謝榮華, 王文軍

(大慶油田有限責(zé)任公司, 黑龍江 大慶 163453)

0 引 言

水平井固井射孔壓裂完井方式已廣泛為低滲透油氣藏、致密油氣藏和頁巖氣藏有效開發(fā)所采用。水平井射孔參數(shù)對壓裂裂縫形態(tài)及效果的影響問題也日益受到關(guān)注。近10年來國內(nèi)外學(xué)者對水平井射孔參數(shù)和優(yōu)化設(shè)計研究越來越重視,Simon等[1]提出了采用水平井定向射孔提高射孔效率和投產(chǎn)效果的方法;Seyed等[2]給出了大位移井射孔孔眼周圍應(yīng)力分布計算公式,分析了固井水泥環(huán)及巖石力學(xué)特性對應(yīng)力分布的影響,應(yīng)用建立的模型分析了射孔方位角、井筒方位角等對破裂壓力的影響,提出減小復(fù)雜裂縫的射孔優(yōu)化建議;Bunger等[3]給出了水平井分段壓裂射孔投產(chǎn)井參數(shù)優(yōu)化的設(shè)計方法,重點對簇間距進行了研究分析;郭建春等[4]給出了直井和水平井井筒附近應(yīng)力的計算方法和沿垂直方位射孔啟裂裂縫的破裂壓力計算公式;王磊、虞建業(yè)等[5-6]進一步分析了井筒周圍應(yīng)力分布情況,認(rèn)為井筒周圍應(yīng)力分布不均會影響壓裂裂縫啟裂和延伸,并通過數(shù)值模擬計算分析了射孔方位角和井筒方位角對破裂壓力的影響。2012年國外公司開始關(guān)注水平井非均勻射孔對壓裂的影響,Kirby等[7]提出了均勻射孔、均衡壓裂的理念和減少水平井射孔非均勻程度的相應(yīng)對策。水平井完井優(yōu)化設(shè)計中通常都假設(shè)射孔炮眼孔徑均一,深度相同,但在實際水平井射孔施工中,由于存在射孔不均一的問題,會對水平井壓裂裂縫產(chǎn)生影響。本文針對水平井射孔槍偏心和水泥環(huán)偏置導(dǎo)致井筒上下方向射孔不均勻的問題,通過實驗和定量分析,研究了偏心射孔對孔徑、穿深及壓裂的影響。

1 水平井偏心射孔問題

水平井射孔方式主要有電纜泵送射孔槍傳輸射孔和油管(連續(xù)油管)傳輸射孔等2種方式。無論采用哪種方式,由于重力作用,射孔槍通常都貼靠在套管下部,造成不同方向射孔的孔徑和穿深不同。在固井過程中,由于重力作用,水平段上部油層套管與井筒的間隙較大,水泥環(huán)較厚,下部油層套管與井壁的間隙小,水泥環(huán)較薄,套管和水泥環(huán)存在偏心的情況,加劇了水平井射孔偏心的嚴(yán)重程度,導(dǎo)致對孔徑和穿深的影響更加明顯[2,8]。

水平井常規(guī)射孔中,射孔槍靠近套管下部一側(cè)的孔眼直徑大,穿深大;離射孔槍較遠的套管上方的孔眼直徑小,穿深小(見圖1)。在水平井壓裂優(yōu)化設(shè)計中,人們更多地關(guān)注射孔參數(shù)優(yōu)化,如射孔簇數(shù),每簇孔數(shù)、長度、孔密和位置,簇間距及射孔相位等,通常假設(shè)射孔孔眼大小相等、壓裂過程中進液量相等,忽視了偏心射孔造成在井筒周向射孔孔徑尺寸不均、穿深不同的問題。水平井偏心射孔對射孔孔徑、穿深以及后期壓裂裂縫啟裂和延伸的影響未引起廣泛的注意。

圖1 重力作用下射孔槍和套管在水平井中的偏心示意圖

2 水平井偏心射孔對射孔孔徑和穿深的影響

斯倫貝謝公司室內(nèi)試驗實驗資料顯示,常規(guī)射孔(射孔槍86 mm、裝藥量23 g)在5.5 in*非法定計量單位, 1 in=25.4 mm,下同模擬水平井套管中射孔的孔眼直徑可差1倍以上(見圖2、表1)。設(shè)計的孔眼直徑為0.36 in,面積為0.1 in2,而實際射孔后周向孔眼直徑和面積變化率分別達到35.7%和63.8%。

圖2 水平井偏心射孔周向孔徑變化室內(nèi)試驗結(jié)果

相位/(°)流體間隙/mm平均孔徑/mm孔眼面積/mm205 113 2135 56012 711 7109 712027 96 432 318038 16 132 324027 96 432 330022 911 7109 7平均9 275 3變化35 7%63 8%

大慶油田對水平井偏心射孔的影響進行了95型射孔槍裝YD89彈在5.5 in套管內(nèi)水泥靶射孔實驗測試。結(jié)果表明,在水平井段射孔槍緊靠套管的下部,射孔孔徑可達12 mm,深度約800 mm;上部射孔孔徑僅4 mm,深度約500 mm(見表2)。

表2 95型射孔槍裝YD89彈5.5 in套管偏心打靶實驗

3 偏心射孔對水平井壓裂裂縫啟裂和延伸的影響

在統(tǒng)一考慮井筒軌跡、射孔、水泥環(huán)和地層模型基礎(chǔ)上,研究偏心射孔對裂縫啟裂和延伸的影響。

3.1 水平井射孔井筒周圍應(yīng)力分析

考慮井軸坐標(biāo)系中水平井井筒周向應(yīng)力(σt)、正應(yīng)力(σx、σy、σz)和剪應(yīng)力分量(τrθ′、τrz′、τθz′)和井筒內(nèi)壓(pw)的情況,當(dāng)水平井筒軸線沿最小主應(yīng)力σh方向時,φ=90°,σx=σv、σy=σH、σz=σh時,由未射孔圓柱型井筒應(yīng)力場及射孔孔眼形成的應(yīng)力場疊加而成的射孔完井水平井筒應(yīng)力場(見圖3)可由式(1)表達

σr′=pw+δφ(pw-pp)

σθ′=-2pw(1+cos 2θ′)+(σv+σH)(1+2cos 2θ′)+

σh(1-2cos 2θ′)-2(σv-σH)[ν(1-2cos 2θ′)+

σz′=pw+δφ(pw-pp)-2νcos 2θ′[σh-σv-σH+

pw+2(1-ν)(σv-σH)]-4ντθzsin 2θ′-

τrθ′=τrz′=τθz′=0

(1)

式中,σr為水平井筒徑向應(yīng)力,MPa;σθ為水平井筒切向應(yīng)力,MPa;σz為水平井筒軸向應(yīng)力,MPa;σv為上覆地應(yīng)力,MPa;σr′為水平井筒射孔孔眼的徑向應(yīng)力,MPa;σθ′為水平井筒射孔孔眼的切向應(yīng)力,MPa;σz′為水平井筒射孔孔眼的軸向應(yīng)力,MPa;τrθ′、τθz′和τrz′分別為井壁處相應(yīng)方向的剪應(yīng)力分量,MPa;θ為射孔軸線與井筒半徑方向的夾角,(°);φ為相位角,(°);α=為Biot系數(shù);φ為孔隙度;ν為泊松比;δ為滲透性系數(shù),對于滲透性地層,δ=1,對于非滲透性地層,δ=0;pp為初始地層孔隙壓力,MPa;pw為井筒內(nèi)壓力,MPa。

圖3 水平井射孔井筒幾何模型和應(yīng)力分布示意圖

對于滲透性儲層(δ=1),當(dāng)射孔孔眼與井筒垂直(θ=0°),令K=φ(1-ν)/(1-2ν),周向應(yīng)力(σt)可進一步簡化為

(1-6ν)σv+(6ν-3)σH+3σh-

3K(pw-pp)-αpp=-σt

(2)

從式(2)可以看出,射孔炮眼在井壁上的周向應(yīng)力為最大,隨著與井筒距離增大,周向應(yīng)力隨之降低,并趨近于主應(yīng)力。以大慶葡萄花及扶余油層水平井為例,應(yīng)用式(2)分析射孔孔眼端部的周向地應(yīng)力。對于沿水平最小主應(yīng)力方向布置埋深1 800 m水平井筒,采用外徑140 mm套管固井完井,垂直于井軸的水平應(yīng)力(σx)為35 MPa,垂向主應(yīng)力(σz)為41 MPa,由式(2)計算可得到井筒上下方向射孔深度和井筒半徑之比(L/r,L為射孔穿深,mm;r為井筒半徑,mm)與地應(yīng)力的關(guān)系曲線(見圖4),計算數(shù)據(jù)結(jié)果見表3,σ(35,41)為在此條件下的水平井筒垂向的孔端應(yīng)力。由表3可以看出,射孔穿深越大,孔端應(yīng)力越接近地層水平主應(yīng)力,當(dāng)射孔穿深超過6倍井筒半徑(≥420 mm),孔端的應(yīng)力僅比水平主應(yīng)力高1 MPa;射孔穿深越小,孔端需克服的地應(yīng)力值明顯增加,當(dāng)射孔穿深不足3倍井筒半徑(<210 mm)時,會出現(xiàn)難以壓開的情況。

3.2 偏心射孔對孔眼壓開程度及破裂壓力的影響

圖4 水平井垂向射孔深度與孔端應(yīng)力圖

L/r012345678910σ(35，41)/MPa6443 939 137 336 936 536 135 835 635 535 4

當(dāng)水平井由于射孔槍偏心、套管偏置及水泥環(huán)上下不均導(dǎo)致不同方向射孔不均勻時,在上述算例條件下,當(dāng)向上的射孔穿深小于3倍井筒半徑時,就會出現(xiàn)壓不開的現(xiàn)象。

引入上下射孔非均勻指數(shù)f,定義

(3)

式中,Lup為向上的射孔穿深,mm;Ldown為向下的射孔穿深,mm。在水平井筒中,f<1。

在外徑140 mm套管的水平井中,普遍使用95型射孔槍,通過貝雷砂巖靶試驗測試可知,其正常情況下射孔最大穿深可達800 mm。在水平井中由于受偏心射孔的影響,向下和向上射孔穿深將受到射孔槍偏心、套管偏置及水泥環(huán)偏心程度的影響而變化。壓裂時孔眼被壓開的破裂壓力可簡化為孔端應(yīng)力與巖石抗張強度之和。通常情況,水平井筒上下巖石抗張強度相等,由此可得到f與上下射孔端破裂壓力差值的關(guān)系曲線(見圖5)。

常規(guī)壓裂施工時,井底凈壓力(井底壓力與水平最小主應(yīng)力差)通常小于2 MPa,由圖5可以看出,在f<0.3的水平井射孔偏心情況下,上下孔之間的破裂壓力差值(Δσ)已超過2 MPa,上部孔眼難以壓開,會出現(xiàn)裂縫單向延伸的問題。

圖5 射孔非均勻指數(shù)與上下孔端破裂壓力差關(guān)系圖

對于分簇射孔壓裂井段,常規(guī)電纜泵送射孔槍無法在井筒內(nèi)實現(xiàn)定位,使得不同簇的射孔方位角隨機發(fā)生變化,如采用大相位角(180°)射孔,簇間的破裂壓力同樣會因射孔槍方位變化而產(chǎn)生較大差別,在多段同時壓裂過程中,則有可能出現(xiàn)射孔穿深總體較小的簇難以被壓開的情況,這將導(dǎo)致部分井段無法達到壓裂改造效果的嚴(yán)重后果。

3.3 偏心射孔對裂縫延伸的影響

對于被壓開的水平段上部孔眼,當(dāng)裂縫從孔眼端部延伸出去后,隨著與井筒距離的增大,所需克服的地應(yīng)力將與下端的延伸縫相近。但是,射孔偏心作用仍然會嚴(yán)重影響裂縫的延伸,產(chǎn)生上下方向裂縫延伸不對稱的現(xiàn)象,主要表現(xiàn)在2個方面:①上部孔眼小,當(dāng)施工排量較大時,產(chǎn)生的節(jié)流壓差將明顯大于下部孔眼,減少了上部孔眼的單孔分流排量,導(dǎo)致上下孔眼進液量不均勻,形成上下延伸不等的非對稱裂縫;②上部孔眼端部應(yīng)力相對較大,裂縫口狹窄,易在縫口產(chǎn)生砂堵,阻止裂縫向上部延伸,加劇了裂縫的非對稱性。

壓裂過程中,壓裂液通過單個孔眼的摩阻Ppf可用式(4)計算

(4)

式中,Ppf為壓裂液通過單個孔眼的摩阻,MPa;ρ為流體密度,kg/m3;Qi為單孔排量,m3/min;Dp為孔眼直徑,m;Cp為孔眼流量系數(shù),無量綱。

對于水平井同一段壓裂井段,假設(shè)上下孔眼位置的巖石物性相同,對于已壓開的裂縫,裂縫延伸端部的壓力相同,則從井筒到上下孔眼裂縫端部的壓力損失相同,可推導(dǎo)出流經(jīng)上下孔眼的流量關(guān)系

(5)

式中,Qi,down為水平井筒下部的單孔排量,m3/min;Qi,up為水平井筒上部的單孔排量,m3/min;Dp,down為水平井筒下部的孔眼直徑,m;Dp,up為水平井筒上部的孔眼直徑,m。壓裂時,流經(jīng)上下孔眼的流量比等于孔眼面積比的平方。

對于每一個孔眼產(chǎn)生的延伸裂縫的體積,根據(jù)實驗數(shù)據(jù),按照上下孔眼直徑相差1倍計算,在上下部射孔孔眼數(shù)相同的情況下,下部孔眼的進液量可達到上部孔眼的4倍,壓裂裂縫規(guī)模也將近似相差4倍。

裂縫的非均勻延伸將影響壓裂效果。對于葡萄花儲層水平井穿層壓裂,如果目標(biāo)層在上部,上部裂縫延伸規(guī)模小,將難以實現(xiàn)有效穿層。對于有底水的水平井,裂縫過度向下延伸,可能會導(dǎo)致油井壓后大量產(chǎn)水。此外,裂縫過度向下延伸,超過儲層后,易導(dǎo)致儲層下部無效沉砂,降低儲層內(nèi)的有效裂縫支撐,影響壓裂效果。

4 結(jié)論與建議

(1) 通過實驗對比,分析了水平井在固井和射孔過程中由于重力作用引起射孔槍偏心和水泥環(huán)偏置導(dǎo)致井筒上下方向射孔不均勻的問題。偏心射孔實驗結(jié)果表明,水平段井筒上部和下部的孔徑和穿深差異大。

(2) 在射孔完井水平井筒應(yīng)力模型理論計算基礎(chǔ)上提出了定量表征水平井偏心射孔影響的射孔非均勻指數(shù)(f)并給出計算方法,可以用來定量描述非均勻射孔對孔眼直徑、穿深及上下孔眼破裂壓力差的影響,為研究分析偏心射孔對裂縫起裂和延伸的影響提供了手段。

(3) 實例計算結(jié)果表明,當(dāng)射孔穿深小于3倍井筒半徑時,會出現(xiàn)難以壓開的情況;當(dāng)射孔非均勻指數(shù)小于0.3時,上下孔眼破裂壓力差將大于2 MPa,致使上部孔眼難以壓開,即使能夠壓開上部裂縫,也會產(chǎn)生嚴(yán)重的上下裂縫面非均勻延伸、上部裂縫口狹窄、易出現(xiàn)砂堵風(fēng)險問題。

(4) 建議加強水平井射孔實際效果測試及測井診斷,進一步確定射孔槍偏心對射孔及壓裂施工的影響;即使采取射孔槍扶正等措施,也不能完全消除由于水平井固井水泥環(huán)偏置引起的非均勻射孔問題,建議加強超深穿透等徑射孔技術(shù)研究攻關(guān),提高水平井射孔有效性,消除射孔非均勻效應(yīng)的影響。

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