谢荣华, 王文军

(大庆油田有限责任公司, 黑龙江 大庆 163453)

0 引 言

水平井固井射孔压裂完井方式已广泛为低渗透油气藏、致密油气藏和页岩气藏有效开发所采用。水平井射孔参数对压裂裂缝形态及效果的影响问题也日益受到关注。近10年来国内外学者对水平井射孔参数和优化设计研究越来越重视,Simon等[1]提出了采用水平井定向射孔提高射孔效率和投产效果的方法;Seyed等[2]给出了大位移井射孔孔眼周围应力分布计算公式,分析了固井水泥环及岩石力学特性对应力分布的影响,应用建立的模型分析了射孔方位角、井筒方位角等对破裂压力的影响,提出减小复杂裂缝的射孔优化建议;Bunger等[3]给出了水平井分段压裂射孔投产井参数优化的设计方法,重点对簇间距进行了研究分析;郭建春等[4]给出了直井和水平井井筒附近应力的计算方法和沿垂直方位射孔启裂裂缝的破裂压力计算公式;王磊、虞建业等[5-6]进一步分析了井筒周围应力分布情况,认为井筒周围应力分布不均会影响压裂裂缝启裂和延伸,并通过数值模拟计算分析了射孔方位角和井筒方位角对破裂压力的影响。2012年国外公司开始关注水平井非均匀射孔对压裂的影响,Kirby等[7]提出了均匀射孔、均衡压裂的理念和减少水平井射孔非均匀程度的相应对策。水平井完井优化设计中通常都假设射孔炮眼孔径均一,深度相同,但在实际水平井射孔施工中,由于存在射孔不均一的问题,会对水平井压裂裂缝产生影响。本文针对水平井射孔枪偏心和水泥环偏置导致井筒上下方向射孔不均匀的问题,通过实验和定量分析,研究了偏心射孔对孔径、穿深及压裂的影响。

1 水平井偏心射孔问题

水平井射孔方式主要有电缆泵送射孔枪传输射孔和油管(连续油管)传输射孔等2种方式。无论采用哪种方式,由于重力作用,射孔枪通常都贴靠在套管下部,造成不同方向射孔的孔径和穿深不同。在固井过程中,由于重力作用,水平段上部油层套管与井筒的间隙较大,水泥环较厚,下部油层套管与井壁的间隙小,水泥环较薄,套管和水泥环存在偏心的情况,加剧了水平井射孔偏心的严重程度,导致对孔径和穿深的影响更加明显[2,8]。

水平井常规射孔中,射孔枪靠近套管下部一侧的孔眼直径大,穿深大;离射孔枪较远的套管上方的孔眼直径小,穿深小(见图1)。在水平井压裂优化设计中,人们更多地关注射孔参数优化,如射孔簇数,每簇孔数、长度、孔密和位置,簇间距及射孔相位等,通常假设射孔孔眼大小相等、压裂过程中进液量相等,忽视了偏心射孔造成在井筒周向射孔孔径尺寸不均、穿深不同的问题。水平井偏心射孔对射孔孔径、穿深以及后期压裂裂缝启裂和延伸的影响未引起广泛的注意。

图1 重力作用下射孔枪和套管在水平井中的偏心示意图

2 水平井偏心射孔对射孔孔径和穿深的影响

斯伦贝谢公司室内试验实验资料显示,常规射孔(射孔枪86 mm、装药量23 g)在5.5 in*非法定计量单位, 1 in=25.4 mm,下同模拟水平井套管中射孔的孔眼直径可差1倍以上(见图2、表1)。设计的孔眼直径为0.36 in,面积为0.1 in2,而实际射孔后周向孔眼直径和面积变化率分别达到35.7%和63.8%。

图2 水平井偏心射孔周向孔径变化室内试验结果

相位/(°)流体间隙/mm平均孔径/mm孔眼面积/mm205 113 2135 56012 711 7109 712027 96 432 318038 16 132 324027 96 432 330022 911 7109 7平均9 275 3变化35 7%63 8%

大庆油田对水平井偏心射孔的影响进行了95型射孔枪装YD89弹在5.5 in套管内水泥靶射孔实验测试。结果表明,在水平井段射孔枪紧靠套管的下部,射孔孔径可达12 mm,深度约800 mm;上部射孔孔径仅4 mm,深度约500 mm(见表2)。

表2 95型射孔枪装YD89弹5.5 in套管偏心打靶实验

3 偏心射孔对水平井压裂裂缝启裂和延伸的影响

在统一考虑井筒轨迹、射孔、水泥环和地层模型基础上,研究偏心射孔对裂缝启裂和延伸的影响。

3.1 水平井射孔井筒周围应力分析

考虑井轴坐标系中水平井井筒周向应力(σt)、正应力(σx、σy、σz)和剪应力分量(τrθ′、τrz′、τθz′)和井筒内压(pw)的情况,当水平井筒轴线沿最小主应力σh方向时,φ=90°,σx=σv、σy=σH、σz=σh时,由未射孔圆柱型井筒应力场及射孔孔眼形成的应力场叠加而成的射孔完井水平井筒应力场(见图3)可由式(1)表达

σr′=pw+δφ(pw-pp)

σθ′=-2pw(1+cos 2θ′)+(σv+σH)(1+2cos 2θ′)+

σh(1-2cos 2θ′)-2(σv-σH)[ν(1-2cos 2θ′)+

σz′=pw+δφ(pw-pp)-2νcos 2θ′[σh-σv-σH+

pw+2(1-ν)(σv-σH)]-4ντθzsin 2θ′-

τrθ′=τrz′=τθz′=0

(1)

式中,σr为水平井筒径向应力,MPa;σθ为水平井筒切向应力,MPa;σz为水平井筒轴向应力,MPa;σv为上覆地应力,MPa;σr′为水平井筒射孔孔眼的径向应力,MPa;σθ′为水平井筒射孔孔眼的切向应力,MPa;σz′为水平井筒射孔孔眼的轴向应力,MPa;τrθ′、τθz′和τrz′分别为井壁处相应方向的剪应力分量,MPa;θ为射孔轴线与井筒半径方向的夹角,(°);φ为相位角,(°);α=为Biot系数;φ为孔隙度;ν为泊松比;δ为渗透性系数,对于渗透性地层,δ=1,对于非渗透性地层,δ=0;pp为初始地层孔隙压力,MPa;pw为井筒内压力,MPa。

图3 水平井射孔井筒几何模型和应力分布示意图

对于渗透性储层(δ=1),当射孔孔眼与井筒垂直(θ=0°),令K=φ(1-ν)/(1-2ν),周向应力(σt)可进一步简化为

(1-6ν)σv+(6ν-3)σH+3σh-

3K(pw-pp)-αpp=-σt

(2)

从式(2)可以看出,射孔炮眼在井壁上的周向应力为最大,随着与井筒距离增大,周向应力随之降低,并趋近于主应力。以大庆葡萄花及扶余油层水平井为例,应用式(2)分析射孔孔眼端部的周向地应力。对于沿水平最小主应力方向布置埋深1 800 m水平井筒,采用外径140 mm套管固井完井,垂直于井轴的水平应力(σx)为35 MPa,垂向主应力(σz)为41 MPa,由式(2)计算可得到井筒上下方向射孔深度和井筒半径之比(L/r,L为射孔穿深,mm;r为井筒半径,mm)与地应力的关系曲线(见图4),计算数据结果见表3,σ(35,41)为在此条件下的水平井筒垂向的孔端应力。由表3可以看出,射孔穿深越大,孔端应力越接近地层水平主应力,当射孔穿深超过6倍井筒半径(≥420 mm),孔端的应力仅比水平主应力高1 MPa;射孔穿深越小,孔端需克服的地应力值明显增加,当射孔穿深不足3倍井筒半径(<210 mm)时,会出现难以压开的情况。

3.2 偏心射孔对孔眼压开程度及破裂压力的影响

图4 水平井垂向射孔深度与孔端应力图

L/r012345678910σ(35，41)/MPa6443 939 137 336 936 536 135 835 635 535 4

当水平井由于射孔枪偏心、套管偏置及水泥环上下不均导致不同方向射孔不均匀时,在上述算例条件下,当向上的射孔穿深小于3倍井筒半径时,就会出现压不开的现象。

引入上下射孔非均匀指数f,定义

(3)

式中,Lup为向上的射孔穿深,mm;Ldown为向下的射孔穿深,mm。在水平井筒中,f<1。

在外径140 mm套管的水平井中,普遍使用95型射孔枪,通过贝雷砂岩靶试验测试可知,其正常情况下射孔最大穿深可达800 mm。在水平井中由于受偏心射孔的影响,向下和向上射孔穿深将受到射孔枪偏心、套管偏置及水泥环偏心程度的影响而变化。压裂时孔眼被压开的破裂压力可简化为孔端应力与岩石抗张强度之和。通常情况,水平井筒上下岩石抗张强度相等,由此可得到f与上下射孔端破裂压力差值的关系曲线(见图5)。

常规压裂施工时,井底净压力(井底压力与水平最小主应力差)通常小于2 MPa,由图5可以看出,在f<0.3的水平井射孔偏心情况下,上下孔之间的破裂压力差值(Δσ)已超过2 MPa,上部孔眼难以压开,会出现裂缝单向延伸的问题。

图5 射孔非均匀指数与上下孔端破裂压力差关系图

对于分簇射孔压裂井段,常规电缆泵送射孔枪无法在井筒内实现定位,使得不同簇的射孔方位角随机发生变化,如采用大相位角(180°)射孔,簇间的破裂压力同样会因射孔枪方位变化而产生较大差别,在多段同时压裂过程中,则有可能出现射孔穿深总体较小的簇难以被压开的情况,这将导致部分井段无法达到压裂改造效果的严重后果。

3.3 偏心射孔对裂缝延伸的影响

对于被压开的水平段上部孔眼,当裂缝从孔眼端部延伸出去后,随着与井筒距离的增大,所需克服的地应力将与下端的延伸缝相近。但是,射孔偏心作用仍然会严重影响裂缝的延伸,产生上下方向裂缝延伸不对称的现象,主要表现在2个方面:①上部孔眼小,当施工排量较大时,产生的节流压差将明显大于下部孔眼,减少了上部孔眼的单孔分流排量,导致上下孔眼进液量不均匀,形成上下延伸不等的非对称裂缝;②上部孔眼端部应力相对较大,裂缝口狭窄,易在缝口产生砂堵,阻止裂缝向上部延伸,加剧了裂缝的非对称性。

压裂过程中,压裂液通过单个孔眼的摩阻Ppf可用式(4)计算

(4)

式中,Ppf为压裂液通过单个孔眼的摩阻,MPa;ρ为流体密度,kg/m3;Qi为单孔排量,m3/min;Dp为孔眼直径,m;Cp为孔眼流量系数,无量纲。

对于水平井同一段压裂井段,假设上下孔眼位置的岩石物性相同,对于已压开的裂缝,裂缝延伸端部的压力相同,则从井筒到上下孔眼裂缝端部的压力损失相同,可推导出流经上下孔眼的流量关系

(5)

式中,Qi,down为水平井筒下部的单孔排量,m3/min;Qi,up为水平井筒上部的单孔排量,m3/min;Dp,down为水平井筒下部的孔眼直径,m;Dp,up为水平井筒上部的孔眼直径,m。压裂时,流经上下孔眼的流量比等于孔眼面积比的平方。

对于每一个孔眼产生的延伸裂缝的体积,根据实验数据,按照上下孔眼直径相差1倍计算,在上下部射孔孔眼数相同的情况下,下部孔眼的进液量可达到上部孔眼的4倍,压裂裂缝规模也将近似相差4倍。

裂缝的非均匀延伸将影响压裂效果。对于葡萄花储层水平井穿层压裂,如果目标层在上部,上部裂缝延伸规模小,将难以实现有效穿层。对于有底水的水平井,裂缝过度向下延伸,可能会导致油井压后大量产水。此外,裂缝过度向下延伸,超过储层后,易导致储层下部无效沉砂,降低储层内的有效裂缝支撑,影响压裂效果。

4 结论与建议

(1) 通过实验对比,分析了水平井在固井和射孔过程中由于重力作用引起射孔枪偏心和水泥环偏置导致井筒上下方向射孔不均匀的问题。偏心射孔实验结果表明,水平段井筒上部和下部的孔径和穿深差异大。

(2) 在射孔完井水平井筒应力模型理论计算基础上提出了定量表征水平井偏心射孔影响的射孔非均匀指数(f)并给出计算方法,可以用来定量描述非均匀射孔对孔眼直径、穿深及上下孔眼破裂压力差的影响,为研究分析偏心射孔对裂缝起裂和延伸的影响提供了手段。

(3) 实例计算结果表明,当射孔穿深小于3倍井筒半径时,会出现难以压开的情况;当射孔非均匀指数小于0.3时,上下孔眼破裂压力差将大于2 MPa,致使上部孔眼难以压开,即使能够压开上部裂缝,也会产生严重的上下裂缝面非均匀延伸、上部裂缝口狭窄、易出现砂堵风险问题。

(4) 建议加强水平井射孔实际效果测试及测井诊断,进一步确定射孔枪偏心对射孔及压裂施工的影响;即使采取射孔枪扶正等措施,也不能完全消除由于水平井固井水泥环偏置引起的非均匀射孔问题,建议加强超深穿透等径射孔技术研究攻关,提高水平井射孔有效性,消除射孔非均匀效应的影响。

参考文献:

[1] Simon P B, William D M, Edgar W V, et al. Advances in Horizontal-oriented Perforating Optimize Perforation Efficiency and Production While Maintaining Borehole Stability [C]∥SPE 80929, 2003.

[2] Seyed A F, Reza S S, Peyman P. Dealing with the Challenges of Hydraulic Fracture Initiation in Deviated-cased Perforated Boreholes [C]∥SPE 132797, 2010.

[3] Bunger A P, Jeffrey R G, Zhang X. Constraints on Simultaneous Growth of Hydraulic Fractures from Multiple Perforation Clusters in Horizontal Wells [C]∥SPE 163860, 2013.

[4] 郭建春, 邓燕, 赵金洲. 射孔完井方式下大位移井压裂裂缝起裂压力研究 [J]. 天然气工业, 2006, 26(6): 105-107.

[5] 王磊, 张乐宇, 李菁菁, 等. 水平射孔井射孔参数及起裂压力研究 [J]. 重庆科技学院学报: 自然科学版, 2013, 15(5): 57-60.

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[7] Kirby J W, Kevin W, Terry J. Engineered Perforation Design Improves Fracture Placement and Productivity in Horizontal Shale Gas Wells [C]∥SPE 154582, 2012.

[8] Kevin W, Kirby J W. Designing Completions in Horizontal Shale Gas Wells: Perforation Strategies [C]∥SPE 155485, 2012.