李 昂， 楊萬有， 丁乾申， 康少飛， 楊 維， 吳飛鵬

（1. 中海油能源發(fā)展股份有限公司工程技術分公司，天津 300452；2. 中國石油大學（華東）石油工程學院，山東青島 266580）

復合電熱化學聚能沖擊波技術既具有電脈沖的重復沖擊特點，又實現(xiàn)了爆燃沖擊的高能量釋放，是一種新的物理法儲層強化改造技術。在當前油氣資源開發(fā)形勢下，該技術對一些巖石硬度大、微裂縫發(fā)育較少的非常規(guī)儲層開發(fā)具有較強的適用性，發(fā)展前景良好[1-3]。

復合電熱化學聚能沖擊波技術是在電脈沖技術基礎上發(fā)展而來的。電脈沖技術發(fā)展的第一階段是單純利用電極放電，1905 年，Swedbery 發(fā)現(xiàn)電在水中可以產(chǎn)生沖擊波[4]；除此，J. S. Clements 等人[5]提出了水中脈沖放電的概念；H. Ziaul 等人[6]對放電產(chǎn)生沖擊波的距離進行了探究；孫鳳舉等人[7]研制了脈沖大電流電源；孫鷂鴻等人[8]設計了特定放電開關。電脈沖技術發(fā)展的第二階段是在電極之間連接金屬絲，R. R. Buntzen[9]最早研究了金屬絲在水中放電后產(chǎn)生沖擊波的規(guī)律；T. Tobe 等人[10-11]分析了金屬絲的釋放功率、沖擊波的形成機制；A. Grinenko等人[12]建立了水中金屬絲的放電數(shù)值模型；張永民、周海濱等人[13-15]相繼把該項技術應用到石油開采方面。以上2 個研究階段的放電屬于微秒級別沖擊，這種沖擊對近井帶儲層的改造很難做到破碎程度和裂縫長度的平衡。為此，張永民等人[16]提出將金屬絲換成聚能材料，利用電脈沖引發(fā)聚能材料，并且進行了礦場試驗。目前，復合電熱化學聚能沖擊波技術對巖石破碎效果的評價及主控因素的敏感性研究尚處于初始探索階段。

為了提高復合電熱化學聚能沖擊波技術對非常規(guī)油氣藏儲層的強化改造效果，筆者模擬研究了沖擊波幅值、沖擊次數(shù)和巖石力學參數(shù)對巖石破碎效果的影響，以期為復合電熱化學聚能沖擊波技術的工程應用提供理論支撐。

1 復合電熱化學聚能沖擊波技術原理

復合電熱化學聚能沖擊波技術利用脈沖將能量的釋放時間盡可能縮短，以此在短時間內(nèi)獲得大功率的能量。該項技術的第一代發(fā)生器利用電極板在水中放電，電離液體產(chǎn)生等離子體作用于地層，產(chǎn)生的能量較小，峰值壓力約為50 MPa，只能對近井地帶疏通解堵；第二代發(fā)生器在電極板之間連接金屬絲，利用金屬絲增大接觸面積，提高電離效率，峰值壓力達到120 MPa；第三代發(fā)生器在電極板之間加入聚能棒，利用高壓放電引發(fā)聚能棒，引發(fā)過程中會發(fā)生液電效應和聚能棒爆炸，其峰值壓力高達210 MPa。復合電熱化學聚能沖擊波技術可將常規(guī)電脈沖的沖擊脈寬擴展約1.5 倍，沖擊峰值壓力提高約3.0 倍，從而大幅提高電脈沖破巖效果。

沖擊波在地層中沿徑向傳播，傳播過程中能量逐漸衰減，最終成為彈性應力波[17]，在此過程中主要發(fā)生壓碎作用、撕裂作用、彈性震蕩作用和累計損傷作用。壓碎作用是峰值壓力大于巖石抗壓強度，直接將巖石壓碎；撕裂作用是峰值壓力小于巖石抗壓強度但大于巖石抗拉強度，巖石發(fā)生剪切破壞；彈性震蕩作用是峰值壓力小于巖石抗拉強度，使孔喉雜質(zhì)剝落；累計損傷作用是沖擊波多次作用對地層巖石內(nèi)部結構造成微觀損傷，當微損傷累計到一定程度，便造成宏觀破壞[18]。

2 材料破裂數(shù)值模型的建立

基于JH-2 動態(tài)本構模型建立了巖石材料的破裂數(shù)值模型，其主要由強度模型、損傷模型和狀態(tài)方程3 部分組成[19]。如圖1 所示，模型材料初始狀態(tài)為彈性材料，受到破壞后損傷逐漸積累，等效強度和破裂強度隨材料受損壓力增加而增大，對應的強度因子D 為0～1 時，巖石不會發(fā)生宏觀破壞，強度因子D 大于1 時，巖石發(fā)生宏觀破壞；塑性應變隨受損壓力增大增至極限值，破壞后剪切滑動會對整體壓力有影響，因此狀態(tài)方程需要考慮損傷引起的壓力。

圖 1 JH-2 模型中物理量之間的關系Fig.1 Relaionship between physical quantities in Model JH-2

材料的等效強度可表示為：

式中：σ*為等效強度，MPa；σi*為初始強度，MPa；σf*為破碎強度，MPa；D 為損傷因子。

損傷因子的表達式為：

式中：Δεp為等效塑性應變； εfp為壓力為p 時材料破碎的塑性應變。

壓力為p 時材料破碎的塑性應變?yōu)椋?/p>

式中：D1為材料的Ⅰ型損傷系數(shù)；D2為材料的Ⅱ型損傷系數(shù)；p*為材料受損時的壓力，MPa；T*為材料受損的時刻，s。

材料未受到損傷時的狀態(tài)方程為：

式中：p 為材料破裂壓力，MPa；K1，K2和K3為材料常數(shù)；ρ 為材料在某一時刻的密度，kg/m3；ρ0為材料的初始密度，kg/m3。

材料受到損傷時的狀態(tài)方程為：

p=K1μ+K2μ2+K3μ3+?p （6）

式中：Δp 為累計損傷引起的壓力，MPa。

3 巖樣試驗及數(shù)值模擬

3.1 巖樣試驗

利用沖擊波發(fā)生試驗裝置進行復合電熱化學聚能沖擊致裂巖樣的試驗。試驗裝置包括電源、觸發(fā)器、變壓器、電容器、沖擊波發(fā)生器和應變儀等。

根據(jù)現(xiàn)場地層性質(zhì)，將水泥、石子、沙子、無機納米硅粉、粉煤灰和水等材料按照一定的比例混合，制作成混凝土巖樣，巖樣直徑為1.50 m、高度為1.20 m，養(yǎng)護28 d，其物理性質(zhì)見表1。

表 1 混凝土巖樣和儲層巖石的物性參數(shù)Table 1 Physical parameters of concrete samples and reservoir rocks

采用制得的巖樣進行復合電熱化學聚能沖擊試驗，試驗步驟為：1）連接設備，檢查設備是否正常運行；2）在模擬井眼內(nèi)注滿水；3）將試驗裝置下入到模擬井眼內(nèi)；4）每次沖擊后檢查巖樣的破碎情況，并采集應變數(shù)據(jù)。共沖擊巖樣6 次，每次的沖擊試驗情況見表2。

表 2 巖樣沖擊試驗結果Table 2 Rock sample impact test results

由表2 可知，巖樣受到6 次沖擊后，在軸向上產(chǎn)生4 條貫穿性的大裂縫，且裂縫面為弱膠結面，在主貫穿裂縫周圍伴有分支小裂縫，在一定程度上說明應力波在傳播過程中，應力集中點容易發(fā)生破裂；在周向上同樣出現(xiàn)裂縫，并與軸向裂縫交叉，形成縫網(wǎng)。

3.2 數(shù)值模擬

3.2.1 沖擊1 次

沖擊1 次后，混凝土巖樣表面沒有出現(xiàn)宏觀裂縫，但動力學理論分析認為，巖石內(nèi)部會出現(xiàn)微損傷，這些微損傷在一定程度上會增大巖石的孔隙度、滲透率等性質(zhì)；從模擬分析結果可以看出，模擬井眼的周圍出現(xiàn)了一些損傷（見圖2）。

圖 2 沖擊1 次后的巖樣形貌Fig.2 Rock sample morphology after one impact

3.2.2 沖擊3 次

沖擊3 次后，巖石端面出現(xiàn)2 條裂縫，其中1 條裂縫的寬度較窄（見圖3）。

圖 3 沖擊3 次后的巖樣形貌Fig.3 Rock sample morphology after three impacts

3.2.3 沖擊4 次

沖擊4 次后，不但混凝土巖樣早期出現(xiàn)的2 條裂縫的長度得到擴展，而且又出現(xiàn)2 條宏觀裂縫，其中一條裂縫的長度較短，處于剛發(fā)育階段（見圖4）。

3.2.4 沖擊6 次

沖擊6 次后，所有裂縫的寬度和長度均增大（見圖5）。

選取試驗樣本，利用數(shù)值模型進行擬合，擬合得到每一次沖擊后裂縫的形態(tài)和數(shù)量，調(diào)節(jié)數(shù)值模擬參數(shù)可以提高巖樣模擬試驗的精度。由模擬結果可以看出，近井周圍損傷嚴重，這是因為模擬時設定經(jīng)過套管衰減之后的沖擊波直接作用于巖石，沒有套管約束巖石，沖擊力直接作用于巖石，導致巖石出現(xiàn)位移偏差，因此模擬中近井處的巖石損傷范圍偏大，但從試驗的角度認為套管井的井周破壞損傷較小。因此，需要將模型參數(shù)設置一定的范圍，利用控制變量法研究各個參數(shù)的敏感性。

圖 4 沖擊4 次后的巖樣形貌Fig.4 Rock sample morphology after four impacts

圖 5 沖擊6 次后的巖樣形貌Fig.5 Rock sample morphology after six impacts

4 敏感性分析及產(chǎn)能評價

4.1 因素敏感性分析

利用擬合后確定的地層物性參數(shù)建立裸眼井模型，地層巖石參數(shù)：密度為2 500 kg/m3，泊松比為0.22，黏聚力為9.0 MPa，抗拉強度為3.11 MPa，抗壓強度為47.25 MPa，塑性系數(shù)為0.98，摩擦系數(shù)為0.77，其他參數(shù)采用擬合確定的模型參數(shù)值。利用單一變量分析方法模擬破壞效果，分析沖擊次數(shù)、峰值壓力、巖石彈性模量和地應力的敏感性[20]。

4.1.1 沖擊次數(shù)

脈沖寬度為30 μs，峰值壓力為130 MPa，彈性模量為30 GPa，泊松比為0.22，地應力為30 MPa，模擬沖擊次數(shù)分別為1，2，4，6，9 和12 次時的沖擊效果，結果如圖6所示。

從圖6 可以看出，沖擊1 次后近井地帶出現(xiàn)破碎，此時峰值壓力大于抗壓強度，損傷逐漸積累；沖擊2 次后破碎區(qū)外出現(xiàn)裂縫，但造成的損傷不足以產(chǎn)生宏觀裂縫，因此表現(xiàn)為微裂縫；沖擊4 次后出現(xiàn)2 條宏觀裂縫；沖擊6 次后出現(xiàn)4 條宏觀大裂縫；沖擊9 次后裂縫稍微增長，且破碎區(qū)域加大；沖擊12 次后裂縫基本不增長，但破碎區(qū)域明顯增大。

圖 6 沖擊不同次數(shù)后的模擬形態(tài)Fig.6 Simulated pattern after different impact times

這說明，沖擊次數(shù)為作用效果的主控因素，沖擊次數(shù)少于2 次時巖石只發(fā)生微觀破碎；大于2 次時巖石開始出現(xiàn)宏觀裂縫，且隨著沖擊次數(shù)增多，裂縫數(shù)量和長度均增大，但裂縫增長到一定長度時不再增長，而破碎區(qū)域擴大，沖擊6 次時的效果最佳（見表3）。

4.1.2 峰值壓力

確定沖擊次數(shù)為6 次，且脈沖寬度為30 μs，彈性模量為30 GPa，泊松比為0.22，地應力為30 MPa，模擬峰值壓力分別為100，130 和150 MPa 時的巖石破碎區(qū)長度、裂隙區(qū)長度和裂縫數(shù)量等，結果如圖7所示。

表 3 不同沖擊次數(shù)下的模擬結果Table 3 Simulation results after different impacts

圖 7 不同峰值壓力下沖擊后的模擬形態(tài)Fig.7 Simulated patterns of different peak pressures

由圖7 可知：沖擊6 次均可產(chǎn)生裂縫；峰值壓力為100 MPa 時產(chǎn)生4 條裂縫，裂隙區(qū)長度1.52 m，破碎區(qū)長度0.15 m；峰值壓力為130 MPa 時產(chǎn)生5 條裂縫，裂隙區(qū)長度1.71 m，破碎區(qū)長度0.16 m；峰值壓力為150 MPa 時產(chǎn)生5 條裂縫，裂隙區(qū)長度1.82 m，破碎區(qū)長度0.19 m。

由此可看出，峰值壓力對于裂隙區(qū)長度的影響較大，在一定程度上增大沖擊的峰值壓力，可以使裂縫長度增長，峰值壓力為150 MPa 時的巖石破碎效果最佳。

4.1.3 巖石彈性模量

沖擊次數(shù)為6 次，峰值壓力為130 MPa，脈沖寬度為30 μs，泊松比為0.22，地應力為30 MPa，模擬巖石彈性模量分別為10，30 和50 GPa 時的沖擊破碎效果，結果如圖8 所示。

從圖8 可以看出：巖石彈性模量為10 GPa 時，產(chǎn)生了3 條裂縫，裂隙區(qū)長度1.42 m，破碎區(qū)長度0.15 m；巖石彈性模量為30 GPa 時，產(chǎn)生了4 條裂縫，裂隙區(qū)長度1.56 m，破碎區(qū)長度0.15 m；巖石彈性模量為50 GPa 時，產(chǎn)生了4 條裂縫，裂隙區(qū)長度1.75 m，破碎區(qū)長度0.16 m。

圖 8 不同彈性模量巖樣沖擊后的模擬形態(tài)Fig.8 Simulated patterns of rock with different elastic modulus after impact

由此可看出，隨著巖石彈性模量增大，裂隙區(qū)長度明顯增長，但裂縫寬度變化不明顯，能量用于裂縫延伸，沒有擴展縫寬，對破碎區(qū)影響不明顯。對于彈性模量為50 GPa 的巖石，沖擊破碎效果最佳。

4.1.4 地應力

沖擊次數(shù)為6 次，峰值壓力為130 MPa，脈沖寬度為30 μs，巖石彈性模量為30 GPa，泊松比為0.22，模擬地應力分別為10，20 和30 MPa 時的沖擊破碎效果，結果如圖9 和表4 所示。

從圖9 可以看出，隨地應力增大，裂縫數(shù)量減少，裂縫長度縮短，但破碎區(qū)增大，可見地應力增大可以限制裂縫的擴展，抵消一部分井眼中的能量，使能量集中在近井地帶。從表4 可以看出，對于地應力10 MPa 的地層，沖擊破裂效果最佳。

圖 9 不同地應力下巖樣沖擊后的模擬形態(tài)Fig.9 Simulation shape of rock sample after impact under different in-situ stresses

表 4 不同地應力下沖擊后的模擬結果Table 4 Simulation results after impact under different geostress

根據(jù)上述沖擊參數(shù)、巖石參數(shù)及地應力的敏感性分析結果，可以得到?jīng)_擊次數(shù)為6 次、峰值壓力為150 MPa、彈性模量為50 GPa 和地應力為10 MPa時，巖石的破裂效果最佳。

4.2 產(chǎn)能評價

為了評價裂縫對產(chǎn)能效果的影響程度，采用劉靜等人[21]提出的計算模型，分析了裂縫長度和裂縫數(shù)量對增產(chǎn)效果的影響，結果如圖10 和圖11所示。

圖 10 裂縫長度對增產(chǎn)效果的影響Fig. 10 The effect of fracture length on simulation result

圖 11 裂縫數(shù)量對增產(chǎn)效果的影響Fig. 11 The effect of fracture number on simulation result

由圖10 和圖11 可知，增產(chǎn)倍數(shù)隨裂縫長度增長而增加，開始增加的幅度較大，當裂縫長度增長到2.00 m 后，增產(chǎn)倍數(shù)增大幅度變得較為平緩；增產(chǎn)倍數(shù)隨裂縫數(shù)量增多而增大，但裂縫增到5～6 條后，增產(chǎn)倍數(shù)變化不大，之后由于裂縫之間的干擾，增產(chǎn)倍數(shù)增大幅度變緩。

5 結論與建議

1）復合電熱化學聚能沖擊波技術對儲層具有明顯的致裂作用，沖擊波作用可以分為壓碎作用、撕裂作用、彈性震蕩作用和累計損傷作用。

2）在JH-2 模型的基礎上建立的數(shù)值模型可以預測巖石損傷破壞情況，得到巖石產(chǎn)生的裂縫數(shù)量及裂縫長度。

3）采用數(shù)值模擬方法分析了影響復合電熱化學聚能沖擊波技術儲層改造效果的主控因素，發(fā)現(xiàn)沖擊次數(shù)和峰值壓力的影響最大，地應力和巖石彈性模量的影響相對較小。

4）隨著沖擊次數(shù)增多、峰值壓力增大、地應力減小和巖石彈性模量增大，復合脈沖致裂裂縫數(shù)量也逐漸增多，其裂縫穿透距離也逐漸增大。

5）建議在油水井驗證該技術的儲層改造效果，以提高數(shù)值模擬預測精度。