唐梅榮

(長慶油田油氣工藝研究院，西安 710021)

1 前言

水力壓裂技術為全世界低滲透油氣藏改造獲得經濟有效的開發(fā)做出了巨大貢獻，它成為了低滲透油氣藏賴以開發(fā)的關鍵技術之一。世界上著名的低孔、低滲、低壓油田以中國的長慶油田最為典型，進入21世紀長慶油田開發(fā)的三疊系油藏平均孔隙度7% ～12%、滲透率0.2～2.0 mD、壓力系數0.6～0.8。隨著水力壓裂技術的進步，長慶油田開發(fā)油藏的滲透率下限不斷下降，但針對0.5 mD以下的油藏壓裂改造技術沒有取得突破性進展，常規(guī)的水力壓裂技術表現出了明顯不足。

近年來，長慶油田不斷探索、嘗試各種壓裂工藝，主要以大規(guī)模壓裂、低傷害壓裂液為主攻方向，但總體上沒有突破。在此背景下，提出了體積壓裂理念，壓裂由追求長縫轉變?yōu)樽非蠖嗔芽p，由擴大泄流面積轉變?yōu)樾沽黧w積。長慶油田油層水平最大主應力與水平最小主應力之間的差值相對較小，水力裂縫發(fā)生轉向的難度相對小，由此發(fā)明了定向射孔多縫壓裂工藝[1]。

2 工藝設想

實驗室研究射孔方位與地層破裂壓力之間的關系時發(fā)現，如果射孔方位與水平最大主應力方向之間存在夾角，壓裂裂縫首先沿著射孔方向延伸，之后轉向水平最大主應力方向[2]。在此啟發(fā)下，提出了通過定向射孔誘導裂縫定向起裂，迫使裂縫轉向，配合分段壓裂工藝，在層內形成多裂縫，多裂縫在地層內相交點位于井眼位置，理想條件下壓裂形成的裂縫見圖1。

3 物理模擬試驗

通過理論研究，發(fā)現對裂縫轉向影響較大的參數有射孔方位、水平應力差[2]。為研究射孔方位、水平應力差對裂縫轉向半徑、破裂壓力等參數的影響，開展了物理模擬試驗研究。

圖1 定向射孔多縫壓裂工藝效果立體成像圖Fig.1 Visual image of the oriented perforating technology for the multiple crackfracturing technology

3.1 實驗方案

模擬地層三向應力、水力壓裂，對試件進行注入實驗，研究不同射孔方位、水平應力差下裂縫起裂、轉向規(guī)律。實驗裝置圖見圖2。

圖2 水力壓裂模擬實驗裝置示意圖Fig.2 Simulated experiment instruments ofthe hydraulic fracturing

3.2 模擬井筒、射孔

井筒外徑:20 mm;內徑:15 mm。

射孔排數:3排;孔排間距:25 mm;相位角:180°。

射孔孔徑:2 mm;孔深:30 mm。

3.3 模擬壓裂試件

試樣采用水泥和石英砂澆鑄而成，在澆鑄過程中，根據需要，將外徑為20 mm，內徑為15 mm，長為225 mm的鋼管置入在試樣中，作為模擬井筒。在模擬井筒上的3排小孔中插入不同規(guī)格的細紙卷，模擬射孔孔眼，且這些小孔也是壓裂模擬實驗時壓裂液的出口。

試件參數:孔隙度1.85%、滲透率0.5 mD、彈性模量1.5×104MPa、泊松比0.23、單軸抗壓強度48.5 MPa。

3.4 模擬三向地應力

水力壓裂模擬實驗要求模擬地層條件，其中最主要的因素之一是地層應力的大小和分布。一般情況下，地層三向主應力互不相等，而且不同層位水平地應力的大小也不同。對于水力壓裂來說，三向主應力的相對大小決定著裂縫擴展的方向[3]。在模擬實驗中采用真三軸加載方式能更好地反映地層的實際應力狀況。

3.5 模擬試驗結果

認識一:當射孔方位與最大主應力方向呈一定夾角時，裂縫先沿射孔孔眼方向起裂，后轉向最大主應力方向 (見圖3)。

圖3 定向射孔壓裂試件實拍照片Fig.3 Pictures of the oriented perforating technology for the multiple crack fracturing

認識二:射孔方位與最大主應力方向夾角越大，轉向半徑越大;隨應力差增加，轉向半徑減小(見圖4)。

認識三:對轉向半徑的影響程度，射孔方位要大于水平兩向應力差。

為直觀分析射孔方位和應力差對轉向半徑的影響，同時將射孔方位和應力差作為自變量，轉向半徑作為函數值，進行曲面擬合(見圖5和圖6)。

擬合曲面與實驗曲面的吻合度較高，說明通過擬合得到的函數關系式精度可靠。

式中，R為轉向半徑，cm;Δσ為水平應力差，MPa;θ為射孔方位，°。

分析擬合公式發(fā)現，應力差增加，轉向半徑減小;射孔偏轉方位增加，轉向半徑增加。忽略方程中的平方項，對比應力差和射孔方位的系數發(fā)現，射孔方位對轉向半徑的影響要大一些。

圖4 轉向半徑與應力差、射孔方位關系圖(σz=15 MPa)Fig.4 Relationship of turning radius，stress difference and shot direction(σz=15 MPa)

圖5 實驗數據曲面擬合俯視圖Fig.5 Plan view of surface fitting of the simulation experiments data

圖6 實驗數據曲面擬合側視圖Fig.6 Side view of surface fitting of the simulation experiments data

4 方案設計

4.1 試驗選井

通過對油田重點層位取芯分析水平最大應力、水平最小應力、垂直應力，篩選水平兩向應力差小于5 MPa。最終優(yōu)選了H區(qū)塊A井為試驗對象，該井油層主要參數如下:油層厚度15.4 m、孔隙度8.9%、滲透率0.32 mD、水平兩向應力差2.3 MPa。

4.2 裂縫方位

通過井下微地震測試獲取該區(qū)壓裂裂縫方位為NE75 °(見圖7)。

圖7 Y井井下微地震監(jiān)測裂縫方位圖Fig.7 Fracture direction of the Well Y bydownhole microseismic monitoring

4.3 射孔方位

根據物模試驗結果，并考慮裂縫起裂破壓，選擇射孔方位與水平最大地應力方位夾角為45°。因此，A井設計的兩個射孔段，一個在NE75°基礎上右偏轉45°，即NE120°。一個在NE75°基礎上左偏轉45 °，即 NE30 °。

4.4 射孔參數

通過壓縮射孔程度控制起裂點，因此設計射孔長度為 2 m，上下射孔段深度分別是2 701～2 703 m、2 710～2 712 m。為增加射孔深度，采用超深穿透射孔彈，穿透深度1 m左右。

4.5 壓裂參數

考慮A井為一口開發(fā)井，注采井網是菱形反九點井網，根據裂縫與井網適配優(yōu)化結果，遠離注水井的裂縫縫長140 m(NE30°射孔段)、靠近注水井的裂縫縫長130 m(NE120°射孔段)。綜合考慮確定NE30°射孔段壓裂規(guī)模35 m3，NE120°射孔段壓裂規(guī)模30 m3。圖8為油藏模擬5年后油井含水飽和度分布圖。

圖8 油藏模擬5年后油井含水飽和度分布圖Fig.8 Water saturation distribution of the oilreservoir in 5 years by simulation

5 施工作業(yè)

5.1 電纜傳輸定向射孔

定向射孔定位支撐裝置、方位測量儀圖見圖9;定向射孔定位支撐裝置、射孔槍儀圖見圖10。

圖9 定向射孔定位支撐裝置、方位測量儀圖Fig.9 Instruments of the oriented perforating

1)首先采用電纜將定位器和投放工具以及定位支撐裝置連接下井，用磁性定位器將深度確定為2 712.16 m后，點火將定位支撐裝置座在預定深度，然后起出電纜。

2)采用電纜將方位測量裝置連接下井，方位測量裝置插入定位支撐裝置后，測量定位裝置內鍵的準確方位為NE282°，然后起出電纜。

3)地面根據定位支撐裝置鍵的方位和射孔設計方位，調整定方位射孔槍下的導向頭和射孔槍夾角。定位裝置內鍵的準確方位為282°，下段射孔段方位120°，因此定位羅盤儀調出差值162°。羅盤儀套在導向定位頭上，將射孔彈方位與導向頭鍵槽調162°后緊固頂絲。采用電纜將定方位射孔槍連接下井。

圖10 定向射孔定位支撐裝置、射孔槍儀圖Fig.10 Instruments of the oriented perforating

4)當導向頭插入定位支撐裝置后，射孔槍即對準射孔段，射孔彈即對準設計要求的方位。

5)通電點火射孔，地面觀察電纜和絞車抖動的狀況，判斷射孔槍起爆。

6)上起電纜和射孔槍并解鎖定位支撐裝置，定位支撐裝置隨射孔槍體一起起出井口，完成施工。

5.2 不動管柱分段壓裂

1)下射孔段2 710～2 712 m，方位 NE120 °，設計縫長 130 m、加砂 30 m3。井底破裂壓力47.75 MPa，井底停泵壓力31.63 MPa。壓裂初期發(fā)現施工壓力在持續(xù)上升，與該區(qū)常規(guī)壓裂施工特征不同，分析原因主要是裂縫在初始階段發(fā)生轉向造成的高彎曲摩阻，導致壓力在地層破裂后不降反升。圖11為下段壓裂施工曲線圖。

圖11 下段壓裂施工曲線圖Fig.11 Fracturing curve for the lower part

2)上射孔段2 701～2 703 m，方位NE30°，設計縫長140 m、加砂35 m3。井底破裂壓力49.33 MPa，井底停泵壓力31.04 MPa。該段壓裂破壓明顯且高，說明壓裂初始階段兩條裂縫沒有溝通。油層起裂后壓力沒有繼續(xù)上升，分析認為可能是射孔方位與最大主應力方向夾角較小，裂縫彎曲摩阻小造成的。圖12為上段壓裂施工曲線圖。

圖12 上段壓裂施工曲線圖Fig.12 Fracturing curve for the upper part

6 測試結果

6.1 壓力計監(jiān)測分析

通過監(jiān)測射孔段位置壓力變化情況，判斷是否有壓力傳導至此，如果有壓力傳導需要識別清楚來源，根據壓力來源可判別兩次壓裂裂縫是否連通。

壓裂射孔段2(下段)時，如果裂縫延伸到射孔段1(上段)，則上壓力計將顯示壓力急劇上升;若未壓串，上壓力計壓力無變化。圖13為下段壓裂時壓力計監(jiān)測布放圖。

測試結果見圖14，在上射孔段處的壓力計記錄到的數據顯示，此處壓力明顯小于下射孔段(正壓裂段)處壓力，說明裂縫沒有在進井筒地帶溝通。

圖13 下段壓裂時壓力計監(jiān)測布放圖Fig.13 Downhole pressure position forthe lower part fracturing

圖14 下段壓裂時壓力計數據圖Fig.14 Pressure curve of the lower part fracturing

壓裂射孔段1(上段)時，如果裂縫與射孔段2(下段)裂縫溝通，則下壓力計將顯示壓力急劇上升;若未壓串，下壓力計壓力無變化。圖15為上段壓裂時壓力計監(jiān)測布放圖。

測試結果見圖16，在下射孔段處的壓力計記錄到的數據顯示，此處壓力明顯小于上射孔段(正壓裂段)處壓力，說明裂縫沒有在進井筒地帶溝通。

6.2 井下微地震裂縫測試

A井壓裂采用井下微地震全程監(jiān)測，發(fā)現NE120°射孔段壓裂形成的裂縫主體方位為NE83°(見圖17);NE30°射孔段壓裂形成的裂縫主體方位為NE61°(見圖18)，兩條裂縫之間的夾角為22°。兩條裂縫均趨于最大水平主應力方向，發(fā)生轉向[2]。

7 增產效果

A井生產半年后日產油4.5 t，相比鄰井產量提高了38%(見圖19)。

8 結語

1)通過定向射孔強制初始裂縫轉向，使分段壓裂在層內形成多裂縫的設想變?yōu)榱爽F實，成為多縫壓裂技術發(fā)展的一個里程碑。

2)根據定向射孔多縫壓裂工藝設計了物模實驗裝置和試驗方案，取得了以下主要認識:裂縫轉向半徑隨著射孔夾角增加而增加。裂縫轉向半徑隨著水平應力差增加而減小。對轉向半徑的影響程度，射孔方位大于水平應力差。

圖16 上段壓裂時壓力計數據圖Fig.16 Pressure curve of the upper part fracturing

圖17 NE120°射孔段壓裂裂縫監(jiān)測圖Fig.17 MS monitoring results in NE120 °

圖18 NE30°射孔段壓裂裂縫監(jiān)測圖Fig.18 MS monitoring results in NE 30 °

圖19 試驗井與對比井產量對比圖Fig.19 Productivity contract between the experimented well and compared well

3)通過井下微地震裂縫監(jiān)測證實，多縫壓裂技術可以在層內形成多縫，達到了進一步提高泄油體積的目的。

4)多縫壓裂工藝的試驗成功，其作用不止是單井產量的提高，而且通過提高油藏橫向動用程度可以減小井網密度，從而降低低滲透油田開發(fā)成本。

[1]劉建中，王秀娟，孫玉玲，等.人工壓裂形成多裂縫的可能性研究[J]. 石油勘探與開發(fā)，2002，29(3):103－106.

[2]劉建中，劉繼民，劉志鵬，等.用微地震法監(jiān)測壓裂裂縫轉向過程[J]. 石油勘探與開發(fā)，2005，32(2):75－77.

[3]劉建中，張金珠，張 雪.油田應力測量[M].北京:地震出版社，1993.