席 巖, 李 軍, 汪 偉, 高德偉,3, 連 威

(1.北京工業(yè)大學(xué)建筑工程學(xué)院,北京 100124; 2.中國(guó)石油大學(xué)(北京)石油工程學(xué)院,北京 102249;3.四川長(zhǎng)寧天然氣開(kāi)發(fā)有限責(zé)任公司,四川成都 615056)

多級(jí)壓裂過(guò)程中出現(xiàn)的套管變形已成為頁(yè)巖氣水平井開(kāi)發(fā)過(guò)程中亟待突破的瓶頸難題[1-4]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)展了一系列研究,先后分析了溫度變化、固井質(zhì)量、環(huán)空束縛水等因素對(duì)于套管應(yīng)力-應(yīng)變的影響[5-10]。多臂井徑結(jié)果表明剪切變形是生產(chǎn)套管變形的主要形式。Bao等[11]、Brune等[12]、張建光等[13]指出壓裂過(guò)程中天然裂縫處正向應(yīng)力降低、摩擦系數(shù)減小,誘發(fā)斷層滑移進(jìn)而導(dǎo)致套管剪切變形;Xi等[14]得出了斷層和層理發(fā)育是套管變形的內(nèi)因、水力壓裂是套管變形外因的結(jié)論;Chen等[15]補(bǔ)充了該結(jié)論,指出套管剪切變形的位置主要出現(xiàn)在天然裂縫、巖性界面以及上傾地層的水平段跟端處。雖然現(xiàn)有研究成果對(duì)斷層滑移進(jìn)行了深入分析,但未對(duì)剪切變形后套管內(nèi)徑變化進(jìn)行研究,也未提出較為有效的應(yīng)對(duì)方法。筆者采用Shell-Solid耦合方法建立斷層滑移數(shù)值模型,分析套管剪切變形后內(nèi)徑沿軸向變化,利用多臂井徑數(shù)據(jù)和鉛模測(cè)量形態(tài)進(jìn)行驗(yàn)證;設(shè)計(jì)一種可實(shí)現(xiàn)繞套管變地質(zhì)風(fēng)險(xiǎn)段的固井裝置,對(duì)比使用該裝置前、后的套管內(nèi)徑沿軸向變化,并且研究存在巖性界面、增加套管壁厚、井眼擴(kuò)徑等不同件下該裝置減緩套管剪切變形的效果。

1 繞地質(zhì)風(fēng)險(xiǎn)段固井機(jī)制

頁(yè)巖氣水平井多級(jí)壓裂過(guò)程中大量壓裂液被注入到地層中,通過(guò)井壁通道、層理通道等進(jìn)入天然裂縫中,使裂縫內(nèi)或?qū)永黹g的孔隙壓力提高,界面之間的摩擦系數(shù)顯著降低。當(dāng)裂縫內(nèi)或?qū)永黹g的孔隙壓力達(dá)到臨界值時(shí),激發(fā)天然裂縫(或?qū)永砻?滑動(dòng),造成套管發(fā)生剪切變形。工程現(xiàn)場(chǎng)微地震測(cè)量數(shù)據(jù)表明,天然裂縫發(fā)育或?qū)永盹@著區(qū)域是套管剪切變形出現(xiàn)的地質(zhì)風(fēng)險(xiǎn)段。

李軍等[16]提出可以在地質(zhì)風(fēng)險(xiǎn)段進(jìn)行分段固井,采取注入高黏流體不固井的方式,為斷層增加滑移空間。張毅等[17]指出美國(guó)部分頁(yè)巖氣井在固井施工開(kāi)展過(guò)程中采用了類似的方式,套管全井壓裂不再發(fā)生失效事故。華北油田使用該方法應(yīng)對(duì)膏巖蠕變地層,但是測(cè)井?dāng)?shù)據(jù)表明該方法容易導(dǎo)致混漿處固井質(zhì)量較差,進(jìn)而引發(fā)環(huán)空帶壓。

針對(duì)該問(wèn)題,設(shè)計(jì)一種分段固井接頭,該裝置包含上、下接頭,中間采用雙層套管連接,其工藝原理如圖1所示。雙層套管覆蓋天然裂縫或?qū)永淼牡刭|(zhì)風(fēng)險(xiǎn)段,固井過(guò)程中水泥漿從套管內(nèi)進(jìn)入到環(huán)空中,流至下封隔器前通過(guò)投球方式打開(kāi)上下封隔器,封隔器打開(kāi)后水泥漿通過(guò)流入孔進(jìn)入到雙層管間隙中,沿環(huán)空流動(dòng)從靠近跟端的封隔器外流出孔流出,使天然裂縫發(fā)育或?qū)永砻骘@著段實(shí)現(xiàn)不固井,同時(shí)保證固井作業(yè)的正常進(jìn)行,從而為斷層滑移留出較大的環(huán)隙空間。熊建偉等[18]提出了繞煤層固井井下裝置的技術(shù)方案,間接證明了該工具現(xiàn)場(chǎng)使用的可行性,區(qū)別于該裝置的是分段固井接頭為組合式結(jié)構(gòu),可通過(guò)調(diào)節(jié)雙層套管的段數(shù)實(shí)現(xiàn)對(duì)地質(zhì)風(fēng)險(xiǎn)段的覆蓋。

圖1 繞層固井工藝原理

2 數(shù)值模型建立

2.1 幾何模型與網(wǎng)格劃分

基于常規(guī)固井和繞層固井工程實(shí)際建立相應(yīng)的數(shù)值模型,如圖2所示。其中常規(guī)固井模型主要由生產(chǎn)套管、水泥環(huán)和頁(yè)巖地層組成,繞層固井模型主要由生產(chǎn)套管、水泥環(huán)、外層套管和頁(yè)巖地層組成。為更加精準(zhǔn)地分析斷層滑移過(guò)程中生產(chǎn)套管變形形態(tài),模型建立過(guò)程中采用Shell-Solid耦合方法,生產(chǎn)套管使用Shell單元形式,以便得到斷層滑移后更加精準(zhǔn)的變形數(shù)據(jù),其他均使用Solid單元。網(wǎng)格劃分過(guò)程中選用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格和非均勻密度劃分方式。

圖2 數(shù)值模型

2.2 參數(shù)設(shè)置與控制準(zhǔn)則

選擇一口實(shí)際頁(yè)巖井的地質(zhì)與工程參數(shù)進(jìn)行設(shè)置,該井垂深為3 650 m。最大水平地應(yīng)力、最小水平地應(yīng)力和垂向地應(yīng)力分別為105.8、97.6和 89.8 MPa。壓裂過(guò)程中施工壓力為77 MPa,儲(chǔ)層溫度為135 ℃。井筒幾何尺寸以及力學(xué)參數(shù)如表1所示,生產(chǎn)套管壁厚為12.7 mm,外層套管壁厚為9.17 mm,鋼級(jí)均為P110,屈服強(qiáng)度為758 MPa。斷層滑移過(guò)程中,地層和水泥環(huán)遵循Mohr-Coulomb準(zhǔn)則。剪切變形條件下,考慮套管屈服后對(duì)套管應(yīng)變的影響選用Von Mises準(zhǔn)則。頁(yè)巖氣井多級(jí)壓裂過(guò)程中套管變形處微地震矩震級(jí)為3.8ML(ML為近震震級(jí)),基于相關(guān)公式[13]計(jì)算得到滑移距離為88.1 mm,為計(jì)算簡(jiǎn)便設(shè)置滑移距離為90 mm。

表1 地層、水泥環(huán)及套管幾何尺寸與力學(xué)參數(shù)

3 測(cè)量形態(tài)驗(yàn)證

選擇平行于斷層滑移方向套管內(nèi)徑平面MNnm作為研究對(duì)象,該平面在滑移過(guò)程中內(nèi)徑邊線變形最為顯著,如圖3所示。

圖3 數(shù)值計(jì)算結(jié)果

圖4為斷層滑移以后該平面上MN和mn線偏離原位置的距離。由圖4可以看出,滑移面附近兩線偏移距離出現(xiàn)明顯差異,套管內(nèi)徑變化較為劇烈。選取該位置附近套管變化模擬形態(tài)和實(shí)測(cè)形態(tài)進(jìn)行對(duì)比,對(duì)比結(jié)果表明兩者形態(tài)基本一致,由此可以證明模擬結(jié)果的正確性。

圖4 模擬結(jié)果與測(cè)量結(jié)果對(duì)比

圖5為斷層滑移后套管內(nèi)徑沿軸向變化。由圖5可知,套管距離滑移面較遠(yuǎn)的前、后部分內(nèi)徑基本保持不變,靠近滑移面附近的內(nèi)徑變化較為劇烈,該段長(zhǎng)度為2.13 m,這與Marc等[19]調(diào)研的30口井?dāng)鄬踊茖?dǎo)致套管剪切變形段長(zhǎng)度的統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)較為相符。其中變化最劇烈的位置出現(xiàn)在滑移界面處,當(dāng)滑移界面垂直于套管且滑移距離為90 mm時(shí),滑移后套管內(nèi)徑最小處為103.9 mm,相比套管原始內(nèi)徑減小10.4 mm(減小比率為9.1%)。

圖5 套管內(nèi)徑沿軸向變化

4 結(jié)果討論

4.1 繞層固井套管內(nèi)徑變化

保持地層力學(xué)特性及施工壓力等參數(shù)不變,基于所建繞層固井?dāng)?shù)值模型進(jìn)行計(jì)算。該條件下生產(chǎn)套管與外層套管間隙為9.88 mm,外層套管與井壁之間的環(huán)空間隙為19.05 mm。計(jì)算結(jié)果如圖6所示。采用繞層固井后,生產(chǎn)套管內(nèi)徑變化劇烈的長(zhǎng)度明顯變短,最小內(nèi)徑位置出現(xiàn)了前移,且該處內(nèi)徑為107.5 mm,縮徑量?jī)H為6.8 mm。相比常規(guī)固井技術(shù),在同等斷層滑移條件下套管縮徑量減小34.6%,效果較為顯著。

圖6 繞層固井后套管內(nèi)徑變化

4.2 與增加套管壁厚效果對(duì)比

前人研究結(jié)果表明,增加套管壁厚有利于進(jìn)一步提升套管抗剪切強(qiáng)度[20]。將常規(guī)固井?dāng)?shù)值模型中的生產(chǎn)套管壁厚增加至15.88 mm,繞層固井?dāng)?shù)值模型中的生產(chǎn)套管壁厚依然保持不變(12.7 mm)。圖7為斷層滑移后兩種情況下生產(chǎn)套管內(nèi)徑沿軸向變化。由圖7可知,常規(guī)固井條件下斷層滑移后,不同套管壁厚下套管內(nèi)徑變化具有相同的變化趨勢(shì),但是隨著套管壁厚的增加,剪切套管縮徑量不斷減小。套管壁厚為15.88 mm時(shí)套管最小內(nèi)徑105.5 mm,相比未增加壁厚前縮徑量由10.4 mm降低至8.8 mm,降低比率為15.4%。與繞層固井縮徑量降低比率(34.6%)相比,采用繞層固井技術(shù)效果更為顯著。

圖7 繞層固井與增加套管壁厚后套管內(nèi)徑變化

4.3 巖性界面的影響

工程現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量結(jié)果表明,套管剪切變形位置與巖性界面位置具有較高重復(fù)性,以威榮區(qū)塊威頁(yè)11-1HF井為例,4個(gè)套變點(diǎn)中3個(gè)位于巖性界面附近。針對(duì)此,改變數(shù)值模型中地層力學(xué)特性,基于測(cè)井?dāng)?shù)據(jù)將滑動(dòng)部分彈性模量提升至44 GPa,對(duì)比該條件下常規(guī)固井和繞層固井生產(chǎn)套管內(nèi)徑變化,計(jì)算結(jié)果如圖8所示。基于圖8可以看出,兩種固井方式下均是隨著滑移部分彈性模量的不斷增大,生產(chǎn)套管內(nèi)徑不斷減小。常規(guī)固井條件下,存在巖性界面時(shí)斷層滑移后,生產(chǎn)套管最小內(nèi)徑處僅為100.9 mm,縮徑量為13.4 mm,相比均質(zhì)地層條件下增加28.8%。由此可以看出,巖性界面的存在對(duì)于套管剪切變形具有顯著影響。繞層固井條件下,生產(chǎn)套管最小內(nèi)徑處為106.2 mm,縮徑量為8.1 mm,相比同等條件下常規(guī)固井降低39.6%,效果依然較為顯著。

圖8 巖性界面處常規(guī)固井與繞層固井套管內(nèi)徑變化

4.4 井眼擴(kuò)大后繞層固井效果

在具體施工過(guò)程中可增大井眼尺寸,增加外層套管與井壁之間的環(huán)空間隙以增大斷層滑移空間,并且可以在此基礎(chǔ)上調(diào)整外層套管與生產(chǎn)套管之間的間隙,以降低雙層套管之間的摩阻確保固井施工作業(yè)的開(kāi)展。將水平段井眼直徑擴(kuò)展到244.5 mm,繞層段井眼通過(guò)擴(kuò)徑鉆頭擴(kuò)徑至280 mm,調(diào)整外層套管外徑為215.9 mm,生產(chǎn)套管直徑不變。該條件下外層套管與井壁之間的間隙為32.05 mm,外層套管與生產(chǎn)套管之間的間隙為28.93 mm。斷層滑移后可知,采用繞層固井方法,斷層滑移后生產(chǎn)套管內(nèi)徑最小處僅為109.3 mm,縮徑量為5 mm。相比不擴(kuò)徑狀態(tài)下縮徑量減小26.5%,相比常規(guī)固井內(nèi)徑縮徑量減少43.2%。因此繞層固井與擴(kuò)眼技術(shù)并用可以有效降低套管剪切變形的影響。

圖9 常規(guī)固井與繞層固井(擴(kuò)徑后)套管內(nèi)徑變化

5 結(jié) 論

(1)斷層滑移導(dǎo)致套管出現(xiàn)剪切變形,套管最小內(nèi)徑位置出現(xiàn)在套管滑移面附近,多臂井徑測(cè)量和鉛模測(cè)試結(jié)果表明,模擬結(jié)果與套管變形實(shí)際形態(tài)較為一致,斷層傾角為90°、滑移距離為90 mm時(shí),縮徑量為9.1%。

(2)斷層滑移后巖性界面處套管變形較為顯著,隨著滑移部分彈性模量的增加,套管內(nèi)徑縮徑量不斷增加。增加套管厚度有利于保護(hù)套管完整性,隨著套管壁厚的增加,斷層滑移后套管內(nèi)徑縮徑量減小。

(3)設(shè)計(jì)的可用于頁(yè)巖氣井的繞層固井裝置,同等條件下比常規(guī)固井套管縮徑量降低34.6%,效果明顯優(yōu)于增加套管壁厚。使用該裝置并且在地質(zhì)風(fēng)險(xiǎn)段進(jìn)行擴(kuò)徑,斷層滑移后套管縮徑量比常規(guī)固井降低43.2%。