金智榮 ,孫悅銘 ,包敏新 ,喬春國(guó) ,王子權(quán)

(1.中國(guó)石化江蘇油田分公司 石油工程技術(shù)研究院,江蘇 揚(yáng)州225000;2.中國(guó)石油大學(xué)(華東)石油工程學(xué)院,山東 青島266000;3.中國(guó)石化江蘇油田分公司 工程技術(shù)服務(wù)中心,江蘇 揚(yáng)州225000)

0 引言

水力壓裂作為儲(chǔ)層改造的技術(shù)手段,在低滲、致密等油氣藏的高效開(kāi)發(fā)中發(fā)揮至關(guān)重要作用[1]。對(duì)于天然裂縫發(fā)育及應(yīng)力差較小儲(chǔ)層,水力壓裂容易形成復(fù)雜裂縫,從而增大改造體積;但高應(yīng)力差儲(chǔ)層通常難以形成復(fù)雜裂縫,暫堵壓裂通過(guò)強(qiáng)制裂縫轉(zhuǎn)向形成復(fù)雜裂縫,是提高高應(yīng)力差儲(chǔ)層改造效果的重要技術(shù)[2]。研究暫堵壓裂過(guò)程裂縫擴(kuò)展規(guī)律對(duì)于暫堵壓裂機(jī)理認(rèn)識(shí)和壓裂設(shè)計(jì)具有重要意義[3]。

暫堵壓裂裂縫擴(kuò)展數(shù)值模擬在構(gòu)建理論模型時(shí)有難度,目前主要是室內(nèi)實(shí)驗(yàn)研究。天然裂縫、地應(yīng)力差、施工工藝對(duì)暫堵壓裂裂縫擴(kuò)展均有一定影響[4],一些學(xué)者認(rèn)為天然裂縫是形成復(fù)雜裂縫的重要因素[5]。劉偉等[6]針對(duì)油田超低滲透率、壓裂效果不佳的問(wèn)題,在壓裂過(guò)程中加入暫堵劑,進(jìn)行縫內(nèi)導(dǎo)向壓裂技術(shù),發(fā)現(xiàn)地層破裂壓力明顯高于暫堵之前的壓力。李瑋等[7]建立有限元模型,研究了暫堵轉(zhuǎn)向壓裂過(guò)程中裂縫起裂機(jī)理和關(guān)鍵影響因素。研究結(jié)果顯示,在暫堵壓裂中,水平最小主應(yīng)力會(huì)對(duì)裂縫起裂點(diǎn)產(chǎn)生較大的影響。Dehghan等[8]對(duì)具有天然裂縫的混凝土塊進(jìn)行水力壓裂實(shí)驗(yàn),對(duì)影響裂縫擴(kuò)展的走向角和裂縫傾角這2個(gè)因素進(jìn)行研究,結(jié)果表明,壓裂過(guò)程中產(chǎn)生的水力裂縫在遇天然裂縫前裂縫相態(tài)表現(xiàn)為簡(jiǎn)單雙翼平面裂縫,水力裂縫和天然裂縫相交之后,由于天然裂縫和地應(yīng)力差的影響,使裂縫形態(tài)變復(fù)雜。Behrmann 等[9]開(kāi)展三軸水力壓裂試驗(yàn),研究注射速率和射孔參數(shù)對(duì)水力裂縫的影響,發(fā)現(xiàn)水力裂縫會(huì)沿著最小主應(yīng)力方向或射孔根部方向起裂或擴(kuò)展。許露露等[10]利用理論和現(xiàn)場(chǎng)研究水力壓裂時(shí)間、壓裂液流量、壓裂液黏度與裂縫長(zhǎng)度之間的關(guān)系,研究表明隨著流量的增大,裂縫變得越來(lái)越長(zhǎng),二者呈現(xiàn)線性相關(guān)的關(guān)系。以上針對(duì)壓裂物模實(shí)驗(yàn)的研究并不系統(tǒng),且天然裂縫不發(fā)育的儲(chǔ)層通過(guò)暫堵壓裂是否可形成復(fù)雜裂縫及其擴(kuò)展規(guī)律的研究還鮮有報(bào)道。

該文通過(guò)大尺寸真三軸水力壓裂實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)模擬人工裂縫形成機(jī)制,模擬施工排量、地應(yīng)力差、壓裂液黏度、暫堵等不同因素對(duì)水力壓裂裂縫擴(kuò)展形態(tài)的影響,實(shí)驗(yàn)結(jié)果為壓裂工藝方案設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)儀器設(shè)備

1.1 真三軸壓裂物理模擬實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

利用圖1所示的真三軸壓裂模擬實(shí)驗(yàn)系統(tǒng),即伺服控制巖石力學(xué)三軸實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)[11-14]對(duì)巖樣進(jìn)行室內(nèi)物理模擬實(shí)驗(yàn)。系統(tǒng)由三軸式高壓氣缸、液壓動(dòng)力泵組與伺服控制系統(tǒng)、主控計(jì)算機(jī)、壓裂液泵注系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、裂縫形態(tài)掃描與三維成像系統(tǒng)6大部分組成,實(shí)驗(yàn)設(shè)備全部采用數(shù)字式控制器,控制精度高而且性能穩(wěn)定。

圖1 伺服控制巖石力學(xué)三軸實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig.1 Servo-controlled triaxial experimental system for rock mechanics

該實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)內(nèi)徑800 mm,有效高度800 mm,最大巖樣尺寸500 mm×500 mm×800 mm(長(zhǎng)×寬×高),額定工作壓力60 MPa。

可完成實(shí)驗(yàn)類型:1)常規(guī)真三軸立方體、長(zhǎng)方體大型巖樣壓裂實(shí)驗(yàn);2)復(fù)合地層(多層疊置、巖性分層變化)分壓/合壓實(shí)驗(yàn);3)高溫條件下巖樣壓裂實(shí)驗(yàn);4)孔隙壓力+真三軸+井筒壓力條件下巖樣壓裂實(shí)驗(yàn)。

基于三通道液壓泵組與伺服控制系統(tǒng),可實(shí)現(xiàn)三軸壓力(大小、加載速率)比例控制,具體參數(shù)為:垂向應(yīng)力加載0～60 MPa;水平應(yīng)力加載0～40 MPa;孔隙壓力加載0～30 MPa;壓力控制精度0.1 MPa。

基于自主改造的壓裂液泵注系統(tǒng),結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)壓裂施工方案,可實(shí)現(xiàn)以下功能:1)壓裂液流量動(dòng)態(tài)控制;2)定流量,最大排量700 mL/min;3)定壓力,最高壓力60 MPa。

1.2 實(shí)驗(yàn)準(zhǔn)備

實(shí)驗(yàn)所用巖樣處理尺寸見(jiàn)表1,井筒如圖2所示。在實(shí)驗(yàn)室環(huán)境下對(duì)制備的300 mm×300 mm×300 mm(長(zhǎng)×寬×高)水泥塊進(jìn)行室內(nèi)壓裂實(shí)驗(yàn),研究在不同的地應(yīng)力差、施工排量、壓裂液黏度、暫堵等因素條件下對(duì)水力壓裂裂縫擴(kuò)展形態(tài)的影響規(guī)律。膠結(jié)后井筒樣貌如圖3所示。

表1 巖樣處理尺寸表Table 1 Ize table of rock sample treat ment

圖2 實(shí)驗(yàn)所用射孔、裸眼井筒Fig.2 Perforation and open hole well bore used in the experiment

圖3 膠結(jié)后井筒樣貌Fig.3 Wellbore appearance after cementing

1.3 實(shí)驗(yàn)方案

為研究壓裂液黏度以及暫堵在不同排量和完井方式下對(duì)水力壓裂裂縫擴(kuò)展形態(tài)的影響,設(shè)計(jì)9組壓裂實(shí)驗(yàn),具體實(shí)驗(yàn)方案如表2所示。

表2 實(shí)驗(yàn)方案Table 2 Experimental scheme

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 地應(yīng)力變化對(duì)裸眼完井裂縫擴(kuò)展規(guī)律的影響

通過(guò)1#巖心和2#巖心對(duì)比地應(yīng)力對(duì)于裸眼完井裂縫擴(kuò)展影響。1#巖心三軸壓力為25 MPa,20 MPa,15 MPa,2#巖心三軸壓力為20 MPa,15 MPa,10 MPa,壓裂液黏度為5 mPa·s,排量為50 mL/min,分別對(duì)其進(jìn)行壓裂試驗(yàn),結(jié)果如圖4～圖7所示。由圖4和圖6可以看出,不含天然裂縫的水泥塊在常規(guī)水力壓裂后只能產(chǎn)生單一的雙翼主裂縫,裂縫的起裂和擴(kuò)展方向主要受水平主應(yīng)力差控制,應(yīng)力變化對(duì)水力壓裂裂縫擴(kuò)展形態(tài)沒(méi)有影響,壓后均為單一裂縫,地應(yīng)力影響裂縫的起裂壓力。比較圖5和圖7可以看出,因巖石脆性弱,破裂壓力略高2～3 MPa,當(dāng)應(yīng)力為25 MPa,20 MPa,15 MPa 時(shí),起裂壓力為24 MPa;當(dāng)應(yīng)力降低至20 MPa,15 MPa,10 MPa時(shí),起裂壓力降低至19 MPa。

圖4 1#巖心壓后觀測(cè)及裂縫三維重構(gòu)圖Fig.4 Post-compression observation of core 1#and 3Dfracture reconfiguration

圖5 1#巖心壓裂過(guò)程壓力曲線Fig.5 Pressure curve of core 1#during fracturing

圖6 2#巖心壓后觀測(cè)及裂縫三維重構(gòu)圖Fig.6 Post-compression observation of core 2#and 3Dfracture reconfiguration

圖7 2#巖心壓裂過(guò)程壓力曲線Fig.7 Pressure curve of core 2#during fracturing

2.2 壓裂液黏度變化對(duì)裸眼完井裂縫擴(kuò)展規(guī)律的影響

通過(guò)1#巖心和3#巖心對(duì)比壓裂液黏度對(duì)裸眼完井裂縫擴(kuò)展形態(tài)影響。三軸壓力均為25 MPa,20 MPa,15 MPa,壓裂液黏度分別為5 mPa·s和50 mPa·s,排量為50 mL/min,分別對(duì)其進(jìn)行壓裂試驗(yàn),3#巖心結(jié)果如圖8和圖9所示。

圖8 3#巖心壓后觀測(cè)及裂縫三維重構(gòu)圖Fig.8 Post-compression observation of core 3#and 3Dfractures reconfiguration

圖9 3#巖心壓裂過(guò)程壓力曲線Fig.9 Pressure curve of core 3#during fracturing

不含天然裂縫的水泥塊在常規(guī)水力壓裂后只能產(chǎn)生單一的主裂縫,裂縫的起裂和擴(kuò)展方向主要受水平主應(yīng)力差控制,壓后均為單一裂縫,壓裂液黏度的提高影響凈壓力以及升壓速率,導(dǎo)致破裂壓力增加。比較圖5和圖9可以看出,當(dāng)壓裂液黏度為5 mPa·s時(shí),起裂壓力為24 MPa;當(dāng)壓裂液黏度為50 mPa·s時(shí),起裂壓力升高至27 MPa,且壓裂液黏度的升高降低了濾失量,使裂縫相對(duì)更加平滑。

2.3 排量變化對(duì)裸眼完井裂縫擴(kuò)展規(guī)律的影響

通過(guò)1#巖心和4#巖心對(duì)比排量變化對(duì)裸眼完井裂縫擴(kuò)展形態(tài)影響。三軸壓力均為25 MPa,20 MPa,15 MPa,壓裂液黏度均為5 mPa·s,排量分別為50 mL/min和200 mL/min,分別對(duì)其進(jìn)行壓裂試驗(yàn),4#巖心結(jié)果如圖10和圖11所示。

圖10 4#巖心壓后觀測(cè)及裂縫三維重構(gòu)圖Fig.10 Post-compression observation of core 4#and 3Dfracture reconfiguration

圖11 4#巖心壓裂過(guò)程壓力曲線Fig.11 Pressure curve of core 4#during fract uring

排量的增加提升了縫內(nèi)凈壓力以及井筒升壓速率,使得破裂壓力增加。由圖10可以看出,相比于低排量,增大排量導(dǎo)致產(chǎn)生了額外1條裂縫。比較圖5和圖11可以看出,當(dāng)排量為50 mL/min時(shí),起裂壓力為24 MPa;當(dāng)排量增加至200 mL/min時(shí),起裂壓力升高至28 MPa。因此,增大排量不但會(huì)提高起裂壓力,還增加了近井多縫起裂的可能性。

3 暫堵對(duì)裸眼完井裂縫擴(kuò)展規(guī)律的影響

通過(guò)1#巖心和9#巖心對(duì)比暫堵對(duì)裸眼完井裂縫擴(kuò)展形態(tài)影響。三軸壓力均為25 MPa,20 MPa,15 MPa,壓裂液黏度均為5 mPa·s,排量為50 mL/min,分別對(duì)其進(jìn)行壓裂及暫堵壓裂試驗(yàn),9#巖心結(jié)果如圖12和圖13所示。

圖12 9#巖心壓后觀測(cè)及裂縫三維重構(gòu)圖Fig.12 Post-co mpression observation of core 9#and 3Dfractures reconfiguration

圖13 9#巖心壓裂過(guò)程壓力曲線Fig.13 Pressure curve for core 9#during fracturing

由圖4和圖12可以看出,暫堵對(duì)于無(wú)天然裂縫的水泥巖心改造效果較為明顯,相比于常規(guī)壓裂能夠產(chǎn)生明顯的分支裂縫。由圖13可以看出,二次暫堵壓裂的破裂壓力與暫堵壓裂前的破裂壓力值接近,且都表現(xiàn)為“臺(tái)階式”上升,說(shuō)明開(kāi)啟原有裂縫后尖端憋壓再次破裂。

4 排量變化對(duì)暫堵裸眼完井裂縫擴(kuò)展規(guī)律的影響

通過(guò)9#巖心和8#巖心對(duì)比壓裂液黏度對(duì)裸眼完井裂縫擴(kuò)展形態(tài)影響。三軸壓力均為25 MPa,20 MPa,15 MPa,壓裂液黏度均為5 mPa·s,排量分別為50 mL/min和200 mL/min,分別對(duì)其進(jìn)行暫堵壓裂試驗(yàn),8#巖心結(jié)果如圖14和圖15所示。

圖14 8#巖心壓后觀測(cè)及裂縫三維重構(gòu)圖Fig.14 Post-compression observation of core 8#and 3Dfracture reconfiguration

圖15 8#巖心壓裂過(guò)程壓力曲線Fig.15 Pressure cur ve for core 8#during fracturing

由圖12和圖14可以看出,排量的增加提升了縫內(nèi)凈壓力以及井筒升壓速率,使得破裂壓力增加;相比于低排量,增大排量導(dǎo)致了壓后形成的裂縫形態(tài)更加復(fù)雜。比較圖13和圖15可以看出,當(dāng)排量為50 mL/min時(shí),暫堵的二次破裂壓力為24 MPa;當(dāng)排量增加至200 mL/min時(shí),暫堵的二次破裂壓力升高至27 MPa。

5 射孔角度及暫堵對(duì)射孔完井壓裂裂縫擴(kuò)展規(guī)律的影響

通過(guò)6#巖心、5#巖心和7#巖心對(duì)比射孔角度對(duì)射孔完井裂縫擴(kuò)展形態(tài)影響。三軸壓力均為25 MPa,20 MPa,15 MPa,壓裂液黏度均為5 mPa·s,排量為50 mL/min,分別對(duì)其進(jìn)射孔完井、射孔角度為45°的射孔完井以及暫堵射孔完井,結(jié)果如圖16～圖21所示。

圖16 6#巖心壓后觀測(cè)及裂縫三維重建圖Fig.16 Post-compression observation of core 6#and 3Dfractures reconstruction

圖17 6#巖心壓裂過(guò)程壓力曲線Fig.17 Pressure curve of core 6#during fracturing

圖18 5#巖心壓后破巖觀測(cè)及裂縫三維重建圖Fig.18 Rock breaking observation and 3D reconstruction of core 5#after compression

圖19 5#巖心壓裂過(guò)程壓力曲線Fig.19 Pressure curve for core 5#during fracturing

圖20 7#巖心壓后破巖觀測(cè)及裂縫三維重建圖Fig.20 Rock breaking observation and 3Dreconstruction of core 7#after compression

圖21 7#巖心壓裂過(guò)程壓力曲線Fig.21 Pressure curve of core 7#during fracturing

由圖16～圖21可以看出,相比于裸眼完井,射孔完井的破裂壓力低1～2 MPa,射孔角度為45°時(shí),裂縫首先沿射孔方向延伸,后逐漸轉(zhuǎn)向最大應(yīng)力的方向,暫堵壓裂可產(chǎn)生分支裂縫。

6 結(jié)論

1)應(yīng)力變化對(duì)所得裂縫擴(kuò)展形態(tài)規(guī)律的影響較小,僅會(huì)影響巖石的起裂壓力。當(dāng)三軸壓力為25 MPa,20 MPa,15 MPa,排量為50 mL/min,壓裂液黏度為5 mPa·s時(shí),裸眼完井實(shí)驗(yàn)的起裂壓力為21 MPa;當(dāng)三軸壓力變?yōu)?0 MPa,15 MPa,10 MPa時(shí),起裂壓力降低至14 MPa。

2)由于所制作的水泥塊內(nèi)不含天然裂縫,因此壓裂液黏度對(duì)其裂縫擴(kuò)展形態(tài)的影響較小,起裂壓力在壓裂液黏度分別為5 mPa·s和50 mPa·s的條件下分別為21 MPa和22 MPa。

3)增大注入排量,加快了井底憋壓速率從而易導(dǎo)致多個(gè)起裂點(diǎn)的形成,存在著形成多條裂縫的可能性。排量為50 mL/min時(shí)裸眼完井實(shí)驗(yàn)的起裂壓力為21 MPa;當(dāng)排量增大至200 mL/min時(shí),起裂壓力增加至25 MPa。

4)二次暫堵對(duì)于無(wú)天然裂縫巖心改造效果明顯,能夠產(chǎn)生明顯的分支裂縫,且二次起裂壓力略高于一次起裂壓力;增大注入排量可使暫堵壓裂形成更多的分支裂縫。

5)相比于裸眼完井,射孔完井的起裂壓力更低。射孔角度為45°時(shí),裂縫首先沿射孔方向延伸,后逐漸轉(zhuǎn)向最大應(yīng)力的方向;二次暫堵能夠使射孔完井產(chǎn)生明顯的分支裂縫。