河道致密砂岩螺旋射孔完井压裂优化设计

范宇,汤继周,陈伟华,张卓,唐波涛,杨文涛

(1.中国石油西南油气田公司工程技术研究院,四川成都610017;2.同济大学海洋与地球科学学院,上海200092;3.同济大学海洋地质国家重点实验室,上海201306;4.南开大学化学学院,天津300071)

0 引 言

川中地区秋林区块沙溪庙组河道致密砂岩储层岩石类型多以细粒长石砂岩为主,储层矿物主要由石英(45.0%)、长石(33.3%)和岩屑(21.3%)组成[1]。粒间以钙质胶结为主,粒间充填物主要为黏土矿物;储层孔隙度、渗透率比较小,属于致密储层范畴[2];且天然裂缝不发育,基于弹性模量和泊松比计算的岩石脆性指数比较小,水力压裂后难以形成复杂的裂缝网络[3];同时,该区域发育河道砂,河道在横向上大面积分布,在纵向上多层叠置,在平面上展布形态复杂,造成储层岩石矿物组分不均衡,且不同区域河道砂体压力系数差异较大[4]。相比常规压裂,围绕“甜点区”的分段多簇射孔压裂不仅能缩短作业周期,还能保证裂缝最大程度开启,提升储层改造效果[5-6]。前期采用水平井分段多簇等孔径的射孔、高强度加砂压裂技术对致密砂岩储层进行改造[3],现场压裂后,基于广域电磁法[7]探测发现,各簇裂缝延伸长度介于18～277 m,出现裂缝延伸长度不均衡现象,射孔效率比较低,使得储层改造效果不明显。

目前常规射孔方式主要包含定面射孔、螺旋射孔及定向射孔[8],裂缝起裂和扩展受到储层岩石力学参数、地应力场演化规律及缝间干扰等因素影响[9-10]。相关学者对此开展了大量研究,发现优化射孔不仅能间接影响油气井产能,还能直接影响储层增产效果[11]。刘海龙等[12]通过其建立的定向井水力压裂起裂压力预测模型,发现定面射孔的起裂压力随着地层弹性模量和泊松比的增大而增大。王滨等[13]在分析常规射孔裂缝发育的基础上,提出交错定面射孔概念,此射孔方式在同一定面内以及相邻定面加强了射孔之间的联系,易形成连通裂缝并有序扩展,但应用在地应力非均质地层,射孔效率不高,储层改造效果不理想。段鹏辉等[14]对安塞油田长6特低渗透储层进行定面射孔体积压裂研究,在储层水平主应力差的条件下有效控制裂缝纵向扩展距离,实现了低渗透段剩余油的挖潜。李东传等[15]通过定射角射孔器试验研究了15°～45°射角对穿孔的影响,发现增大射角会导致穿孔深度的下降。彪仿俊等[16]采用三维有限元法对螺旋射孔条件下地层破裂进行了研究,分析了不同射孔方位角、相位角及射孔密度对地层破裂压力的影响。姜浒等[17]开展了大型真三轴水力压裂物理模拟实验,研究了水力裂缝在定向射孔下不同射孔方位角和水平主应力差下的起裂、延伸、转向、破裂压力和形态变化,结果表明:破裂压力与射孔方位角呈正比关系,水平主应力差对裂缝转向距离影响很大。郭天魁等[18]基于Abaqus有限元软件,建立了三维单级三簇射孔和单孔段裂缝起裂计算模型,研究簇间干扰对裂缝起裂的影响,发现在两侧射孔产生的附加应力干扰下,中间射孔开启压力增加,起裂方式为从端部射孔开始向中部射孔发展。

上述研究表明,优化射孔参数及压裂施工参数,能够有效降低裂缝起裂的破裂压力,保证射孔开启,提高射孔效率,并促使多簇裂缝更加均衡扩展,提升储层压裂体积改造效果。针对川中地区秋林区块沙溪庙河道致密组砂岩储层现阶段水平井分段多簇射孔、高强度加砂压裂技术存在的问题,该文采用数值模拟方法,通过建立研究区河道致密砂岩储层局部模型,利用不同岩石力学参数、射孔参数及施工参数对地层破裂压力与裂缝横向延伸的影响展开研究。该研究可为河道致密砂岩储层水平井压裂技术提供相关指导。

1 数值模拟方法

1.1 三维离散格子法

1.1.1模型原理

该文采用基于综合岩体技术与离散格点理论的三维离散格子方法模拟水力压裂过程中射孔簇的起裂、扩展与延伸。该方法使用黏结颗粒模型将岩石颗粒简化成节点,弹簧表示具有弹性特征的岩石接触面,光滑节理模型模拟射孔起始簇或岩体中预存的不连续弱面。格点连接带有法向刚度与剪切刚度的弹簧,弹簧的拉张剪切对应了岩石的拉剪破坏,位于破裂弹簧中心的币状流体单元间可形成管网以供流体流动。众多由弹簧连接的准随机分布节点组成格点弹簧网络,节理能够以任意方位放置其中,用以精确高效地表征裂缝断裂[19]。

1.1.2力学模型

三维离散格子法通过动态显式算法直接处理节理的断裂、张开、闭合、滑移,有较好的稳定性。每个节点包含3个平动自由度和3个转动自由度,其位移规律可由中心差分方程[20]表示

(1)

(2)

格点网络模型利用节点的相对位移计算弹簧的受力变化[20]

(3)

微观弹簧与宏观岩体的抗拉剪强度对应关系[21]

(4)

式中,FN,max与FS,max分别为弹簧的断裂拉力与断裂剪力,N;at与as分别为抗拉和抗剪强度的校正系数,无量纲;T与C分别为宏观岩体抗拉强度与抗剪强度,Pa;R为网格单元尺寸,m;μ为摩擦系数,无量纲。

当弹簧的法向应力FN超过抗拉强度或剪切应力FS超过抗剪强度,弹簧发生拉张破坏或剪切破坏。弹簧破坏后产生微裂纹,此时弹簧所受的力都为0,即FN=FS=0。

1.1.3流体流动模型

裂缝中流体流动是通过流体单元管道网络模型求解的,其中假定管道宽度与管道长度相等,流体沿管道从流体单元A到B的流量公式[20]为

(5)

kr=S2(3-2S)

(6)

式中,q为流体流量,m3/s;β为无量纲系数;kr为相对渗透率,无量纲;w为裂缝宽度,m;μ为流体黏度,Pa·s;pA和pB分别为流体单元A和B处的流体压力,Pa;ρw为流体密度,kg/m3;g为重力加速度,m/s2;zA和zB分别为流体单元A和B处的标高,m;S为含水饱和度,无量纲。

流动过程中随时间变化的流动演化模型通过显示计算方法求解,在流动时间步长Δtf内,流动压力增量Δp的计算公式[20]为

(7)

1.1.4流固耦合方法

该文采用由PeterCundall提出的机械不可压缩流体流固耦合方法,进行流体注入诱发裂缝或岩体中预存节理与岩石变形的耦合。这种方法通过岩石变形及初始裂缝宽度求解裂缝渗透率。受渗透率影响,流压作用于裂缝表面进而影响岩石变形;而岩石的变形又反过来导致裂缝宽度及流压变化,进而造成裂缝渗透率的变化[20]。

1.2 数模方法流程图

结合三维离散格子法中的力学模型、流体流动模型、流固耦合方法,将岩石力学参数、地应力等地质参数赋予到岩体基质,并利用射孔破裂相关参数在基质中预置几何节理(平面不连续体),再输入施工参数开展水力压裂模拟,并预测最终裂缝形态以及计算施工过程中地层破裂压力,具体流程见图1。

图1 数值模拟流程图(图片重制自Zhang等[22]及Zhao等[23])

1.3 模型验证

三维离散格子法是基于颗粒流程序(Particle Flow Code,PFC)与黏结颗粒模型的简化方法,计算效率更高[20]。Fu等[24]开展了拉伸和断裂韧性试验的数值模拟,并匹配相同条件下物模实验的流体压力,断裂位置、尺寸以及先导实验中裂缝与层理弱面的交互形态验证了相关力学模型及流体流动模型。Zhang等[25]采用该方法建立等效限流射孔完井模型进行了现场尺度的压裂模拟,模拟所得的流体压强曲线与现场施工曲线基本一致,进一步验证了此模型的准确性。

2 致密砂岩螺旋射孔压裂数值模型

2.1 单段多簇螺旋射孔模型

以川中地区秋林区块沙溪庙组水平井QL17井其中一段为例,基于三维离散格子法建立了套管、水泥环和地层的整体模型。该油井水平段的垂直顶深为2 157 m,油管内径88.9 mm,套管壁厚12.09 mm,水泥环厚度30 mm,所处地层地质参数及现场压裂施工参数见表1。为确保套管、井筒和射孔间相互匹配,除部分岩石力学参数(断裂韧性、抗拉强度)取自川中砂岩储层普适性参数[26],表1中其他参数均参考现场实际情况。

表1 川中地区秋林区块沙溪庙组QL17井地质与压裂施工参数

以水平段单段段长、理想裂缝缝长及有效储层厚度为参数建立300 m×80 m×30 m的岩体模型,开展水平井单段多簇螺旋射孔优化。由于射孔孔径(毫米级)、水平井筒直径(分米级)与水力裂缝长度(可达百米级)差别较大[25],前人通常采用等比例缩小的方法建立实验尺度的射孔数值模型以实施数值模拟。这不仅忽视了多簇压裂时应力阴影的影响,也无法精准预测泵注结束后裂缝的完整几何形态。为模拟油田尺度多簇裂缝的有效起裂及均匀扩展,该文结合螺旋射孔在三维坐标系下方位与平滑节理模型建立了等效射孔模型(见图2)。具体方法:首先根据射孔的孔数、孔径、孔距在井筒内放置0.438 m的圆柱形流体管道等效射孔隧道;再在孔道中间位置布置长度等于孔深、宽度和起始缝宽等于孔径的矩形节理面,以等同射孔;最后将近井筒摩阻等效为射孔隧道的压力损失。为探讨射孔相位角对计算结果的影响,模型中水平井方位与最小水平主应力方向相同,并保持每簇首个射孔与最大水平主应力σH方向一致。

图2 三维单段多簇螺旋裂缝起裂与延伸模型

2.2 敏感性参数数模实验

对储层工区岩石力学性质进行准确分析是研究多簇压裂效果的前提[27]。由于川中地区秋林区块沙溪庙组储层非均质性强,不同岩石矿物组分影响其力学性质(部分井弹性模量相差达15 GPa),可压性差异会导致射孔效率差异。不同强度的砂岩也会直接影响孔弹的穿深[28]。不仅如此,裂缝扩展后造成的岩石结构变形,在一定距离会产生诱导应力或应力阴影改变其原有地应力场,形成裂缝转向及非均匀扩展。为了最大程度改善此区域储层改造效果,重点研究了岩石力学参数(弹性模量)、射孔参数(孔径、相位角)以及施工参数(簇间距)对地层破裂压力与裂缝横向延伸的影响,数模实验参数见表2。

表2 数模敏感性实验参数

3 致密砂岩螺旋射孔影响因素分析

3.1 基础案例

图3描述了基础案例(基于表1中的工程地质参数,并保持所有敏感性实验参数不变)从裂缝起裂—生长—延伸的整个演化过程。可观察到:当流体从图3右边(根部)向图3左边(趾部)持续注入10 s时,每簇虽有部分射孔无法正常开启,但均在垂直于井筒方向形成缝高小于5 m的小尺度裂缝,裂缝最大缝宽较小,多数为直缝;注入5 min时,裂缝已颇具规模,最大缝宽可达0.015 m,应力阴影作用明显,之前存在小角度倾斜的裂缝已发生转向,无裂缝合并;当注入7 min时,由于垂向地应力较小,靠近注入口末端的裂缝开始产生次生裂缝,受应力阴影作用影响的裂缝间发生合并,第6簇裂缝已扩展到岩体顶端;泵注结束时,存在大量裂缝交互,并在靠近注入口处形成复杂裂缝。

泵注结束时裂缝在水平方向的延伸见图3(e)。流体由图3(e)上方往下方注入,由图3(e)可以观察到裂缝扩展时的最大缝宽出现在距离井筒一定距离的位置而非注入口处。这可能是由于泵注结束前,裂缝缝高已接近储层顶端,受边界限制,流体及裂缝扩展转向最大水平主应力方向。最大缝宽的转移也增大了近井筒弯曲度,进而造成部分裂缝偏单向延伸[25]。

由于压裂液黏度系数与排量较大,最终形成了最大缝长约75 m、最大缝宽约0.024 m的8簇缝长较均匀的水力裂缝。

图3 基础案例模拟过程中裂缝形态时间演化图

3.2 弹性模量

图4为针对强非均质性砂岩储层的不同弹性模量条件下,裂缝扩展10 min时的缝宽轮廓图。为更好地表征不同参数对岩石破裂压力的影响,取所有模拟结果对应流体压强曲线中的最高点为压裂过程中的破裂压力,结果见表3。图4显示了不同条件对段内各簇储层改造体积及标准差的影响,标准差越小,分簇裂缝扩展越均匀。

图4 注入10 min时不同弹性模量条件下裂缝形态图

由图4可知,当所施工区域弹性模量较低时(13.16 GPa),整体缝长小、缝宽大,对比高弹性模量(33.16 GPa)的地层,其储层改造体积更均匀(见图5)。应力阴影影响弱,裂缝更容易沿最大水平主应力方向独立扩展,相较于高弹性模量地层裂缝转向更不明显。对于高弹性模量储层,与较低弹性模量地层相比,其裂缝整体缝高更大,延伸时弯曲更严重,裂缝交互更明显[29]。

表3 模拟过程中不同条件下岩石破裂压力数值

原因可能是当高抗形变岩石破裂一段时间后,很大程度影响了地应力的分布,进而增强了应力阴影效应,这与才博等[30]的发现一致。模拟结果显示,相较于其他案例,高弹性模量还会导致岩石破裂后,裂缝垂向生长所受阻力减小,裂缝整体纵向生长更接近储层顶端。弹性模量为弹性材料形变未超过其弹性限度时抵抗应变的能力,因此,储层弹性模量越高,所需的破裂压力越大。据表3可知,与较高储层弹性模量(33.16 GPa与基础案例)相比,弹性模量为13.16 GPa的砂岩储层破裂压力最低,为60.92 MPa。

图5 泵注结束后储层改造体积与标准差对比图

3.3 射孔孔径

图6展示了9 、11 mm(基础案例,见图3)和13 mm射孔孔径在泵注10 min后裂缝缝长与缝高的形态。对比基础案例,当射孔孔径较小时,缝宽更小,裂缝更容易沿最大水平方向扩展。当射孔孔径减小时,注入口容量会随之减少,射孔摩阻将限制流体流入,整体缝长并未明显增大。较窄的孔道也意味着填砂容量小,孔道流动面积小,增大了油气流动的阻力和速度,不利于产能提高。

相比于较小射孔孔径,13 mm射孔孔径压裂造缝缝宽更大,所需破裂压力更大。部分裂缝在延伸过程中虽更易受应力阴影影响发生弯曲而与相邻裂缝交互,所形成的次生裂缝也更多。

然而,由于起始簇缝宽增加,相同时间内注入量也会增多,相较于其他案例,13 mm射孔孔径压裂最终形成的每簇裂缝改造体积更加均匀(见图5),射孔孔径增大也有益于后续支撑剂的注入与运移。

图6 注入10分钟时不同射孔孔径条件下裂缝形态图

3.4 射孔相位角

在孔密恒定的情况下,分别研究了45°、60°(基础案例,见图3)与90°射孔相位角,模拟10 min后裂缝形态(见图7)。可以观察到,由于45°与90°射孔相位角平行于垂向应力或水平主应力,受应力阴影影响更弱,裂缝相较于60°射孔相位角更不容易弯曲交互。对于较小射孔相位角(45°),由于其沿井筒方向孔眼排列更紧密,流线弯曲增加了流动时能量的损失,很大程度上增加了破裂时的难度(见表3)。而如图5所示,由于45°射孔相位角对比60°与90°射孔相位角布孔角度更广,所形成的裂缝改造体积更均匀。且当射孔相位角为45°时,相较于60°与90°相位角,套管强度能保持在较高比值范围内,这对油气井的生产寿命很有利。

3.5 簇间距

保持段长不变,簇间距为6 m、8 m(基础案例,见图3)和10 m条件下,持续注入10 min的裂缝形态(见图8)。对比基础案例,随着簇间距减小,裂缝整体平均缝宽增大,缝长扩展较不均匀,所需破裂压力更大(见表3)。在趾部观察到更多裂缝在垂直于最小水平主应力方向扩展一段位移后发生转向,多簇裂缝聚拢在近井筒位置形成复杂裂缝,这给后续加砂带来挑战。而当给定的簇间距增大时,相较于小簇间距形成的缝长整体上更均匀。除趾部和根部两端裂缝因受岩体模型边界限制发生裂缝合并外,其他簇均独立扩展,并传播到更远的位置。从图5可观察到,簇间距对砂岩储层压裂的改造体积的影响不大,需开展更多研究以获取最优簇间距。

图7 注入10 min时不同射孔相位角条件下裂缝形态图

图8 注入10 min时不同簇间距条件下的裂缝形态图

4 结 论

(1)川中地区秋林区块沙溪庙组河道致密砂岩储层弹性模量是影响岩石破裂及储层改造均匀性的主要因素。当砂岩储层弹性模量较小时,破裂压力低,整体缝宽明显增大,裂缝横向扩展受到明显抑制,应力阴影影响得到改善,各簇储层改造体积较均匀。可通过改善射孔及施工参数的方式进一步优化储层改造效果。

(2)降低射孔孔径能一定程度降低破裂压力,改善簇间干扰,阻止次生裂缝的形成;但由于摩阻更大,所形成的储层改造体积更不均衡,孔道过小也不利于后续的填砂提产。

(3)使用与地应力方向相同的射孔可以有效改善应力阴影,使裂缝扩展更加独立。降低射孔相位角会使储层改造体积整体更均匀,但同时也加重了流体流线弯曲,增大裂缝起裂的难度。

(4)簇间距是簇间干扰的主控因素,减小簇间距会增加起裂时的破裂压力,降低射孔效率。