李 莉，張興勇，秦 俐，唐 建

(1.克拉瑪依職業(yè)技術(shù)學(xué)院，新疆 克拉瑪依 834000；2.中國石油新疆油田分公司，新疆 克拉瑪依 834000；3.中國石油東方地球物理勘探有限公司，四川 成都 610213)

0 引 言

近年來，隨著中國油氣資源的劣質(zhì)化程度加劇，油氣勘探領(lǐng)域主要以“低滲透、深層、海洋、非常規(guī)”為主[1-4]，多數(shù)儲層需要改造才能取得經(jīng)濟效益，儲層改造已經(jīng)成為與物探、鉆井并列的三大工程技術(shù)[5-8]。國內(nèi)外學(xué)者對此做了大量研究：Simon Falser、Haimson和Fairhurst[9-13]等研究了不同射孔方式、泵注速度對破裂壓力的影響，認(rèn)為平面射孔有利于降低破裂壓力，加載速率增加會導(dǎo)致破裂壓力升高，開發(fā)了基于Griffith能量平衡的線彈性壓裂機理模型；Lhomme、Lecampion[14-15]等分別用實驗和數(shù)值模擬2種方法研究了液體黏度對砂巖水力壓裂破裂的影響，結(jié)果顯示高黏度流體將導(dǎo)致裂縫破裂壓力大幅提高；魏元龍[16]等開展了致密砂巖水力壓裂實驗，認(rèn)為破裂壓力與排量正相關(guān)，地應(yīng)力差異系數(shù)沒有明顯規(guī)律；郭建春[17-18]等建立了彈塑性地層的破裂壓力預(yù)測模型，得出彈塑性地層破裂壓力比線彈性理論預(yù)測值要大，破裂模式存在拉張和剪切2種方式。通過總結(jié)前人研究可以發(fā)現(xiàn)，施工參數(shù)對儲層改造的影響分析多以理論研究為主，實驗研究相對較少。雖然部分學(xué)者開展了巖石破裂實驗，但實驗樣品是以巖心柱塞或較小尺寸巖樣為主，實驗條件與真實的地層破裂環(huán)境差異較大。該文通過開展室內(nèi)大尺寸三維水力壓裂物理模擬實驗，分析了施工參數(shù)與液體性能對人工裂縫破裂及延伸的影響，為儲層改造施工工藝選擇及液體優(yōu)選提供借鑒。

1 儲層改造實驗及實驗分析

1.1 實驗樣品制備

樣品采用G級(HSR)油井水泥澆筑凝固而成，水泥、石英粉、水混合比例為25∶10∶14，樣品尺寸為30 cm×30 cm×30 cm。樣品澆筑后在標(biāo)準(zhǔn)環(huán)境養(yǎng)護28 d，抗壓強度達(dá)到表1要求。在樣品中間鉆孔，下入內(nèi)徑為19 mm鋼管模擬套管，采用固井膠固井，裸眼方式完井。裸眼井段位于樣品中心，鉆孔總深度為21 cm，下入套管總深度為20 cm，涂抹固井膠深度為16 cm，裸眼井段長度為1 cm，模擬井筒內(nèi)徑為1.063 cm。圖1為A樣品具體尺寸，井筒底部填充膠塞。

表1 樣品力學(xué)參數(shù)Table 1 The mechanical parameters of samples

圖1 巖樣及井筒設(shè)計示意圖Fig.1 The schematic diagram of rock sample and wellbore design

1.2 實驗設(shè)備

利用全三維大尺度水力壓裂物理模擬系統(tǒng)進(jìn)行了水力壓裂模擬實驗，實驗設(shè)備主要分為五大部分：圍壓系統(tǒng)、井筒注入系統(tǒng)、應(yīng)力加載框架、聲發(fā)射監(jiān)測系統(tǒng)和實時控制系統(tǒng)。圍壓最大為69 MPa，井筒注入壓力最高為82 MPa，一次最多可泵入3 L壓裂液體，注入井筒和排空管線的最大排量為120 mL/min。聲發(fā)射監(jiān)測采用德國Vallen AMSY-6聲發(fā)射系統(tǒng)，具有24個通道，為減少端部效應(yīng)，加壓板與樣品間墊聚四氟乙烯墊板。

1.3 實驗方案

實驗主要研究排量和液體黏度對水力壓裂破裂壓力和裂縫形態(tài)的影響，實驗方案見表2(σV為地層垂向應(yīng)力，σH為水平方向最大主應(yīng)力，σh為水平方向最小主應(yīng)力)。實驗參數(shù)設(shè)計原則：①實驗應(yīng)力場以長寧-威遠(yuǎn)頁巖氣區(qū)塊地質(zhì)條件為參考，應(yīng)力差保持不變，同時減小三向主應(yīng)力大??；②實驗液體選滑溜水與線性膠，同時為便于實驗后可視化觀察，在液體中加入示蹤染料；③排量主要考慮相似準(zhǔn)則進(jìn)行設(shè)計；④聲發(fā)射傳感器頻率為50～500 kHz，24只傳感器均勻布設(shè)在除底面外的5個表面。

表2 實驗方案Table 2 The experimental scheme

1.4 實驗結(jié)果

1.4.1 實驗數(shù)據(jù)統(tǒng)計

表3為所有巖樣的實驗結(jié)果。由表3可知，破裂壓力為壓力曲線的最大值；不考慮實驗管線摩阻，破裂凈壓力為泵壓減去水平最小主應(yīng)力得到的壓力值。實驗排量跨度大，為5～2 400 mL/min，總液量為1 000～2 400 mL/min，計算得到的破裂凈壓力為8.87～15.55 MPa，延伸壓力為7.24～11.97 MPa。觀察實驗結(jié)果，不同排量下的破裂壓力相差近1倍，破裂凈壓力相差4倍以上，裂縫延伸壓力相差較小。

表3 實驗結(jié)果Table 3 The experimental results

1.4.2 破裂壓力計算

Hubbert和Willis[19]推導(dǎo)了不考慮滲透情況下破裂壓力公式：

p0=3σh-σH+T0-p

(1)

式中：p0為破裂壓力，MPa；T0為拉伸強度，MPa；p為地層孔隙壓力，MPa。

不考慮儲層滲透性，p值為恒定值，但實際儲層改造過程中液體類型、施工排量及完井后目的層狀態(tài)均會影響p值。式(1)沒有考慮排量對破裂壓力的影響，即排量相同破裂壓力也相同，通常認(rèn)為式(1)計算得到的破裂壓力為上限值。

Valko等人將線彈性斷裂力學(xué)理論應(yīng)用到了水力壓裂分析[20-23]中。假設(shè)水力壓裂服從Griffith能量守恒原理，實驗過程中產(chǎn)生的裂縫簡化為平面應(yīng)變條件下的線性裂縫，破裂壓力與排量關(guān)系推導(dǎo)過程如下：

假設(shè)裂縫擴展的整個長度為δ；沿Z軸方向，單翼縫長為c，得到應(yīng)變能w0為：

(2)

式中：pn(x)為x點處的壓力值，MPa；w(x)為x點處的寬度值，m；w0為裂縫擴展起始點出的寬度，m；x為裂縫擴展到任意點的距離，m；c為單翼縫長，m。

在平面應(yīng)變條件下，平面應(yīng)變模量E′為：

(3)

式中：E′為平面應(yīng)變模量，MPa；E為楊氏模量，MPa；ν為無因次泊松比。

引入中間變量ξ，式(2)可轉(zhuǎn)化為：

(4)

式中：ξ表示裂縫擴展到某一縫長處的長度，為0到c之間的一個值，m；δ為破裂瞬間裂縫開啟長度，m；g(ξ)為無量綱變量函數(shù)。

當(dāng)壓力pn(x)為恒定值時，采用Griffith能量守恒，引入斷裂韌性，假定排量恒定可得：

(5)

式中：q為排量，m3/min；tp為泵注時間，s；KIC為斷裂韌性，MPa·m1/2。

式(5)沒有考慮黏度對破裂壓力的影響，而液體黏度直接影響裂縫破裂處的孔隙壓力，人工裂縫破裂及擴展過程中，不同黏度的液體導(dǎo)致孔隙壓力不斷變化，即pn(x)為變量。通過式(5)可計算得出破裂壓力與排量的關(guān)系，計算結(jié)果可與物模實驗進(jìn)行相互驗證。

計算模型所需參數(shù)如表4所示。表4中泵注時間為開始注入到裂縫破裂所持續(xù)的時間；實測斷裂韌性為1.56 MPa·m1/2，楊氏模量為15 542 MPa，泊松比為0.2；破裂瞬間裂縫開啟長度的設(shè)置對計算的其他參數(shù)影響較大，部分學(xué)者計算時將破裂瞬間裂縫開啟長度設(shè)置為固定值，得出了破裂壓力隨排量的增加而減小的結(jié)論。然而物模實驗和聲發(fā)射監(jiān)測結(jié)果顯示，排量不同有效縫長不同，泵注壓力越大破裂有效裂縫越長。因此，該實驗裂縫長度根據(jù)經(jīng)驗進(jìn)行賦值。

表4 計算模型參數(shù)Table 4 The calculation model parameters

將表4所有參數(shù)代入式(1)得到表5中的破裂壓力計算值p0。Hubbert和Willis推導(dǎo)的破裂壓力計算模型中并沒有考慮圍壓對破裂壓力的影響，計算得到的破裂壓力值p0更接近于破裂凈壓力。因此，將p0加上最小主應(yīng)力得到修正后的破裂壓力值，計算結(jié)果如表5所示。得到的破裂壓力值與實驗結(jié)果趨勢相同，即排量越大破裂壓力也越大。所得破裂壓力值與實驗結(jié)果有很大差別，分析認(rèn)為是井筒周圍儲層孔隙壓力變化引起的，說明理論模型中孔隙壓力假設(shè)為靜態(tài)值與實際施工過程不符。

表5 計算結(jié)果Table 5 The calculation results

2 影響壓裂效果的主要因素

2.1 排量對水力壓裂的影響

利用全三維大尺度水力壓裂模擬系統(tǒng)進(jìn)行了8塊水泥樣品裂縫破裂及擴展模擬實驗，排量分別為5、10、30、60、300、2 400 mL/min，得到了壓后裂縫幾何形態(tài)和壓裂過程中壓力隨時間變化規(guī)律。實驗可分為2組：A、B、C、D、E、F號樣品為一對比組，主要研究不同排量對水力壓裂的影響；A、B、G、H號樣品為另一對比組，主要研究不同應(yīng)力差對水力壓裂的影響。雖然D、E、F號樣品整個實驗過程中排量不恒定，但對破裂壓力不會有影響。

圖2為A、B、C、D、E、F號樣品不同泵注排量的壓力變化曲線，圖3為破裂壓力和排量關(guān)系曲線。由圖2、3可知，達(dá)到破裂壓力之前壓力隨時間呈線性增長，排量越大增長速率越快，排量越高破裂壓力越高，破裂凈壓力也越高，排量達(dá)到一定值對破裂壓力影響很小。

圖3 排量與破裂壓力的關(guān)系Fig.3 The relationship between displacement and breakdown pressure

圖2中A、B、G、H號樣品排量較低，壓力曲線震蕩，出現(xiàn)幾個峰值，由于水泥樣品較脆，形成憋壓—擴展—再憋壓型擴展，水力裂縫是非連續(xù)延伸擴展的。C、D、E、F號樣品排量較高，延伸擴展階段壓力曲線平穩(wěn)上升，隨著裂縫的擴展，裂縫長度增大、摩阻變大，導(dǎo)致延伸壓力逐漸升高。

圖2 巖樣壓力曲線Fig.2 The pressure curve of rock sample

A、B、E號樣品加載三向應(yīng)力相同、注入的總液量相當(dāng)，只存在排量差異，具有可比性。實驗后沿井筒附近相同位置剖開3塊巖樣，發(fā)現(xiàn)排量的改變對裂縫最終長度影響不明顯，裂縫尺寸只和最終注入的液量相關(guān)。這可能由于固井水泥滲透率較低導(dǎo)致液體濾失較少，排量對濾失的影響可忽略。但對于高滲地層，應(yīng)考慮排量對濾失的影響。聲發(fā)射定位結(jié)果顯示，排量增大裂縫內(nèi)壓力上升較快，裂縫延伸距離較遠(yuǎn)、破裂半徑較大。因此，在保證能憋壓的前提下，采取低排量泵注施工能夠降低儲層破裂壓力，也降低了施工壓力。

2.2 壓裂液黏度對裂縫破裂的影響

實驗中B和G、C和H號樣品設(shè)置了相同的泵注排量，依據(jù)人工裂縫破裂凈壓力值大小來研究液體黏度對裂縫破裂的影響(圖4)。B和G號泵注排量均為30 mL/min，B號巖樣采用黏度為25 mPa·s線性膠，G號巖樣為15 mPa·s線性膠；B號巖樣破裂凈壓力為2.34 MPa，比G號巖樣高14.1%；H號巖樣液體黏度為C號的5.4倍，其破裂凈壓力比C號巖樣高116.9%。結(jié)果表明：液體黏度對人工裂縫破裂有直接影響，高黏液體能顯著提高儲層的破裂壓力，低黏液體能在較低凈壓力下壓開儲層，與高黏液體相比凈壓力降低20%～50%。

圖4 水力壓裂物模實驗壓力曲線Fig.4 The experimental pressure curve of hydraulic fracturing model

2.3 施工參數(shù)對聲發(fā)射的影響

為考察排量對聲發(fā)射的影響，研究了D、F、G、H號樣品聲發(fā)射振幅與泵注壓力的關(guān)系，4塊樣品采集設(shè)置相同門閾值30 dB。圖5為4塊樣品聲發(fā)射振幅和泵注壓力隨時間變化圖。由圖5可知，聲發(fā)射振幅與泵注壓力正相關(guān)，破裂壓力越大聲發(fā)射振幅越大。F、H號樣品處于穩(wěn)定擴展階段(巖樣破裂后壓力降至最低，然后平穩(wěn)上升直至停泵階段)，聲發(fā)射振幅也較穩(wěn)定，振幅值低于破裂壓力階段，樣品能量均勻釋放。G號樣品壓力曲線波動較大，聲發(fā)射振幅也相應(yīng)起伏，證實了擴展的非連續(xù)性。

圖5 聲發(fā)射振幅和泵注壓力隨時間變化Fig.5 The variation of AE amplitude and pumping pressure with time

對比不同黏度液體實驗時聲發(fā)射信號響應(yīng)，D號樣品實驗液體為滑溜水，黏度為5 mPa·s，F(xiàn)號樣品實驗液體為線性膠，黏度為20～30 mPa·s。D號樣品聲發(fā)射響應(yīng)信號顯著高于F號樣品，且F號樣品排量遠(yuǎn)大于D號樣品，一般認(rèn)為大排量導(dǎo)致的聲發(fā)射信號數(shù)量較多；同樣，對比G、H號樣品，H號樣品排量為G號樣品的3倍，G號巖樣采用的液體黏度較低，對比兩者聲發(fā)射信號數(shù)量較相近。實驗證實，低黏度液體容易產(chǎn)生更多的聲發(fā)射信號，認(rèn)為低黏度液體對儲層改造體積較大，其作用權(quán)重高于增加排量。

3 應(yīng)用實例

TH-1井是西部某油田超深井，改造井段為7 081.00～7 205.00 m，取心測試平均孔隙度為4.2%，平均滲透率為0.08 mD，儲層溫度為157 ℃；水平最大主應(yīng)力梯度為0.025 5～0.026 9 MPa/m，水平最小主應(yīng)力梯度為0.022 5 MPa/m左右，垂向應(yīng)力梯度為0.024 3 MPa/m左右。該井改造段屬于典型超深致密儲層，地應(yīng)力梯度偏高，破裂壓力高，壓前評估改造施工井口可能超過120 MPa極限壓力。結(jié)合室內(nèi)物模研究成果，對該井改造施工參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化，前置液造縫之前首先泵注低黏滑溜水，采用低排量、緩慢提升排量的工藝措施，從而降低了破裂壓力及施工壓力，保證了施工安全順利。

該井正式施工前采用滑溜水替換井筒完井液。坐封后，首先以0.5 m3/min排量泵注低黏滑溜水10 m3，施工壓力始終維持在105 MPa左右；此后緩慢提高施工排量直至達(dá)到4.5 m3/min，施工壓力沒有明顯提高。整個施工過程最高排量為5.2 m3/min，施工壓力未超過105 MPa(圖6)，共泵注地層滑溜水為70 m3，前置酸為135 m3，主體酸為77 m3，凍膠壓裂液為320 m3。而同區(qū)塊7 100 m以上的超深井，施工破裂壓力達(dá)到115 MPa以上的比例占92%。

圖6 TH-1井改造施工曲線Fig.6 The curve of Well TH-1 stimulation

因此，通過室內(nèi)物模研究優(yōu)化壓裂施工設(shè)計，可有效降低施工壓力，為高地應(yīng)力超深井安全施工提供了有力技術(shù)支撐。

4 結(jié) 論

(1) 儲層改造施工初期壓裂液排量越高，破裂壓力越高，二者呈非線性關(guān)系。當(dāng)排量達(dá)到一定數(shù)值后，對破裂壓力影響變小；排量對破裂瞬間裂縫尺度有影響，但對整個壓裂過程基本無影響。

(2) 低黏液體可明顯降低高應(yīng)力儲層破裂壓力，可在較小凈壓力下壓開儲層，與高黏壓裂液基液及凍膠壓裂液相比，降低凈壓力20%～50%。

(3) 聲發(fā)射振幅大小與泵注凈壓力正相關(guān)，高黏液體破裂凈壓力高，聲音發(fā)射振幅大，微地震監(jiān)測信號質(zhì)量更高。低黏液體易產(chǎn)生更多裂縫，聲音發(fā)射信號數(shù)量更多，則可認(rèn)為改造體積較大。