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武隆区块常压页岩气藏低成本压裂技术

周博成, 熊炜, 赖建林, 房启龙

周博成, 熊炜, 赖建林, 房启龙. 武隆区块常压页岩气藏低成本压裂技术[J]. 石油钻探技术, 2022, 50(3): 80-85. DOI: 10.11911/syztjs.2022011
引用本文: 周博成, 熊炜, 赖建林, 房启龙. 武隆区块常压页岩气藏低成本压裂技术[J]. 石油钻探技术, 2022, 50(3): 80-85. DOI: 10.11911/syztjs.2022011
ZHOU Bocheng, XIONG Wei, LAI Jianlin, FANG Qilong. Low-Cost Fracturing Technology in Normal-Pressure Shale Gas Reservoirs in Wulong Block[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2022, 50(3): 80-85. DOI: 10.11911/syztjs.2022011
Citation: ZHOU Bocheng, XIONG Wei, LAI Jianlin, FANG Qilong. Low-Cost Fracturing Technology in Normal-Pressure Shale Gas Reservoirs in Wulong Block[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2022, 50(3): 80-85. DOI: 10.11911/syztjs.2022011

武隆区块常压页岩气藏低成本压裂技术

基金项目: 中国石化科技攻关项目“常压页岩气钻完井及配套工艺技术研究” (编号:P21087-5)资助
详细信息
    作者简介:

    周博成(1994—),男,江苏宜兴人,2016年毕业于中国石油大学(北京)石油工程专业,2019年获中国石油大学(北京)油气井工程专业硕士学位,助理工程师,主要从事非常规油气储层改造及岩石力学相关研究。E-mail:zhoubch@outlook.com

  • 中图分类号: TE357.1

Low-Cost Fracturing Technology in Normal-Pressure Shale Gas Reservoirs in Wulong Block

  • 摘要:

    武隆区块常压页岩储层能量低,产量较低,实现效益开发难度大,为此,开展了低成本压裂开发技术研究。在分析武隆区块压裂改造技术难点的基础上,进行了诱导应力计算、压裂裂缝模拟和压裂费用对比,优化了压裂段长、簇数和压裂施工参数,优选了压裂材料和压裂设备,形成了“短段长+单簇滑套+低黏滑溜水+低成本石英砂+高砂比连续加砂”的压裂施工工艺,并在武隆区块A 井进行现场试验。通过应用无限级滑套完井工艺和实时调整现场压裂参数,A 井压后产量与同平台“中等段长+密切割+全陶粒支撑剂”压裂井产量相当,压裂成本降低52.8%,并实现了单井单日8 段压裂施工。低成本压裂技术为武隆区块常压页岩气的效益开发提供了新的技术途径。

    Abstract:

    Normal-pressure shale reservoirs in Wulong Block have low energy and production, and suffer from difficulties in beneficial development. For this reason, a low-cost fracturing technology was studied for its development. Considering difficulties of fracturing stimulation in Wulong Block, induced stress calculation, fracture simulation, and fracturing cost comparisons were carried out. This allowed the fracturing stage length, number of clusters, and operation parameters to be optimized. Further, the fracturing materials and equipment were chosen. A new fracturing technology was thereby developed, involving a short fracturing stage length, a single-cluster sleeve, low-viscosity slick water, low-cost quartz sand, continuous sand addition at a high proppant concentration, which was then applied in the field test on Well A in Wulong Block. Through the application of the unlimited sliding sleeve completion and the real-time adjustment of on-site fracturing parameters, the production of Well A after fracturing was comparable to that of the fracturing well on the same platform with fracturing parameters of a medium fracturing stage length, tight cluster spacing, and ceramic proppants. In this study, the fracturing cost was reduced by 52.8%, and the fracturing performance sped up to 8 stages per day. The low-cost fracturing technology has provided technical reference for the beneficial development of normal-pressure shale gas in Wulong Block.

  • 近年来,火成岩油气藏已成为勘探开发的新领域,有望成为油气资源新的增长点[1-2],但火成岩具有岩性复杂多变、致密坚硬、可钻性差、研磨性高等特点[3-5],导致钻井速度慢,成本高,严重制约了火成岩油气藏的高效开发。岩石的可钻性和研磨性是优化钻井设计的依据[6-9],已经形成了一套定量评价岩石可钻性的行业标准,但岩石研磨性的测定方法还未统一[10-12]。目前,测定岩石研磨性的方法可分为磨铣法和钻孔法2大类:磨铣法的特点是工具在岩石表面作摩擦运动,反映岩石的研磨性,适合用来研究岩石研磨性机理,国内外研究者多采用该方法;钻孔法接近实钻工况,多用于预测钻井工具的寿命或磨损量。研磨性测试采用的标准件有青铜棒、低碳钢棒、银亮钢、硬质合金和铜针等金属材料[13],这些金属材料易产生粘连,在坚硬质密的火成岩上易发生打滑现象,不能反映钻头研磨火成岩的本质。因此,研究火成岩研磨性的定量评价方法具有十分重要的意义。本文以特制的金刚石孕镶块为研磨标准件,通过试验测定了常见火成岩岩样的研磨性,分析了火成岩岩样研磨性与其物理力学参数之间的关系,建立了火成岩研磨性预测模型,以便为高效开发火成岩油气藏钻头选型和优化钻井设计提供依据。

    自主设计了一套新型岩石研磨性试验装置,该试验装置主要包括控制系统、加压系统、旋转系统、试验钻头、转盘系统和冷却系统,如图1所示。采用钻–磨法测试岩样的研磨性:钻,即试验钻头在旋转系统和加压系统的共同作用下自转,以一定的转速(n)和钻压(W)钻进岩样;磨,即转盘系统带动岩样回转,试验钻头相对岩样公转,标准件磨削岩石表面。钻–磨法中,自转模拟钻头的钻进过程,公转有利于提高研磨性试验的效率,试验后的岩样表面为规整的圆面,保证了岩心的完整性,起到了节省岩心的作用。试验原理如图2所示。

    图  1  岩石研磨性试验装置
    Figure  1.  Rock abrasiveness test device
    图  2  岩石研磨性试验示意
    Figure  2.  Schematic diagram of rock abrasiveness test

    以663青铜粉作为胎体材料,人造金刚石粉作为骨架材料,采用冷压烧结工艺,制作了洛氏硬度HRC40的研磨标准件,为直径8.0 mm、长13.0 mm的圆柱体。研磨标准件具有以下特点:1)具有足够的强度,能承受轴向力和切向力;2)耐磨性低,能快速磨损,以便在短时间内测定其磨损量;3)具有自锐性,可以吃入火成岩,反映标准件研磨火成岩的本质。

    选用斜长花岗岩(可钻性级值6.09)和玄武岩(可钻性级值8.40)为试验岩样,岩样转速固定为8 r/min,在不同钻头转速(95,150,198,232和314 r/min)和不同钻压(400,600和800 N)下进行研磨试验,以优选钻头转速;固定钻头转速,在不同钻压(200,400,600,800和1 000 N)下进行研磨试验,以优选钻压。每种岩样试验3次后取平均值,每次试验10 min,结果如图3图5所示。

    图  3  不同钻压下斜长花岗岩岩样和标准件磨损量与钻头钻速的关系
    Figure  3.  Relationship between the abrasion losses of oblique granite sample and standard part and the drilling speed of drill bit under different WOB
    图  5  不同岩性岩样和标准件磨损量与钻压的关系(转速198 r/min)
    Figure  5.  Relationship between abrasion losses and WOB of rock samples with different lithology and standard parts (rotary speed of 198 r/min)

    图3图4可以看出:当钻压一定时,岩样和标准件的磨损量均随钻头转速增大而增大;当钻头转速小于198 r/min时,2种岩样磨损量的增加幅度较大;钻头转速大于198 r/min时,岩样磨损量的增加幅度减小,并趋于平稳;标准件磨损量在2种岩样的变化规律与岩样磨损量大致相当,均在钻头转速为198 r/min时出现拐点。其原因是:当钻压一定、钻头转速较小时,标准件与岩样的摩擦路程较小,岩样与标准件的磨损量都较小;当钻头转速较大时,标准件与岩石的摩擦路程增长,岩样磨损量增大,产生的岩屑增多,对标准件造成了重复磨损。为了测试岩石的纯研磨性,钻头转速选择198 r/min。

    图  4  不同钻压下玄武岩岩样和标准件磨损量与钻头转速的关系
    Figure  4.  Relationship between the abrasion losses of basalt sample and standard part and the rotary speed of drill bit under different WOB

    图5可以看出,钻头转速为198 r/min时,2种岩样和标准件的磨损量均随钻压增大而增大,但在钻压增至800 N时增大幅度变得很小。其原因是:随着钻压增大,岩样与标准件之间的摩擦力不断增大,岩石和标准件的磨损量不断增大;但钻压过大时,标准件表面的金刚石很快被磨钝,导致岩样进尺减小,标准件的磨损量也随之减小。为了保证岩样和标准件都有明显的磨损,钻压选择800 N。

    收集了斜长花岗岩、花岗斑岩和石英正长岩等10种常见的火成岩岩样,在钻压800 N、钻头转速198 r/min和岩样转速8 r/min条件下测试了这些岩样的研磨性,每次测试5 min,每种岩样测试5次。每次研磨后用精度为0.02 mm的游标卡尺测量岩样破碎高度和标准件磨损高度并记录,用精度0.001 g的电子天平测量标准件的磨损质量并记录。岩石的研磨性为其固有属性,为了进行量化比较,采用标准件磨损质量与岩样破碎量之比、标准件磨损质量与岩样破碎体积之比和单位时间内标准件磨损质量这3个研磨性指标对其进行量化评价,用这3个指标分别从研磨性指标数值的变化范围和均值2个方面对比分析每种岩样的研磨性。分析发现:标准件磨损质量与岩样破碎量之比不能有效区分花岗斑岩和石英正长岩的研磨性,研磨性范围重叠;标准件磨损质量与岩样破碎体积之比能够将每种岩样的研磨性区分开,具有很高的分辨率;根据单位时间内标准件磨损质量分析出的研磨性范围重叠严重,分辨率最差。因此,采用标准件磨损质量与岩样破碎体积之比作为评价火成岩研磨性的指标(简记为“研磨性指标”),计算公式为:

    ω=ΔmΔV (1)

    式中:ω为岩石的研磨性指标,mg/cm3;Δm为标准件磨损质量,mg;ΔV为岩石破碎体积,cm3

    斜长花岗岩、花岗斑岩、石英正长岩、石英二长岩、花岗二长岩、英安岩、花岗正长岩、角闪辉长岩、花岗闪长岩和玄武岩等10种常见火成岩的研磨性指标测试结果分别为10.46,12.49,14.89,16.20,19.35,21.42,24.35,28.43,36.52和41.08 mg/cm3

    采用XPert Powder多功能粉末X射线衍射仪测定了斜长花岗岩、花岗斑岩和石英正长岩等10种常见火成岩岩样的矿物成分及其含量,并用岩石单轴测试仪测定了这些岩样的单轴抗压强度,结果见表1表1中:qe为岩石等效石英含量;σ为岩石单轴抗压强度,MPa)。

    表  1  火成岩岩样矿物成分及含量和单轴抗压强度测试结果
    Table  1.  Test results of mineral composition & content and uniaxial compressive strength of igneous rock samples
    岩性 矿物各成分含量,%qe,%σ/MPa
    石英钾长石斜长石闪石辉石
    斜长花岗岩12255984.00112
    花岗斑岩17502984.71129
    石英正长岩19512785.86147
    石英二长岩18384186.00138
    花岗二长岩24363786.57176
    英安岩36  9401188.21207
    花岗正长岩31442085.86230
    角闪辉长岩182236101389.27268
    花岗闪长岩35  954  390.13275
    玄武岩1755  519308
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    表1和相关理论研究结果均证明,岩石中所含硬质矿物对其研磨性影响很大,斜长花岗岩、花岗斑岩和石英正长岩等火成岩岩样所含矿物成分差距较大,不容易比较其对研磨性的影响程度,因此采用等效石英的方法,将除石英之外的其他矿物折算为石英硬度水平,具体方法为:取石英硬度为7.0,长石硬度为6.0,闪石和辉石硬度为6.5,计算其等效石英含量,计算公式为:

    qe=q+ni=1Ciqi (2)

    式中:q为岩石的石英含量;Cii类矿物折算系数;qii类矿物含量。

    斜长花岗岩、花岗斑岩和石英正长岩等10种火成岩岩样等效石英含量的计算结果见表1

    分别以表1中斜长花岗岩、花岗斑岩和石英正长岩等10种火成岩岩样的单轴抗压强度和等效石英含量为横坐标,以测试的这10种火成岩岩样的研磨性指标为纵坐标绘制散点图,并进行回归分析,回归结果见表2表3

    表  2  火成岩研磨性指标与单轴抗压强度关系回归结果
    Table  2.  Regression results of relationship between compressive strength and abrasiveness of igneous rocks
    函数关系模型R2F
    线性ω=0.144σ–6.0280.944 3135.504 1
    对数ω=27.244lnσ–120.170.901 4 70.133 6
    指数ω=5.78e0.006 4σ0.961 4199.476 8
    ω=0.031σ1.2410.963 1208.851 6
    多项式ω=0.000 4σ2–0.025 5σ+9.7120.962 991.030 9
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    表2中的回归结果可知,火成岩的研磨性指标与单轴抗压强度按照幂函数回归时拟合度最好(见图6),据此确定火成岩研磨性指标与单轴抗压强度的关系模型为:

    表  3  火成岩研磨性指标与等效石英含量关系回归结果
    Table  3.  Regression results of relationship between equivalent quartz content and abrasiveness of igneous rocks
    函数关系模型R2F
    线性ω=3.680qe–298.740.830 434.262 3
    对数ω=320.26lnqe–1 408.70.828 533.813 3
    指数ω=4×10–6e0.187qe0.832 734.845 0
    ω=2×10–29qe15.50.834 335.234 0
    多项式ω=0.02qe2–138.6170.832 134.690 8
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    图  6  火成岩研磨性指标与其单轴抗压强度的关系
    Figure  6.  Relationship between abrasiveness and uniaxial compressive strength of igneous rock
    ω=0.031σ1.241 (3)

    显著性水平α取0.05,查F(1,8)表得知临界值λ为5.32。由于Fλ,说明式(3)有意义,故火成岩单轴抗压强度对其研磨性的影响显著。

    表3中的回归结果可知,火成岩的研磨性指标与等效石英含量按照幂函数回归时,拟合度最好(见图7),据此火成岩研磨性指标与等效石英含量的关系模型为:

    图  7  火成岩研磨性指标与等效石英含量的关系
    Figure  7.  Relationship between abrasiveness and equivalent quartz content of igneous rock
    ω=2×1029qe15.5 (4)

    显著性水平α取0.05,查F(1,7)表得知临界值λ为5.59。由于F>λ,说明式(4)有意义,故火成岩等效石英含量对其研磨性的影响显著。

    由于石油钻井中钻遇的地层复杂多样,火成岩的研磨性可能受多种因素的影响,综合考虑,采用多因素岩石力学参数建立了岩石研磨性预测模型。结合前人的研究成果[14-15],假设火成岩研磨性预测模型为:

    ω=kσaqbe (5)

    式中:abk为系数。

    结合斜长花岗岩、花岗斑岩和石英正长岩等10种火成岩岩样研磨性指标测试结果和表1中的等效石英含量和单轴抗压强度数据,回归求得abk,则火成岩多因素研磨性预测模型为:

    ω=0.933×107σ0.993q3.136e (6)

    显著性水平α取0.05,查F(2,6)表可得临界值λ为5.14。由于F=77.357 9>λ,说明式(6)有意义,故火成岩等效石英含量和抗压强度对其研磨性影响显著。

    以决定系数R2和统计检验值F为参考指标,对式(3)、式(4)和式(6)进行分析比较,结果见表4。由表4可知,式(3)的效果最好,因此确定式(3)为基于单轴抗压强度的火成岩研磨性预测模型。

    表  4  回归关系式比较
    Table  4.  Comparison of regression relations
    引入参数关系式R2F
    σ式(3)0.963 1208.851 6
    qe式(4)0.834 3 35.234 0
    qeσ式(6)0.962 7 77.357 9
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    为了进一步验证火成岩研磨性预测模型的准确性,收集了5种火成岩露头岩样,通过室内试验测定了其研磨性指标和单轴抗压强度,用式(3)计算出岩石研磨性指标值,并与实测研磨性指标进行对比,结果见表5。由表5可知,该预测模型的预测误差均在10%以内,精度较高,所用参数只有一个单轴抗压强度,且易于获得,有利于在现场应用。

    表  5  研磨性指标预测结果
    Table  5.  Abrasiveness prediction results of igneous rocks with different lithologies
    岩性单轴抗压
    强度/MPa
    研磨性指标/(mg∙cm–3相对误差,%
    预测实测
    正长花岗岩15115.6315.242.52
    斜长花岗岩11811.5111.953.80
    粉红花岗岩27332.6030.067.80
    二长花岗岩19721.7523.176.55
    二长花岗岩16917.9817.452.94
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    1)以663青铜粉和人造金刚石粉制成的金刚石孕镶块为标准件,采用钻–磨法测试了火成岩的研磨性。

    2)采用自制的岩石研磨性试验装置,在钻压800 N、钻头转速198 r/min、岩样转速8 r/min的试验参数下进行钻–磨试验,以破碎单位体积岩石研磨标准件的磨损质量为研磨性指标,可将不同研磨性的火成岩区分开,且分辨率较高。

    3)回归分析表明,火成岩的研磨性与其单轴抗压强度和等效石英含量分别呈较好的幂函数关系,具有较强的规律性。

    4)以火成岩单轴抗压强度为基础建立的研磨性预测模型的预测精度较高,工程上可用其计算火成岩的研磨性。

    5)本文只是基于火成岩研磨性试验建立了火成岩研磨性预测模型,建议借鉴该方法获得其他岩性岩石的研磨性预测模型。

  • 图  1   不同缝间距诱导应力分布

    Figure  1.   Induced stress distribution with different fracture spacing

    图  2   不同压裂段长下的无因次压裂成本(以段长75 m为基准)

    Figure  2.   Dimensionless fracturing cost for different fracturingstage lengths (based on a 75 m fracturing stage length)

    图  3   不同压裂方案的裂缝参数模拟结果

    Figure  3.   Fracture parameters simulated under different fracturing schemes

    图  4   不同支撑剂组合的无因次费用对比(以全陶粒为基准)

    Figure  4.   Dimensionless cost comparison for different proppant combinations (based on ceramic)

    图  5   A 井典型压裂曲线

    Figure  5.   Typical fracturing curve of Well A

    图  6   累计产气量和返排率关系曲线

    Figure  6.   Relationship between cumulative gas production and flowback rate

    图  7   A井和B井不同生产时间下的气液比

    Figure  7.   Comparison of gas-to-liquid ratio at different time between Well A and Well B

    表  1   武隆区块开发井生产数据

    Table  1   Production data of development wells in Wulong Block

    井号平均段长/m归一化无阻流量/104m3日均产气量/104m3
    X17815.71.70
    X2969.21.68
    X3747.30.82
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出版历程
  • 收稿日期:  2021-05-23
  • 修回日期:  2022-04-05
  • 网络出版日期:  2022-04-21
  • 刊出日期:  2022-06-08

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