薛亞斐 溫哲豪 沈云波 王樂 梁凌云

1. 長慶油田分公司油氣工藝研究院； 2. 低滲透油氣田勘探開發(fā)國家工程實驗室； 3. 長慶油田分公司氣田開發(fā)事業(yè)部；4. 中國石油大學(xué)（北京）

水力壓裂已成為開發(fā)低滲透、特低滲透油氣田的主要措施，而在長期開采過程中儲層周圍應(yīng)力場發(fā)生改變，如果對老井裂縫轉(zhuǎn)向改造，需要足夠大的誘導(dǎo)應(yīng)力差［1］（Siebrits E等，2000）。而此前研究表明，初始最大主應(yīng)力方向被改變?yōu)榫茏钚≈鲬?yīng)力方向才能實現(xiàn)壓裂轉(zhuǎn)向［2］（Wright C A 等，1994）。

更多學(xué)者認(rèn)為需要引入轉(zhuǎn)向劑，封堵高滲透通道和原縫，增強井底和水力壓裂裂縫凈應(yīng)力，超過老裂縫中薄弱部位的破裂壓力，從而溝通天然微裂縫及形成裂縫，更好地實現(xiàn)裂縫轉(zhuǎn)向。

絨囊工作流體是模糊封堵理論指導(dǎo)下開發(fā)的一種油氣井用無固相流體，以分壓、耗壓或者撐壓封堵方式封堵漏失地層［3］（鄭力會等，2017），將絨囊技術(shù)引入壓裂作業(yè)，開發(fā)出絨囊轉(zhuǎn)向劑，用于臨時封堵原裂縫。絨囊轉(zhuǎn)向劑承壓能力25 MPa，滲透率恢復(fù)值達(dá)85%以上，封堵能力強，儲層傷害低，能夠滿足暫堵轉(zhuǎn)向壓裂的要求，并在現(xiàn)場得到了很好的應(yīng)用。2015年，原縫無損傷絨囊暫堵重復(fù)壓裂技術(shù)在LH1油井中取得了較好的應(yīng)用效果［4］（鄭力會等，2015）。2016年，以絨囊暫堵流體為基礎(chǔ)的重復(fù)壓裂轉(zhuǎn)向技術(shù)在鄭X井也得到成功試驗，并監(jiān)測到有55°轉(zhuǎn)角新縫［5］（鄭力會等，2016），首次現(xiàn)場證明了絨囊暫堵轉(zhuǎn)向可行。2017年，絨囊暫堵壓裂控水技術(shù)也在鄭3X井增產(chǎn)試驗中得到成功應(yīng)用［6］（聶帥帥等，2017）。不過絨囊暫堵轉(zhuǎn)向壓裂技術(shù)仍存在絨囊封堵機理不明確、裂縫延伸形態(tài)預(yù)測困難等問題。

針對絨囊暫堵轉(zhuǎn)向技術(shù)存在的問題，國內(nèi)外學(xué)者做出很多類似研究。王永昌等利用真三軸實驗設(shè)備研究了主應(yīng)力對裂縫轉(zhuǎn)向的影響［7］（王永昌等，2005）。Solares J R等研究了酸壓暫堵轉(zhuǎn)向作業(yè)中纖維轉(zhuǎn)向劑封堵機理，纖維轉(zhuǎn)向劑通過增加原縫流動阻力，促使酸液轉(zhuǎn)向［8］（Solares J R 等，2008）。王盛鵬等利用大尺寸巖心模擬裝置研究油溶性暫堵劑封堵人工裂縫后的封堵效果［9］（王盛鵬等，2015）。李瑋等利用有限元分析方法研究主應(yīng)力、破裂壓力對纖維暫堵壓裂起裂點和起裂壓力的影響［10］（李瑋等，2016）。目前國內(nèi)外暫堵劑轉(zhuǎn)向機理研究中并沒有絨囊轉(zhuǎn)向劑暫堵轉(zhuǎn)向機理的研究，因此，本文利用真三軸壓裂模擬實驗等室內(nèi)評價方法，開展絨囊轉(zhuǎn)向劑暫堵轉(zhuǎn)向力學(xué)機理研究。

1 研究方法的確定

絨囊暫堵轉(zhuǎn)向壓裂裂縫轉(zhuǎn)向力學(xué)機理研究的難點在于尋找一種合適的實驗方法、合理的評價指標(biāo)和準(zhǔn)確的裂縫模擬方式。

1.1 實驗方法

目前多采用有限元建模分析和開展物模實驗兩種實驗方法研究暫堵轉(zhuǎn)向劑裂縫轉(zhuǎn)向力學(xué)機理。有限元建模分析方法基于巖石力學(xué)和破裂力學(xué)等力學(xué)原理建立裂縫預(yù)測模型，并通過大量合理假設(shè)，將影響轉(zhuǎn)向裂縫延伸的初次裂縫、孔隙壓力等因素考慮入內(nèi)，進而達(dá)到轉(zhuǎn)向壓裂預(yù)測的目的。Wright C A在前人研究的基礎(chǔ)上，建立了多孔彈性模型，利用該多孔彈性模型來估算孔隙壓力變化對地應(yīng)力場的影響，給出了最小主應(yīng)力、泊松比、地層壓力等之間的孔隙彈性關(guān)系［11］（Wright C A，1994）。張廣清等基于有限元力學(xué)分析，研究了定向射孔下轉(zhuǎn)向壓裂裂縫起裂和延伸機理［12］（張廣清等，2008）。這些都是有限元分析的典型例子。物模實驗方法是利用滲透率儀、真三軸壓裂模擬系統(tǒng)等實驗設(shè)備模擬現(xiàn)場真實壓裂環(huán)境開展暫堵壓裂模擬實驗，進而通過裂縫延伸形態(tài)評價壓裂效果的實驗方法。

1.2 評價指標(biāo)

暫堵轉(zhuǎn)向壓裂理論認(rèn)為，暫堵劑能夠有效暫堵老縫，形成高強度的封堵帶，增加裂縫垂直方向的誘導(dǎo)力，改變近井地帶地應(yīng)力分布，促使裂縫轉(zhuǎn)向。Detournay E等認(rèn)為，水力壓裂人工裂縫曲面的轉(zhuǎn)向半徑與地應(yīng)力差值、壓裂液黏度、施工排量等多個參數(shù)有關(guān)，地應(yīng)力差值越小，壓裂液黏度越大、壓裂排量越高，則曲面裂縫的轉(zhuǎn)向半徑越大［13］（Detournay E等，1991）。胡永全等認(rèn)為暫堵轉(zhuǎn)向劑的封堵強度至少要高于產(chǎn)層破裂壓力，這是保證形成轉(zhuǎn)向裂縫的關(guān)鍵［14］（胡永全等，2000）。夏洪全等實現(xiàn)了基于巖石脆性系數(shù)的儲層壓裂縫高度與寬度的定量預(yù)測［15］（夏洪全等，2013）。鄭力會等認(rèn)為絨囊暫堵流體通過分壓、耗壓、撐壓的封堵模式全面封堵儲層中裂縫、孔洞和裂隙，使得裂縫發(fā)育巖層充填成相對穩(wěn)定的整體，提高地層強度和破裂壓力［16］（鄭力會等，2016）。由此可知，裂縫延伸形態(tài)與地應(yīng)力差值、巖石脆性系數(shù)、儲層破裂壓力、壓裂液黏度等因素有關(guān)。

1.3 評價方法

暫堵轉(zhuǎn)向壓裂實驗研究需要盡量模擬地層裂縫真實狀態(tài)，為此許多學(xué)者做出了研究，郭寶利等利用金屬板縫、人工縫板模擬儲層人工裂縫，評價暫堵劑的暫堵性能［17］（郭寶利等，2003），不過金屬板無法模擬出巖石裂縫的孔隙度、滲透率、儲層物性，評價效果不好。吳勇等利用人造充填巖心開展濾餅?zāi)蛪涸囼灪蜁憾聞╊w?？箟簭姸仍囼瀬碓u價顆粒暫堵劑的暫堵承壓性能［18］（吳勇等，2008），這種方法能模擬出顆粒暫堵劑在井壁形成濾餅的情況，卻無法模擬出暫堵劑在裂縫內(nèi)部的分布。周法元等采用人工造縫巖心評價暫堵劑封堵能力［19］（周法元等，2010）。王道成等認(rèn)為轉(zhuǎn)向性能是衡量轉(zhuǎn)向劑最為重要的性能指標(biāo)之一，并利用人工造縫的巖心柱塞評價纖維轉(zhuǎn)向劑的承壓能力，證明纖維能有效封堵裂縫［20］（王道成等，2013）。付美龍等利用人工造縫巖心評價縫寬對暫堵劑承壓能力的影響［21］（付美龍等，2016）。人工造縫巖心能模擬真實儲層巖石物性，還能調(diào)整縫寬來模擬巖石滲流能力，但人工造縫巖心尺寸太小，無法模擬真實裂縫迂曲度，也無法模擬重復(fù)壓裂裂縫延伸形態(tài)。大尺寸真三軸模擬壓裂實驗系統(tǒng)采用大尺寸巖樣模擬水力壓裂過程，不僅能夠模擬三軸真實受力狀態(tài)，還能模擬裸眼壓裂、套管射孔壓裂等多種壓裂過程，同時壓裂結(jié)束后可以打開巖樣直接觀察裂縫擴展延伸情況［22］（陳勉等，2000）。

2 評價指標(biāo)的定義

研究絨囊暫堵轉(zhuǎn)向壓裂裂縫轉(zhuǎn)向力學(xué)機理采用假三軸力學(xué)測量實驗和真三軸壓裂模擬實驗，并選用地應(yīng)力差值、巖石脆性系數(shù)、破裂壓力作為實驗評價指標(biāo)。

采用物模實驗開展絨囊暫堵轉(zhuǎn)向壓裂裂縫轉(zhuǎn)向力學(xué)機理研究。有限元建模分析方法不受實驗室環(huán)境的限制，可以通過調(diào)整實驗參數(shù)在短時間內(nèi)得到大量實驗結(jié)果。不過實驗結(jié)果誤差主要取決于裂縫預(yù)測模型的準(zhǔn)確性，裂縫預(yù)測模型越準(zhǔn)確，考慮的影響因素越多，數(shù)模分析實驗誤差越小。不過裂縫形態(tài)延伸受天然裂縫、孔隙壓力、地層、地域差別等諸多因素影響，造成有限元建模分析實驗結(jié)果與實際相差很大。相對而言，物模實驗通過模擬地層真實受力狀態(tài)開展裂縫延伸實驗，具有實驗操作簡單、結(jié)果可靠的優(yōu)點，而且可以通過重復(fù)實驗結(jié)果降低實驗誤差。因此，采用物模實驗方法開展絨囊暫堵轉(zhuǎn)向壓裂裂縫轉(zhuǎn)向力學(xué)機理研究。

選用地應(yīng)力差值、巖石脆性系數(shù)、破裂壓力作為絨囊暫堵轉(zhuǎn)向壓裂的評價指標(biāo)。根據(jù)裂縫延伸形態(tài)影響因素分析，這3個指標(biāo)是影響裂縫延伸形態(tài)的主要因素。根據(jù)應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系計算絨囊暫堵劑封堵前后巖心彈性模量、泊松比、抗壓強度如下

式中，E為巖石彈性模量，104MPa；μ為泊松比，無量綱；F為巖石軸向拉力，106N；A為巖石試件橫截面積，cm2；σ正為巖石單軸抗壓強度，0.1 MPa；p正為巖石試件破壞時所加的軸向壓力，N；L、ΔL分別為巖樣的長度、巖樣壓縮時長度縮減量，cm；d、Δd分別為巖樣的直徑、巖樣壓縮時直徑增加量，cm。

根據(jù)Rickman R等［23］提出的脆性系數(shù)計算公式，計算絨囊轉(zhuǎn)向劑封堵前后脆性系數(shù)變化

式中，I正為巖石脆性系數(shù)，%。

根據(jù)地應(yīng)力測量原理，得出水平應(yīng)力差值計算公式

式中，Δσ為水平應(yīng)力差值，MPa；σ正、σh分別為水平最大主應(yīng)力和水平最小主應(yīng)力，MPa；ξ為構(gòu)造應(yīng)力系數(shù)，常數(shù)，取0.388。

選用人工造縫巖心和大尺寸巖樣作為實驗巖心。選用人工造縫巖心開展絨囊暫堵前后巖心力學(xué)參數(shù)評價。同時采用大尺寸真三軸壓裂模擬實驗方法評價絨囊暫堵轉(zhuǎn)向裂縫延伸形態(tài)。

3 裂縫轉(zhuǎn)向能力評價

用常規(guī)攪拌器配制絨囊轉(zhuǎn)向劑，配方：2%囊層劑+0.5%絨毛劑+0.1%囊核劑+0.4%囊膜劑。利用三軸試驗機測量絨囊暫堵巖石力學(xué)參數(shù)；利用大尺寸真三軸壓裂模擬系統(tǒng)評價絨囊暫堵轉(zhuǎn)向能力。

絨囊暫堵裂縫巖心力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 絨囊暫堵裂縫前巖心力學(xué)參數(shù)測量Table 1 Measured mechanical parameters of cores before the fractures are temporarily plugged with fuzzy-ball fluid

采用PCI-2聲發(fā)射測試儀、TAW-2000三軸試驗機評價絨囊封堵裂縫前后巖心的力學(xué)參數(shù)變化。先將取自蘇里格產(chǎn)層7塊?25 mm巖心造縫處理，再用絨囊轉(zhuǎn)向劑封堵其中3塊巖心，最后使用三軸試驗機測量7塊裂縫巖心的應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系，并利用式（1）-（5）計算巖心的彈性模量、泊松比、水平應(yīng)力差值、脆性系數(shù)等力學(xué)參數(shù)。絨囊流體封堵前后巖心水平應(yīng)力差值變化和脆性系數(shù)變化如圖1、2所示。

圖1 絨囊暫堵流體封堵前后巖心水平應(yīng)力差值對比Fig. 1 Comparison between horizontal stress differential of cores before and after they are temporarily plugged with fuzzy-ball fluid

圖2 絨囊暫堵流體封堵前后巖心脆性系數(shù)對比Fig. 2 Comparison between brittleness coefficient of cores beforeand after they are temporarily plugged with fuzzy-ball fluid

由圖1可見，4枚未封堵巖心水平應(yīng)力差值為6.58～11.65 MPa，均值為 8.57 MPa；3枚封堵巖心水平應(yīng)力差值為4.98～5.57 MPa，平均值為5.33 MPa。封堵后水平應(yīng)力差值平均下降37.81%。

由圖2可見，計算得到4枚巖心造縫后，脆性系數(shù)為0.39～0.49，均值為0.45。3枚巖心在絨囊轉(zhuǎn)向劑封堵后，脆性系數(shù)為0.06～0.26，均值為0.16，相對封堵前下降64.44%。說明絨囊轉(zhuǎn)向劑封堵后能夠降低巖石脆性系數(shù)和水平應(yīng)力差值，使儲層裂縫不易壓裂，促使裂縫轉(zhuǎn)向。

4 裂縫轉(zhuǎn)向力學(xué)機理微觀分析

采用大尺寸真三軸水力壓裂物理模擬實驗評價絨囊暫堵轉(zhuǎn)向能力。選用致密砂巖天然露頭和混凝土（425型硅酸鹽水泥和40-80目的石英砂1∶1混合而成）制備成300.0 mm×300.0 mm×300.0 mm的巖樣進行壓裂模擬，見表2。巖樣上面正中鉆取直徑20.0 mm圓孔，深度17.0 cm，并黏結(jié)長為13.0 cm、外徑20.0 mm、內(nèi)徑17.0 mm小型井筒；壓裂液為2%～3%胍膠液，為了方便觀察巖樣裂縫形態(tài)，用紅綠示蹤劑標(biāo)示。

表2 壓裂模擬實驗條件Table 2 Set conditions of fracturing simulation experiment

先用壓裂液在巖樣中壓出一條裂縫，模擬老縫，用紅色示蹤劑標(biāo)示；再用絨囊暫堵后壓裂液重復(fù)壓裂巖樣模擬暫堵轉(zhuǎn)向壓裂，用綠色示蹤劑標(biāo)示，期間記錄壓力變化，實驗結(jié)束后取出巖樣觀察裂縫形態(tài)。同時實驗設(shè)置不封堵絨囊的對比組。

待巖樣、壓裂液和設(shè)備準(zhǔn)備完畢，按照以下步驟進行實驗：（1）使用小型鉆頭鉆穿井筒內(nèi)的固井膠塞，將巖樣固定在真三軸模擬壓裂試驗架上，安裝好密封注液管和壓力板；（2）打開波壓穩(wěn)壓源，通過液壓偏千斤頂向巖心塊中施加圍壓，并打開MTS實驗機，將壓裂液以10 mL/min流量注入巖心塊中，記錄注入壓力隨時間的變化，當(dāng)壓力上升后陡降一段時間，初次壓裂完成，停止實驗；（3）卸掉圍壓，拆除壓力板，露出井筒，使用微型抽水泵將井筒中的壓裂液抽出，并將巖樣試件放置10 h，待壓裂液完全排出；（4）將絨囊轉(zhuǎn)向劑注入到井筒中；（5）再次打開MTS實驗機，將胍膠壓裂液以10 mL/min流量注入巖心塊中，直至實驗架有壓裂液漏出（表明裂縫延伸到巖樣邊界）；（6）實驗結(jié)束后將巖樣取出，通過示蹤劑顯示觀察形成的裂縫形態(tài)。

不用絨囊封堵的巖樣實驗后形成的裂縫形態(tài)如圖3和圖4所示，巖樣沿著最大主應(yīng)力方向形成人工裂縫，且裂縫面上均分布有紅綠兩種示蹤劑，其中綠色示蹤劑分布范圍覆蓋紅色示蹤劑區(qū)域，說明造縫過程中，兩次壓裂液走向一致，第2次壓裂液沿著原縫擠入并進一步延伸原縫，未有新縫產(chǎn)生。

同時，從泵注壓力隨時間變化關(guān)系曲線（圖5、圖6）也可以看出，兩次實驗壓裂液壓開巖樣，其中1號混凝土巖樣破裂點明顯，泵注壓力達(dá)到峰值后迅速下降，初次破裂壓力為20.61 MPa，重復(fù)破裂壓力為13.67 MPa，兩次壓裂過程破裂壓力相差6.94 MPa。3號砂巖巖樣破裂點不明顯，并且砂巖巖樣質(zhì)地堅硬，破裂壓力較高，初次破裂壓力達(dá)46.77 MPa，重復(fù)破裂壓力為38.2 MPa，兩次破裂壓力相差8.57 MPa。兩種巖樣的壓力曲線雖然相差迥異，但重復(fù)壓裂點壓力均小于初次破裂壓力，說明對比組巖樣未產(chǎn)生轉(zhuǎn)向裂縫，重復(fù)壓裂僅是初次壓裂的延伸。

圖3 1號混凝土裂縫形態(tài)Fig. 3 Morphology of fracture in No.1 cement concrete sample

圖4 3號砂巖裂縫形態(tài)Fig. 4 Morphology of fracture in No.3 sandstone sample

圖5 1號混凝土注入壓力曲線Fig. 5 Injection pressure of No.1 cement concrete sample

圖6 3號砂巖注入壓力曲線Fig. 6 Injection pressure of No.3 sandstone sample

絨囊封堵重復(fù)壓裂實驗后混凝土巖樣形成的裂縫形態(tài)見圖7。由圖7可以看出，2號混凝土巖樣在最大主應(yīng)力方向沿著基質(zhì)產(chǎn)生一條人工裂縫，裂縫面上分布有紅綠兩種示蹤劑，同時沿著最小主應(yīng)力方向也形成一條裂縫，裂縫面上只有綠色示蹤劑，表明沿著最小主應(yīng)力方向產(chǎn)生新縫，并與原縫呈垂直分布。

圖7 2號混凝土巖樣裂縫形態(tài)Fig. 7 Morphology of fracture in No.2 cement concrete sample

從2號混凝土巖樣注入壓力曲線（圖8）也可以看出，兩次壓裂過程壓裂點明顯，其中初次壓裂破裂壓力為13.4 MPa，重復(fù)破裂壓力為23.52 MPa，重復(fù)破裂壓力相較于初次破裂壓力增大10.12 MPa，由此說明，絨囊暫堵劑有暫堵作用，重復(fù)壓裂時暫堵劑提高原縫的承壓能力10.12 MPa，并使原縫轉(zhuǎn)向。

圖8 2號混凝土巖樣注入壓力曲線Fig. 8 Injection pressure of No.2 cement concrete sample

封堵巖樣實驗后砂巖巖樣形成的裂縫形態(tài)見圖9、圖10，由圖9可以看出，4號砂巖巖樣沿基質(zhì)產(chǎn)生一條單翼人工裂縫，裂縫面與水平面成30°夾角，如圖10紅色區(qū)域，裂縫面同時分別有紅綠兩種示蹤劑，在熒光燈照射下顯示深綠色。同時沿井筒底部起裂形成一條人工裂縫，裂縫與水平面成15°夾角，裂縫面上分布有綠色示蹤劑，在熒光燈照射下顯示淺綠色（圖10綠色區(qū)域）。說明重復(fù)壓裂產(chǎn)生新裂縫，新裂縫與原縫形成45°偏轉(zhuǎn)。

圖9 4號砂巖巖樣裂縫形態(tài)Fig. 9 Morphology of fracture in No.4 sandstone sample

圖10 4號砂巖巖樣裂縫剖面形態(tài)Fig. 10 Injection pressure of No.4 sandstone sample

同時從壓力曲線可以證明，圖11的壓力曲線中，重復(fù)壓裂破裂壓力比初次壓裂破裂壓力大9 MPa，說明重復(fù)壓裂過程絨囊轉(zhuǎn)向劑封堵原縫后提高了裂縫承壓能力，造成再次壓裂時裂縫發(fā)生轉(zhuǎn)向。

圖11 4號砂巖巖樣注入壓力曲線Fig. 11 Injection pressure curve of No. 4 sandstone sample

綜合分析可得，絨囊轉(zhuǎn)向劑明顯具有暫堵升壓作用，在封堵原縫的同時能夠提高裂縫的承壓能力，使近井地帶最大、最小主應(yīng)力值發(fā)生改變，從而使裂縫轉(zhuǎn)向。2號和4號巖樣的裂縫形態(tài)在絨囊轉(zhuǎn)向劑封堵原縫后均有明顯的轉(zhuǎn)向痕跡，壓力曲線也顯示出絨囊暫堵升壓的作用。相反，1號和3號巖樣由于沒有轉(zhuǎn)向劑暫堵，重復(fù)壓裂裂縫只能沿著原縫延伸，不能發(fā)生轉(zhuǎn)向。同時，由于致密砂巖破裂壓力大，裂縫形態(tài)復(fù)雜，裂縫擴展不完全沿著最大主應(yīng)力方向發(fā)展。

5 結(jié)論

（1）絨囊暫堵轉(zhuǎn)向劑封堵裂縫后能提高巖石的破裂壓力，增強裂縫性巖石的塑性，同時降低裂縫性巖石的水平應(yīng)力差值，改變近井地帶的應(yīng)力場分布，促使裂縫轉(zhuǎn)向，初步認(rèn)識到了絨囊暫堵轉(zhuǎn)向壓裂的裂縫轉(zhuǎn)向力學(xué)機理。

（2）絨囊流體轉(zhuǎn)向壓裂力學(xué)機理是在致密砂巖地層的基礎(chǔ)上研究出來的，有助于增強絨囊暫堵轉(zhuǎn)向壓裂技術(shù)在致密砂巖地層的適用性。

（3）絨囊轉(zhuǎn)向壓裂力學(xué)機理在其他地層是否適用，轉(zhuǎn)向壓裂新縫延伸形態(tài)與絨囊流體性能、施工參數(shù)之間的關(guān)系還有待進一步研究。