射孔作业对孔道周围岩石损伤规律实验研究

林英松， 刘 莹， 魏晓菲， 丁雁生

(1.中国石油大学(华东) 石油工程学院，山东 青岛 266555；2.中国科学院力学研究所，北京 100080)

0 引 言

水力压裂技术是非常规油气开采的重要手段，水力压裂作业井大量选用射孔完井方式。因此射孔对周围岩石作用而产生裂缝的规律，以及裂缝对于压裂效果的影响值得关注。

1978年,Saucier剖开射孔后的贝雷砂岩靶发现邻近孔眼周围岩石渗透率升高，稍向外处降低[1]；1991年,Pucknell等采用CAT扫描观察射孔后的贝雷砂岩靶，发现分别产生了径向、环向、螺旋向3种裂纹[2]；2010年,Nabipour等研究了砂岩地层射孔损伤情况和射孔深度的关系[3]。国内学者也做出了许多相关研究， 2006年，孙新波等对射孔后的砂岩靶进行高能气体压裂，产生更多的裂缝且裂缝大多开口于射孔孔道，压裂缝可以突破射孔压实区[4-5]；2014年，朱秀星等对砂岩储层射孔压实程度评价进行研究，建立了砂岩储层射孔压实伤害评价力学模型[6]；2015年，薛世峰等基于射孔效能物理试验和数值模拟，提出了一种用于定量评价射孔压实带孔隙度和渗透率损伤程度的方法[7]。尽管国内外学者对于射孔造成的周围岩石损伤情况进行了大量研究，但少有学者研究射孔对周围岩石产生裂缝的分布规律。

本文用实验方法研究射孔对周围岩石产生裂缝的分布规律。实验用的试样采用预制横剖面的方法，便于实验后观察其横剖面上的裂纹形态、数目和宽度等，以分析射孔作业对其孔道周围岩石破坏的基本规律。

1 实验方案设计

1.1 实验装置

实验使用的是胜利油田测井公司的高温高压射孔实验装置。该装置按照API RP 19B标准制造，可模拟高温、井筒压力、围压、孔隙压力、流体流动状态等，由三轴高压釜、液压动力泵组、伺服控制系统、主控计算机、测量系统五部分组成。在高压釜顶部、底部和侧壁设有压力、温度测点，釜体上端设有爆破片接口，起到安全保护作用。该实验装置控制系统采用全数字控制器，控制精度高，可靠性强。高压釜内径400 mm，有效空间高度1 m；设计最大压力145 MPa，水压实验压力181 MPa，工作压力80 MPa；三腔压力状态下，孔隙压力<围压≤80 MPa，井筒压力≤145 MPa；射孔弹最大允许装药量为300 g。高压釜结构如图1所示。

图1 实验装置示意图

1.2 试样制作

本实验模拟页岩地层，根据页岩地层特性选择了与其性能参数相近的水泥试样,试样及实验参数如表1所示[8-12]。其中,试样直径200 mm,射孔弹型号SDDP41RDX32-1。

表1 试样及实验参数表

1.3 靶套制作

岩样放入高压釜前需先安装在靶套中，靶套的作用：①可以固定岩样，并使岩样预制剖面保持紧密接触；②靶套上部开口，下部闭合，避免射孔过程中脱落的岩屑掉入高压实验容器中，堵塞加压口；③靶套上部可安装固定射孔装置；④可悬挂，便于上提下放。

靶套的外表面有若干小孔，流体可通过小孔进入靶套对岩样施加围压。靶套示意图和靶套射孔弹组装图如图2、3所示。

图2 靶套示意图图3 靶套与射孔弹组合完成示意图

1.4 实验方法

射孔器安装在靶套上部，将准备好的型号为SDDP41RDX32-1的射孔弹安装在射孔器中，固定好并接好雷管，检查密封圈。

将水泥试样放入靶套中。由上到下依次放入200、300、500 mm高度的水泥试样，并分别编号为F1、F2、F3，每个试样上表面标为A，下表面标为B。

利用桁吊，将上述组合体放入高压釜中并灌水，安装容器盖，使容器处于密封状态，将射孔弹雷管引出，与电子引火装置连接好。人员撤离地下设备室，打开加压泵，进行第一组射孔实验，将围压逐步升到30.3 MPa，当压力趋于稳定后，摁下点火按钮，射孔完成。将高压釜中的压力卸掉，关闭水泵，打开容器盖，取出试样靶，将水泥试样取出。

图4 水泥试样安装图

将围压改为20 MPa，重复上述实验步骤，试样标记为S1、S2、S3。

2 实验结果分析

实验完成后发现F1、S1号试样被射穿;F2、S2号试样部分穿透，未完全射穿。

2.1 横剖面宏观裂纹分布

对两个射孔弹金属流的穿出面进行观察，发现横剖面的裂纹以径向为主，对径向裂纹分布进行分析[13]。为使试样表面的裂纹更加明显，用水润湿试样表面，有缝隙的地方会迅速渗透，并留下痕迹，此方法可以明显地观察裂纹。

以孔道中心为圆心，将试样表面分为8等份，依次数出与每个同心圆相交的径向裂纹数目。其中，F1B面半径最大的圆实际半径为8.5 cm，所以相邻两个同心圆半径相差1.062 5 cm；S1B面半径最大的圆实际半径为9.3 cm，所以相邻两个同心圆半径相差1.162 5 cm。

从图5、6可以看出，两个面的分布规律大致相同，在第1、2个圆(2 cm)的范围内，径向裂纹较少，分析原因是此范围内岩石受压，抗拉强度变大。从第3～6个圆区域内，裂纹数目增多，裂纹数目相对比较稳定。在试样边缘处，裂纹数目则明显降低。

(a) F1B面

(b) S1B面

2.2 横剖面微观裂纹分布

为了能够更加深入地观察试样横剖面的损伤情况，采用了显微镜研究试样的微损伤扩展情况，并对距孔眼不同距离的裂纹缝宽进行了统计[14]，分析变化规律。

将横剖面的半径平均分为16等份，以孔道中心为圆心作16个同心圆，由孔道边缘处向外依次标为0～15号圆。利用便携式数码显微镜(最高放大150倍)对试样拍摄照片，结合Nano Measurer软件，依次测出每个圆上与之相交的所有径向裂纹宽度，然后画出两个面上不同宽度裂缝数目变化图，如图7～9所示。

(1) F1B面。半径最大的圆实际半径为8.5 cm，所以相邻两个同心圆半径相差0.531 cm。

0～1号圆范围内(<1.3 cm)裂纹较少，有两条较宽裂纹从孔道处起裂，说明孔道处岩石受到的拉伸应力较大，但由于射孔对孔道周围岩石产生压剪损伤作用，产生塑性变形，岩石强度增加，拉伸应力并没有造成较多的微裂纹，只是在相对的方向上产生了两条宽度较大的裂纹。

图7 F1B面上不同宽度裂缝数目变化图

2～11号圆范围内(1.3～6.6 cm)，各种宽度裂纹数目均有增加而后稳定扩展，出现了较多的微裂纹，短而窄。40 μm以下的微裂纹增加最多，多在较宽裂纹周围产生。

12～15号圆范围内(>6.6 cm)，缝宽小于80 μm的裂纹数目逐渐减少，但80 μm以上的裂纹仍然较多，说明较宽裂纹扩展稳定，是试样边缘的主要损伤形式。

由此,可以将F1B面的损伤区域划分为三部分，见图8，从孔道边缘到1.3 cm处的区域属于压剪损伤区，裂纹数目较少；1.3～6.6 cm的区域属于拉伸损伤严重区，裂纹较多，微裂纹增多明显，并且裂纹保持稳定扩展，裂纹宽度分布没有发生太大变化；6.6 cm到试样边缘处属于拉伸损伤衰减区，裂纹逐渐减少，余下多为较宽裂纹。

图8 F1B面损伤区域划分

图9 S1B面上不同宽度裂缝数目变化图

(2) S1B面。半径最大的圆实际半径为9.3 cm，所以相邻两个同心圆半径相差0.581 cm。

对比F1B面，S1B面的各宽度裂纹大致变化趋势是类似的，而缝宽40 μm以下的微裂纹数目要多于F1B面，说明在围压较小的情况下，岩石抗拉强度较低，存在微裂纹的区域范围更大，损伤程度也较大。7号圆处缝宽40～80 μm的裂纹大量增加，而缝宽40 μm以下裂纹大量减少，分析认为是缝宽40 μm以下裂纹逐渐变宽所致。

将S1B面的损伤区域划分为三部分(见图10)。0～1.4 cm的区域属于压剪损伤区，裂纹数目较少；1.4～8.1 cm处属于拉伸损伤严重区，裂纹较多，且裂纹宽度较大，很多缝宽较小的微裂纹相互交叉，呈网络分布；8.1～9.3 cm处属于拉伸损伤衰减区，裂纹数目逐渐减少，损伤逐渐降低。

图10 S1B面损伤区域划分

3 不同围压下损伤情况对比分析

3.1 围压对宏观裂纹数目影响

由2.1可知，F1B面径向裂纹较少，而S1B面径向裂纹较多，即随着围压的增大，裂纹数目减少。

3.2 围压对微观裂纹数目影响

由于试样尺寸有限，缝宽在100 μm以上裂纹可能是由应力波反射产生的;100 μm以下的裂纹，其数目分布规律如图11所示。

图11 F1B面与S1B面微裂纹数目对比图

通过对比，可以看出在2.5～5.0 cm的范围内，S1B面的微裂纹数目明显多于F1B面，S1B面的损伤更为严重一些;5.8～8.1 cm的范围内，两个面开始出现第二次裂纹增多的现象，F1B面裂纹数目在增加到峰值后迅速减少，S1B面裂纹增加的速度较慢，但峰值裂纹数目多于F1B面。整体看来,S1B面损伤更为严重，由此可以得出结论，使用相同射孔弹射孔的情况下，围压降低会使岩石的损伤情况更为严重。

3.3 围压对损伤区域范围影响分析

由表2可以看出，F1B面拉伸损伤严重区的范围明显小于S1B面，F1B面拉伸损伤衰减区范围大于S1B面是由射孔不正中及试样尺寸有限导致的。由此可以得出结论，随着围压的增大，拉伸损伤严重区范围减小。

综上所述，围压的增大，会使岩石强度增大，产生的裂纹数目减少，拉伸损伤严重区范围减小，岩石的损伤情况减轻。

表2 F1B面与S1B面损伤区域范围对比

4 孔道周围岩石的渗透率计算

在有裂缝的岩心中，如果真实裂缝岩心和理想裂缝岩心的渗流阻力相等，则在几何尺寸、流体性质和外压条件相同时，用N-S方程和达西公式计算的流量应相等，可以推出岩心的渗透率用裂缝宽度近似计算[15]:

K=b2/12

其中:K为岩心渗透率，pm2；b为裂缝岩心的平均宽度，m。

假设裂缝均匀分布，可以将流压下裂缝宽度引起的孔隙度和渗透率变为[16]：

Φf=nb,Kf=Φfb2/12

其中:n为裂缝密度，条/m；Φf为裂缝孔隙度；Kf为裂缝渗透率，pm2。

由此可以计算出孔道周围不同位置处岩石的渗透率增幅，如表3所示。

表3 S1B面距孔道中心不同位置处岩石渗透率增幅

岩样初始渗透率为6.7 nm2，对比可以发现，裂缝宽度引起的渗透率增幅和初始渗透率在一个数量级上，岩石渗透率由基质渗透率和裂缝渗透率共同作用，所以射孔后孔道周围渗透率有明显提升。

当裂缝宽度较大时，需要考虑滤失量的增加。本次实验孔道周围大部分裂纹缝宽在90 μm以下，缝长度较小，且主要分布在距孔道中心8.5 cm的范围内，压裂液在压裂时不会大量渗入地层，起裂压力不会显著提高，压裂过程中不会造成卸压较快的现象。

5 结 论

(1) 射孔作业对其孔道周围岩石会产生不同程度的损伤破坏，其破坏形式由近孔向外依次为压剪损伤区、拉伸损伤严重区、拉伸损伤衰减区。压剪损伤区，裂纹数目较少；拉伸损伤严重区，裂纹数目明显增多，试样损伤严重；拉伸损伤衰减区，微裂纹减少并逐渐消失；

(2) 随着围压增加，拉伸损伤严重区范围减小，裂纹数目减少，损伤程度降低；

(3) 利用缝宽估算孔道周围岩石的渗透率发现，孔道周围岩石的渗透率较射孔前明显增加，这种结果有利于压裂液进入地层并形成复杂裂缝；

(4) 由于孔道周围裂纹短且缝宽较小，压裂时压裂液不会大量渗入地层，起裂压力也不会因此而显著提高，所以压裂过程中不会造成卸压过快的现象。

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