李達， 王樂， 衣德強， 朱李安， 胡曉宇， 崔云群， 黨小理， 崔露

（1.西安石油大學石油工程學院，西安 710065；2.長慶油田分公司油氣工藝研究院，西安 710018；3.低滲透油氣田勘探開發(fā)國家工程實驗室，西安 710018；4.中國石油大學（北京），北京 102249；5.渤海鉆探國際鉆采物資供應分公司，天津 300457）

0 引言

轉(zhuǎn)向壓裂是把原來壓開的裂縫作為地層流動通道進行生產(chǎn)。鄺聃等[1]認為蘇里格氣田儲層自身致密、黏土礦物含量高，導致地層對外來流體非常敏感，即要求施工流體的儲層傷害低；地層孔喉半徑小、排驅(qū)壓力大，地層能量有限，即要求壓裂流體易返排或可降解。為保證舊裂縫不受施工影響，轉(zhuǎn)向壓裂還需考慮如何產(chǎn)生新的裂縫。白紅艷等[2]提出實現(xiàn)縫內(nèi)轉(zhuǎn)向的轉(zhuǎn)向劑需要滿足：轉(zhuǎn)向劑在一定溫度下能軟化，在一定壓力下易變型，以及轉(zhuǎn)向劑具有良好的黏彈性，可溶于原油或地層水或者易返排，保障泄油通道暢通。才博等[3]認為實現(xiàn)轉(zhuǎn)向壓裂需要依靠支撐劑和井筒放噴作用，通過產(chǎn)生應力集中從而改變地層應力分布，即依靠縮小地層水平主應力差值來實現(xiàn)轉(zhuǎn)向壓裂。那么對于致密砂巖轉(zhuǎn)向壓裂，需要一種既不能堵死原有裂縫，又可以改變封堵區(qū)域地層應力分布的轉(zhuǎn)向劑。

對于氣藏的開發(fā)，現(xiàn)場已進行過各種壓裂措施，但其中能夠指導轉(zhuǎn)向壓裂的經(jīng)驗有限。汪道兵等[4]針對擴大裂縫改造體積問題，提出使用可降解纖維轉(zhuǎn)向劑進行裂縫強制轉(zhuǎn)向，通過直接觀察真三軸實驗巖心的轉(zhuǎn)向裂縫，而并未對巖石應力或強度變化進行實驗分析。熊穎等[5]利用礦物油和人工聚合物研制出用于頁巖氣體積壓裂的轉(zhuǎn)向劑，評價了封堵性能和承壓性能，但是同樣沒有對巖石應力和強度變化進行實驗探究。

絨囊流體由空氣、表面活性劑和高分子聚合物組成[6]，利用自身強度形成“隔墻”阻擋流體流動，適應地下各種流動通道[7]。通過分壓、耗壓或者撐壓封堵方式，全面封堵地層流動通道并提供足夠承壓能力[8]，實現(xiàn)防漏、堵漏和提高地層承壓能力[9-10]。目前，以絨囊流體為基礎的轉(zhuǎn)向酸化技術已經(jīng)成功地應用于GX-3井[11]，在沁水盆地的煤層氣井中實現(xiàn)轉(zhuǎn)向壓裂。微地震監(jiān)測和生產(chǎn)數(shù)據(jù)證實，絨囊暫堵流體暫堵后可以實現(xiàn)裂縫轉(zhuǎn)向，且原縫仍然能夠生產(chǎn)。同時，絨囊流體還可以發(fā)揮堵水作用，降低煤層氣產(chǎn)水量[12-13]。在現(xiàn)場應用之前，需先進行室內(nèi)實驗，確定轉(zhuǎn)向劑使用量和轉(zhuǎn)向程度控制的關系，方可指導設計和現(xiàn)場施工。

1 室內(nèi)實驗

但轉(zhuǎn)向劑用量和轉(zhuǎn)向角之間的關系無法直接通過實驗測得，因此先測量轉(zhuǎn)向劑用量與巖心封堵強度之間的關系，再建立封堵強度與轉(zhuǎn)向角度之間的關系。室內(nèi)使用4種主要處理劑配制成絨囊暫堵流體進行實驗，進行不同暫堵劑用量下的封堵強度實驗，封堵前后巖心應力應變測試實驗，配方如下。

2.0 %囊層劑+1.5%絨毛劑+0.3%成核劑+0.5%成膜劑，密度為0.85 g/cm3。

1.1 封堵劑用量與封堵強度實驗

使用4塊直徑為75 mm的人造巖心，裂縫由人工切割形成，貫穿巖心，裂縫高度均為50 mm，長度分別為80、100和120 mm，1#、2#、3#和4#巖心的絨囊流體封堵用量分別為4、8、10和12 mL。借鑒SY/T 5336—2012巖心分析方法中滲透測定的驅(qū)壓加載方法，使用驅(qū)液缸將絨囊流體通入巖心裂縫內(nèi)，待絨囊流體完成封堵后，以0.80 mL/min的注入量通入清水，使用滲透率儀對封堵巖心的承壓能力進行測試，見表1。由表1可以看出，隨著封堵帶的延長，絨囊封堵用量的提高，封堵巖心的承壓能力也隨之提高。

表1 不同絨囊用量下巖心的承壓能力

1.2 封堵前后巖心應力應變實驗

使用TAW-2000微機控制電液伺服巖石三軸試驗機，在室溫（25 ℃）、45 MPa的圍壓條件下，根據(jù)GB/T 50266—2013工程巖體試驗方法標準，以25 N/s的加載速度進行實驗，結(jié)果見圖1。

圖1 封堵前后應力-應變變化曲線

由圖1可以看出，絨囊封堵前，巖心最大應力為182.365 8 MPa，徑向應力應變曲線的拐點在徑向應變?yōu)?.004 8 mm/mm處，軸向應力應變曲線的拐點在軸向應變?yōu)?.014 3 mm/mm時；封堵后，巖心最大應力為210.267 4 MPa，徑向應力應變曲線的拐點在徑向應變?yōu)?.012 7 mm/mm處，軸向應力應變曲線的拐點在軸向應變?yōu)?.018 6 mm/mm處。破壞時的變形程度提高，即表明巖心的塑性得到增強，說明巖石的強度提高。

2 轉(zhuǎn)向角度討論

根據(jù)測量得到的應力應變，計算出能反映巖石性質(zhì)的力學參數(shù)，進行裂縫能否轉(zhuǎn)向的數(shù)據(jù)分析。

2.1 轉(zhuǎn)向可行性定量分析

由巖心的應力應變參數(shù)，按照泊松比的計算公式[14]和彈性模量的計算公式[15]計算巖石封堵前后的脆性和破裂壓力。巖石脆性是指巖石受力破碎時所表現(xiàn)出的一種性質(zhì)，即當巖石在受力達到特定的極限時突然破裂，而在破裂前自身的塑性變形小，破裂時全部以彈性能量的形式釋放的一種性質(zhì)。Rickman R等提出的頁巖氣地層脆性計算方法[16]。

式中，E為測試巖樣彈性模量，104MPa；μ為測試巖樣泊松比；ΔE為歸一化后巖石彈性模量；Δμ為歸一化后巖石泊松比；I為巖石脆性系數(shù)，%。

王成龍等在研究長慶油田姬塬地區(qū)巖石脆性時，采用上述公式進行計算，計算結(jié)果與工區(qū)巖石脆性實驗結(jié)果吻合。因此使用此公式進行計算。巖石破裂壓力是指裸露井眼在井內(nèi)鉆井液液柱壓力作用下，使地層破裂或原有裂縫重新開啟的壓力[17]。李傳亮等[18]認為Hubbert-Willis公式適用于非滲透巖石，而Haimson-Fairhurst公式適用于高滲透巖石，提出考慮本體有效應力和結(jié)構(gòu)有效應力的計算公式，計算結(jié)果介于2者之間[19-20]?？紤]到本研究無法獲取計算必須的巖石觸點孔隙度，在此采用丁海琨[21]在研究蘇里格氣田巖石力學時提出的公式計算，計算公式如下。

式中，σH為水平最大地應力，MPa；σh為水平最小地應力，MPa；Pf為巖石破裂壓力，MPa；v為泊松比；σv為垂直地應力，MPa；a為有效應力系數(shù)；Pp為孔隙壓力，MPa；K為構(gòu)造應力系數(shù)；St為抗拉強度，MPa，St按照文獻[6]中提出的公式（St=σc/12），σc為抗壓強度，MPa。

根據(jù)測試的結(jié)果，計算出彈性模量、泊松比和抗壓強度（見表2）。其中前4組為巖心封堵前數(shù)據(jù)，后4組為巖心封堵后數(shù)據(jù)。文獻[15]認為巖石脆性系數(shù)反映了巖石在一定條件下失效與維持裂縫的能力，巖層的脆性系數(shù)越高，越容易被壓開，文獻[16]指出裂縫更容易向著脆性系數(shù)大的方向延伸。

表2 巖心三軸力學實驗結(jié)果

由表2可以看出，絨囊流體封堵后，巖心的脆性系數(shù)分布在10.98%～25.55%，由封堵前的平均44.83%降至封堵后的平均17.70%，減少了60.52%。脆性系數(shù)的減少，說明巖心由脆性向塑性轉(zhuǎn)變，證明封堵帶較原始裂縫帶更難壓開，表明封堵后巖石強度提高，再次壓裂時，裂縫趨于向封堵帶附近未壓裂區(qū)域延伸。由表2還可以看出，絨囊流體封堵后，巖心的破裂壓力分布在74.94～103.46 MPa，由封堵前平均66.65 MPa提高至封堵后平均87.36 MPa，增加了31.07%。破裂壓力增加，同樣證明封堵帶較原始裂縫帶更難壓開，表明封堵后的巖石強度提高，再次壓裂時壓裂液更易從未封堵區(qū)域壓開地層，形成延伸至未壓裂區(qū)域的轉(zhuǎn)向裂縫。

2.2 數(shù)學方法求得轉(zhuǎn)向角

巖石主應力差值變化決定壓裂轉(zhuǎn)向效果，初始水平應力差值小的區(qū)域更容易進行轉(zhuǎn)向壓裂。但巖石主應力差值直接測量困難，通過巖石彈性模量、泊松比計算得到建立巖石彈性模量、泊松比等力學參數(shù)與新舊裂縫夾角增量間數(shù)學關系，根據(jù)4組實驗的計算參數(shù)和測量參數(shù)（表3），采用數(shù)學的方法擬合出絨囊封堵后裂縫轉(zhuǎn)向角度增幅、彈性模量和泊松比之間的數(shù)學關系。

表3 計算參數(shù)

通過測量，絨囊封堵前后新舊裂縫夾角分別增加了23.2°、24.9°、38.5°和55.9°，新舊裂縫夾角均增大，說明絨囊暫堵流體可以迫使地應力發(fā)生進一步地偏轉(zhuǎn)，見圖2。

圖2 地應力方向改變示意圖

使用測試得到的巖石力學參數(shù)與地應力偏轉(zhuǎn)角度，通過最小二乘法方法進行初步擬合，得到偏轉(zhuǎn)角度與彈性模量、泊松比的數(shù)學關系，擬合結(jié)果如圖3所示。從擬合結(jié)果看，擬合結(jié)果的可決系數(shù)R的平方達到了0.947 7，說明擬合程度好，數(shù)學關系明顯。由于缺乏大量實驗數(shù)據(jù)驗證地應力偏轉(zhuǎn)角度與封堵后巖石力學參數(shù)之間的關系，式（9）僅針對本研究結(jié)果提出。對于絨囊暫堵流體封堵后再次壓裂時新生裂縫的延伸規(guī)律，仍需進一步通過物理模擬實驗研究得到。式中，θ為地應力偏轉(zhuǎn)角度，（°）；E為彈性模量，GPa；v為泊松比。

圖3 偏轉(zhuǎn)角度與彈性模量、泊松比的數(shù)學關系

2.3 現(xiàn)場施工設計

現(xiàn)場施工設計為暫堵和壓裂階段：暫堵階段向地層泵入絨囊暫轉(zhuǎn)向劑封堵原縫；壓裂階段泵入活性水壓裂液，轉(zhuǎn)向壓開新縫。絨囊轉(zhuǎn)向劑和滑溜水壓裂液用量、排量數(shù)據(jù)見表4。暫堵階段：按照排量為2.0～2.5 m3/min注入12 m3滑溜水頂替液，檢測并張開原縫；再以排量2.0～3.0 m3/min注入絨囊轉(zhuǎn)向劑215 m3，封堵原縫；再以排量3.0～3.5 m3/min注入絨囊轉(zhuǎn)向劑35 m3，強化封堵結(jié)構(gòu)；最后以排量4.0 m3/min注入頂替液13 m3，使絨囊轉(zhuǎn)向劑擠入裂縫深處，提高封堵強度。

表4 壓裂施工設計

3 結(jié)論

1.揭示了絨囊注入量與轉(zhuǎn)向角度之間的規(guī)律，得到絨囊注入量與轉(zhuǎn)向角度之間的數(shù)學關系。

2.通過實驗驗證絨囊流體依靠提高巖石局部的強度來實現(xiàn)轉(zhuǎn)向壓裂過程中的裂縫轉(zhuǎn)向。