基于真三軸壓裂物理模擬系統的暫堵壓裂裂縫擴展規律試驗研究

金智榮 ,孫悅銘 ,包敏新 ,喬春國 ,王子權

(1.中國石化江蘇油田分公司 石油工程技術研究院,江蘇 揚州225000;2.中國石油大學(華東)石油工程學院,山東 青島266000;3.中國石化江蘇油田分公司 工程技術服務中心,江蘇 揚州225000)

0 引言

水力壓裂作為儲層改造的技術手段,在低滲、致密等油氣藏的高效開發中發揮至關重要作用[1]。對于天然裂縫發育及應力差較小儲層,水力壓裂容易形成復雜裂縫,從而增大改造體積;但高應力差儲層通常難以形成復雜裂縫,暫堵壓裂通過強制裂縫轉向形成復雜裂縫,是提高高應力差儲層改造效果的重要技術[2]。研究暫堵壓裂過程裂縫擴展規律對于暫堵壓裂機理認識和壓裂設計具有重要意義[3]。

暫堵壓裂裂縫擴展數值模擬在構建理論模型時有難度,目前主要是室內實驗研究。天然裂縫、地應力差、施工工藝對暫堵壓裂裂縫擴展均有一定影響[4],一些學者認為天然裂縫是形成復雜裂縫的重要因素[5]。劉偉等[6]針對油田超低滲透率、壓裂效果不佳的問題,在壓裂過程中加入暫堵劑,進行縫內導向壓裂技術,發現地層破裂壓力明顯高于暫堵之前的壓力。李瑋等[7]建立有限元模型,研究了暫堵轉向壓裂過程中裂縫起裂機理和關鍵影響因素。研究結果顯示,在暫堵壓裂中,水平最小主應力會對裂縫起裂點產生較大的影響。Dehghan等[8]對具有天然裂縫的混凝土塊進行水力壓裂實驗,對影響裂縫擴展的走向角和裂縫傾角這2個因素進行研究,結果表明,壓裂過程中產生的水力裂縫在遇天然裂縫前裂縫相態表現為簡單雙翼平面裂縫,水力裂縫和天然裂縫相交之后,由于天然裂縫和地應力差的影響,使裂縫形態變復雜。Behrmann 等[9]開展三軸水力壓裂試驗,研究注射速率和射孔參數對水力裂縫的影響,發現水力裂縫會沿著最小主應力方向或射孔根部方向起裂或擴展。許露露等[10]利用理論和現場研究水力壓裂時間、壓裂液流量、壓裂液黏度與裂縫長度之間的關系,研究表明隨著流量的增大,裂縫變得越來越長,二者呈現線性相關的關系。以上針對壓裂物模實驗的研究并不系統,且天然裂縫不發育的儲層通過暫堵壓裂是否可形成復雜裂縫及其擴展規律的研究還鮮有報道。

該文通過大尺寸真三軸水力壓裂實驗系統模擬人工裂縫形成機制,模擬施工排量、地應力差、壓裂液黏度、暫堵等不同因素對水力壓裂裂縫擴展形態的影響,實驗結果為壓裂工藝方案設計提供依據。

1 實驗儀器設備

1.1 真三軸壓裂物理模擬實驗系統

利用圖1所示的真三軸壓裂模擬實驗系統,即伺服控制巖石力學三軸實驗系統[11-14]對巖樣進行室內物理模擬實驗。系統由三軸式高壓氣缸、液壓動力泵組與伺服控制系統、主控計算機、壓裂液泵注系統、數據采集系統、裂縫形態掃描與三維成像系統6大部分組成,實驗設備全部采用數字式控制器,控制精度高而且性能穩定。

圖1 伺服控制巖石力學三軸實驗系統Fig.1 Servo-controlled triaxial experimental system for rock mechanics

該實驗系統內徑800 mm,有效高度800 mm,最大巖樣尺寸500 mm×500 mm×800 mm(長×寬×高),額定工作壓力60 MPa。

可完成實驗類型:1)常規真三軸立方體、長方體大型巖樣壓裂實驗;2)復合地層(多層疊置、巖性分層變化)分壓/合壓實驗;3)高溫條件下巖樣壓裂實驗;4)孔隙壓力+真三軸+井筒壓力條件下巖樣壓裂實驗。

基于三通道液壓泵組與伺服控制系統,可實現三軸壓力(大小、加載速率)比例控制,具體參數為:垂向應力加載0～60 MPa;水平應力加載0～40 MPa;孔隙壓力加載0～30 MPa;壓力控制精度0.1 MPa。

基于自主改造的壓裂液泵注系統,結合現場壓裂施工方案,可實現以下功能:1)壓裂液流量動態控制;2)定流量,最大排量700 mL/min;3)定壓力,最高壓力60 MPa。

1.2 實驗準備

實驗所用巖樣處理尺寸見表1,井筒如圖2所示。在實驗室環境下對制備的300 mm×300 mm×300 mm(長×寬×高)水泥塊進行室內壓裂實驗,研究在不同的地應力差、施工排量、壓裂液黏度、暫堵等因素條件下對水力壓裂裂縫擴展形態的影響規律。膠結后井筒樣貌如圖3所示。

表1 巖樣處理尺寸表Table 1 Ize table of rock sample treat ment

圖2 實驗所用射孔、裸眼井筒Fig.2 Perforation and open hole well bore used in the experiment

圖3 膠結后井筒樣貌Fig.3 Wellbore appearance after cementing

1.3 實驗方案

為研究壓裂液黏度以及暫堵在不同排量和完井方式下對水力壓裂裂縫擴展形態的影響,設計9組壓裂實驗,具體實驗方案如表2所示。

表2 實驗方案Table 2 Experimental scheme

2 實驗結果與分析

2.1 地應力變化對裸眼完井裂縫擴展規律的影響

通過1#巖心和2#巖心對比地應力對于裸眼完井裂縫擴展影響。1#巖心三軸壓力為25 MPa,20 MPa,15 MPa,2#巖心三軸壓力為20 MPa,15 MPa,10 MPa,壓裂液黏度為5 mPa·s,排量為50 mL/min,分別對其進行壓裂試驗,結果如圖4～圖7所示。由圖4和圖6可以看出,不含天然裂縫的水泥塊在常規水力壓裂后只能產生單一的雙翼主裂縫,裂縫的起裂和擴展方向主要受水平主應力差控制,應力變化對水力壓裂裂縫擴展形態沒有影響,壓后均為單一裂縫,地應力影響裂縫的起裂壓力。比較圖5和圖7可以看出,因巖石脆性弱,破裂壓力略高2～3 MPa,當應力為25 MPa,20 MPa,15 MPa 時,起裂壓力為24 MPa;當應力降低至20 MPa,15 MPa,10 MPa時,起裂壓力降低至19 MPa。

圖4 1#巖心壓后觀測及裂縫三維重構圖Fig.4 Post-compression observation of core 1#and 3Dfracture reconfiguration

圖5 1#巖心壓裂過程壓力曲線Fig.5 Pressure curve of core 1#during fracturing

圖6 2#巖心壓后觀測及裂縫三維重構圖Fig.6 Post-compression observation of core 2#and 3Dfracture reconfiguration

圖7 2#巖心壓裂過程壓力曲線Fig.7 Pressure curve of core 2#during fracturing

2.2 壓裂液黏度變化對裸眼完井裂縫擴展規律的影響

通過1#巖心和3#巖心對比壓裂液黏度對裸眼完井裂縫擴展形態影響。三軸壓力均為25 MPa,20 MPa,15 MPa,壓裂液黏度分別為5 mPa·s和50 mPa·s,排量為50 mL/min,分別對其進行壓裂試驗,3#巖心結果如圖8和圖9所示。

圖8 3#巖心壓后觀測及裂縫三維重構圖Fig.8 Post-compression observation of core 3#and 3Dfractures reconfiguration

圖9 3#巖心壓裂過程壓力曲線Fig.9 Pressure curve of core 3#during fracturing

不含天然裂縫的水泥塊在常規水力壓裂后只能產生單一的主裂縫,裂縫的起裂和擴展方向主要受水平主應力差控制,壓后均為單一裂縫,壓裂液黏度的提高影響凈壓力以及升壓速率,導致破裂壓力增加。比較圖5和圖9可以看出,當壓裂液黏度為5 mPa·s時,起裂壓力為24 MPa;當壓裂液黏度為50 mPa·s時,起裂壓力升高至27 MPa,且壓裂液黏度的升高降低了濾失量,使裂縫相對更加平滑。

2.3 排量變化對裸眼完井裂縫擴展規律的影響

通過1#巖心和4#巖心對比排量變化對裸眼完井裂縫擴展形態影響。三軸壓力均為25 MPa,20 MPa,15 MPa,壓裂液黏度均為5 mPa·s,排量分別為50 mL/min和200 mL/min,分別對其進行壓裂試驗,4#巖心結果如圖10和圖11所示。

圖10 4#巖心壓后觀測及裂縫三維重構圖Fig.10 Post-compression observation of core 4#and 3Dfracture reconfiguration

圖11 4#巖心壓裂過程壓力曲線Fig.11 Pressure curve of core 4#during fract uring

排量的增加提升了縫內凈壓力以及井筒升壓速率,使得破裂壓力增加。由圖10可以看出,相比于低排量,增大排量導致產生了額外1條裂縫。比較圖5和圖11可以看出,當排量為50 mL/min時,起裂壓力為24 MPa;當排量增加至200 mL/min時,起裂壓力升高至28 MPa。因此,增大排量不但會提高起裂壓力,還增加了近井多縫起裂的可能性。

3 暫堵對裸眼完井裂縫擴展規律的影響

通過1#巖心和9#巖心對比暫堵對裸眼完井裂縫擴展形態影響。三軸壓力均為25 MPa,20 MPa,15 MPa,壓裂液黏度均為5 mPa·s,排量為50 mL/min,分別對其進行壓裂及暫堵壓裂試驗,9#巖心結果如圖12和圖13所示。

圖12 9#巖心壓后觀測及裂縫三維重構圖Fig.12 Post-co mpression observation of core 9#and 3Dfractures reconfiguration

圖13 9#巖心壓裂過程壓力曲線Fig.13 Pressure curve for core 9#during fracturing

由圖4和圖12可以看出,暫堵對于無天然裂縫的水泥巖心改造效果較為明顯,相比于常規壓裂能夠產生明顯的分支裂縫。由圖13可以看出,二次暫堵壓裂的破裂壓力與暫堵壓裂前的破裂壓力值接近,且都表現為“臺階式”上升,說明開啟原有裂縫后尖端憋壓再次破裂。

4 排量變化對暫堵裸眼完井裂縫擴展規律的影響

通過9#巖心和8#巖心對比壓裂液黏度對裸眼完井裂縫擴展形態影響。三軸壓力均為25 MPa,20 MPa,15 MPa,壓裂液黏度均為5 mPa·s,排量分別為50 mL/min和200 mL/min,分別對其進行暫堵壓裂試驗,8#巖心結果如圖14和圖15所示。

圖14 8#巖心壓后觀測及裂縫三維重構圖Fig.14 Post-compression observation of core 8#and 3Dfracture reconfiguration

圖15 8#巖心壓裂過程壓力曲線Fig.15 Pressure cur ve for core 8#during fracturing

由圖12和圖14可以看出,排量的增加提升了縫內凈壓力以及井筒升壓速率,使得破裂壓力增加;相比于低排量,增大排量導致了壓后形成的裂縫形態更加復雜。比較圖13和圖15可以看出,當排量為50 mL/min時,暫堵的二次破裂壓力為24 MPa;當排量增加至200 mL/min時,暫堵的二次破裂壓力升高至27 MPa。

5 射孔角度及暫堵對射孔完井壓裂裂縫擴展規律的影響

通過6#巖心、5#巖心和7#巖心對比射孔角度對射孔完井裂縫擴展形態影響。三軸壓力均為25 MPa,20 MPa,15 MPa,壓裂液黏度均為5 mPa·s,排量為50 mL/min,分別對其進射孔完井、射孔角度為45°的射孔完井以及暫堵射孔完井,結果如圖16～圖21所示。

圖16 6#巖心壓后觀測及裂縫三維重建圖Fig.16 Post-compression observation of core 6#and 3Dfractures reconstruction

圖17 6#巖心壓裂過程壓力曲線Fig.17 Pressure curve of core 6#during fracturing

圖18 5#巖心壓后破巖觀測及裂縫三維重建圖Fig.18 Rock breaking observation and 3D reconstruction of core 5#after compression

圖19 5#巖心壓裂過程壓力曲線Fig.19 Pressure curve for core 5#during fracturing

圖20 7#巖心壓后破巖觀測及裂縫三維重建圖Fig.20 Rock breaking observation and 3Dreconstruction of core 7#after compression

圖21 7#巖心壓裂過程壓力曲線Fig.21 Pressure curve of core 7#during fracturing

由圖16～圖21可以看出,相比于裸眼完井,射孔完井的破裂壓力低1～2 MPa,射孔角度為45°時,裂縫首先沿射孔方向延伸,后逐漸轉向最大應力的方向,暫堵壓裂可產生分支裂縫。

6 結論

1)應力變化對所得裂縫擴展形態規律的影響較小,僅會影響巖石的起裂壓力。當三軸壓力為25 MPa,20 MPa,15 MPa,排量為50 mL/min,壓裂液黏度為5 mPa·s時,裸眼完井實驗的起裂壓力為21 MPa;當三軸壓力變為20 MPa,15 MPa,10 MPa時,起裂壓力降低至14 MPa。

2)由于所制作的水泥塊內不含天然裂縫,因此壓裂液黏度對其裂縫擴展形態的影響較小,起裂壓力在壓裂液黏度分別為5 mPa·s和50 mPa·s的條件下分別為21 MPa和22 MPa。

3)增大注入排量,加快了井底憋壓速率從而易導致多個起裂點的形成,存在著形成多條裂縫的可能性。排量為50 mL/min時裸眼完井實驗的起裂壓力為21 MPa;當排量增大至200 mL/min時,起裂壓力增加至25 MPa。

4)二次暫堵對于無天然裂縫巖心改造效果明顯,能夠產生明顯的分支裂縫,且二次起裂壓力略高于一次起裂壓力;增大注入排量可使暫堵壓裂形成更多的分支裂縫。

5)相比于裸眼完井,射孔完井的起裂壓力更低。射孔角度為45°時,裂縫首先沿射孔方向延伸,后逐漸轉向最大應力的方向;二次暫堵能夠使射孔完井產生明顯的分支裂縫。