑并恒溫一段時間后，先正向水驅測水相滲透率KW2，再反向油驅測油相滲透率K02;由(KW1－KW2)/KW1計算出暫堵率，由K02/K01計算出解堵率。

4.2 實驗結果

采用相同的試驗條件:恒溫溫度20℃，暫堵劑濃度5%。影響暫堵性能的因素主要如下:

1)暫堵劑顆粒粒徑與巖芯滲透率關系。滲透率2～3 μm2左右的人造巖芯(孔隙度30%左右)，注入量3 PV即可實現較好的暫堵，暫堵劑平均粒徑為30～70目時暫堵率最高。

2)暫堵劑濃度對暫堵、解堵效果的影響。對滲透率相近的人造巖芯(3 μm2左右)在相同試驗條件下，不同濃度暫堵劑對人造巖芯暫堵率和油相滲透率恢復值的測試表明:隨暫堵濃度增大，暫堵率提高，但對于滲透率恢復值則稍有下降(見表2)。

表2 不同暫堵劑濃度下暫堵率和油相滲透率恢復值Table 2 Temporary plugging rate and recovery value of oleic permeability in different concentrations

3)暫堵劑注入速度及注入壓力對暫堵效果的影響。相同試驗條件，分別在恒流量和恒壓力的情況下，以不同的注入速度注入暫堵劑懸浮液，測定其不同注入量對暫堵效果的影響。由圖1可知，暫堵劑注入量越大，暫堵率相應增大，解堵率略有下降。

圖1 恒定流量下時間與壓力關系曲線Fig.1 The curve of time and pressurein constant flow rate

5 暫堵劑人工應力遮擋試驗

5.1 試驗模型及測量方法

類似前期筆者的研究[4，5]，試驗采用人造巖芯模型，試件為圓臺型:上頂面直徑177 mm，下底面直徑184 mm，試件高103.6 mm;試件中部預留模擬裂縫:長100 mm，厚0.4 mm，高88 mm，試件在上部側面無約束的高度為35 mm(見圖2)。采用薄鍍鋅鐵片在模型中插入形成模擬裂縫，在砂漿初凝后、終凝前拔出鐵片。模型中的人工巖樣的強度統計結果:抗壓22.5 MPa;抗拉6.8 MPa;彈性模量1.701E+04 MPa;泊松比0.23，接近中低滲透砂巖儲層的參數。

圖2 人工應力遮擋試件及約束裝置Fig.2 Specimen and restraint system

試件成型后將試件安裝在實驗裝置上，在試件表面，正對裂縫沿垂直方向粘貼電阻應變片，實驗時采用半橋測量、溫度補償;按照試驗要求配制暫堵液，試驗中測量縫內壓力和試件表面應變及暫堵液的不同滲流量。

5.2 試驗結果

流量—內壓—表面應變測試結果見表3。

表3 流量—內壓—表面應變測試結果Table 3 Testing results of flow—internal pressure—strain

由圖3可知，表面應變隨滲流壓差增加而增加，基本為線性關系，壓差越大相同滲流量時裂縫處應變的變化也越大，即壓差越大暫堵劑的人工應力遮擋作用越大。

由圖4可知，表面應變隨流量的增加而減小，在400 mL以前變化幅度較大，400 mL以后基本不變;隨著內壓的增加，表面應變變化越來越大。

6 人工應力遮擋有限元分析

圖3 不同滲流量下壓差對試件表面應變的影響Fig.3 The impact of pressure on surface strain of specimen in different rate of flow

圖4 不同壓差下滲流量對試件表面應變的影響Fig.4 The impact of flow on surface strain ofspecimen in different pressure

受目前測試手段的局限性，直接測試裂縫尖端的受力狀態非常困難，在實驗基礎上，與有限元計算相結合可分析暫堵劑建立人工應力遮擋的作用過程與作用效果。應用Ansys有限元分析軟件計算試件表面應變與裂縫處應力的對應關系，同時可考察內壓、滲流量變化對裂縫處應力的影響。

有限元模型考慮了水力裂縫的形態，同時也考慮應力測量的邊界效應，網格劃分如圖5所示。

第二，針對第二個問題，如表4、表7和表8所示，對于短對話題型來說，較低中等聽力水平班級在主測1和主測2較慢語速聽力材料中的平均分數顯著高于其在正常語速版本下的得分。相反，當涉及到短文這一測試題型時，統計結果顯示語速的改變并不能明顯促進或降低受試的聽力理解水平，盡管受試會在較慢語速聽力材料中得到相對高一點兒的分數。對于余下的長對話測試題型，情況則相對較為復雜:一方面，較低中等聽力水平班級在兩次主測的較慢語速版本中得分總是高于其在正常語速版本下的得分;另一方面，只有同一班級LP－D的分數提高具有顯著性。

圖5 有限元網格劃分Fig.5 Finite element mesh generation

6.1 實測應力應變的擬合

根據有限元計算結果，擬合了試件表面的應力、應變與裂縫尖端處應力、應變的關系，見圖6和圖7。

圖6 壓差對試件表面和裂縫處應變的計算結果Fig.6 Calculation results of strain of specimensurface and fracture caused by pressure difference

圖7 壓差對試件表面和裂縫處應力的計算結果Fig.7 Calculation results of stress of specimen surface and fracture causedby pressure difference

根據擬合的試件表面最大和最小應力、應變與裂縫尖端處最大和最小應力、應變的關系，取不同內壓時的平均值，得出了試件表面應變與裂縫處應力的統計結果，見圖8。

由計算結果可知，隨內壓的增加，表面和裂縫附近的應力、應變逐漸增加;在表面，相同內壓下最大、最小應力、應變變化較小;而在裂縫處，相同內壓下最大、最小應力、應變變化較大。

6.2 計算與試驗結果的對比

由圖9可知，非線性有限元計算結果與實際測試結果有一定差別，在暫堵劑滲流量350～550 mL時基本相符，說明此時滲流對裂縫應力的影響不大，繼續增大滲流量(即繼續注入暫堵液)，對改善裂縫處受力的效果并不明顯。

圖8 表面應變與裂縫應力的統計結果Fig.8 Statistical results of surface strain and fracture stress

圖9 非線性有限元結果與實測結果比較Fig.9 Comparison between nonlinear finite element calculation resultsand measured results

6.3 暫堵劑的人工應力遮擋效果

通過試驗測量與數值分析，對于暫堵劑的人工應力遮擋效果主要有如下認識。

6.3.1 裂縫處的應力—應變關系

裂縫處應力—應變關系見圖10。對應關系式為

6.3.2 不同壓差作用下暫堵劑對裂縫處應力的影響

1)不同壓差作用下裂縫處應力的大小。由圖11可知，裂縫處應力隨內壓增加而增加，基本為線性關系;內壓越大，不同滲流量時裂縫處應力的變化也越大。在暫堵劑有一定滲透量時，裂縫尖端的受力狀態已經改變，再考慮適當增加施工壓力，使暫堵劑盡快填充裂縫尖端和巖石孔隙，以避免壓裂初期裂縫的過度延伸，施工參數還是時間與空間的函數。

圖10 裂縫處應力—應變關系有限元計算結果Fig.10 Finite element calculation results ofstress—strain relation of fracture

圖11 壓差對裂縫尖端擴展應力的影響圖Fig.11 Influence diagram of expanding stress infracture tip resulting from pressure difference

2)暫堵劑不同流量下裂縫處應力值的變化。由圖12可知，壓差越大、暫堵劑滲流量越大，暫堵劑對裂縫應力值的影響也越大。但隨著滲流量的繼續增加，裂縫尖端擴展應力值趨小，其變化也越來越小，應把滲流量控制在一個合理范圍。滲透率很小的情況下，暫堵劑對應變影響很小，裂縫尖端處的應力變化也很小。

3)人工應力遮擋效果分析。由圖13可知，暫堵劑對裂縫處應力的改變其效果隨壓差和暫堵液流量的增加效果越來越明顯，尤其是暫堵液流量的影響最為明顯。

分析表明，在暫堵劑濃度一定的條件下，滲流量越大，裂縫處應力值變化越大;但隨著滲流量的繼續增加，裂縫應力值的變化越來越小，應有一合理滲流量。裂縫處應力隨壓差增加而增加，基本為線性關系，壓差較小時轉向劑對裂縫處應力值的影響較小，壓差越大轉向劑注水量對裂縫處應力值影響越大。

圖12 滲流量對裂縫尖端擴展應力的影響Fig.12 The influence of seepage quantityon expanding stress in fracture tip

圖13 不同壓差下流量對裂縫處應力值的變化Fig.13 The influence of expanding stress onexpanding stress in fracture tip

因此采用人工應力遮擋進行壓裂施工時，應注意優化壓裂設計，合理確定暫堵劑攜砂液的濃度、排量、施工泵壓等參數。

7 結語

1)研制出一種新型的高效暫堵劑，具備良好的懸浮、沉降與分散特性。

2)暫堵劑的粒度匹配、暫堵劑加入濃度、注入速度對暫堵都有直接影響，通過試驗確定了研制暫堵劑的使用條件。

3)人工應力遮擋試驗表明，濾失壓差與濾失速度對于產生應力應變具有影響，壓差越大產生的應變越大，而同樣壓差下濾失量與應變成反比。

4)有限元分析表明，通過優化暫堵劑及工藝參數，可以在裂縫尖端處產生3～7 MPa左右的應力改變，能夠滿足中淺層重復壓裂造新縫和控制裂縫轉向的需要。

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