劉登元

(1．中國石油大慶油田有限責(zé)任公司采油工程研究院,黑龍江大慶 163453;2．黑龍江省油氣藏增產(chǎn)增注重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,黑龍江大慶 163453)

致密砂巖氣是一種重要的非常規(guī)天然氣,其儲量大、分布廣,開發(fā)前景廣闊[1-4]。須家河組是四川盆地致密砂巖氣勘探開發(fā)的重要領(lǐng)域,是四川盆地增儲上產(chǎn)的重要層系。許晗等[5]利用室內(nèi)實(shí)驗(yàn)分析了四川盆地川西坳陷須三段致密砂巖儲層成巖作用和孔隙演化;吳小奇等[6]通過實(shí)驗(yàn)測試研究了川西坳陷須家河組不同層段烴源巖分子地球化學(xué)特征;詹澤東等[7]通過對川西地區(qū)上三疊統(tǒng)須二段氣井開展遞減模型診斷,研究了深層致密氣藏氣井產(chǎn)量遞減模型;李偉等[8]通過資料分析研究了須家河組致密砂巖氣藏地層流體壓力特征、形成機(jī)制與演化及其與天然氣大規(guī)模聚集關(guān)系。

為實(shí)現(xiàn)致密氣藏的高效開發(fā),往往需要進(jìn)行體積壓裂改造[9-12],為天然氣提供高速滲流通道。隨著非致密氣儲層深度增加,地層溫度逐漸升高,巖石力學(xué)性質(zhì)也呈現(xiàn)不同的特征[13-14],水力壓裂施工改造裂縫擴(kuò)展規(guī)律也會有所不同。圍繞須家河組儲層,李澤等[15]利用HTHP巖石可鉆性實(shí)驗(yàn)儀,重點(diǎn)研究川西坳陷須家河組巖層可鉆性,以提高鉆井效率;朱澄清等[16]通過室內(nèi)實(shí)驗(yàn)研究巖石力學(xué)性質(zhì)和可鉆性參數(shù),為PDC鉆頭個性化設(shè)計(jì)提供依據(jù);張毅等[17]以川西須家河組致密砂巖為研究對象,分析高溫處理對砂巖微組構(gòu)特征及力學(xué)性能的影響。上述研究多側(cè)重于鉆井領(lǐng)域,重點(diǎn)為巖石可鉆性研究,而在巖石斷裂性能以及裂縫擴(kuò)展規(guī)律方面研究較少。本文通過開展熱-固耦合三軸壓縮實(shí)驗(yàn),獲取致密砂巖在地層溫度條件下的巖石力學(xué)性質(zhì)參數(shù);利用斷裂韌性評價實(shí)驗(yàn),測試巖石的斷裂韌性;計(jì)算彈性力學(xué)脆性指數(shù)和利用斷裂韌性計(jì)算脆性指數(shù),評價儲層脆性;開展多簇壓裂有限元數(shù)值模擬,分析裂縫擴(kuò)展規(guī)律,為壓裂優(yōu)化設(shè)計(jì)提供支撐。

1 熱-固耦合三軸壓縮實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)原理與設(shè)備

開展熱-固耦合三軸壓縮實(shí)驗(yàn),將圓柱形巖樣放在具有液壓的容器中,在圓柱兩端用活塞施加軸向壓力(σ1),通過圓柱形液壓油缸在巖心試樣周圍施加圍壓,并使σ2與σ3相等,由于試樣側(cè)表面已被加壓油缸的橡皮套包住,液壓油不會在試樣表面造成摩擦力,因而圍壓可以均勻施加到試樣上。溫度控制系統(tǒng)通過加熱液壓油實(shí)現(xiàn)巖石的加熱。

按照《工程巖體試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50266—2013)進(jìn)行巖石靜態(tài)參數(shù)測試。將標(biāo)準(zhǔn)巖樣置于壓力室中,利用耐油熱縮管將巖樣密封,通過人工和計(jì)算機(jī)將參數(shù)調(diào)節(jié)到模擬條件。通過計(jì)算機(jī)的控制操作對巖樣施加軸向壓力,測得巖石靜態(tài)參數(shù),用伺服系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)據(jù)采集。

1.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

巖心取樣井深2 303.33～2 310.34 m,巖心試件巖性為砂巖,共開展三軸壓縮實(shí)驗(yàn)30組。測試得到的楊氏模量、泊松比、抗壓強(qiáng)度隨深度的分布如圖1所示。楊氏模量21.98～32.85 GPa,平均值25.59 GPa;巖心泊松比0.20～0.41,平均值0.29;抗壓強(qiáng)度193.54～347.44 MPa,平均值258.55 MPa。

圖1 須家河組致密砂巖巖心巖石力學(xué)參數(shù)隨深度變化情況

2 斷裂韌性評價實(shí)驗(yàn)

2.1 實(shí)驗(yàn)原理及設(shè)備

斷裂韌性測試采用國際巖石力學(xué)學(xué)會(ISRM)推薦使用的有“人”字形切槽的巴西圓盤(CCNBD)確定斷裂韌性的方法。

2.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

巖心取樣井深2 303.33～2 310.34 m,共開展18組斷裂韌性測定實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,斷裂韌性平均值為7.671 MPa·m1/2。

3 巖石脆性評價

常用的脆性評價方法可分為兩類:一類是由R.Rickman等基于巖石力學(xué)參數(shù)計(jì)算脆性指數(shù)的方法,利用楊氏模量和泊松比表征巖石脆性;另一類是利用巖石斷裂韌性計(jì)算脆性指數(shù)。

通常楊氏模量越高、泊松比越低,巖石的脆性越強(qiáng),壓裂越容易形成復(fù)雜的裂縫形態(tài)。使用巖石力學(xué)參數(shù)法計(jì)算巖石脆性指數(shù)的公式如下:

BI=(EBRIT+μBRIT)/2

(1)

EBRIT=(ES-Emax)/(Emax-Emin)×100

(2)

μBRIT=(μS-μmax)/(μmin-μmax)×100

(3)

式中:BI為使用巖石力學(xué)參數(shù)法計(jì)算得到的巖石脆性指數(shù),即彈性力學(xué)脆性指數(shù);Es為楊氏模量,104MPa;μs為泊松比;EBRIT為歸一化楊氏模量對脆性特征的分量,無因次;μBRIT為歸一化泊松比對脆性特征的分量,無因次。

在線彈性斷裂力學(xué)中,巖石斷裂韌性能夠反映的是壓裂過程中裂縫起裂之后繼續(xù)延伸擴(kuò)展的能力。使用斷裂韌性計(jì)算脆性指數(shù)的公式如下:

BI2=H/KIC

(4)

式中:BI2為使用斷裂韌性計(jì)算得到的巖石脆性指數(shù),即斷裂韌性計(jì)算脆性指數(shù);H為抗壓強(qiáng)度,GPa;KIC為斷裂韌性,MPa·m1/2。

彈性力學(xué)脆性指數(shù)和斷裂韌性計(jì)算脆性指數(shù)散點(diǎn)圖如圖2所示。從圖中可以看出,巖石的彈性力學(xué)脆性指數(shù)為34.10～62.90,平均值42.99;斷裂韌性計(jì)算脆性指數(shù)為7.68～9.39 m-1/2,平均值為8.54 m-1/2。對巖石脆性的評價標(biāo)準(zhǔn)為:脆性指數(shù)小于40時,巖石為塑性;脆性指數(shù)為40～60時,巖石為脆性;脆性指數(shù)大于60時,巖石為強(qiáng)脆性。綜上所述,目標(biāo)儲層整體為脆性儲層,有利于體積壓裂改造。

圖2 須家河組致密砂巖彈性力學(xué)、斷裂韌性計(jì)算脆性指數(shù)圖版

4 砂巖固熱耦合水力壓裂物理模擬

4.1 實(shí)驗(yàn)原理及設(shè)備

砂巖固熱耦合水力壓裂物理模擬實(shí)驗(yàn)主要將三軸應(yīng)力加載與高溫相耦合,采用大尺寸全直徑巖樣,進(jìn)行小型室內(nèi)水力壓裂,探究砂巖在地層溫度條件下的裂縫擴(kuò)展規(guī)律。該實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)在加載過程中可通過連接板與傳力板以及定向機(jī)構(gòu)等裝置,將軸向力均勻施加到各個壓裂試件的表面上。

4.2 試件制備

首先,采用天然直徑巖心試樣,在端面中心位置鉆一定深度的圓孔,置入井筒后用云石膠封固,候凝24 h。然后,采用鋼制模具,在巖心外側(cè)澆筑水泥,制成尺寸為200 mm×200 mm×200 mm的標(biāo)準(zhǔn)試件。澆筑的水泥為硅酸鹽水泥,砂為10～30目的工程砂,水泥與砂按質(zhì)量比12混合,天然巖心置于試件中心。壓裂實(shí)驗(yàn)過程中采用清水作為壓裂液,為便于實(shí)驗(yàn)后觀察裂縫形態(tài),在壓裂液中添加紅色示蹤劑。壓裂結(jié)束后,取出巖心觀察裂縫形態(tài)。試件制備過程如圖3所示。

圖3 水力壓裂試件制備

4.3 實(shí)驗(yàn)方案

實(shí)驗(yàn)通過壓后巖樣裂縫起裂及延伸分布來研究復(fù)雜縫網(wǎng)形成規(guī)律。實(shí)驗(yàn)設(shè)置溫度為60 ℃,采用三軸應(yīng)力加載方式。實(shí)驗(yàn)主要分析水平應(yīng)力差、壓裂液黏度、泵注排量三個因素變化對于裂縫擴(kuò)展的影響規(guī)律,共設(shè)置5組壓裂實(shí)驗(yàn),具體實(shí)驗(yàn)方案見表1。其中,1#、2#和4#試件主要研究當(dāng)水平應(yīng)力差為5 MPa、泵注排量為5 mL/min時,壓裂液黏度變化對裂縫延伸形態(tài)的影響;3#、5#試件主要研究當(dāng)水平應(yīng)力差為13 MPa、泵注排量為10 mL/min時,壓裂液黏度變化對裂縫延伸形態(tài)的影響。

表1 水力壓裂實(shí)驗(yàn)方案

4.4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

4.4.1 裂縫擴(kuò)展形態(tài)分析

水力壓裂后砂巖裂縫擴(kuò)展延伸效果如表2所示。

表2 物理模擬實(shí)驗(yàn)結(jié)果

1#試件:當(dāng)注入時間約為12.0 s時,注入壓力逐漸升高,經(jīng)過4.1 s達(dá)到破裂壓力4.2 MPa后,注入壓力迅速下降至0.7 MPa;繼續(xù)注入壓裂液,壓力稍有升高后保持穩(wěn)定直至實(shí)驗(yàn)結(jié)束。打開壓裂試件觀察發(fā)現(xiàn)水力裂縫面積約占破裂面面積的2/3,且水力裂縫面不平整,裂縫面起伏程度較大。

2#試件:當(dāng)注入時間約為12.0 s時,注入壓力開始升高,經(jīng)過3.2 s后達(dá)到破裂壓力5.1 MPa,注入壓力降低,當(dāng)下降至0.9 MPa后隨著壓裂液的注入,壓力稍有升高后保持穩(wěn)定直至實(shí)驗(yàn)結(jié)束。剖開壓裂試件觀察發(fā)現(xiàn)水力裂縫面積約占破裂面面積的7/8,水力裂縫表面較為平整,起伏程度降低。

3#試件:注入排量增大至10 mL/min,當(dāng)注入時間為8.0 s時,壓力逐漸升高至破裂壓力5.0 MPa后迅速降低至0.6 MPa;繼續(xù)注入壓裂液,壓力不再升高。剖開壓裂試件觀察發(fā)現(xiàn)水力裂縫面積約占破裂面面積的3/4,裂縫斷面呈彎曲狀,但裂縫面整體較為平整。

4#試件:注入時間約為11.5 s時,壓力逐漸升高,當(dāng)注入壓力達(dá)到4.8 MPa時,巖心發(fā)生破裂產(chǎn)生裂縫,注入壓力下降至1.0 MPa,隨后壓力緩慢上升并保持穩(wěn)定直至實(shí)驗(yàn)結(jié)束。觀察裂縫面發(fā)現(xiàn)壓裂液到達(dá)整個破裂面,裂縫面傾斜程度較大,但裂縫面整體較為平整。

5#試件:注入時間從8.0 s至10.5 s后達(dá)到巖心破裂壓力5.4 MPa,注入壓力下降至0.8 MPa,隨后壓力稍有升高并保持穩(wěn)定直至實(shí)驗(yàn)結(jié)束。觀察巖心裂縫面,發(fā)現(xiàn)裂縫面貫穿破裂面,裂縫面傾斜程度較大,但裂縫面整體較為平整。

從裂縫形態(tài)可以看出,不同水平應(yīng)力差、不同注入排量、不同壓裂液黏度,裂縫擴(kuò)展特征不同;試件產(chǎn)生的裂縫與巖心端面垂直,水力裂縫主延伸方向與最大水平主應(yīng)力方向一致,但裂縫面存在一定的拐折。

對于1#、2#和4#試件,注入排量為5 mL/min,裂縫面呈現(xiàn)彎曲形態(tài),破裂面具有一定的起伏程度;對于3#和5#試件,注入排量為10 mL/min,破裂面的起伏程度略小,破裂面成近似平面狀態(tài)。通過剖析裂縫空間形態(tài),定量評估裂縫轉(zhuǎn)向角度,對于2#～5#試件,裂縫轉(zhuǎn)向角度分別為3.28°、9.69°、6.19°和10.36°。

4.4.2 壓裂液黏度的影響

對比1#、2#和4#試件,水平應(yīng)力差為5.0 MPa,壓裂液黏度分別為1、10、30 mPa·s,壓裂液黏度越大,裂縫貫穿深度越大,壓裂液黏度為30 mPa·s時,斷裂面基本貫通整個試件。水平應(yīng)力差為5.0 MPa時,黏度由10 mPa·s增加至30 mPa·s,裂縫轉(zhuǎn)向角度由3.28°增大至6.19°。

對比3#和5#試件,水平應(yīng)力差為13.0 MPa,裂縫貫穿深度增大;黏度由10 mPa·s增加至30 mPa·s,裂縫轉(zhuǎn)向角度由9.69°增大至10.36°,增加近6.9%。壓裂液在整個巖樣中的波及范圍也達(dá)到最大,巖樣內(nèi)出現(xiàn)復(fù)雜縫。

此外,在壓裂液黏度分別為10 mPa·s和30 mPa·s 的條件下,水平應(yīng)力差由5.0 MPa增加至13.0 MPa,裂縫轉(zhuǎn)向角度均增加將近1倍,說明水平應(yīng)力差越大,應(yīng)力差對裂縫延伸的控制作用越強(qiáng),越易形成主裂縫。

5 多簇壓裂有限元數(shù)值模擬

基于儲層巖石力學(xué)與斷裂力學(xué)參數(shù)測試結(jié)果,開展多簇壓裂數(shù)值模擬。

5.1 數(shù)值模型基本方程

5.1.1 流固耦合方程

多孔介質(zhì)中固體巖石的平衡方程為:

(5)

根據(jù)流體質(zhì)量守恒原理,流體介質(zhì)的連續(xù)性方程為[14]：

(6)

式中:J為儲層孔隙的體積變化率;nw為孔隙中液體體積與儲層總體積的比值;ρw為儲層液體密度,kg/m3;x為流體流動的方向向量,m;vw為儲層流體的流動速度,m/s。

5.1.2 內(nèi)聚力模型

采用內(nèi)聚力模型(CZM)模擬裂縫的起裂和延伸過程。內(nèi)聚力模型由黏結(jié)單元的牽引-分離準(zhǔn)則和流體流動方程兩部分組成。前者控制裂縫的起裂和延伸過程,采用二次正應(yīng)力準(zhǔn)則判定裂縫的起裂,采用雙線性T-S法則判定裂縫的萌生與擴(kuò)展;后者控制裂縫內(nèi)流體的流動以及裂縫內(nèi)流體向圍巖中的滲流過程。

5.1.3 壓裂液在井筒內(nèi)的流動

壓裂液注入井筒后,通過射孔孔眼進(jìn)入地層。壓裂液在井筒內(nèi)的流動采用達(dá)西-韋史巴赫(Darcy-Weisbach)管流摩阻公式計(jì)算,壓裂液流經(jīng)孔眼的摩阻采用Crump等的摩阻公式計(jì)算。在模擬計(jì)算中,不考慮孔眼磨蝕直徑變化的情況,而且當(dāng)進(jìn)行暫堵壓裂施工時,假設(shè)暫堵的整個射孔簇孔眼完全堵塞。

5.2 結(jié)果分析

采用ABAQUS軟件,結(jié)合水力壓裂有限元數(shù)值模擬方法,利用管流單元模擬壓裂液在井筒內(nèi)的流動[18-19],采用連接單元模擬射孔孔眼,構(gòu)建井筒與地層耦合的水力壓裂有限元模型(圖4)。三向主應(yīng)力分別為24.0、29.0、34.0 MPa;壓裂液泵注排量為10 m3/min和16 m3/min,壓裂液黏度為10.0 mPa·s,壓裂液密度為1 010 kg/m3;單段分3簇射孔,簇間距按照10 m和20 m兩種情況考慮,單簇射孔孔眼數(shù)量為16孔,孔眼直徑為10 mm。為準(zhǔn)確表征裂縫的擴(kuò)展過程,采用由外向內(nèi)變密度網(wǎng)格劃分方式。

圖4 分段多簇壓裂有限元數(shù)值模擬模型

為研究壓裂液排量與簇間距對裂縫擴(kuò)展的影響規(guī)律,共開展水力壓裂數(shù)值模擬4組。第1組壓裂液泵注排量為10 m3/min,簇間距為20 m;第2組壓裂液泵注排量為10 m3/min,簇間距為10 m;第3組壓裂液泵注排量為16 m3/min,簇間距為10 m;第4組壓裂液泵注排量為16 m3/min,簇間距為10 m,并在壓裂過程中加入暫堵劑。裂縫擴(kuò)展形態(tài)如圖5所示,從注入點(diǎn)由近及遠(yuǎn),分別為裂縫F1、裂縫F2和裂縫F3,裂縫F2為中間裂縫,裂縫F1和裂縫F3均為側(cè)邊裂縫。

圖5 水力壓裂數(shù)值模擬裂縫擴(kuò)展形態(tài)

第1組:裂縫擴(kuò)展初期,3簇射孔裂縫均起裂。隨著壓裂液逐漸注入,裂縫間發(fā)生競爭擴(kuò)展現(xiàn)象。中間裂縫在兩側(cè)裂縫應(yīng)力陰影作用下,擴(kuò)展速度逐漸減慢直到停止,壓裂液主要進(jìn)入兩側(cè)射孔簇,兩側(cè)裂縫近似同步擴(kuò)展,最終三條裂縫長度分別為 51.77、0、51.77 m,三個射孔簇裂縫未能得到均衡擴(kuò)展。

第2組:在裂縫擴(kuò)展初期,3簇射孔裂縫均起裂。隨著裂縫長度增大,裂縫間的應(yīng)力干擾作用增強(qiáng),中間裂縫擴(kuò)展受到抑制。與第1組相比,由于簇間距減小,兩側(cè)裂縫對中間裂縫的抑制作用更早,中間裂縫F2擴(kuò)展長度變短。壓裂液注入后期,側(cè)邊裂縫F1和F3得到擴(kuò)展,由于裂縫間應(yīng)力干擾作用加劇,裂縫F3對右側(cè)裂縫F1形成擠壓,裂縫F1與注入點(diǎn)距離更近,長度大于裂縫F3,寬度小于裂縫F3。綜上所述,與簇間距為20 m(第1組)的情況相比,裂縫不均衡擴(kuò)展程度進(jìn)一步加劇。

第3組:在裂縫擴(kuò)展初期,3簇射孔裂縫均起裂,中間裂縫F2受到抑制。由于排量增大,在射孔孔眼數(shù)量不變的條件下,起到一定的限流壓裂作用,裂縫F1和F3近似同步擴(kuò)展。與第2組相比,裂縫F1和F3擴(kuò)展的均勻程度增加,因此,增大排量可提高多簇壓裂裂縫擴(kuò)展均勻程度。

第4組:在裂縫擴(kuò)展初期,3簇射孔裂縫均起裂,中間裂縫F2受到抑制,邊緣裂縫F1和F3近似同步擴(kuò)展。由于加入了暫堵劑,可對邊緣射孔簇進(jìn)行封堵,壓裂液進(jìn)入中間射孔簇,故中間裂縫F2得到擴(kuò)展,且中間裂縫F2的擴(kuò)展將會對側(cè)邊裂縫F1和F3造成擠壓,致使裂縫寬度變窄。因此,采用大排量泵注結(jié)合暫堵壓裂,可實(shí)現(xiàn)多裂縫均衡擴(kuò)展。

須家河組儲層,采用多簇壓裂進(jìn)行體積壓裂改造,在多裂縫同步擴(kuò)展時,由于裂縫間應(yīng)力干擾作用,裂縫存在競爭擴(kuò)展現(xiàn)象;采用限流壓裂結(jié)合暫堵技術(shù),可促進(jìn)多裂縫均衡擴(kuò)展,從而提高射孔簇效率以及儲層壓裂改造效果,有利于單井產(chǎn)氣量提高。

6 結(jié)論

1)通過室內(nèi)實(shí)驗(yàn),測試得到須家河組致密砂巖的巖石力學(xué)參數(shù)與斷裂韌性,并分別基于巖石力學(xué)參數(shù)和斷裂韌性計(jì)算得到巖石的脆性指數(shù),對巖石的脆性進(jìn)行評價。

2)大尺寸全直徑巖樣水力壓裂物模實(shí)驗(yàn)是認(rèn)識砂巖在高溫條件下水力壓裂裂縫延伸規(guī)律的有效手段,水平應(yīng)力差為5.0 MPa時,黏度由10 mPa·s增加至30 mPa·s,裂縫轉(zhuǎn)向角度增加88.7%;水平應(yīng)力差為13.0 MPa時,黏度由10 mPa·s增加至30 mPa·s,裂縫轉(zhuǎn)向角度增加近6.9%,黏度越大,裂縫貫穿深度越大。

3)射孔簇間距越小,縫間干擾越嚴(yán)重,采用限流壓裂結(jié)合暫堵技術(shù),可促進(jìn)多裂縫均衡擴(kuò)展,從而提高射孔簇效率以及儲層壓裂改造效果,有利于單井產(chǎn)氣量提高。