劉愛(ài) 顏廷俊 魏遼 朱慶利 王文勝 劉帥

(1.北京化工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院 2.中國(guó)石化石油工程技術(shù)研究院 3.勝利油田井下作業(yè)公司)

0 引 言

隨著世界經(jīng)濟(jì)發(fā)展對(duì)油氣需求的不斷增加以及常規(guī)原油不斷減少，從20世紀(jì)80年代開(kāi)始，美國(guó)等國(guó)家對(duì)非常規(guī)頁(yè)巖油進(jìn)行了研究和開(kāi)發(fā)，形成了一套成熟的開(kāi)采技術(shù)[1]。我國(guó)于2010年也開(kāi)始了非常規(guī)頁(yè)巖油探索[2]，在準(zhǔn)噶爾盆地、鄂爾多斯盆地、渤海灣盆地及松遼盆地進(jìn)行了頁(yè)巖油開(kāi)發(fā)[3]。2021年10月，勝利濟(jì)陽(yáng)頁(yè)巖油預(yù)測(cè)石油地質(zhì)儲(chǔ)量4.58億t，成為我國(guó)第3個(gè)國(guó)家級(jí)頁(yè)巖油示范區(qū)[4-5]。目前，世界上對(duì)于頁(yè)巖油氣的開(kāi)采一般采用水力壓裂方法[6]，在高壓壓裂情況下，油井的套管損壞是常見(jiàn)事故[7-10]。利頁(yè)1XX井是勝利濟(jì)陽(yáng)頁(yè)巖油進(jìn)行頁(yè)巖油鉆探的第一口井，按照區(qū)塊的地質(zhì)資料以及設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行施工時(shí)出現(xiàn)了下橋塞遇堵事故，隨后在現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行了相關(guān)測(cè)試，發(fā)現(xiàn)是套管變形引起遇阻。

由于勝利濟(jì)陽(yáng)頁(yè)巖油屬于陸相頁(yè)巖油，沉積相變快、儲(chǔ)層非均質(zhì)性強(qiáng)、泥質(zhì)含量高，以及頁(yè)巖中原油膠質(zhì)、瀝青質(zhì)含量高、流動(dòng)性差，同時(shí)工程地質(zhì)條件復(fù)雜，進(jìn)而導(dǎo)致開(kāi)采難度大[11-13]。目前針對(duì)勝利濟(jì)陽(yáng)頁(yè)巖油新開(kāi)發(fā)區(qū)塊的壓裂套管損壞研究較少，因此利頁(yè)1XX井的施工工藝對(duì)下一步在該區(qū)塊大規(guī)模開(kāi)采具有示范作用。本文結(jié)合工程實(shí)踐研究了固井質(zhì)量和多級(jí)壓裂施工對(duì)套管變形規(guī)律的影響，以期為后期勝利濟(jì)陽(yáng)頁(yè)巖油的壓裂施工提供理論依據(jù)。

1 利頁(yè)1XX井概況

1.1 地質(zhì)及施工條件

圖1為利頁(yè)1XX井井身結(jié)構(gòu)圖。該井位于濟(jì)陽(yáng)坳陷東營(yíng)凹陷利津洼陷南次洼，通過(guò)地質(zhì)建模和盆地模擬技術(shù)，確定沙三下亞段3層組是資源潛力最大層位，鉆探到沙三中亞段、沙三下亞段見(jiàn)到油氣顯示。根據(jù)鉆井、測(cè)井、錄井以及鄰井測(cè)井資料，試油層的壓力系數(shù)為1.7，井垂深為3 688 m，完鉆井深為5 288 m。在井段3 994～5 288 m設(shè)計(jì)分25段進(jìn)行壓裂，井口限壓97 MPa，設(shè)計(jì)排量15～17 m3/min，在壓裂過(guò)程中電纜輸送橋塞工具串至4 378 m遇阻。

圖1 利頁(yè)1XX井井身結(jié)構(gòu)圖

1.2 現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試變形分析

圖2是利頁(yè)1XX井套管變形段鉛模打印情況。通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)打印直徑112 mm鉛模發(fā)現(xiàn)端面無(wú)印痕，本體一側(cè)有圓弧劃痕，測(cè)量底端最小位置尺寸110 mm。從現(xiàn)場(chǎng)聲波變密度測(cè)井結(jié)果可知，4 300～4 400 m井段二界面不合格。

圖2 利頁(yè)1XX井鉛模打印情況

2 固井質(zhì)量的影響

利頁(yè)1XX水平井的水平段長(zhǎng)度為1 600 m，在測(cè)井時(shí)出現(xiàn)固井質(zhì)量不合格問(wèn)題，初步分析影響固井質(zhì)量的原因，可能受地層巖性質(zhì)量影響或水泥漿質(zhì)量導(dǎo)致沉淀分層，水泥環(huán)缺失會(huì)使套管缺乏保護(hù)作用而出現(xiàn)局部應(yīng)力集中。以該區(qū)塊地層參數(shù)為基礎(chǔ)，現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試為根據(jù)，通過(guò)有限元模擬水泥環(huán)不同缺失工況和不同力學(xué)性能參數(shù)對(duì)套管變形規(guī)律的影響。

2.1 有限元模型建立

研究對(duì)象為地層-水泥環(huán)-套管組合體模型，根據(jù)錄井及完井?dāng)?shù)據(jù)設(shè)置模型尺寸及材料，如表1所示。設(shè)置地層尺寸為2 m×2 m×1 m。

表1 模型尺寸及材料

地面施工限壓97 MPa。由地面泵壓、壓裂液自重和沿程摩阻計(jì)算得到套管內(nèi)壓力為109 MPa；通過(guò)自然伽馬測(cè)井的縱波、橫波及密度等參數(shù)[14-15]，計(jì)算出地層最小水平地應(yīng)力90.0 MPa，最大水平地應(yīng)力98.0 MPa，垂直地應(yīng)力為86.9 MPa?？紤]地層(孔隙)壓力為52.2 MPa，因而最小有效水平地應(yīng)力為37.8 MPa，最大有效水平地應(yīng)力為48.8 MPa，垂向有效地應(yīng)力為34.7 MPa。套管-水泥環(huán)-地層模型及網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖3 地層-水泥環(huán)-套管組合體模型及網(wǎng)格劃分

2.2 水泥環(huán)不同缺失工況對(duì)套管的影響

2.2.1 水泥環(huán)完全缺失

水泥環(huán)在缺失角為α?xí)r的模型如圖4所示。不同水泥環(huán)缺失角對(duì)應(yīng)的套管內(nèi)壁和外壁最大應(yīng)力如圖5所示。當(dāng)水泥環(huán)缺失角在0°～20°范圍內(nèi)，套管內(nèi)壁應(yīng)力大于套管外壁應(yīng)力；缺失角超過(guò)20°后，套管內(nèi)、外壁應(yīng)力均迅速增加，且套管外壁應(yīng)力超過(guò)內(nèi)壁；當(dāng)缺失角大于50°后，套管最大應(yīng)力大于P110套管的屈服強(qiáng)度(758 MPa)，套管內(nèi)、外壁均出現(xiàn)強(qiáng)度破壞。

圖4 缺失角(中心角)α模型

圖5 不同水泥環(huán)缺失角對(duì)應(yīng)的套管最大應(yīng)力曲線

水泥環(huán)在缺失角30°、60°、90°以及完整狀態(tài)下對(duì)應(yīng)的套管內(nèi)壁周向最大應(yīng)力、外壁周向最大應(yīng)力分布情況如圖6和圖7所示。由圖6和圖7可以看出：隨著缺失角的增加，套管所受應(yīng)力的最大值也逐漸增大，套管內(nèi)壁應(yīng)力最大值出現(xiàn)在與水泥環(huán)缺失角的相交邊界；套管外壁應(yīng)力最大值均出現(xiàn)在套管最頂端；水泥環(huán)缺失30°時(shí)的套管應(yīng)力相比封固完好時(shí)增加了75 MPa，增加趨勢(shì)上升了22%；水泥環(huán)缺失60°時(shí)的套管應(yīng)力相比缺失30°時(shí)增加了478 MPa，增加趨勢(shì)上升了115%；水泥環(huán)缺失90°時(shí)的套管應(yīng)力相比缺失60°時(shí)增加了225 MPa，增加趨勢(shì)上升了25%。分析結(jié)果表明，水泥環(huán)缺失角在30°～60°范圍內(nèi)套管應(yīng)力增加最快。

圖6 套管內(nèi)壁周向應(yīng)力分布情況

圖7 套管外壁周向應(yīng)力分布情況

2.2.2 水泥環(huán)非完全缺失

水泥環(huán)在缺失深度為h時(shí)的模型如圖8所示。不同缺失深度時(shí)套管內(nèi)壁應(yīng)力始終大于套管外壁應(yīng)力(見(jiàn)圖9)，水泥環(huán)月牙形缺失深度h在0～20 mm范圍內(nèi)，套管不會(huì)發(fā)生破壞；當(dāng)水泥環(huán)月牙形缺失深度h達(dá)到25～35 mm時(shí)，套管內(nèi)壁最大應(yīng)力接近或已超過(guò)P110套管屈服應(yīng)力(758 MPa)，并且當(dāng)缺失深度h為35 mm時(shí)，套管外壁的最大應(yīng)力也超過(guò)P110套管屈服應(yīng)力，說(shuō)明此狀態(tài)下極易造成套管強(qiáng)度損壞，進(jìn)而導(dǎo)致套管變形。

圖8 水泥環(huán)月牙形缺失深度模型

圖9 水泥環(huán)不同缺失深度應(yīng)力

水泥環(huán)在缺失深度為5、15、25和35 mm狀態(tài)下的內(nèi)壁周向應(yīng)力、外壁周向應(yīng)力分布情況如圖10和圖11所示。由圖10和圖11可知：隨著缺失深度的增加，套管所受應(yīng)力的最大值也逐漸增大，且不同缺失深度的最大應(yīng)力均出現(xiàn)在套管的同一部位；套管內(nèi)壁的最大應(yīng)力出現(xiàn)在套管周向50°和310°處，套管外壁最大應(yīng)力出現(xiàn)在套管最頂端。

圖10 套管內(nèi)壁周向應(yīng)力分布情況

圖11 套管外壁周向應(yīng)力分布情況

2.3 水泥環(huán)力學(xué)性能對(duì)套管的影響

在固井過(guò)程中，可以通過(guò)摻入不同的添加劑調(diào)節(jié)水泥環(huán)材料性能，因而分析在勝利濟(jì)陽(yáng)頁(yè)巖油儲(chǔ)層固井施工中水泥環(huán)彈性模量E和泊松比μ對(duì)套管應(yīng)力的影響很有必要。通過(guò)有限元仿真擬合不同力學(xué)參數(shù)變化下套管最大應(yīng)力變化規(guī)律，結(jié)果如圖12所示。

圖12 水泥環(huán)彈性模量和泊松比對(duì)套管應(yīng)力的影響

由圖12可知：隨著水泥環(huán)彈性模量的逐步增加，套管應(yīng)力逐漸減小，引起該變化的原因是濟(jì)陽(yáng)頁(yè)巖區(qū)塊泥質(zhì)含量高達(dá)50%，地層相對(duì)較軟，相對(duì)剛度較大的水泥環(huán)可以抵御載荷；泊松比一定時(shí)，水泥環(huán)彈性模量由5 GPa增加到15 GPa，可使套管最大應(yīng)力降低95 MPa；當(dāng)水泥環(huán)彈性模量達(dá)到25 GPa后，調(diào)整彈性模量對(duì)套管應(yīng)力的影響變?。凰喹h(huán)泊松比越小，對(duì)套管應(yīng)力影響越小，當(dāng)水泥環(huán)彈性模量取定值20 GPa，泊松比由0.3降低到0.14時(shí)，套管最大應(yīng)力僅降低14 MPa，調(diào)節(jié)泊松比對(duì)套管應(yīng)力影響效果不明顯。因而，在濟(jì)陽(yáng)頁(yè)巖油區(qū)塊條件下，可適當(dāng)選用剛度較大的水泥環(huán)以改善套管受力。

3 多級(jí)壓裂的影響

在壓裂工況下可控施工參數(shù)主要有施工排量、段間距以及注入時(shí)間。以利頁(yè)1XX井施工壓裂參數(shù)為基礎(chǔ)，通過(guò)模擬多級(jí)壓裂中不同施工參數(shù)對(duì)套管周?chē)貞?yīng)力場(chǎng)變化的影響，進(jìn)而分析地應(yīng)力差對(duì)套管變形的影響規(guī)律。優(yōu)選最佳施工方案以降低地應(yīng)力場(chǎng)變化對(duì)套管變形的影響。

3.1 有限元模型建立

采用Abaqus軟件使用擴(kuò)展有限元方法(XFEM)來(lái)模擬裂縫起裂和擴(kuò)展。選用 Maxpe(最大主應(yīng)力)損傷準(zhǔn)則，以單裂縫擴(kuò)展來(lái)代表每一壓裂段內(nèi)的裂縫擴(kuò)展，巖層尺寸100 m×100 m，裂縫間距設(shè)置為利頁(yè)1XX井實(shí)際間距15 m，預(yù)設(shè)射孔裂縫長(zhǎng)度為1.2 m。使用內(nèi)置孔壓?jiǎn)卧M巖層的孔隙結(jié)構(gòu)，巖層網(wǎng)格劃分采用CPE4P孔隙流體單元，裂紋網(wǎng)格劃分采用T2D2桁架單元。應(yīng)用 Geostatic 和 Soil 模塊采用多分析步實(shí)現(xiàn)并求解水力壓裂過(guò)程中的流-固耦合問(wèn)題，模型建立和參數(shù)分別如圖13和表2所示。

表2 水力壓裂模型參數(shù)

圖13 多級(jí)壓裂模型

3.2 有限元模擬結(jié)果

通過(guò)修改程序文件定義不同壓裂段注入單元點(diǎn)，設(shè)置不同壓裂段時(shí)間間隔(1 h)，每簇壓裂注入60 s。從左到右分別為壓裂的1～5段，壓裂時(shí)產(chǎn)生的不同方向的地應(yīng)力如圖14所示。多段壓裂時(shí)第一段裂縫周?chē)貞?yīng)力變化較小，其余壓裂段裂縫隨段數(shù)增加周?chē)貞?yīng)力增大，前一級(jí)裂縫會(huì)對(duì)后續(xù)裂縫產(chǎn)生誘導(dǎo)地應(yīng)力作用。最小水平正應(yīng)力方向誘導(dǎo)應(yīng)力為57～63 MPa，最大水平正應(yīng)力方向誘導(dǎo)應(yīng)力為7～9 MPa。

圖14 多級(jí)壓裂后地應(yīng)力分布

由此可見(jiàn)，隨多級(jí)壓裂進(jìn)行，相應(yīng)套管周?chē)貞?yīng)力差增大，套管應(yīng)力隨地應(yīng)力差增大而增加[16]，因而壓裂引起套管周?chē)貞?yīng)力的不均勻性對(duì)套管變形影響也增強(qiáng)。

3.3 壓裂參數(shù)對(duì)地應(yīng)力影響規(guī)律

施工排量、壓裂時(shí)間對(duì)裂縫及地應(yīng)力影響如圖15所示。由圖15可知：當(dāng)注入時(shí)間一定時(shí)，隨施工排量升高，套管周?chē)貞?yīng)力差也不斷增大，排量越大裂縫寬度擴(kuò)展得越快；當(dāng)施工排量一定時(shí)，壓裂液注入時(shí)間與裂縫擴(kuò)展長(zhǎng)度成正比，地應(yīng)力差先降低、再增加到46 MPa穩(wěn)定。

圖15 施工排量和壓裂時(shí)間對(duì)裂縫及地應(yīng)力差影響曲線

通過(guò)改變壓裂段間距參數(shù)發(fā)現(xiàn)，不同段間距主要對(duì)誘導(dǎo)地應(yīng)力差產(chǎn)生影響，壓裂段間距與地應(yīng)力差變化成反比，兩者關(guān)系如圖16所示。增大壓裂間距可有效降低壓裂段之間的誘導(dǎo)應(yīng)力差值。當(dāng)壓裂段間距為18 m后，再增大壓裂段間距以降低套管周?chē)貞?yīng)力的作用已不大。綜合施工參數(shù)分析，施工排量為10～12 m3/min、注入時(shí)間為150 s、段間距取16～18 m時(shí)，在保證裂縫長(zhǎng)度和寬度的前提下能保持套管周?chē)鄬?duì)較小的地應(yīng)力差，進(jìn)而有效減小套管應(yīng)力，降低套管的變形風(fēng)險(xiǎn)。

圖16 不同段間距對(duì)地應(yīng)力差的影響曲線

4 防治措施

針對(duì)利頁(yè)1XX井施工情況并結(jié)合上述計(jì)算分析，在水泥環(huán)非完全缺失深度為35 mm時(shí)，套管變形后云圖與現(xiàn)場(chǎng)鉛模打印邊緣一致，如圖17所示。變形后套管邊緣處變形量為1.97 mm，現(xiàn)場(chǎng)鉛模打印變形量為2 mm，兩者可相互印證。因?yàn)樘坠茏冃魏蠼孛鏅E圓度不斷增大，所以會(huì)影響施工中橋塞等壓裂工具的下入。

圖17 套管變形后與鉛模打印對(duì)比

根據(jù)上述不同因素對(duì)套管變形的規(guī)律計(jì)算分析，對(duì)于濟(jì)陽(yáng)區(qū)塊頁(yè)巖油井壓裂作業(yè)時(shí)，可注意以下幾點(diǎn)：①提高固井水泥質(zhì)量，避免出現(xiàn)缺失現(xiàn)象，并改善水泥環(huán)配比，提高水泥彈性模量以抵御外載荷；②適當(dāng)降低施工排量，大排量施工會(huì)產(chǎn)生高的應(yīng)力差，建議施工排量10～12 m3/min；③適當(dāng)增加壓裂段間距，減小因套管周?chē)T導(dǎo)地應(yīng)力差而對(duì)套管應(yīng)力造成的影響；④可研制小尺寸橋塞工具，在套管出現(xiàn)微小變形時(shí)，下小尺寸橋塞可保障后面壓裂的順利進(jìn)行，避免丟段。

5 結(jié) 論

(1)水泥環(huán)在缺失嚴(yán)重時(shí)(缺失角度大于50°或缺失深度大于25 mm)會(huì)使套管發(fā)生變形。缺失工況下套管內(nèi)壁應(yīng)力最大發(fā)生在缺失邊界處，套管外壁應(yīng)力最大發(fā)生在最頂端。

(2)在水泥環(huán)彈性模量不變的情況下，將水泥環(huán)泊松比從0.30降低到0.14時(shí)，套管的應(yīng)力減小幅度很小，改變水泥環(huán)泊松比不能有效緩解套管應(yīng)力。在水泥環(huán)泊松比不變的情況下，將水泥環(huán)彈性模量從5 GPa增加到15 GPa時(shí)，套管的應(yīng)力降低幅度達(dá)95 MPa，適當(dāng)提高水泥環(huán)彈性模量可以有效緩解套管應(yīng)力情況。

(3)施工排量、段間距及注入時(shí)間均對(duì)套管應(yīng)力產(chǎn)生影響。施工時(shí)間為150 s時(shí)地應(yīng)力差最小，增大壓裂間距可有效降低壓裂段之間的地應(yīng)力差。當(dāng)壓裂間距為18 m后，再增大壓裂間距以降低套管周?chē)貞?yīng)力的作用已不大。

(4)從改善固井質(zhì)量、調(diào)整施工參數(shù)、壓裂工具改進(jìn)等方面提出了防治措施，對(duì)解決套損和指導(dǎo)新區(qū)塊壓裂作業(yè)有積極意義。