多巖性儲集層暫堵壓裂縫高擴展特征試驗研究

王明星,紀大剛,袁峰，王健，馬新仿*,鄒雨時,張兆鵬

(1.新疆油田公司工程技術研究院，克拉瑪依 834000；2.中國石油大學(北京)油氣資源與探測國家重點實驗室，北京 1002249)

致密砂巖儲層具有低孔、低滲的特點，而水力壓裂是實現致密油氣有效開發的重要開發手段[1-3]。在水力壓裂過程中，裂縫會沿縱向發生擴展，若裂縫進入隔層則大幅度降低施工效果。若縫高延伸進入隔層，溝通隔層之外的其他儲層，甚至會導致壓裂失敗。此外，縫高過高也會影響裂縫長度的擴展，造成平面改造范圍受限。因此，有效控制裂高擴展是水力壓裂能否成功的重要因素之一。

近年來中外學者針對裂縫高度擴展問題開展了大量的研究工作[4-7]。Eekelen[8]從斷裂韌性和應力強度因子的角度研究了裂縫幾何形態，并說明造成水力裂縫穿透隔層的原因是由層間水平應力以及層間剛度的差異所致。Elrabaa[9]在層理試樣中裂縫擴展的壓裂物模試驗中發現:層間應力差是控制裂縫縱向擴展的重要因素;對于脆性較大的儲層，層間最小應力差越大，水力裂縫越不易發生縱向擴展。李揚等[10]利用ABAQUS有限元分析軟件，研究了儲層力學參數對縫高擴展的影響。張士誠等[11]基于真三軸水力壓裂模擬試驗，研究了CO2與胍膠復合壓裂縫高擴展的優勢。王萬彬等[12]基于測井資料建立了儲層平面應變模型，并通過颶風分析方法得到控制縫高的關鍵參數。張礦生等[13]通過室內壓裂物模實驗，考慮了薄互層等因素對裂縫縫高擴展的影響。魏子超等[14]采用井溫縫高測試法對目標區塊進行研究并分析了影響縫高擴展因素。周文高等[15]考慮了裂縫縱向末端阻降對縫高擴展的影響，并分析了采用轉向劑控制隔層縫高的要求。

薄互層儲層壓裂過程中，由于裂縫垂向擴展過高或沿層理弱面延伸，導致儲層改造體積不足。盡管目前部分學者對水力壓裂縫高擴展特征進行了大量研究工作，但尚未從暫堵劑對控制水力裂縫縫高轉向的角度出發進行研究。為此，基于壓裂物理模擬試驗，研究不同巖性差異、射孔位置及排量對壓裂裂縫高度擴展規律的影響，同時加入暫堵劑，探討控制縫高擴展的最佳方案。

1 室內壓裂物理模擬試驗

1.1 試驗設備

試驗設備包括大尺寸真三軸壓裂模擬試驗系統及自主設計的一套實驗巖樣分層加壓裝置。

壓裂模擬試驗系統利用液壓加載的方式，分別沿不同方向施壓垂向應力σv、最大水平主應力σH、最小水平主應力σh，可模擬地層應力環境和直井完井方式[16]。系統裝置如圖1所示。

圖1 真三軸水力壓裂模擬系統示意圖Fig.1 Schematic diagram of true triaxial hydraulic fracturing simulation system

分層加壓裝置包括底座、聲波探測器和多個支撐板，可實現對試樣分層施加水平應力，模擬實際地層的應力非均質性及層理面，進而觀察試樣在不同水平應力差下的裂縫起裂以及擴展情況。分層加壓裝置如圖2所示。

1為檢測裝置；11為底座；12為聲波探測器；13為支撐板；131為固定支撐板；1312為第一固定支撐板；1313為第二固定支撐板；1314為第三固定支撐板；132為浮動支撐板；14為容置槽；15為彈性件；16為第一固定槽；17為第二固定槽；18為滑軌；19為滑軌槽；20為限位柱；21為導線槽；22為通孔圖2 分層加壓裝置圖Fig.2 Layered pressurization device diagram

1.2 試樣制備

在現場實際壓裂施工過程中，儲層具有強應力非均質性和巖性差異，地應力差、抗拉強度差與彈性模量差等地質參數對裂縫高度擴展有著重要影響[17]。人工試樣選用G級油井水泥和40～80目石英砂進行制備，水泥、石英砂、水和礫石含量按照不同水灰比模擬巖性進行配比，并進行了不同水灰比下人工試樣的滲透率和巖石力學參數測試，確定水泥、石英砂、水的質量比為3∶1∶1的人工試樣與致密砂巖各項參數最接近，具體參數如表1所示。

表1 不同水灰比下試樣的氣測滲透率和巖石力學參數Table 1 Gas permeability and rock mechanical parameters of samples under different water-cement ratios

試驗樣品為邊長300 mm×300 mm×300 mm的立方體，為模擬直井壓裂，在樣品截面中心位置處預設直徑17 mm和深度166 mm的盲孔。同時，利用高強度樹脂膠在盲孔內固結一根外徑15 mm、內徑8 mm、長度135 mm的聚氯乙烯(PVC)井筒，并在底部預留30 mm裸眼段。人工試樣制備的具體步驟如下。

步驟1按照對應不同滲透率和力學強度的水灰比進行材料調制，在300 mm×300 mm×300 mm的標準立方體磨具(圖3)內澆筑第一層試樣，靜置水泥凝固。

步驟2待第一層水泥凝固后，將水泥表面打磨平整。

步驟3澆筑第二層的試樣，靜置水泥凝固。

步驟4待第二層水泥凝固后，重復步驟2，檢查層間膠結強度。

步驟5澆筑第三層的試樣，靜置水泥凝固。

步驟6待試樣凝固后，澆水養護15 d，得到最終用于壓裂物理模擬試驗的人工試樣，如圖3所示。

圖3 養護后的人工試樣Fig.3 Artificial sample after curing

1.3 試驗方案

基于現場壓裂施工時所用的排量和壓裂液濃度等因素，結合人工試樣尺寸以及試驗模擬系統的工作參數，通過柳貢慧等[18]的注入相似理論，設計本次試驗參數，具體參數如表2所示。其中，通過實驗1～3研究了巖性差異的影響，實驗4、實驗5研究了排量的影響，實驗6、實驗7研究了射孔位置的影響。

表2 壓裂物模試驗參數Table 2 Fracturing model test parameters

1.4 試驗流程

試樣基于大尺寸壓裂模擬試驗系統[19]開展，具體試驗步驟如下。

步驟1試驗前，采用高清相機對養護完畢的人工試樣進行拍照存檔，記錄試驗前試樣各面的表面形態；

步驟2將試樣井筒軸線調整至x軸方向后，放入巖心室內，并連接相應設備間注液管線；

步驟3利用液壓活塞將試樣送至巖心室內部，分別沿x、y、z軸方向施加垂向應力、水平最大主應力和水平最小主應力至預設值，待至壓力保持穩定。

步驟4將模擬井筒和儲液容器的注液管線連接至六通閥保持開啟狀態，并關閉其余閥門。開啟泵液設備，以恒定排量方式向試樣泵入壓裂液，同時利用壓力傳感器記錄壓力變化，待試驗結束時停泵，關閉閥門。

步驟5試驗結束后，將注液管線連接至裝有含暫堵劑的中間容器，并重復步驟4，完成模擬暫堵壓裂試驗。

步驟6按z、y、x方向順序，依次停泵卸壓，并取出巖樣，通過試樣表面的顏色分布情況區分不同次序壓裂形成的水力裂縫，分析試樣縫高擴展路徑。

1.5 壓后裂縫重構

基于SolidWorks軟件對壓裂物模試樣驗巖樣進行三維壓后裂縫形態重構模型，以便準確觀察壓后裂縫擴展的幾何形態。

2 一次壓裂裂縫形態及壓力曲線特征

N1#、F1#和L1#人工巖樣采用不同巖性組合，分別為粉砂巖/泥巖/砂巖組合、礫巖/粉砂巖/砂巖組合、粉砂巖/礫巖/砂巖組合，采用5 mPa·s滑溜水定排量(200 mL/min)壓裂施工，實驗結果及壓力曲線如圖4～圖6所示。

圖4 粉砂巖/泥巖/砂巖組合試樣表面裂縫擴展形態及壓力曲線Fig.4 Surface crack propagation shape and pressure curve of siltstone/mudstone/sandstone composite specimen

圖5 礫巖/粉砂巖/砂合組合試樣表面裂縫擴展形態及壓力曲線Fig.5 Surface crack propagation shape and pressure curve of conglomerate/siltstone/sand composite specimen

圖6 粉砂巖/礫巖/砂巖組合試樣表面裂縫擴展形態及壓力曲線Fig.6 Surface crack propagation shape and pressure curve of siltstone/conglomerate/sandstone composite specimen

N1#巖樣壓后顯示裂縫從裸眼段沿最大水平主應力方向起裂，裂縫高度為9 cm，靠近粉砂巖層一側裂縫垂向擴展截止于層理弱面，靠近砂巖層一側縫高未延伸至砂巖層，這說明壓裂液沿層理弱面發生濾失，裂縫無法形成垂向突破。從壓力曲線[圖4(b)]可以看出，N1#巖樣破裂壓力約為11.43 MPa，壓裂0～64 s開始泵入壓裂液進行憋壓，壓裂65～101 s壓力平穩波動，主要是壓裂液流入微裂縫所致；之后，壓力大幅提高，在113 s達到破裂壓力，壓力短暫波動開始驟降；壓裂181～331 s為延伸壓力階段，壓力不再有大幅度波動，這是由于壓裂液沿裂縫和層理弱面流出所致。在332 s時停泵，壓裂作業結束。

F1#巖樣壓后顯示裂縫從裸眼段沿最大水平主應力方向起裂，裂縫高度為13 cm，靠近礫巖層一側裂縫垂向擴展截止于層理弱面，靠近砂巖層一側縫高突破弱面延伸進入砂巖層，這是由于礫巖的楊氏模量大于砂巖，導致礫巖更不易發生破裂，裂縫沿砂巖層發生擴展。從壓力曲線[圖5(b)]可以看出，F1#巖樣破裂壓力約為4.68 MPa，壓裂0～90 s開始泵入壓裂液進行憋壓，在91 s達到破裂壓力后，壓力發生驟降；壓裂107～500 s為延伸壓力階段，壓力不再有大幅度波動。在503 s時停泵，壓力下降速率約為0.35 MPa/s。

L1#巖樣壓后顯示裂縫從裸眼段沿最大水平主應力方向起裂，裂縫高度為18 cm，靠近礫巖層一側裂縫垂向擴展截止于層理弱面，靠近粉砂巖層一側縫高突破弱面延伸進入粉砂巖層，這是由于礫巖的楊氏模量大于粉砂巖，且粉砂巖的密度與砂巖接近，從而導致裂縫在粉砂巖層內發生過度延伸。從壓力曲線[圖6(b)]可以看出，F1#巖樣破裂壓力約為10.38 MPa，壓裂0～43 s開始泵入壓裂液進行憋壓，之后壓力發生平穩下降，這是由于壓裂液進入微裂縫所致；在251 s壓力發生大幅增加，到達破裂壓力后再進行延伸。在534 s時停泵，壓裂作業結束。

S1#和S2#人工巖樣均采用泥巖/粉砂巖/砂巖巖性組合，采用5 mPa·s滑溜水作為壓裂液，排量分別為100 mL/min和300 mL/min進行壓裂施工，實驗結果和壓力曲線如圖7、圖8所示。

圖7 低排量下試樣表面裂縫擴展形態及壓力曲線Fig.7 Surface crack propagation shape and pressure curve of specimen under low displacement

圖8 高排量下試樣表面裂縫擴展形態及壓力曲線Fig.8 Surface crack propagation shape and pressure curve of specimen under high displacement

S1#巖樣壓后顯示裂縫從裸眼段沿最大水平主應力方向起裂，裂縫垂向擴展限制于低應力區，無法延伸至高應力區，這是由于壓裂過程中排量較低所導致形成的流體壓力始終低于高應力區的巖石破裂壓力。從壓力曲線[圖7(b)]可以看出，S1#巖樣破裂壓力約為5.89 MPa，壓裂0～45 s開始泵入壓裂液進行憋壓，壓力迅速增加；在46 s達到破裂壓力，之后壓力不斷進行延伸。在308 s時停泵，壓裂作業結束。

S2#巖樣壓后顯示形成單翼裂縫，裂縫從裸眼段沿最大水平主應力方向起裂，垂向擴展向上突破高應力區。從壓力曲線[圖8(b)]可以看出，S2#巖樣破裂壓力約為6.60 MPa，壓裂0～20 s開始泵入壓裂液進行憋壓，壓力迅速增加；在22 s達到破裂壓力，之后壓力不斷進行延伸。在235 s時停泵，壓裂作業結束。

S3#和S4#人工巖樣均采用泥巖/粉砂巖/砂巖巖性組合，采用5 mPa·s滑溜水定排量(200 mL/min)，射孔位置分別為居上和居下進行壓裂施工，實驗結果和壓力曲線如圖9、圖10所示。

圖9 射孔位置居上試樣表面裂縫擴展形態及壓力曲線Fig.9 Surface crack propagation pattern and pressure curve of the sample with the perforation position higher

圖10 射孔位置居下試樣表面裂縫擴展形態及壓力曲線Fig.10 The crack propagation pattern and pressure curve on the surface of the sample at the lower perforation position

S3#巖樣壓后顯示形成單翼裂縫，裂縫從居上射孔位置處沿最小水平主應力方向起裂，垂向擴展向上突破高應力區，這是由于射孔位置居上而導致易突破上部高應力區巖層。從壓力曲線[圖9(b)]可以看出，S3#巖樣破裂壓力約為5.02 MPa，壓裂0～17 s開始泵入壓裂液進行憋壓，壓力迅速增加；在18 s達到破裂壓力，之后壓力不斷進行延伸。在100 s時停泵，壓裂作業結束。

S4#巖樣壓后顯示裂縫從居下射孔位置處沿垂向應力方向起裂，裂縫貫穿整個試樣。從壓力曲線[圖10(b)]可以看出，S3#巖樣破裂壓力約為8.19 MPa，壓裂0～28 s開始泵入壓裂液進行憋壓，壓力迅速增加；在29 s達到破裂壓力，之后壓力不斷進行延伸。在170 s時停泵，壓裂作業結束。

3 暫堵措施影響分析

針對復雜巖性組合儲層，調整施工參數難以有效改善裂縫復雜程度。暫堵壓裂是增加裂縫復雜程度的有效方式之一[20]，通過暫堵劑封堵，提高靜壓力，迫使裂縫轉向，提高裂縫復雜程度[21]。

3.1 巖性組合巖樣影響因素

對于不同黏性組合巖樣，在低黏度情況下，利用暫堵轉向技術手段，提高凈壓力，對裂縫高度擴展的影響進行了實驗模擬，開展了低黏度(5 mPa·s)、定排量(200 mL/min)的暫堵壓裂物模實驗。

N1#巖樣暫堵壓裂后沿最小水平主應力方向產生了1條新的主縫，主縫與一次壓裂形成的水力裂縫呈80°左右的夾角，但未穿越上下隔層[圖11(a)]。2條裂縫開啟方式不同，一次壓裂形成的裂縫是由壓裂液從裸眼段位置直接侵入巖樣，造成裂縫開啟，暫堵壓裂形成的裂縫是壓裂液經由第一條裂縫進行堵塞，裂縫發生轉向，垂直于一次壓裂裂縫進行擴展。從壓力曲線[圖11(b)]可以看出，裂縫起裂后沒有明顯的壓力波動，說明裂縫后續并未進行新的轉向。

圖11 粉砂巖/泥巖/砂巖試樣暫堵壓裂裂縫形態及壓力曲線Fig.11 Fracture morphology and pressure curve of temporary plugging of siltstone/mudstone/sandstone samples

F1#巖樣暫堵壓裂后沿最小水平主應力方向產生了1條新的主縫和1條分支縫[圖12(a)]。通過示蹤劑觀察，巖心內共發生2次有效封堵，在裸眼段井筒內暫堵劑聚集發生了第1次有效暫堵，形成第2條裂縫。在壓裂846～902 s，該裂縫較第1條裂縫發生轉向，與最大水平應力方向成70°夾角。后期壓裂液繼續注入，在壓裂1 013～1 098 s，井筒附近暫堵劑沿該裂縫運移，在裂縫中間部位發生第2次重新聚集封堵，偏最大主應力方向形成第3條裂縫[圖12(b)]。

圖12 礫巖/粉砂巖/砂巖試樣暫堵壓裂裂縫形態及壓力曲線Fig.12 Fracture morphology and pressure curve of temporary plugging of conglomerate/siltstone/sandstone samples

L1#巖樣暫堵壓裂后沿最小水平主應力方向產生了1條新的主縫，主縫與一次壓裂形成的水力裂縫呈垂直夾角，但未穿越上下隔層[圖13(a)]。2條裂縫開啟方式不同，一次壓裂形成的裂縫是由壓裂液從裸眼段位置直接侵入巖樣，造成裂縫開啟，暫堵壓裂形成的裂縫是壓裂液經由第一條裂縫進行堵塞，裂縫發生轉向，垂直于一次壓裂裂縫進行擴展。從壓力曲線[圖13(b)]可以看出，裂縫起裂后沒有明顯的壓力波動，說明裂縫后續并未進行新的轉向。

圖13 粉砂巖/礫巖/砂巖試樣暫堵壓裂裂縫形態及壓力曲線Fig.13 Fracture morphology and pressure curve of temporary plugging of siltstone/conglomerate/sandstone samples

3.2 排量影響因素

對于泥巖/粉砂巖/砂巖巖性組合的巖樣，在低黏度情況下，利用暫堵轉向技術手段，提高凈壓力，對裂縫高度擴展的影響進行了實驗模擬，開展了不同排量下(100 mL/min 和200 mL/min)的暫堵壓裂物模實驗。

S1#巖樣暫堵壓裂后沿一次壓裂形成的水力裂縫擴展，向上突破高應力區，延伸了裂縫高度擴展[圖14(a)]。從試樣表面裂縫擴展形態發現，低排量下，暫堵劑未能有效封堵一次壓裂裂縫，壓裂液流入裂縫內在高應力區與低應力區界面處形成憋壓，最終突破高應力區發生裂縫延伸。從壓力曲線[圖14(b)]可以看出，暫堵壓裂后有一次明顯的憋壓過程，裂縫突破高應力區后，壓力發生驟降，之后沒有明顯的壓力波動。

圖14 低排量下試樣暫堵壓裂裂縫形態及壓力曲線Fig.14 Fracture morphology and pressure curve of temporary plugging and fracturing of samples under low displacement

S2#巖樣暫堵壓裂后裂縫發生轉向，沿垂向應力方向產生了1條新的主縫，主縫與一次壓裂形成的水力裂縫呈垂直方向，并向下破高應力區[圖15(a)]。從試樣表面裂縫擴展形態發現，高排量下，暫堵劑未被攜帶進入裂縫內就出現了新的起裂點，從而形成新的裂縫。

圖15 高排量下試樣暫堵壓裂裂縫形態及壓力曲線Fig.15 Fracture morphology and pressure curve of temporary plugging and fracturing of samples under high displacement

3.3 射孔位置影響因素

對于泥巖/粉砂巖/砂巖巖性組合的巖樣，針對不同射孔位置情況下，利用暫堵轉向技術手段，提高凈壓力，對裂縫高度擴展的影響進行了實驗模擬，開展了低黏度(5 mPa·s)、定排量(200 mL/min)的暫堵壓裂物模實驗。

S3#巖樣暫堵壓裂后，在主縫另一側產生了1條與最小水平主應力方向呈20°左右的分支縫[圖16(a)]。從試樣表面裂縫擴展形態發現，一次壓裂裂縫尖端憋壓后再次破裂產生新的分支裂縫。從壓力曲線[圖16(b)]可以看出，暫堵壓裂后延伸壓力波動明顯，表明水力裂縫與多條微裂縫相連，裂縫開啟后，壓力迅速下降。

圖16 射孔位置居上試樣暫堵壓裂裂縫形態及壓力曲線Fig.16 Fracture shape and pressure curve of temporary plugging and fracturing of samples with perforation position higher

S4#巖樣暫堵壓裂后，在主縫另一側產生了1條與一次壓裂裂縫相平行的裂縫[圖17(a)]。從試樣表面裂縫擴展形態發現，由于暫堵劑充滿裸眼段，壓裂液在井筒出口處憋壓，出現了新的起裂點，從而形成從井筒附近分叉的新裂縫。從壓力曲線[圖17(b)]可以看出，暫堵壓裂后的破裂壓力與暫堵壓裂前的破裂壓力值接近，說明開啟原有裂縫后尖端憋壓再次破裂，形成新的水力裂縫。

圖17 射孔位置居下試樣暫堵壓裂裂縫形態及壓力曲線Fig.17 Fracture shape and pressure curve of temporary plugging and fracturing of the sample with the perforation position at the bottom

4 結論

(1)不同巖性組合試樣下的縫高截止機制由巖石力學性質所決定，高楊氏模量巖層會阻擋縫高穿層。暫堵壓裂后，當層間力學性質差異較小時，裂縫發生轉向擴展突破，縫高發生穿層；當層間力學性質差異較大時，裂縫擴展限制于同一巖層，縫高難以突破巖層界面。

(2)低排量下，裂縫無法突破高應力區，縫高截止于應力區分界面；暫堵壓裂后，裂縫形成新的憋壓，縫高延伸會突破高應力區。高排量下，裂縫沿最小主應力橫向擴展，加入暫堵劑發生，裂縫轉向形成新的裂縫。

(3)不同射孔位置下的試樣裂縫起裂位置不同。射孔位置靠上，縫高傾向于向上擴展，暫堵壓裂后形成新的起裂點。射孔位置靠下，縫高擴展貫穿整個試樣，暫堵壓裂后形成相平行的新裂縫。