濟陽頁巖油水平井套管變形影響規律研究*

劉愛 顏廷俊 魏遼 朱慶利 王文勝 劉帥

(1.北京化工大學機電工程學院 2.中國石化石油工程技術研究院 3.勝利油田井下作業公司)

0 引 言

隨著世界經濟發展對油氣需求的不斷增加以及常規原油不斷減少，從20世紀80年代開始，美國等國家對非常規頁巖油進行了研究和開發，形成了一套成熟的開采技術[1]。我國于2010年也開始了非常規頁巖油探索[2]，在準噶爾盆地、鄂爾多斯盆地、渤海灣盆地及松遼盆地進行了頁巖油開發[3]。2021年10月，勝利濟陽頁巖油預測石油地質儲量4.58億t，成為我國第3個國家級頁巖油示范區[4-5]。目前，世界上對于頁巖油氣的開采一般采用水力壓裂方法[6]，在高壓壓裂情況下，油井的套管損壞是常見事故[7-10]。利頁1XX井是勝利濟陽頁巖油進行頁巖油鉆探的第一口井，按照區塊的地質資料以及設計參數進行施工時出現了下橋塞遇堵事故，隨后在現場進行了相關測試，發現是套管變形引起遇阻。

由于勝利濟陽頁巖油屬于陸相頁巖油，沉積相變快、儲層非均質性強、泥質含量高，以及頁巖中原油膠質、瀝青質含量高、流動性差，同時工程地質條件復雜，進而導致開采難度大[11-13]。目前針對勝利濟陽頁巖油新開發區塊的壓裂套管損壞研究較少，因此利頁1XX井的施工工藝對下一步在該區塊大規模開采具有示范作用。本文結合工程實踐研究了固井質量和多級壓裂施工對套管變形規律的影響，以期為后期勝利濟陽頁巖油的壓裂施工提供理論依據。

1 利頁1XX井概況

1.1 地質及施工條件

圖1為利頁1XX井井身結構圖。該井位于濟陽坳陷東營凹陷利津洼陷南次洼，通過地質建模和盆地模擬技術，確定沙三下亞段3層組是資源潛力最大層位，鉆探到沙三中亞段、沙三下亞段見到油氣顯示。根據鉆井、測井、錄井以及鄰井測井資料，試油層的壓力系數為1.7，井垂深為3 688 m，完鉆井深為5 288 m。在井段3 994～5 288 m設計分25段進行壓裂，井口限壓97 MPa，設計排量15～17 m3/min，在壓裂過程中電纜輸送橋塞工具串至4 378 m遇阻。

圖1 利頁1XX井井身結構圖

1.2 現場測試變形分析

圖2是利頁1XX井套管變形段鉛模打印情況。通過現場打印直徑112 mm鉛模發現端面無印痕，本體一側有圓弧劃痕，測量底端最小位置尺寸110 mm。從現場聲波變密度測井結果可知，4 300～4 400 m井段二界面不合格。

圖2 利頁1XX井鉛模打印情況

2 固井質量的影響

利頁1XX水平井的水平段長度為1 600 m，在測井時出現固井質量不合格問題，初步分析影響固井質量的原因，可能受地層巖性質量影響或水泥漿質量導致沉淀分層，水泥環缺失會使套管缺乏保護作用而出現局部應力集中。以該區塊地層參數為基礎，現場測試為根據，通過有限元模擬水泥環不同缺失工況和不同力學性能參數對套管變形規律的影響。

2.1 有限元模型建立

研究對象為地層-水泥環-套管組合體模型，根據錄井及完井數據設置模型尺寸及材料，如表1所示。設置地層尺寸為2 m×2 m×1 m。

表1 模型尺寸及材料

地面施工限壓97 MPa。由地面泵壓、壓裂液自重和沿程摩阻計算得到套管內壓力為109 MPa；通過自然伽馬測井的縱波、橫波及密度等參數[14-15]，計算出地層最小水平地應力90.0 MPa，最大水平地應力98.0 MPa，垂直地應力為86.9 MPa?？紤]地層(孔隙)壓力為52.2 MPa，因而最小有效水平地應力為37.8 MPa，最大有效水平地應力為48.8 MPa，垂向有效地應力為34.7 MPa。套管-水泥環-地層模型及網格劃分如圖3所示。

圖3 地層-水泥環-套管組合體模型及網格劃分

2.2 水泥環不同缺失工況對套管的影響

2.2.1 水泥環完全缺失

水泥環在缺失角為α時的模型如圖4所示。不同水泥環缺失角對應的套管內壁和外壁最大應力如圖5所示。當水泥環缺失角在0°～20°范圍內，套管內壁應力大于套管外壁應力；缺失角超過20°后，套管內、外壁應力均迅速增加，且套管外壁應力超過內壁；當缺失角大于50°后，套管最大應力大于P110套管的屈服強度(758 MPa)，套管內、外壁均出現強度破壞。

圖4 缺失角(中心角)α模型

圖5 不同水泥環缺失角對應的套管最大應力曲線

水泥環在缺失角30°、60°、90°以及完整狀態下對應的套管內壁周向最大應力、外壁周向最大應力分布情況如圖6和圖7所示。由圖6和圖7可以看出：隨著缺失角的增加，套管所受應力的最大值也逐漸增大，套管內壁應力最大值出現在與水泥環缺失角的相交邊界；套管外壁應力最大值均出現在套管最頂端；水泥環缺失30°時的套管應力相比封固完好時增加了75 MPa，增加趨勢上升了22%；水泥環缺失60°時的套管應力相比缺失30°時增加了478 MPa，增加趨勢上升了115%；水泥環缺失90°時的套管應力相比缺失60°時增加了225 MPa，增加趨勢上升了25%。分析結果表明，水泥環缺失角在30°～60°范圍內套管應力增加最快。

圖6 套管內壁周向應力分布情況

圖7 套管外壁周向應力分布情況

2.2.2 水泥環非完全缺失

水泥環在缺失深度為h時的模型如圖8所示。不同缺失深度時套管內壁應力始終大于套管外壁應力(見圖9)，水泥環月牙形缺失深度h在0～20 mm范圍內，套管不會發生破壞；當水泥環月牙形缺失深度h達到25～35 mm時，套管內壁最大應力接近或已超過P110套管屈服應力(758 MPa)，并且當缺失深度h為35 mm時，套管外壁的最大應力也超過P110套管屈服應力，說明此狀態下極易造成套管強度損壞，進而導致套管變形。

圖8 水泥環月牙形缺失深度模型

圖9 水泥環不同缺失深度應力

水泥環在缺失深度為5、15、25和35 mm狀態下的內壁周向應力、外壁周向應力分布情況如圖10和圖11所示。由圖10和圖11可知：隨著缺失深度的增加，套管所受應力的最大值也逐漸增大，且不同缺失深度的最大應力均出現在套管的同一部位；套管內壁的最大應力出現在套管周向50°和310°處，套管外壁最大應力出現在套管最頂端。

圖10 套管內壁周向應力分布情況

圖11 套管外壁周向應力分布情況

2.3 水泥環力學性能對套管的影響

在固井過程中，可以通過摻入不同的添加劑調節水泥環材料性能，因而分析在勝利濟陽頁巖油儲層固井施工中水泥環彈性模量E和泊松比μ對套管應力的影響很有必要。通過有限元仿真擬合不同力學參數變化下套管最大應力變化規律，結果如圖12所示。

圖12 水泥環彈性模量和泊松比對套管應力的影響

由圖12可知：隨著水泥環彈性模量的逐步增加，套管應力逐漸減小，引起該變化的原因是濟陽頁巖區塊泥質含量高達50%，地層相對較軟，相對剛度較大的水泥環可以抵御載荷；泊松比一定時，水泥環彈性模量由5 GPa增加到15 GPa，可使套管最大應力降低95 MPa；當水泥環彈性模量達到25 GPa后，調整彈性模量對套管應力的影響變?。凰喹h泊松比越小，對套管應力影響越小，當水泥環彈性模量取定值20 GPa，泊松比由0.3降低到0.14時，套管最大應力僅降低14 MPa，調節泊松比對套管應力影響效果不明顯。因而，在濟陽頁巖油區塊條件下，可適當選用剛度較大的水泥環以改善套管受力。

3 多級壓裂的影響

在壓裂工況下可控施工參數主要有施工排量、段間距以及注入時間。以利頁1XX井施工壓裂參數為基礎，通過模擬多級壓裂中不同施工參數對套管周圍地應力場變化的影響，進而分析地應力差對套管變形的影響規律。優選最佳施工方案以降低地應力場變化對套管變形的影響。

3.1 有限元模型建立

采用Abaqus軟件使用擴展有限元方法(XFEM)來模擬裂縫起裂和擴展。選用 Maxpe(最大主應力)損傷準則，以單裂縫擴展來代表每一壓裂段內的裂縫擴展，巖層尺寸100 m×100 m，裂縫間距設置為利頁1XX井實際間距15 m，預設射孔裂縫長度為1.2 m。使用內置孔壓單元模擬巖層的孔隙結構，巖層網格劃分采用CPE4P孔隙流體單元，裂紋網格劃分采用T2D2桁架單元。應用 Geostatic 和 Soil 模塊采用多分析步實現并求解水力壓裂過程中的流-固耦合問題，模型建立和參數分別如圖13和表2所示。

表2 水力壓裂模型參數

圖13 多級壓裂模型

3.2 有限元模擬結果

通過修改程序文件定義不同壓裂段注入單元點，設置不同壓裂段時間間隔(1 h)，每簇壓裂注入60 s。從左到右分別為壓裂的1～5段，壓裂時產生的不同方向的地應力如圖14所示。多段壓裂時第一段裂縫周圍地應力變化較小，其余壓裂段裂縫隨段數增加周圍地應力增大，前一級裂縫會對后續裂縫產生誘導地應力作用。最小水平正應力方向誘導應力為57～63 MPa，最大水平正應力方向誘導應力為7～9 MPa。

圖14 多級壓裂后地應力分布

由此可見，隨多級壓裂進行，相應套管周圍地應力差增大，套管應力隨地應力差增大而增加[16]，因而壓裂引起套管周圍地應力的不均勻性對套管變形影響也增強。

3.3 壓裂參數對地應力影響規律

施工排量、壓裂時間對裂縫及地應力影響如圖15所示。由圖15可知：當注入時間一定時，隨施工排量升高，套管周圍地應力差也不斷增大，排量越大裂縫寬度擴展得越快；當施工排量一定時，壓裂液注入時間與裂縫擴展長度成正比，地應力差先降低、再增加到46 MPa穩定。

圖15 施工排量和壓裂時間對裂縫及地應力差影響曲線

通過改變壓裂段間距參數發現，不同段間距主要對誘導地應力差產生影響，壓裂段間距與地應力差變化成反比，兩者關系如圖16所示。增大壓裂間距可有效降低壓裂段之間的誘導應力差值。當壓裂段間距為18 m后，再增大壓裂段間距以降低套管周圍地應力的作用已不大。綜合施工參數分析，施工排量為10～12 m3/min、注入時間為150 s、段間距取16～18 m時，在保證裂縫長度和寬度的前提下能保持套管周圍相對較小的地應力差，進而有效減小套管應力，降低套管的變形風險。

圖16 不同段間距對地應力差的影響曲線

4 防治措施

針對利頁1XX井施工情況并結合上述計算分析，在水泥環非完全缺失深度為35 mm時，套管變形后云圖與現場鉛模打印邊緣一致，如圖17所示。變形后套管邊緣處變形量為1.97 mm，現場鉛模打印變形量為2 mm，兩者可相互印證。因為套管變形后截面橢圓度不斷增大，所以會影響施工中橋塞等壓裂工具的下入。

圖17 套管變形后與鉛模打印對比

根據上述不同因素對套管變形的規律計算分析，對于濟陽區塊頁巖油井壓裂作業時，可注意以下幾點：①提高固井水泥質量，避免出現缺失現象，并改善水泥環配比，提高水泥彈性模量以抵御外載荷；②適當降低施工排量，大排量施工會產生高的應力差，建議施工排量10～12 m3/min；③適當增加壓裂段間距，減小因套管周圍誘導地應力差而對套管應力造成的影響；④可研制小尺寸橋塞工具，在套管出現微小變形時，下小尺寸橋塞可保障后面壓裂的順利進行，避免丟段。

5 結 論

(1)水泥環在缺失嚴重時(缺失角度大于50°或缺失深度大于25 mm)會使套管發生變形。缺失工況下套管內壁應力最大發生在缺失邊界處，套管外壁應力最大發生在最頂端。

(2)在水泥環彈性模量不變的情況下，將水泥環泊松比從0.30降低到0.14時，套管的應力減小幅度很小，改變水泥環泊松比不能有效緩解套管應力。在水泥環泊松比不變的情況下，將水泥環彈性模量從5 GPa增加到15 GPa時，套管的應力降低幅度達95 MPa，適當提高水泥環彈性模量可以有效緩解套管應力情況。

(3)施工排量、段間距及注入時間均對套管應力產生影響。施工時間為150 s時地應力差最小，增大壓裂間距可有效降低壓裂段之間的地應力差。當壓裂間距為18 m后，再增大壓裂間距以降低套管周圍地應力的作用已不大。

(4)從改善固井質量、調整施工參數、壓裂工具改進等方面提出了防治措施，對解決套損和指導新區塊壓裂作業有積極意義。