施工参数对水平井多裂缝同步扩展影响研究

时间：2024-09-03

蒋雪峰, 郭巧珍, 马忠勇, 王倩, 王青, 于庆森，杨永智

(1中国石油新疆油田公司勘探开发研究院 2中石油渤海钻控工程有限公司泥浆技术服务分公司 3中国石油勘探开发研究院)

分段多簇压裂是实现非常规油气藏经济化开发的有效手段[1-3]。为达到体积压裂的效果，在单个压裂段采用多簇射孔，在井筒附近形成复杂缝网。但是，压裂监测及压后生产测试表明[4-5]，部分射孔簇未能获得有效的压裂液分配，并且部分射孔簇对水平井产量完全无贡献。

近年来，国内外专家学者针对射孔簇内多裂缝竞争延伸开展了数值模拟研究。潘林华等[6]采用零厚度黏结单元模拟多簇射孔裂缝相互干扰及竞争延伸情况。Shin D.H.[7]采用ABAQUS软件进行二次开发，根据裂缝内部延伸阻力分配流量，研究了排量动态分配情况下，3簇裂缝的竞争起裂与延伸情况。Lecampion B. and Desroches J.[8]、Wu K. and Olson J.[9]、程万等[10]、包劲青等[11]的研究表明，多裂缝竞争扩展是孔眼摩阻、井筒压裂液流动摩阻以及缝间应力阴影效应综合作用的结果。Ghazal Izadi等[12]、Zhao Jinzhou等[13]、Wu K.等[14]、李杨等[15]研究认为，通过簇间距不均匀分布或者改变射孔簇孔眼数量进行限流法压裂，可以有效促进多裂缝均匀扩展。

尽管对于分段多簇压裂水平井多裂缝的竞争起裂与延伸机理已经有一定的研究，但是相关施工参数对于多裂缝同步扩展的影响并没有完全揭示，如何合理设计施工参数以促进裂缝均匀扩展、提高射孔簇效率需要更加充分地研究。

本文基于黏聚力模型(CZM)和伯努利方程，建立了模拟多裂缝竞争扩展的有限元模型，模型考虑应力-渗流-损伤多场耦合，考虑了压裂液在井筒中和射孔孔眼处的摩阻，利用该模型研究压裂施工中的主要参数对于各射孔簇裂缝延伸形态、流量分配等的影响。

一、裂缝扩展计算模型

1. 模型概况

基于有限元分析软件ABAQUS，对水平井分段多簇压裂的单个压裂段进行模拟，建立的数值模拟模型如图1。模型X方向、Y方向和Z方向的尺寸分别为60 m、160 m和50 m。模型中部为目标压裂储层，厚度为30 m，上下部位为厚度10 m的隔层。

假设压裂时主要形成平面缝，模型中预设三个平行的裂缝面(黏结单元层)模拟三个射孔簇裂缝的延伸情况，按照裂缝与井筒压裂液注入端的距离，由近及远分别为裂缝F1，裂缝F2和裂缝F3。储层岩石采用三维孔压单元C3D8P。采用零厚度黏结单元模拟裂缝的起裂和扩展过程，为准确模拟裂缝的延伸情况，采用变密度网格划分方法，对黏结单元附近的网格进行加密。

不考虑水平井造斜段和垂直段的影响，采用连接单元FPC3D2计算压裂液流经射孔簇时的摩阻，水平井井筒与地层注入点绑定，三维裂缝扩展模型如图1所示。压裂液从水平井右侧端部注入。

图1 三维裂缝扩展模型图

2. 模型参数

模型参数根据我国某致密储层进行设置，储层弹性模量为34 GPa，泊松比0.32，抗拉强度为3.8 MPa。储层孔隙度3%，渗透率0.005 mD。地层孔隙压力为55 MPa，垂向应力为77 MPa，最大水平主应力为105 MPa，最小水平主应力为75 MPa。水平井水平段长度907 m。选取第一个水力压裂段进行分析，压裂段分3簇射孔。

3. 模型验证

为了验证数值模拟模型的准确性，将本文模型的计算结果与Wu and Olson(2016)[9]的分段对簇压裂水平井理论模型计算结果进行对比。模型针对单段水力压裂，分3簇射孔。模型主要参数与文献中均相同，其中，储层的弹性模量45 GPa，泊松比为0.2，射孔簇间距为15 m。储层最小水平主应力30.68 MPa，最大水平主应力37.58 MPa，储层、隔层最小水平主应力差异为5 MPa，以保证裂缝高度在储层内延伸。压裂施工参数方面，施工排量0.159 m3/s，压裂液黏度1 mPa·s，压裂液密度1 000 kg/m3。每簇射孔孔眼数量和直径相同，孔眼数量20孔，孔眼直径15 mm，套管内径0.1 m。

图2为本文模型得到的裂缝内部排量动态分布图。文献中排量始终为0.159 m3/s，初始阶段三簇射孔孔眼内部压裂液均匀分配，随着裂缝延伸，缝间干扰逐渐明显，中间裂缝压裂液排量逐渐降低，趋近于0。这是由于应力阴影效应的存在，致使侧边裂缝在中间缝上施加了附加的延伸阻力。而本文模型中，压裂液排量在10 s内由0逐渐增加至0.159 m3/s，因此在压裂液注入初期，压裂液动态分配情况差别较大，待压裂液注入平稳后，本文模型与文献中的排量动态分配趋势逐渐趋近一致。

图2 射孔簇排量动态分布对比

裂缝的延伸形态如图3所示。对于裂缝的扩展半缝长，F1略大于F3，并且均远远大于F2，而在缝宽方面，F1与F3基本相同，并远大于F2，在压裂液注入结束时，中间射孔簇未能形成有效裂缝。

图3 裂缝延伸形态对比

由以上分析可知，本模型模拟结果与文献[9]中的计算结果吻合较好。

二、施工参数敏感性分析

1. 施工排量的影响

模拟了当压裂液注入排量分别为10 m3/min、12 m3/min和16 m3/min时的排量动态分布情况，以12 m3/min为例，压裂液排量的动态分布情况如图4所示。

从图4可以看出，在排量升高阶段，进入各射孔簇的排量波动较大。侧边裂缝排量逐渐升高并趋于平衡，而中间射孔簇的排量降低为0。在模拟结束时(300 s)，对于不同的三种排量条件下，三个射孔簇获得的排量分配比例不同，对于排量为16 m3/min的情况，排量比例分别为52.86%、47.11%和0.03%；对于排量为12 m3/min的情况，分别为53.15%、46.81%和0.04%;而当排量为10 m3/min时，分别为53.70%、46.25%和0.05%。三种排量条件下，侧边裂缝获得了99%以上的压裂液。

图4 排量为12 m3/min时各射孔簇压裂液动态分配

在压裂液注入初期，三个射孔簇的裂缝同步起裂并均匀扩展，随着缝间干扰的产生以及缝间流量分配不均匀性的加剧，中间裂缝逐渐闭合，在三种排量条件下，中间射孔簇均未能形成有效裂缝。

以上模拟结果表明，尽管增大施工排量能够增大压裂液进入侧边裂缝的摩阻，但是在目前的施工能力条件下，增大排量对于增大侧边缝注入摩阻的能力十分有限，因此不能平衡或消除缝间干扰作用。

2. 压裂液黏度的影响

模拟了当压裂液黏度分别为1 mPa·s、5 mPa·s和10 mPa·s时的排量动态分布情况。以5 mPa·s为例，射孔簇之间的排量动态分布如图5。

随着压裂液黏度的增大，井筒摩阻逐渐增大，发挥一定的限流作用，促进压裂液的在三簇裂缝之间的平均分配。模拟结果表明，尽管增大压裂液黏度有利于排量的平均分配，但是其作用有限。当压裂液黏度增大时，进入中间裂缝的压裂液排量降低至0的时间延长，但不能促进三簇射孔簇压裂液的均匀分配，中间射孔簇排量最终降低为0。

图5 压裂液黏度5 mPa·s时各射孔簇压裂液动态分配

裂缝延伸形态表明，随着压裂液黏度的增大，裂缝的宽度逐渐增大。当压裂液黏度分别为1 mPa·s、5 mPa·s和10 mPa·s时，裂缝的最大宽度分别为1.680 mm、2.367 mm和2.681 mm。压裂液黏度的增大能够增加裂缝内部净压力，从而增大裂缝宽度。

3. 单簇射孔数量的影响

单簇射孔数量对于孔眼处压力损失具有重要的影响。模拟了当单簇射孔数量分别为10孔、15孔和20孔时,排量动态分布情况。以单簇15孔为例,射孔簇之间的排量动态分布情况见图6。

图6看出，当射孔孔眼从每簇20孔降低为15孔时，三个射孔簇之间的排量分布变化不大。当射孔簇减少至10孔/簇时，能够起到有效的限流作用。一方面，减缓了中间裂缝排量降低至0的过程;另一方面，侧边裂缝排量差距减小。这是由于压裂液进入裂缝的摩阻增大，有效平衡了裂缝之间的干扰作用。在排量相同的情况下，若孔眼数量降低一半，则孔眼压降增大为原来的4倍。同时，值得注意的是，减小射孔孔眼会显著增加裂缝内部净压力，对压裂施工设备提出了更高的要求，不利于控制裂缝高度。

图6 单簇15孔时各射孔簇压裂液动态分配

对于射孔孔眼均匀分布的情况，尽管降低射孔数量能够在裂缝延伸初期促进裂缝的均匀延伸，但是随着裂缝的延伸，裂缝之间的应力干扰逐渐加剧，并且孔眼流动摩阻并不能平衡裂缝之间的应力干扰作用，最终仅外侧射孔簇能够形成有效裂缝。并且降低孔眼数量会显著增大孔眼摩阻，不利于现场水力压裂施工作业。

4. 孔眼直径的影响

孔眼直径对于射孔孔眼压力损失也具有重要的影响。对比了当射孔孔眼直径分别为15 mm、10 mm和6 mm时的排量动态分布情况。以孔眼直径10 mm为例，排量动态分配情况如图7所示。

图7 孔眼直径10 mm时各射孔簇压裂液动态分配

模拟结果表明，降低孔眼直径能够起到增加摩阻的作用，三条裂缝所获得的排量逐渐更加均匀。当孔眼直径为15 mm时，中间裂缝F2未能获得有效的排量分配。而当孔眼直径降低为10 mm后，中间射孔簇能够获得排量，注入结束时，三簇裂缝的排量分配比例分别为39.16%、36.61%和24.22%。而当射孔孔眼直径降低为5 mm时，能够起到较强的限流压裂作用，射孔孔眼摩阻足够大，可以有效缓解缝间干扰作用，当注入结束时，三簇裂缝的排量分配比例分别为34.24%、33.94%和31.82%。