閆 炎, 管志川,2*, 閻衛(wèi)軍, 許玉強(qiáng),2, 馬維臻

(1.中國石油大學(xué)(華東)石油工程學(xué)院， 青島 266580； 2.山東省深地鉆井過程控制工程技術(shù)研究中心， 青島 266580； 3.中國石油長城鉆探工程有限公司， 北京 100020)

井筒密封完整性是貫穿油氣井生命周期的一個(gè)核心指標(biāo)，對(duì)保證油氣井在服役期間的安全生產(chǎn)至關(guān)重要[1-3]。一旦在開發(fā)過程中，井筒密封完整性遭到破壞，將會(huì)導(dǎo)致環(huán)空竄流的發(fā)生，進(jìn)而影響油氣井產(chǎn)量、降低油氣井服役壽命。大量研究表明水泥環(huán)的本體破壞與固井界面微環(huán)隙的產(chǎn)生是導(dǎo)致井下環(huán)空竄流形成的主要原因之一[4-7]。劉碩瓊等[8]、Liu等[9]、Xi等[10]計(jì)算了頁巖氣壓裂過程中水泥環(huán)的應(yīng)力分布，結(jié)果一致認(rèn)為水泥環(huán)一界面是壓裂過程中的薄弱之處。張林海等[11]利用全尺寸水泥環(huán)密封性評(píng)價(jià)裝置，研究了多段壓裂作用下水泥環(huán)的密封完整性，結(jié)果顯示密封性失效發(fā)生在卸壓階段水泥環(huán)與套管之間的界面處。Andrade等[12]通過計(jì)算機(jī)斷層掃描(computed tomography，CT)的手段觀察循環(huán)加載后的水泥環(huán)微裂縫，證實(shí)了水泥環(huán)內(nèi)部裂縫導(dǎo)致了井筒密封完整性的失效。此外，射孔作為建立油氣流動(dòng)通道的一項(xiàng)必要工藝技術(shù)，水泥環(huán)孔眼周圍的裂縫將加劇射孔段水泥環(huán)在壓裂過程中的破壞[13]。趙效鋒等[14]對(duì)壓裂過程中射孔段水泥環(huán)力學(xué)響應(yīng)進(jìn)行了分析，結(jié)果顯示射孔段水泥環(huán)內(nèi)部應(yīng)力與相位與孔密密切相關(guān)。但應(yīng)力分布僅能判斷水泥環(huán)是否發(fā)生破壞，對(duì)后期水泥環(huán)失封范圍難以給出量化的表征。因此，有必要針對(duì)壓裂過程中射孔段水泥環(huán)孔周裂縫的擴(kuò)展規(guī)律進(jìn)行分析，降低壓裂過程中水泥環(huán)密封失效的可能性。

針對(duì)上述問題，基于損傷力學(xué)與流固耦合理論，建立了水力壓裂過程中射孔段水泥環(huán)裂縫擴(kuò)展的數(shù)值模型，模擬了水平井段壓裂工況下固井水泥環(huán)徑向裂縫沿井筒軸向的擴(kuò)展過程，得出射孔段水泥環(huán)的密封失效范圍，同時(shí)分析了水泥彈性模量、套管內(nèi)壓、地層孔隙壓力對(duì)固井水泥裂縫擴(kuò)展長度的影響規(guī)律，為壓裂過程中封隔段長與射孔簇間距的選取提供參考。

1 數(shù)值模型

1.1 模型假設(shè)與依據(jù)

圖1為多級(jí)壓裂過程中水泥環(huán)密封失效示意圖，若兩級(jí)之間的水泥環(huán)裂縫互相連通，則壓裂液將沿裂縫進(jìn)入壓裂完成的層段，易導(dǎo)致壓裂的失敗。針對(duì)此情況，以射孔段水泥環(huán)為研究對(duì)象分析水泥環(huán)裂縫在壓裂過程中的擴(kuò)展特征。

圖1 多級(jí)壓裂過程中段間水泥環(huán)密封失效示意圖Fig.1 The failure of cement integrity between segments during multi-staged fracturing

圖2 水泥環(huán)孔周裂縫的幾何簡化Fig.2 Geometric simplification of cement crack around the hole

根據(jù)筆者前期進(jìn)行的射孔實(shí)驗(yàn)結(jié)果[15]，射孔后水泥環(huán)孔周形成徑向裂縫如圖2所示。為便于計(jì)算，將射孔簇水泥環(huán)的初始裂縫簡化為一條長1 m的徑向縫。此外，壓裂過程中水泥環(huán)的裂縫擴(kuò)展過程是一個(gè)多物理場(chǎng)耦合過程，為簡化計(jì)算，只考慮在壓裂液的壓力下水泥環(huán)的損傷情況，且對(duì)模型做出以下假設(shè)：①地層巖石和水泥環(huán)為各向同性多孔介質(zhì)材料；②僅考慮應(yīng)力場(chǎng)與滲流場(chǎng)影響，不考慮溫度場(chǎng)的影響；③套管、水泥環(huán)與地層巖石均視為彈性體，不考慮材料的蠕變效應(yīng)。

1.2 材料參數(shù)

結(jié)合松遼盆地某頁巖油壓裂井的儲(chǔ)層信息與施工參數(shù)，模型中套管、水泥環(huán)、地層巖石密度分別為7.85、1.8、2.3 g/cm3；彈性模量分別為210、6.7、25 GPa；泊松比分別為0.27、0.22、0.24。水泥與地層巖石的孔隙度分別為0.15、0.2；滲透率分別為0.02、5 mD。相關(guān)的地質(zhì)力學(xué)參數(shù)與壓裂施工參數(shù)如下：水泥的抗拉強(qiáng)度3 MPa，濾失系數(shù)為5×10-14m/(Pa·s)，地層上覆巖層壓力、最大水平地應(yīng)力與最小水平地應(yīng)力分別為35、32、28 MPa。套管內(nèi)壓為45 MPa，井筒內(nèi)壓裂液黏度為10 mPa·s，壓裂液的流量為8 m3/min。圖3為井筒截面壓裂液分布，裂縫入口處的流量Qinj計(jì)算公式為

(1)

式(1)中：Q為井筒內(nèi)的壓裂液流量，m3/min；D為井筒直徑，mm；d為徑向裂縫的平均寬度，mm；h為水泥環(huán)厚度，mm。

圖3 壓裂液在含裂縫井筒內(nèi)的分布Fig.3 Distribution of fracturing fluid in a cracked wellbore

圖4 幾何模型Fig.4 Geometric model

1.3 物理模型與模擬步驟

壓裂過程中水平段井筒幾何模型如圖4所示，基于圣維南原理，模型中地層截面尺寸設(shè)置為5 m×5 m。套管外徑為139.7 mm，水泥環(huán)厚度38 mm。水平段井筒長度設(shè)置為10 m。根據(jù)文獻(xiàn)[13]中實(shí)驗(yàn)測(cè)量的水泥環(huán)裂縫幾何尺寸，徑向裂縫的初始寬度設(shè)置為100 μm。模型中的網(wǎng)格均采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，為減小計(jì)算時(shí)間網(wǎng)格由內(nèi)向外逐漸稀疏。同時(shí)在套管、水泥環(huán)和地層上下底面以及地層外側(cè)施加固定約束。

該模型的模擬過程分為兩個(gè)階段：首先是地應(yīng)力平衡階段，即將地應(yīng)力和孔隙壓力平衡時(shí)的狀態(tài)施加到模型上。最大水平地應(yīng)力σH、上覆巖層壓力σv和最小水平地應(yīng)力σh分別沿x、y和z方向加載。初始孔隙壓力Pi施加到完全飽和的地層巖石上。同時(shí)，套管壁上施加均布載荷Pw以模擬井筒內(nèi)液柱壓力。第二階段是壓裂液沿孔道處的水泥環(huán)徑向裂縫注入階段。在該步驟中，將壓裂液以恒定速率連續(xù)注入孔眼周圍的初始裂縫內(nèi)，徑向裂縫在壓裂液驅(qū)動(dòng)下逐漸脫粘擴(kuò)展。

2 控制方程與離散

2.1 壓裂過程流固耦合控制方程

飽和多孔介質(zhì)在水力壓裂時(shí)，作用在裂縫壁面上的流體會(huì)使多孔介質(zhì)中的固相骨架變形，而壓裂液注入引起近井區(qū)域巖石孔隙壓力的改變將導(dǎo)致裂縫形態(tài)和滲透率的變化，因此裂縫擴(kuò)展是黏性流體流動(dòng)與巖體變形的動(dòng)態(tài)耦合過程[16-17]。ABAQUS可以有效模擬水力壓裂中裂縫擴(kuò)展的滲流-應(yīng)力耦合問題，其巖石應(yīng)力平衡方程為

(2)

通過對(duì)每個(gè)節(jié)點(diǎn)施加孔隙壓力模擬壓裂液的流動(dòng)，多孔介質(zhì)內(nèi)連續(xù)性流動(dòng)方程的弱形式為

(3)

流動(dòng)方程滿足達(dá)西方程，則有

(4)

式中：qw為介質(zhì)內(nèi)體積流率，m3/s；ρw為孔隙中流體密度，kg/m3；nw為孔隙度；pw為流體壓力，MPa；k為滲透率，μm2；g為自由落體加速度，m/s2；n為垂直于表面S的單位向量；x為流體在裂縫內(nèi)流動(dòng)的距離，m。

2.2 裂縫起裂準(zhǔn)則

水力裂縫的起裂和擴(kuò)展采用基于黏聚力單元損傷力學(xué)的拉伸-分離準(zhǔn)則[18]。巖石未損傷之前的本構(gòu)關(guān)系為線彈性，單元開始損傷后剛度逐漸退化直至完全失效。在數(shù)值模擬中，采用二次應(yīng)力準(zhǔn)則作為水力裂縫的起裂準(zhǔn)則，即

(5)

為表征黏聚力單元的損傷程度，模型中引入損傷因子D。D為0～1的取值表示材料從未損傷到完全損傷?；诰€性位移擴(kuò)展準(zhǔn)則的黏聚力單元損傷因子可表示為[18]

(6)

引入損傷因子后，基于牽引-分離準(zhǔn)則的黏聚力單元損傷演化準(zhǔn)則表示為

(7)

為考慮法向擴(kuò)展和切向擴(kuò)展的結(jié)合，將裂縫擴(kuò)展考慮為Benzeggagh-Kenane(B-K)混合擴(kuò)展模式，即

(8)

流體在黏聚力單元內(nèi)的流體模式分為兩類：垂直于上、下表面的法向流動(dòng)和平行于表面的切向流動(dòng)。采用冪律模型來表征流體的切向流，其模型的本構(gòu)關(guān)系為

(9)

黏聚力單元內(nèi)切向流的體積流率定義為[18]

(10)

式(10)中：d為界面裂縫開度，m；q為流體流量，m3/s；?p為流體壓降，Pa/m。

黏聚力單元內(nèi)流體的法向流動(dòng)表現(xiàn)為沿單元上、下表面的濾失，其計(jì)算公式為[17]

(11)

式(11)中：qt和qb分別為單元上、下表面的體積流率，m3/s；ct和cb分別為單元上、下表面的濾失系數(shù)，m4·s/kg；pt和pb為上、下表面的孔隙壓力，MPa；pi為單元內(nèi)的流體壓力，MPa。

聯(lián)立方程組[式(11)]及邊界條件，利用有限元離散化方法[19]中引入的插值函數(shù)，可將平衡方程、連續(xù)性方程等形成應(yīng)力-滲流耦合方程矩陣，在ABAQUS中進(jìn)行求解計(jì)算。

3 室內(nèi)實(shí)驗(yàn)

利用圖5所示的井筒完整性評(píng)價(jià)裝置驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算結(jié)果的可靠性。該裝置可以通過在套管內(nèi)施加液壓，模擬水力壓裂中壓裂液驅(qū)動(dòng)水泥環(huán)裂縫擴(kuò)展的過程。裝置主要由模擬井筒、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、壓力控制系統(tǒng)、溫度控制系統(tǒng)構(gòu)成。實(shí)驗(yàn)時(shí)釜體內(nèi)可向模擬井筒外圍施加圍壓，向套管內(nèi)施加液壓以模擬壓裂液注入過程。水泥環(huán)上方連接著壓力傳感器以檢測(cè)水泥環(huán)的密封完整性。

圖5 井筒密封完整性實(shí)驗(yàn)裝置結(jié)構(gòu)圖Fig.5 Structure of wellbore sealing integrity device

實(shí)驗(yàn)前首先進(jìn)行射孔段井筒的制備：在Φ35 mm鋼管的中間位置預(yù)制一個(gè)半徑為2 mm的孔眼，用一根長為5 mm、直徑為2 mm的石蠟柱插入套管孔眼中，并在孔眼軸向固定20 mm塑料板，在水泥環(huán)養(yǎng)護(hù)完成之后移除石蠟柱，這樣就在水泥環(huán)中形成了射孔段水泥環(huán)的初始徑向裂縫。實(shí)驗(yàn)中G級(jí)油井水泥的水灰比為0.44，在10 MPa、20 ℃條件下養(yǎng)護(hù)3 d。此外，在壓裂實(shí)驗(yàn)前還需進(jìn)行水泥環(huán)初始密封性監(jiān)測(cè)。將養(yǎng)護(hù)完成的模擬井筒安裝到高壓釜中，圍壓設(shè)置為12 MPa，持續(xù)10 min，若水泥環(huán)上部壓力不發(fā)生變化則表示水泥環(huán)密封性良好，可以進(jìn)行下一步的壓裂加載實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)過程中利用液壓泵逐漸升高套管內(nèi)壓，實(shí)驗(yàn)設(shè)備的加載范圍為0～30 MPa，加載過程中若水泥環(huán)上部壓力由0產(chǎn)生變化，即表明水泥環(huán)發(fā)生破壞，此時(shí)的套管內(nèi)壓為水泥環(huán)裂縫的起裂壓力。最后拆開模擬井筒，將破壞的水泥環(huán)取出并觀察其破壞形式。

從圖6(a)中破壞的水泥環(huán)上可以清晰地看到沿井筒軸向擴(kuò)展的徑向裂縫，說明壓裂過程中在初始縫的誘導(dǎo)下，壓裂液將驅(qū)動(dòng)初始裂縫沿井筒軸向擴(kuò)展。此外，實(shí)驗(yàn)中裂縫的起裂壓力與數(shù)值計(jì)算得到的起裂壓力分別為17.6、20.4 MPa，如圖6(b)所示。實(shí)驗(yàn)中套管內(nèi)壓值稍低于模擬計(jì)算得到的裂縫擴(kuò)展壓力，原因在于實(shí)際實(shí)驗(yàn)中水泥環(huán)是脆性材料，因此水泥環(huán)受套管內(nèi)壓達(dá)到一定值時(shí)將會(huì)發(fā)生拉伸或剪切破壞，但數(shù)值模擬中將水泥環(huán)考慮為彈性材料，只考慮了水泥環(huán)的裂縫擴(kuò)展，導(dǎo)致了結(jié)果上的誤差。但相較于計(jì)算測(cè)到的臨界套管內(nèi)壓值，數(shù)值模擬誤差為15%，仍然具有一定的參考價(jià)值。

4 結(jié)果與討論

4.1 水泥環(huán)徑向裂縫擴(kuò)展特征

圖7為壓裂液驅(qū)動(dòng)下水泥環(huán)徑向裂縫沿井筒軸向的擴(kuò)展過程，裂縫在壓裂初期80 s內(nèi)的擴(kuò)展速度明顯快于80～200 s。水泥環(huán)徑向裂縫在擴(kuò)展過程中，壓裂液在與地層孔隙壓力的壓差作用下不斷濾失到水泥環(huán)與地層巖石中，直至滲流過程達(dá)到了動(dòng)態(tài)平衡。圖8為徑向裂縫形成后水泥環(huán)內(nèi)的孔隙壓力場(chǎng)。水泥環(huán)內(nèi)裂縫周圍的孔隙壓力值由于壓裂液的侵入明顯高于遠(yuǎn)場(chǎng)地層中的孔隙壓力，且在井筒周圍形成一個(gè)橢球狀的高應(yīng)力場(chǎng)。觀察圖8中裂縫內(nèi)流體流速矢量分布可知，壓裂液主要沿著裂縫面滲入水泥環(huán)與地層巖石中，平均的滲流速度大約為7×10-5m/s。

圖8 徑向裂縫形成后水泥環(huán)內(nèi)孔隙壓力場(chǎng)Fig.8 The pore pressure field in the cement sheath with the radial crack

圖6 實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比Fig.6 Comparison of numerical simulation and experimental results

圖7 射孔段水泥環(huán)徑向裂縫發(fā)展過程Fig.7 Propagating process of radial crack in perforated cement sheath

圖9為徑向裂縫縫口注入點(diǎn)壓力隨時(shí)間的變化曲線。由圖9(a)可知，注入點(diǎn)壓力短時(shí)間內(nèi)快速上升，隨后逐漸回落最終穩(wěn)定在某一數(shù)值。在外載條件下，水泥環(huán)徑向裂縫的起裂壓力為83.4 MPa，裂縫擴(kuò)展壓力為45.2 MPa。由圖9(b)縫內(nèi)不同時(shí)刻壓裂液壓力分布的變化曲線可知，縫口的壓力隨著壓裂的進(jìn)行逐漸降低，而縫尖處逐漸升高。圖10為壓裂過程中水泥環(huán)徑向裂縫擴(kuò)展速度曲線。徑向裂縫的擴(kuò)展速度隨著時(shí)間的增長逐漸下降，直至擴(kuò)展長度達(dá)到極限值裂縫擴(kuò)展停止，最終水泥環(huán)徑向裂縫沿井筒軸向的擴(kuò)展長度為5.74 m。

圖9 不同時(shí)刻裂縫內(nèi)流體壓力分布曲線Fig.9 Pressure distribution of fluid in the fracture at different fracturing time

圖10 裂縫長度隨時(shí)間的變化曲線Fig.10 Variation curve of fracture length with fracturing time

4.2 敏感性分析

體積壓裂過程中壓裂液進(jìn)入射孔導(dǎo)致的水泥環(huán)初始裂縫中，初始裂縫會(huì)在壓裂液的驅(qū)動(dòng)下發(fā)生擴(kuò)展，若水泥環(huán)的徑向裂縫長度超過射孔簇間距，則不同壓裂段/簇之間會(huì)產(chǎn)生壓裂液的相互竄流，進(jìn)而可能引發(fā)環(huán)空帶壓、套管變形失效等問題，造成壓裂作業(yè)失敗。因此水泥環(huán)徑向裂縫沿井筒軸向的擴(kuò)展長度對(duì)于合理壓裂段/簇間距的制訂與壓裂中水泥環(huán)完整性的評(píng)價(jià)都是關(guān)鍵的評(píng)價(jià)指標(biāo)與參考。針對(duì)套管內(nèi)壓、水泥彈性模量、地層孔隙壓力3個(gè)參數(shù)，分析其對(duì)壓裂過程中水泥環(huán)徑向裂縫軸向擴(kuò)展長度的影響規(guī)律。

4.2.1 套管內(nèi)壓

圖11 不同套管內(nèi)壓下徑向裂縫擴(kuò)展長度Fig.11 Propagation length of cement radial crack under different casing pressure

圖11為不同套管內(nèi)壓條件下水泥環(huán)徑向裂縫沿井筒軸向擴(kuò)展長度變化曲線?？梢钥闯觯S著套管內(nèi)壓的升高，裂縫擴(kuò)展長度線性增大。當(dāng)套管內(nèi)壓從35 MPa升高到50 MPa后，裂縫長度從5.2 m增大至7.2 m。原因在于套管內(nèi)壓的升高將增大水泥環(huán)內(nèi)部的周向拉應(yīng)力，拉應(yīng)力的增大一定程度上降低了水泥環(huán)徑向裂縫擴(kuò)展路徑上的阻力，因此擴(kuò)展長度會(huì)有所增加。但在體積壓裂的施工現(xiàn)場(chǎng)，往往需要高泵壓來將壓裂液壓入地層中使得支撐劑對(duì)裂縫形成支撐，這就導(dǎo)致套管內(nèi)壓也會(huì)隨著井口泵壓的增大達(dá)到較高的數(shù)值。因此，在壓裂施工過程中，應(yīng)盡可能增大段間距/簇間距以避免水泥環(huán)裂縫擴(kuò)展導(dǎo)致完整性破壞對(duì)于開發(fā)過程的影響。

4.2.2 水泥彈性模量

圖12為不同水泥彈性模量下徑向裂縫沿井筒軸向的擴(kuò)展長度變化曲線。可以看出，隨著水泥石彈性模量的增加，裂縫擴(kuò)展長度線性下降。原因在于高彈模水泥裂縫擴(kuò)展時(shí)需要的斷裂能更大，在相同的壓裂液排量與套管外載下，因此擴(kuò)展長度也就相應(yīng)降低?，F(xiàn)場(chǎng)中不同配方水泥漿固化后的彈性模量基本在3～15 GPa范圍內(nèi)[20]，根據(jù)圖12中的計(jì)算結(jié)果，徑向裂縫的擴(kuò)展長度基本處在4～8 m的范圍內(nèi)。因此，壓裂現(xiàn)場(chǎng)只要將射孔簇間距保持在8 m以上一般情況下不會(huì)在射孔簇或壓裂段間形成竄流通道。

圖12 不同水泥彈性模量下徑向裂紋擴(kuò)展長度Fig.12 Propagation length of cement radial crack under different cement elastic modulus

圖13 不同地層孔隙壓力下徑向裂紋擴(kuò)展長度Fig.13 Propagation length of cement radial crack under different pore pressure in formation

4.2.3 地層孔隙壓力

圖13為不同地層孔隙壓力下水泥環(huán)徑向裂縫沿井筒軸向擴(kuò)展長度變化曲線?？梢钥闯?，徑向裂縫擴(kuò)展長度隨著地層孔隙壓力的增大逐漸降低，但降低的幅值逐漸減小。在本算例中當(dāng)?shù)貙涌紫秹毫τ?0 MPa增大到35 MPa，水泥環(huán)徑向裂縫長度由6.6 m減小到4.8 m。實(shí)際工況下，地層孔隙壓力值一般與地層深度呈現(xiàn)強(qiáng)烈的正相關(guān)關(guān)系，根據(jù)計(jì)算結(jié)果，儲(chǔ)層的深度越大，也就意味著水泥環(huán)徑向裂縫在井下的擴(kuò)展長度越小，即孔隙壓力值的增加可以降低水泥環(huán)在井下發(fā)生失封風(fēng)險(xiǎn)的概率。因此，對(duì)于埋深較大的頁巖氣儲(chǔ)層，為了提高產(chǎn)量可以考慮適當(dāng)增加射孔密度并縮短射孔簇間距，這樣增加儲(chǔ)層開發(fā)效率同時(shí)井筒也可在體積壓裂過程中保持水泥環(huán)的密封完整性。

5 結(jié)論

(1)體積壓裂過程中射孔段水泥環(huán)徑向裂縫擴(kuò)展過程主要發(fā)生在壓裂初期，且縫口與縫尖處的壓力差隨著壓裂的進(jìn)行逐漸縮小。壓裂模擬實(shí)驗(yàn)證實(shí)了水泥環(huán)徑向裂縫在壓裂液驅(qū)動(dòng)下會(huì)發(fā)生軸向擴(kuò)展，驗(yàn)證了數(shù)值模型的合理性。

(2)地層孔隙壓力的升高、水泥彈性模量的增大可減小水泥環(huán)徑向裂縫沿井筒軸向的擴(kuò)展長度。壓裂現(xiàn)場(chǎng)常采用的增韌水泥因其降低了自身的彈性模量而不利于抑制水泥環(huán)的裂縫擴(kuò)展。此外套管內(nèi)壓的升高將增大壓裂施工過程后井下水泥環(huán)的失封風(fēng)險(xiǎn)。