2. 中国石油长庆油田分公司油气工艺研究院, 陕西西安 710021
2. Oil and Gas Technology Research Institute, PetroChina Changqing Oilfield Company, Xi'an, Shaanxi, 710021, China
非常规油气资源普遍具有渗透率低、产层薄、层数多和层间物性差异较大等性质[1],分层压裂为开发该类油气藏的主要技术[2,3,4,5,6],但现有分层压裂技术压裂层数有限,存在较大的局限[7]。滑套固井分段压裂技术是在固井技术的基础上、结合了开关式固井滑套而形成的多层分段压裂完井技术,与常规分层压裂技术相比,具有不受层级限制、层数越多优势越明显等特点[7,8,9],成为开发非常规油气资源的有效技术手段[10]。国外石油公司已在滑套固井压裂技术的研究上取得了较大的进展,并在现场进行了大规模的应用,取得了较好的效果[11,12,13,14]。
固井滑套端口是压裂液向水泥环或地层流通的通道,其合理的设计可以降低起裂压力,减轻含砂流体对滑套孔眼周边的冲蚀磨损[15],减少复杂裂缝的产生和生成较宽的单一对称裂缝。国外已针对φ139.7 mm套管开展了固井滑套端口参数对起裂压力影响的试验研究,然而该研究的端口类型及试验样本数较少,且端口面积不尽相同。因此,笔者对国内油田现场常用的φ168.3 mm固井滑套设计了不同类型的端口,并进行了滑套固井压裂试验,对试验得到的各类型端口下的起裂压力进行了有限元数值模拟分析,从降低起裂压力的角度优选了端口参数,以期为φ168.3 mm及其他尺寸固井滑套端口参数的优选提供依据及参考。
1 滑套固井压裂试验 1.1 试验方案固井滑套的端口基本参数主要包括角度、长度、数量及有无侧翼,综合考虑以上参数,共设计11种端口。为了使相同压力条件下端口水泥环处得到的水力能量相同,设计的各种类型端口面积相同,则各端口类型宽度不同。其中,翼型端口及带角度槽型端口如图 1所示。
将端口角度为0°、长度为160 mm、数量为6的槽型端口作为基准端口,设计其余10种端口的参数(见表 1),将其余10种端口的试验结果与基准端口进行比较,分析端口参数变化对起裂压力的影响。
端口类型 | 端口角度/(°) | 端口长度/mm | 端口数量/个 |
槽型(基准)端口 | 0 | 160 | 6 |
翼型端口 | 0 | 160 | 6 |
不同角度槽型端口 | 15 | 160 | 6 |
30 | |||
45 | |||
不同长度槽型端口 | 0 | 120 | 6 |
200 | |||
240 | |||
不同数量槽型端口 | 0 | 160 | 2 |
3 | |||
4 |
其中,基准端口与翼型端口用于比较端口有无侧翼对起裂压力的影响;基准端口与不同角度、不同长度、不同数量槽型端口,分别研究端口角度、端口长度及端口个数对起裂压力的影响。
1.2 试验样本制备采用水泥砂浆岩样代替天然岩心进行水力压裂模拟试验。将水与G级油井水泥按质量比0.4∶1.0混合制成模拟固井用水泥环;将水泥型号为425的水泥与黄沙、水按质量比为1.00∶2.00∶0.42混合制成模拟地层。在试验样本制作过程中,先将φ168.3 mm带端口的滑套与直径为240 mm、高为1.5 m的模具内部环空用水泥浆胶结,养护72 h后拆除模具,以模拟固井水泥环;再将制好的水泥环置于直径为0.9 m、高为1.5 m的模具中,并在环空内灌注水泥砂浆,养护28 d,以模拟地层。按照上述岩样制备方法,每种类型的端口制作3个试验样本,共计33件。
1.3 试验方法将高压泵、高压软管、试验样本、压力变送器和数据采集系统连接安装完毕。开泵进行压裂试验,同时启动数据采集系统记录泵注压力数据,试验样本破裂后观察裂缝形态,并沿裂缝面剖开试验样本,记录裂缝断面。
2 起裂压力试验结果及分析 2.1 起裂压力试验结果根据以上试验方法,依次对33个试验样本进行水力压裂试验,记录试验过程中的压力曲线,得到了33个试验样本的起裂压力(见表 2)。
端口类型 | 起裂压力/MPa | 平均起裂压力/MPa | ||
样本1 | 样本2 | 样本3 | ||
槽型(基准)端口 | 4.21 | 4.16 | 4.28 | 4.22 |
翼型端口 | 4.24 | 4.46 | 4.62 | 4.44 |
15°槽型端口 | 4.56 | 4.48 | 4.67 | 4.57 |
30°槽型端口 | 4.78 | 4.83 | 4.9 | 4.86 |
45°槽型端口 | 4.85 | 4.90 | 5.02 | 4.92 |
120 mm槽型端口 | 5.48 | 5.41 | 5.55 | 5.48 |
200 mm槽型端口 | 3.83 | 3.72 | 3.64 | 3.73 |
240 mm槽型端口 | 3.55 | 3.48 | 3.42 | 3.48 |
2端口 | 6.50 | 6.38 | 6.46 | 6.45 |
3端口 | 5.79 | 5.55 | 5.65 | 5.66 |
4端口 | 5.03 | 4.95 | 4.86 | 4.95 |
由表 2可知,槽型端口起裂压力略低于翼型端口。将端口角度、端口长度及端口数量对起裂压力影响的试验数据采用最小二乘法进行数据拟合,结果如图 2—图 4所示。
由图 2—图 4可以看出,端口角度与起裂压力的关系满足二次函数关系,起裂压力随端口角度的增大而增大,当端口角度达到一定值时,对起裂压力的影响减弱;端口长度与起裂压力之间呈二次函数关系,起裂压力随端口长度的增大而减小,当端口长度达到一定值时,对起裂压力的影响减弱;端口数量与起裂压力呈线性关系,随着端口数量的增加,起裂压力降低。
2.2 滑套端口参数对起裂压力的影响分析采用有限元数值模拟方法对起裂压力试验结果进行分析。根据文献[16,17]等的研究,当井壁存在的最大周向应力大于其抗拉强度时出现初始裂缝,因此可以用端口水泥环处的最大周向应力的大小来衡量起裂压力的大小。试验样本的套管、水泥环及地层材料参数见表 3。
材料 | 弹性模量/ GPa | 泊松比 | 抗拉强度/ MPa | 渗透率/ mD | 孔隙度,% |
套管 | 206 | 0.30 | |||
水泥环 | 11 | 0.25 | 5.2 | 0.002 | 13 |
地层 | 28 | 0.27 | 3.4 | 0.067 | 11 |
根据基准端口的有限元数值模拟结果,端口水泥环处产生了周向应力集中,当端口水泥环处的最大周向应力为5.27 MPa时,达到了水泥环的抗拉强度(见图 5),此时压裂液压力为3.80 MPa,即起裂压力为3.80 MPa,与试验得到的4.22 MPa的平均起裂压力相比,误差仅为9.8%。
当向其他类型端口的套管内壁及端口水泥环处施加3.80 MPa压力时,各类型端口试验样本的水泥环上产生的最大周向应力见表 4。
端口类型 | 最大周向应力/MPa |
槽型(基准)端口 | 5.27 |
翼型端口 | 4.64 |
15°槽型端口 | 4.81 |
30°槽型端口 | 4.47 |
45°槽型端口 | 4.12 |
120 mm槽型端口 | 3.62 |
200 mm槽型端口 | 7.06 |
240 mm槽型端口 | 7.92 |
2端口 | 2.96 |
3端口 | 3.79 |
4端口 | 4.34 |
从表 4可以看出,翼型端口在水泥环处产生的最大周向应力比槽型端口小12%,即翼型端口不利于降低起裂压力;随着端口角度的增大,端口水泥环处产生的最大周向应力有减小的趋势,即起裂压力随着端口角度的增大而升高;端口长度对最大周向应力的影响较大,随着端口长度的增大,最大周向应力增大,即增大端口长度可明显降低起裂压力;随着端口数量的增加,最大周向应力有增加的趋势,即起裂压力随着端口数量的增加而降低。这与试验得到的各类型端口对起裂压力的影响规律一致。
3 裂缝形态分析复杂的水力裂缝形态(包括弯曲缝、多裂缝等)可能会导致缝宽变窄、压裂液效率降低、脱砂和压裂施工净压力过高等问题[18,19],因此需要对生成的裂缝形态进行研究,优选出能生成较宽的单一对称裂缝的端口。
翼型端口及0°槽型端口沿端口方向产生周向应力集中,且固井水泥环脆性较强,因此裂缝由端口处起裂后迅速扩展形成了2条较大的单一对称裂缝(见图 6)。对于带角度的端口,由于水泥环在沿端口角度方向产生周向应力集中,因此试验样本破裂后,裂缝沿端口角度方向扩展,在多个角度方向上形成了至少2个裂缝面的裂缝(见图 7)。以上分析可知,角度为0°的端口有利于生成较宽的单一对称裂缝。
4 结论及建议1) 在端口面积相同的条件下,翼型端口与槽型端口起裂压力相差较小;端口角度及长度与起裂压力分别满足二次函数关系,起裂压力随端口角度、长度的增大或端口数量的增多而降低;端口数量与起裂压力呈线性关系,随着端口数量的增加,起裂压力降低。
2) 翼型端口及端口角度为0°的槽型端口试验样本的裂缝由端口处起裂后,形成了较宽的单一对称裂缝;带角度端口的试验样本破裂后,裂缝沿端口角度方向扩展,在多个角度方向上形成了至少2个裂缝面的裂缝。
3) 研究时未考虑固井滑套与水泥环间第一界面的胶结情况,后续研究中将考虑第一界面胶结质量对起裂压力的影响。
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