X區塊須家河組致密砂巖巖石力學特性與裂縫擴展特征

劉登元

(1．中國石油大慶油田有限責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增注重點實驗室,黑龍江大慶 163453)

致密砂巖氣是一種重要的非常規天然氣,其儲量大、分布廣,開發前景廣闊[1-4]。須家河組是四川盆地致密砂巖氣勘探開發的重要領域,是四川盆地增儲上產的重要層系。許晗等[5]利用室內實驗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]通過實驗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特征;詹澤東等[7]通過對川西地區上三疊統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、形成機制與演化及其與天然氣大規模聚集關系。

為實現致密氣藏的高效開發,往往需要進行體積壓裂改造[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,巖石力學性質也呈現不同的特征[13-14],水力壓裂施工改造裂縫擴展規律也會有所不同。圍繞須家河組儲層,李澤等[15]利用HTHP巖石可鉆性實驗儀,重點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]通過室內實驗研究巖石力學性質和可鉆性參數,為PDC鉆頭個性化設計提供依據;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特征及力學性能的影響。上述研究多側重于鉆井領域,重點為巖石可鉆性研究,而在巖石斷裂性能以及裂縫擴展規律方面研究較少。本文通過開展熱-固耦合三軸壓縮實驗,獲取致密砂巖在地層溫度條件下的巖石力學性質參數;利用斷裂韌性評價實驗,測試巖石的斷裂韌性;計算彈性力學脆性指數和利用斷裂韌性計算脆性指數,評價儲層脆性;開展多簇壓裂有限元數值模擬,分析裂縫擴展規律,為壓裂優化設計提供支撐。

1 熱-固耦合三軸壓縮實驗

1.1 實驗原理與設備

開展熱-固耦合三軸壓縮實驗,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。溫度控制系統通過加熱液壓油實現巖石的加熱。

按照《工程巖體試驗方法標準》(GB/T 50266—2013)進行巖石靜態參數測試。將標準巖樣置于壓力室中,利用耐油熱縮管將巖樣密封,通過人工和計算機將參數調節到模擬條件。通過計算機的控制操作對巖樣施加軸向壓力,測得巖石靜態參數,用伺服系統進行數據采集。

1.2 實驗結果與討論

巖心取樣井深2 303.33～2 310.34 m,巖心試件巖性為砂巖,共開展三軸壓縮實驗30組。測試得到的楊氏模量、泊松比、抗壓強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參數隨深度變化情況

2 斷裂韌性評價實驗

2.1 實驗原理及設備

斷裂韌性測試采用國際巖石力學學會(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 實驗結果與討論

巖心取樣井深2 303.33～2 310.34 m,共開展18組斷裂韌性測定實驗。實驗結果表明,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等基于巖石力學參數計算脆性指數的方法,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算脆性指數。

通常楊氏模量越高、泊松比越低,巖石的脆性越強,壓裂越容易形成復雜的裂縫形態。使用巖石力學參數法計算巖石脆性指數的公式如下:

BI=(EBRIT+μBRIT)/2

(1)

EBRIT=(ES-Emax)/(Emax-Emin)×100

(2)

μBRIT=(μS-μmax)/(μmin-μmax)×100

(3)

式中:BI為使用巖石力學參數法計算得到的巖石脆性指數,即彈性力學脆性指數;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延伸擴展的能力。使用斷裂韌性計算脆性指數的公式如下:

BI2=H/KIC

(4)

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

彈性力學脆性指數和斷裂韌性計算脆性指數散點圖如圖2所示。從圖中可以看出,巖石的彈性力學脆性指數為34.10～62.90,平均值42.99;斷裂韌性計算脆性指數為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準為:脆性指數小于40時,巖石為塑性;脆性指數為40～60時,巖石為脆性;脆性指數大于60時,巖石為強脆性。綜上所述,目標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、斷裂韌性計算脆性指數圖版

4 砂巖固熱耦合水力壓裂物理模擬

4.1 實驗原理及設備

砂巖固熱耦合水力壓裂物理模擬實驗主要將三軸應力加載與高溫相耦合,采用大尺寸全直徑巖樣,進行小型室內水力壓裂,探究砂巖在地層溫度條件下的裂縫擴展規律。該實驗系統在加載過程中可通過連接板與傳力板以及定向機構等裝置,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,在巖心外側澆筑水泥,制成尺寸為200 mm×200 mm×200 mm的標準試件。澆筑的水泥為硅酸鹽水泥,砂為10～30目的工程砂,水泥與砂按質量比12混合,天然巖心置于試件中心。壓裂實驗過程中采用清水作為壓裂液,為便于實驗后觀察裂縫形態,在壓裂液中添加紅色示蹤劑。壓裂結束后,取出巖心觀察裂縫形態。試件制備過程如圖3所示。

圖3 水力壓裂試件制備

4.3 實驗方案

實驗通過壓后巖樣裂縫起裂及延伸分布來研究復雜縫網形成規律。實驗設置溫度為60 ℃,采用三軸應力加載方式。實驗主要分析水平應力差、壓裂液黏度、泵注排量三個因素變化對于裂縫擴展的影響規律,共設置5組壓裂實驗,具體實驗方案見表1。其中,1#、2#和4#試件主要研究當水平應力差為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的影響;3#、5#試件主要研究當水平應力差為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的影響。

表1 水力壓裂實驗方案

4.4 實驗結果與討論

4.4.1 裂縫擴展形態分析

水力壓裂后砂巖裂縫擴展延伸效果如表2所示。

表2 物理模擬實驗結果

1#試件:當注入時間約為12.0 s時,注入壓力逐漸升高,經過4.1 s達到破裂壓力4.2 MPa后,注入壓力迅速下降至0.7 MPa;繼續注入壓裂液,壓力稍有升高后保持穩定直至實驗結束。打開壓裂試件觀察發現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:當注入時間約為12.0 s時,注入壓力開始升高,經過3.2 s后達到破裂壓力5.1 MPa,注入壓力降低,當下降至0.9 MPa后隨著壓裂液的注入,壓力稍有升高后保持穩定直至實驗結束。剖開壓裂試件觀察發現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;繼續注入壓裂液,壓力不再升高。剖開壓裂試件觀察發現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,當注入壓力達到4.8 MPa時,巖心發生破裂產生裂縫,注入壓力下降至1.0 MPa,隨后壓力緩慢上升并保持穩定直至實驗結束。觀察裂縫面發現壓裂液到達整個破裂面,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定直至實驗結束。觀察巖心裂縫面,發現裂縫面貫穿破裂面,裂縫面傾斜程度較大,但裂縫面整體較為平整。

從裂縫形態可以看出,不同水平應力差、不同注入排量、不同壓裂液黏度,裂縫擴展特征不同;試件產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,裂縫面呈現彎曲形態,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。通過剖析裂縫空間形態,定量評估裂縫轉向角度,對于2#～5#試件,裂縫轉向角度分別為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。水平應力差為5.0 MPa時,黏度由10 mPa·s增加至30 mPa·s,裂縫轉向角度由3.28°增大至6.19°。

對比3#和5#試件,水平應力差為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到最大,巖樣內出現復雜縫。

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

5 多簇壓裂有限元數值模擬

基于儲層巖石力學與斷裂力學參數測試結果,開展多簇壓裂數值模擬。

5.1 數值模型基本方程

5.1.1 流固耦合方程

多孔介質中固體巖石的平衡方程為:

(5)

根據流體質量守恒原理,流體介質的連續性方程為[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 內聚力模型

采用內聚力模型(CZM)模擬裂縫的起裂和延伸過程。內聚力模型由黏結單元的牽引-分離準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,采用二次正應力準則判定裂縫的起裂,采用雙線性T-S法則判定裂縫的萌生與擴展;后者控制裂縫內流體的流動以及裂縫內流體向圍巖中的滲流過程。

5.1.3 壓裂液在井筒內的流動

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

5.2 結果分析

采用ABAQUS軟件,結合水力壓裂有限元數值模擬方法,利用管流單元模擬壓裂液在井筒內的流動[18-19],采用連接單元模擬射孔孔眼,構建井筒與地層耦合的水力壓裂有限元模型(圖4)。三向主應力分別為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,單簇射孔孔眼數量為16孔,孔眼直徑為10 mm。為準確表征裂縫的擴展過程,采用由外向內變密度網格劃分方式。

圖4 分段多簇壓裂有限元數值模擬模型

為研究壓裂液排量與簇間距對裂縫擴展的影響規律,共開展水力壓裂數值模擬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。裂縫擴展形態如圖5所示,從注入點由近及遠,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均為側邊裂縫。

圖5 水力壓裂數值模擬裂縫擴展形態

第1組:裂縫擴展初期,3簇射孔裂縫均起裂。隨著壓裂液逐漸注入,裂縫間發生競爭擴展現象。中間裂縫在兩側裂縫應力陰影作用下,擴展速度逐漸減慢直到停止,壓裂液主要進入兩側射孔簇,兩側裂縫近似同步擴展,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展。

第2組:在裂縫擴展初期,3簇射孔裂縫均起裂。隨著裂縫長度增大,裂縫間的應力干擾作用增強,中間裂縫擴展受到抑制。與第1組相比,由于簇間距減小,兩側裂縫對中間裂縫的抑制作用更早,中間裂縫F2擴展長度變短。壓裂液注入后期,側邊裂縫F1和F3得到擴展,由于裂縫間應力干擾作用加劇,裂縫F3對右側裂縫F1形成擠壓,裂縫F1與注入點距離更近,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,裂縫不均衡擴展程度進一步加劇。

第3組:在裂縫擴展初期,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近似同步擴展。與第2組相比,裂縫F1和F3擴展的均勻程度增加,因此,增大排量可提高多簇壓裂裂縫擴展均勻程度。

第4組:在裂縫擴展初期,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近似同步擴展。由于加入了暫堵劑,可對邊緣射孔簇進行封堵,壓裂液進入中間射孔簇,故中間裂縫F2得到擴展,且中間裂縫F2的擴展將會對側邊裂縫F1和F3造成擠壓,致使裂縫寬度變窄。因此,采用大排量泵注結合暫堵壓裂,可實現多裂縫均衡擴展。

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

6 結論

1)通過室內實驗,測試得到須家河組致密砂巖的巖石力學參數與斷裂韌性,并分別基于巖石力學參數和斷裂韌性計算得到巖石的脆性指數,對巖石的脆性進行評價。

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

3)射孔簇間距越小,縫間干擾越嚴重,采用限流壓裂結合暫堵技術,可促進多裂縫均衡擴展,從而提高射孔簇效率以及儲層壓裂改造效果,有利于單井產氣量提高。