頁(yè)巖油水平井體積壓裂期水泥環(huán)失效機(jī)理研究*

徐新紐 趙保忠 黃 鴻 魏瑞華 曹光福 楊 虎 周鵬高

(1.中國(guó)石油新疆油田分公司勘探事業(yè)部2.中國(guó)石油大學(xué)(北京)克拉瑪依校區(qū)3.克拉瑪依職業(yè)技術(shù)學(xué)院)

徐新紐,趙保忠,黃鴻,等.頁(yè)巖油水平井體積壓裂期水泥環(huán)失效機(jī)理研究.石油機(jī)械,2022,50(11):73-80.

0 引言

目前,頁(yè)巖油開(kāi)發(fā)多采用長(zhǎng)段水平井的體積壓裂增產(chǎn)開(kāi)發(fā)方式。在水平井壓裂和返排期間,油層套管內(nèi)為壓裂液的注排壓力,水泥環(huán)承受井周地應(yīng)力的擠壓作用[1-4]。在壓裂液加壓改造過(guò)程中,套管內(nèi)流體壓力增大,導(dǎo)致套管膨脹,并在射孔周邊產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象,易導(dǎo)致水泥環(huán)本體壓縮破壞或拉伸破壞,進(jìn)而引起水泥環(huán)喪失封隔地層和套管的作用。壓裂后的液體返排過(guò)程中,套管內(nèi)流體壓力減小,套管收縮,易導(dǎo)致套管-水泥環(huán)之間產(chǎn)生微間隙,出現(xiàn)第一、第二界面膠結(jié)破壞[4-6]。因此,在分析水泥石應(yīng)力時(shí)考慮壓裂期間井筒溫度和壓力的變化,對(duì)于預(yù)測(cè)水泥環(huán)完整性和層間封隔有效性具有重要意義。

1999年,M.BOSMA等[3]首次建立了套管-水泥環(huán)-井壁組合體的有限元模型,并結(jié)合天然氣儲(chǔ)氣庫(kù)固井作業(yè),提出了水泥環(huán)拉伸、剪切和界面分離等破壞形式。2005年后,國(guó)內(nèi)學(xué)者李軍等[4-5]、陳朝偉等[6]、李子豐等[7]根據(jù)厚壁圓筒理論,建立了套管-水泥環(huán)-井壁組合體的力學(xué)模型,研究了在均勻地應(yīng)力條件下,水泥環(huán)和套管的彈塑性載荷和變形特征。同時(shí),張景富和郭雪利等[1,8]研究了水泥石彈性力學(xué)參數(shù)和厚度對(duì)固井套管載荷及水泥環(huán)完整性的影響規(guī)律。然而,針對(duì)水平井油氣藏,體積壓裂和返排期間的周期載荷作用對(duì)水泥環(huán)密封性的影響,以及對(duì)水泥石力學(xué)性能的具體要求尚缺乏深入研究。

借鑒上述研究成果,筆者針對(duì)頁(yè)巖油水平井壓裂特點(diǎn)和井筒條件,構(gòu)建了均勻地應(yīng)力場(chǎng)的套管-水泥環(huán)-井壁組合體完整性力學(xué)模型。套管中壓力的變化會(huì)顯著影響水泥環(huán)應(yīng)力的大小和分布,將水泥環(huán)的應(yīng)力狀態(tài)及其力學(xué)參數(shù)測(cè)試數(shù)據(jù)代入強(qiáng)度破壞準(zhǔn)則中,即可判斷水泥環(huán)是否失效以及其失效形態(tài)。研究結(jié)果表明,水平井段水泥環(huán)的失效形式包括壓裂期的徑向壓縮或周向拉伸破壞和返排期的微間隙膠結(jié)失效。因此,結(jié)合吉木薩爾頁(yè)巖油的地應(yīng)力、壓力和溫度參數(shù),開(kāi)展了典型井油層固井水泥石的力學(xué)參數(shù)測(cè)試,通過(guò)力學(xué)模擬確定吉木薩爾頁(yè)巖油水平段水泥環(huán)損壞是以返排期的微間隙膠結(jié)失效為主。同時(shí),開(kāi)展了典型井壓裂-返排期水平段水泥環(huán)力學(xué)破壞極限模擬,模擬認(rèn)為水泥環(huán)間隙大小主要取決于井筒內(nèi)外壓差和水泥石的彈性模量。筆者的模擬評(píng)價(jià)給出了避免水平井段水泥環(huán)失效的壓裂作業(yè)參數(shù)和最佳水泥石力學(xué)性能參數(shù),為水泥漿材料合理配比和儲(chǔ)層改造工程參數(shù)的優(yōu)化提供了科學(xué)依據(jù)。

1 水泥環(huán)力學(xué)模型

頁(yè)巖油水平井大規(guī)模體積壓裂期間,地層壓力由原始儲(chǔ)層壓力增大至壓裂注入壓力,返排期間地層壓力隨壓裂液返排而逐漸減小。本文在前人研究成果的基礎(chǔ)上,依據(jù)厚壁筒彈性力學(xué)理論,建立了水平井均勻地應(yīng)力場(chǎng)的水泥環(huán)力學(xué)模型,如圖1所示。圖1中,Ra為套管內(nèi)半徑,m;Rb為水泥環(huán)內(nèi)表面半徑,m;Rc為水泥環(huán)外表面半徑,m;Rd為油氣藏保持原始?jí)毫Φ男褂蜌獍霃?m;pc1為套管-水泥環(huán)界面壓力,Pa;pc2為水泥環(huán)-地層界面壓力,Pa;pi為套管內(nèi)壓,Pa;pf為油氣藏原始?jí)毫?Pa;Ti為井筒內(nèi)溫度,K;Tf為地層溫度,K。

圖1 均勻地應(yīng)力作用下井筒復(fù)合體力學(xué)模型Fig.1 Mechanical model of wellbore complex under uniform in-situ stress

1.1 假設(shè)條件

套管和頁(yè)巖油儲(chǔ)層為均質(zhì)且各向同性,井筒為圓柱體;壓裂前水泥環(huán)與套管和地層的兩界面無(wú)間隙,膠結(jié)良好;套管水泥環(huán)上外載由儲(chǔ)層地應(yīng)力通過(guò)井壁均勻加載[9-12]。

套管-水泥環(huán)-井壁呈軸對(duì)稱,其力學(xué)模型可視為極坐標(biāo)系下的平面應(yīng)變問(wèn)題[13-17](見(jiàn)圖1)。套管內(nèi)表面載荷為高壓注入的壓裂液產(chǎn)生的徑向應(yīng)力,井壁巖石表面承受地應(yīng)力,套管與井壁間的水泥環(huán)內(nèi)、外表面所受載荷在壓裂和返排期存在很大的差異。

1.2 力學(xué)模型

根據(jù)厚壁筒彈性力學(xué)理論,平面應(yīng)變狀態(tài)下厚壁筒徑向應(yīng)力與周向應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系式(本構(gòu)方程)為:

式中:σr為厚壁筒徑向應(yīng)力,Pa;σθ為厚壁筒周向應(yīng)力,Pa;εr為厚壁筒徑向應(yīng)變;εθ為厚壁筒周向應(yīng)變;α為材料的熱膨脹系數(shù),K-1;E為材料的彈性模量,Pa;T為井底溫度,K;μ為材料的泊松比。

套管、水泥環(huán)所受應(yīng)力由井壁和套管內(nèi)壓裂液2部分外力綜合作用來(lái)產(chǎn)生,是2部分外載分別在水泥環(huán)中產(chǎn)生內(nèi)部應(yīng)力的矢量和[18-21]。圖2為水平井段水泥環(huán)在內(nèi)、外力作用下沿徑向r和周向θ的應(yīng)力分布圖。

圖2 在井筒內(nèi)、外壓力作用下水泥環(huán)受力分析Fig.2 Force analysis of cement sheath under internal and external pressure of wellbore

參考水泥環(huán)的邊界幾何參數(shù),水泥環(huán)的徑向應(yīng) 力σcrement、周向應(yīng)力σcθement及最大剪應(yīng)力τmax如下:

將水泥環(huán)邊界應(yīng)力方程式(2)代入本構(gòu)方程(1),可得固井套管-水泥環(huán)-井壁組合體各邊界的徑向位移。

套管外表面徑向位移δcra=sRinbg:

水泥環(huán)內(nèi)表面徑向位移用δcementr=Rb表示,其計(jì)算 公式如下:

水泥環(huán)外表面徑向位移用δcementr=Rc表示,其計(jì)算 公式如下:

地層內(nèi)表面徑向位移用δformationr=Rc表示,其計(jì)算 公式如下:

式中:r為水泥環(huán)任意一點(diǎn)距離井筒中心的距離,m;Es、Ec、Ef分別為套管、水泥石和地層巖石彈性模量,Pa;μs、μc、μf分別為套管、水泥石和地層巖石泊松比;αs、αc、αf分別為套管、水泥石和地層巖石熱膨脹系數(shù),K-1;t為套管厚度,m。

當(dāng)水泥環(huán)內(nèi)部受力未達(dá)到破壞極限或內(nèi)外界面膠結(jié)良好時(shí),套管、水泥環(huán)和井壁巖石的徑向位移處于連續(xù)狀態(tài),連續(xù)位移的關(guān)系如下:

然而,當(dāng)水泥環(huán)內(nèi)部受力達(dá)到其破壞極限,或者其徑向位移不滿足式(7)時(shí),水泥環(huán)將在不同的外載條件下產(chǎn)生不同的破壞或失效形態(tài)。

2 水泥環(huán)破壞形式及水泥石應(yīng)力-應(yīng)變特征

2.1 水泥環(huán)破壞形式分析

通常,水平井油層套管固井后,水泥環(huán)外界面承受地應(yīng)力作用。大規(guī)模壓裂時(shí),套管內(nèi)壓裂液高壓注入導(dǎo)致套管膨脹,易出現(xiàn)水泥環(huán)壓縮或拉伸破壞(見(jiàn)圖3a和圖3b)。壓裂液返排時(shí),套管內(nèi)壓力減小,套管收縮,易出現(xiàn)套管與水泥環(huán)的膠結(jié)面產(chǎn)生微間隙,導(dǎo)致水泥膠結(jié)失效(見(jiàn)圖3c)。

圖3 水平井段固井水泥環(huán)在內(nèi)外壓力作用下的失效形態(tài)Fig.3 Failure forms of cement sheath in horizontal interval under internal and external pressure

水平井在壓裂作業(yè)時(shí),依據(jù)套管-水泥環(huán)-井壁組合體的力學(xué)模型(式(2)),將水泥石力學(xué)測(cè)試數(shù)據(jù)代入Mohr-Coulomb準(zhǔn)則和拉伸破壞準(zhǔn)則,可判斷水泥環(huán)的失效形態(tài)。水平井壓裂返排期間,依據(jù)水泥環(huán)邊界位移方程(式(3)～式(6))求取水泥環(huán)在各邊界徑向位移,依據(jù)式(7)可判斷水泥環(huán)的第一或第二膠結(jié)面是否出現(xiàn)膠結(jié)失效[20-21]及其微間隙的數(shù)值。

2.2 水泥石應(yīng)力-應(yīng)變特征

油井水泥石為一種典型的混合材料彈塑性體,其微觀結(jié)構(gòu)存在各類微缺陷,包括微裂縫-孔隙和非晶體混合物[12,22]。水泥石的微觀結(jié)構(gòu)和組成與大多數(shù)巖石相似,其受外載后的破壞形式及微觀結(jié)構(gòu)演變符合巖石力學(xué)中的相關(guān)破壞規(guī)律和破壞準(zhǔn)則[23-26]。因此,有必要對(duì)固井凝固后的水泥石進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試。同時(shí),水泥石的力學(xué)性能與水泥漿的配方密切相關(guān),需針對(duì)目標(biāo)井的壓裂作業(yè)和排采作業(yè)條件,開(kāi)展特定配方水泥石的應(yīng)力-應(yīng)變測(cè)試,其強(qiáng)度與彈性參數(shù)是開(kāi)展水泥環(huán)完整性評(píng)價(jià)的基礎(chǔ)。

采集吉木薩爾頁(yè)巖油水平井油層套管固井的同一配方水泥漿,制備6塊密度為1.6 g/cm3的水泥石樣品(見(jiàn)圖4)。

圖4 吉木薩爾頁(yè)巖油油層固井水泥石力學(xué)測(cè)試照片F(xiàn)ig.4 Mechanical test photos of cementing cement in Jimsar shale oil reservoir

分別采用單軸和三軸抗壓強(qiáng)度測(cè)試裝置,繪制其應(yīng)力-應(yīng)變曲線(見(jiàn)圖5),可獲得的力學(xué)參數(shù)包括:單軸抗壓強(qiáng)度、彈性模量、泊松比、內(nèi)聚力及內(nèi)摩擦角等,如表1和表2所示。

表1 吉木薩爾頁(yè)巖油油層固井水泥石樣品單軸應(yīng)力測(cè)試結(jié)果Table 1 Uniaxial stress test results of cement samples in Jimsar shale oil reservoir

表2 吉木薩爾頁(yè)巖油油層固井水泥石樣品三軸應(yīng)力測(cè)試結(jié)果Table 2 Triaxial stress test results of cement samples in Jimsar shale oil reservoir

圖5 吉木薩爾頁(yè)巖油水泥石樣品應(yīng)力-應(yīng)變測(cè)試曲線Fig.5 Stress-strain test curve of Jimsar shale oil cement samples

3 實(shí)例分析

吉木薩爾陸相頁(yè)巖油地質(zhì)認(rèn)識(shí)和工程技術(shù)攻關(guān)走過(guò)了勘探發(fā)現(xiàn)、先導(dǎo)性試驗(yàn)和開(kāi)發(fā)試驗(yàn)3個(gè)階段,經(jīng)歷了“認(rèn)識(shí)-實(shí)踐-再認(rèn)識(shí)-再實(shí)踐”的過(guò)程。為了給儲(chǔ)層改造和后期生產(chǎn)提供優(yōu)質(zhì)的井筒條件[27-28],本文以吉木薩爾頁(yè)巖油JHW00421井為例,開(kāi)展水平井封固段壓裂和返排期間油層套管水泥環(huán)力學(xué)完整性評(píng)價(jià)。

同時(shí),研究水泥環(huán)完整性的影響因素,主要針對(duì)水泥石強(qiáng)度參數(shù)進(jìn)行敏感性分析,尋找最佳參數(shù)組合和技術(shù)對(duì)策。

3.1 典型井基本參數(shù)

JHW00421井為吉木薩爾頁(yè)巖油典型的超長(zhǎng)水平段水平井,其井身結(jié)構(gòu)如圖6所示。該井水平段長(zhǎng)3 100 m,儲(chǔ)層為二疊系蘆草溝組(P2l22-2),終靶點(diǎn)垂深為2 747.1 m,井口偏移距為174.0 m,水平井眼方位為260°,井斜角為84°～87°。為實(shí)現(xiàn)3 100 m水平段安全鉆井,該井采用三開(kāi)井身結(jié)構(gòu):一開(kāi)采用?444.5 mm鉆頭鉆進(jìn),?339.7 mm表層套管下深500.0 m,采用內(nèi)管注水泥固井,水泥漿返至地面,封隔地面疏松地層;二開(kāi)采用?311.2 mm鉆頭鉆至燒房溝組底界中完,下入?244.5 mm技術(shù)套管,水泥返至1 500.0 m,封固梧桐溝組可能油氣水層及其上部不穩(wěn)定地層,為水平段安全快速鉆進(jìn)創(chuàng)造條件;三開(kāi)采用?215.9 mm鉆頭鉆至完鉆井深,下入?139.7 mm P110級(jí)油層套管固井,水泥漿返至2 550.0 m。油層套管彈性模量為206 GPa,泊松比0.3。壓裂時(shí)管內(nèi)流體注入壓力為70～85 MPa,水泥環(huán)第一和第二膠結(jié)面的膠結(jié)強(qiáng)度為2.6 MPa,水泥環(huán)抗拉強(qiáng)度為3.0 MPa。

圖6 JHW00421井井身結(jié)構(gòu)圖Fig.6 Wellbore structure of Well JHW00421

3.2 壓裂時(shí)水泥環(huán)應(yīng)力與失效分析

圖7為JHW00421井壓裂期間水泥環(huán)的徑向與周向應(yīng)力分布圖。

圖7 JHW00421井壓裂時(shí)水泥環(huán)徑向與周向應(yīng)力分布Fig.7 Radial and circumferential stress distribution of cement sheath during fracturing of Well JHW00421

圖7中St1和St2分別為水泥環(huán)第一、第二膠結(jié)面強(qiáng)度。該井壓裂時(shí)水泥環(huán)所受徑向應(yīng)力為壓縮力,周向應(yīng)力為拉應(yīng)力?？拷坠芤粋?cè)徑向和周向應(yīng)力絕對(duì)值大,靠近井壁一側(cè)徑向和周向應(yīng)力絕對(duì)值小,徑向壓應(yīng)力為2.1～3.7 MPa,周向拉應(yīng)力不超過(guò)2.0 MPa,遠(yuǎn)小于水泥環(huán)的抗壓強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度。根據(jù)徑向應(yīng)力、周向應(yīng)力、水泥石的抗壓強(qiáng)度及抗拉強(qiáng)度的對(duì)比分析,認(rèn)為水泥環(huán)不會(huì)發(fā)生壓縮破壞和拉伸破壞。以水泥環(huán)內(nèi)表面和外表面為考察對(duì)象,根據(jù)內(nèi)、外表面上的正應(yīng)力與切應(yīng)力繪制莫爾應(yīng)力圓,發(fā)現(xiàn)應(yīng)力圓位于庫(kù)倫應(yīng)力破壞包絡(luò)線之下。這說(shuō)明吉木薩爾頁(yè)巖油在固井質(zhì)量合格的條件下,水平井段壓裂期間水泥環(huán)不會(huì)發(fā)生壓縮破壞。

3.3 返排期水泥環(huán)微間隙失效分析

根據(jù)水泥環(huán)的微間隙理論模型,返排期井筒降壓時(shí),水泥環(huán)出現(xiàn)微間隙的主要影響因素為井筒內(nèi)外壓差、水泥石的彈性模量、抗壓強(qiáng)度及泊松比等。圖8為壓裂液返排期水平段水泥環(huán)微間隙隨各因素的變化曲線。由圖8可知,該井壓裂后返排期間,水泥石的抗壓強(qiáng)度和泊松比對(duì)水泥環(huán)間隙的影響程度不大。而在井筒內(nèi)外壓差為20 MPa時(shí),水泥環(huán)間隙隨彈性模量變化出現(xiàn)臺(tái)階式的變化,當(dāng)彈性模量大于6 GPa時(shí)水泥環(huán)出現(xiàn)膠結(jié)失效,微間隙達(dá)30μm。在水泥石力學(xué)性能確定的前提下,水泥環(huán)間隙與井筒內(nèi)外壓差近似呈正比。

圖8 水泥環(huán)微間隙隨各因素的變化曲線Fig.8 Variation of cement sheath micro-annulus with various influencing factors

假設(shè)壓裂液返排期水泥環(huán)間隙大于30μm視為水泥環(huán)膠結(jié)失效。研究認(rèn)為,壓裂液返排期出現(xiàn)微間隙失效時(shí)的井筒內(nèi)外臨界壓差與水泥石彈性模量呈反比,如圖9所示。該井水泥石彈性模量為3.5～4.1 GPa,返排的井筒內(nèi)外臨界壓差應(yīng)小于25 MPa。

圖9 微間隙失效時(shí)井筒內(nèi)外臨界壓差與水泥石彈性模量關(guān)系曲線Fig.9 Relationship between critical pressure difference inside and outside wellbore and elastic modulus of cement during micro-annulus failure

4 結(jié)論

(1)頁(yè)巖油開(kāi)發(fā)多采用水平井多級(jí)或體積壓裂的方式,水平井段壓裂過(guò)程中套管內(nèi)流體壓力增大,套管膨脹,可能導(dǎo)致水泥環(huán)壓縮破壞或拉伸破壞。壓裂液返排過(guò)程中,套管內(nèi)流體壓力減小,套管收縮,可能導(dǎo)致套管-水泥環(huán)之間產(chǎn)生微間隙。水平井段固井水泥環(huán)的主要失效形式為壓裂期的徑向壓縮或周向拉伸破壞,以及返排期的微間隙膠結(jié)失效。

(2)吉木薩爾頁(yè)巖油開(kāi)發(fā)層為蘆草溝組,埋深2 000～4 000 m。隨著埋深增加其破裂壓力不斷增大,但均未超過(guò)100 MPa。在固井質(zhì)量合格的條件下,吉木薩爾頁(yè)巖油水平井壓裂期間水泥環(huán)不會(huì)發(fā)生失效。固井頂替效率對(duì)水泥石強(qiáng)度影響較大,壓裂射孔段設(shè)計(jì)應(yīng)避開(kāi)固井水泥的混漿帶位置。

(3)返排期水泥環(huán)微間隙膠結(jié)失效的主要影響因素為井筒內(nèi)外壓差和水泥石的彈性模量。壓裂液返排期出現(xiàn)微間隙失效時(shí)的井筒內(nèi)外臨界壓差與水泥石彈性模量呈反比。因此,需優(yōu)化固井水泥漿配方,加入一定比例的韌性材料降低水泥石彈性模量,同時(shí)適當(dāng)控制井口回壓和返排液量,減小井筒內(nèi)外壓差,防止水泥環(huán)界面膠結(jié)失效。