页岩气水平井暂堵球运移坐封机理

张 峰，荣 莽, 许明标

(1.中石化江汉油田分公司，武汉 430000；2.长江大学石油工程学院，武汉 430100)

近年来，中国商用页岩气开发力度逐年加大，水平井射孔压裂成为主要工艺手段[1-3]。焦石坝地区五峰组-龙马溪组泥页岩具有厚度大、有机质丰度高、类型好、热演化程度较高、储集物性以及含气性好、以及良好保存条件和可压性等特点[4]。四川盆地西南缘五峰-龙马溪组页岩沉积相有利、页岩厚度大，各项参数良好，页岩气勘探开发应由“正向构造”向“稳定向斜”进行拓展，其中木杆、高桥、永盛、大谷堆等 4个稳定向斜区是下一步页岩气勘探与突破的最有利区[5]，同时配套新工艺的研究与应用。

暂堵投球技术通过套管内投放大粒径暂堵球封堵射孔炮眼，暂堵后分流液体，实现储层逐级改造，使液体流向未改造区域，压裂形成新缝，增大储层改造体系。暂堵材料具有水溶性，一定时间溶解后可解除对炮眼封堵，不影响储层后期开发动用。暂堵投球可以实现对套管炮眼封堵，快速提高储层液体动压力，促进裂缝复杂化[6-7]。熊春明等[8]研发的可降解暂堵球能有效封堵炮眼，迫使压裂液进入未压开层位，实现分层分段改造，现场实例以小尺寸暂堵球与暂堵剂为主，未探讨大尺寸暂堵球作用机理。方裕燕等[9]在室内开展了炮眼暂堵模拟实验，研究结果明确了暂堵球坐封炮眼，小颗粒暂堵剂架桥，纤维聚集承压，且排量越大越容易封堵，该研究室内模型与涪陵采用射孔尺寸不同。郑志兵[10]对暂堵球封堵效果影响因素进行分析，得出了排量、密度差、封堵孔眼数、液体黏度对效率的影响，提出排量和孔眼数直接影响暂堵效果，推导方程为单颗粒模型。蒋炜等[11]针对重复压裂暂堵球进行的室内测试结果表明，现场暂堵球可承压70 MPa，耐温至150 ℃，满足页岩气水平井施工要求。雷林等[12]针对武隆区块常压页岩气开发进行簇间暂堵优化，直径13 mm暂堵球在130 ℃下抗压强度为60 MPa，15 h后开始溶解，3～5 d完全溶解，投球数量为理论有效孔眼数的1/2，现场施工投球后泵压平均升高10～34 MPa。

任岚等[13]建立页岩气水平井增产改造体积评价模型，匹配微地震产生非对称储层改造体积(SRV)体积，发现井组仍存在较大的未改造区。李彦超等[14]认为部分压裂段不产气，1/3左右射孔簇不出力，有二次改造和重复压裂的潜力。微地震井中监测垂向定位精度比平面定位精度高，对长水平井水力压裂实时成像，可以指导现场施工，优化工程参数[15-21]。刘尧文等[22]对涪陵页岩气田井联合微地震监测进行分析，统计焦页4X井数据得大部分为倾角大于60°的高角度缝，段间出现干扰，微地震波及体积与单段产能预测值拟合度较高。

目前对投球暂堵工艺在页岩气水平井中应用研究已有大量报道，多集中在暂堵转向工艺理论可实施性、暂堵剂缝内暂堵转向、材料室内性能评价以及微地震改造效果分析，而对多颗粒、大尺寸和分级投放暂堵球的工艺缺乏研究，尚无法准确描述暂堵球运移规律及坐封效果的研究，导致现场施工无法确定投球作用位置与有效性。因此，考虑颗粒属性与液体流态，建立暂堵球三维离散元素模型(DEM)和计算流体力学(CFD)欧拉模型耦合计算方法，获取工艺参数关联特性，并以微地震数据验证投球改造效果，以期为现场施工提供了理论依据。

1 液体流动形态

页岩气储层改造中的措施液多为减阻水和胶液，作为固相颗粒运移的载体，液体流型和流态直接决定了暂堵球运移规律。涪陵地区页岩气压裂施工时，多采用主管汇安装投球立管，将暂堵球一次性泵送至井内，颗粒经直井段套管、水平段套管和射孔段，最后坐封炮眼。因此对暂堵投球工艺的研究应分阶段研究，即水平段运移和炮眼段封堵。

1.1 水平套管内液体流态

涪陵地区页岩气井水平段多1 000 m以上，采用分段射孔水力压裂改造工艺，为迅速压开裂缝，常采用减阻水大排量泵注，单段液量可达3 000 m3以上，因此，液体流经水平段及炮眼处流速、压力分布与常规油井不同，重力作用对固相组分作用更加明显。尤其是低速流动下，支撑剂和暂堵球极易发生沉降导致分布不均。

图1 水平套管内液体流速分布

采用CFD欧拉模型进行模拟计算，套管外径规格139.7 mm，内径118 mm，长度100 m，入口流速20 m/s，液相为浓度0.04%减阻水，计算结果图像比例调整后如图1所示。由图1可知，壁面效应导致近管壁处出现明显剪切应力区域，分子间摩阻增大，流速变小，液体效率降低。由于现场液体体系中减阻剂为线型高分子聚合物，高分子间摩擦系数小，发生团聚，在管道中央形成稳定流核，流核内速度差异小，是暂堵球和支撑剂运移主要区间。结果表明为有效承载固相颗粒，应适当提高液相黏度，以减小层流区和过渡区空间尺寸，提高中心流核占比，保持液固两相流速度平稳[23]。

1.2 射孔段液体流态

涪陵页岩气水平井射孔多采用螺旋射孔，每段4～8簇，孔密多为16 孔/m或20 孔/m，射孔弹直径9 mm。为研究射孔段流体形态，建立模型为5 m/3簇/42孔的套管，采用N-S方程进行计算，获取不同流速下炮眼处切面流态对比(图2)。

图2 射孔炮眼段液体流速分布

计算结果可知，轴向方向炮眼处液体分流作用明显，不同流速下流速分布非线性变化。小排量时可见上游炮眼分流幅度大，而大排量时下游炮眼分流幅度较大。

前后炮眼进液差异性明显，趾部附近炮眼流速降幅明显，液体流动性差。通过提高液体流速对趾部炮眼的作用效果有限，即实际措施改造过程中，段或簇内炮眼进液差异导致改造效果不同，液体更易进入前端炮眼实现改造。低黏液体进液通道具有选择性，因此需要优化射孔密度、数量、簇数及簇间距。

1.3 长水平段多簇射孔液体流态

长水平段内流体经过圆管段减速后依次进入各簇，各簇分流效果与簇间距、簇数相关。建立长水平段射孔模型，模型参数：长度100 m，3簇射孔，孔密16孔/m，每簇16孔，簇间距23 m。各簇炮眼处设置自由边界，自左向右为定义1～3簇，通过观察各点绝对流速对比液体效率。计算结果图像比例调整后如图3所示。

图3 三簇射孔段内液体流速分布

由图3可知，过炮眼后液体流速明显降低，每簇炮眼处对液体能量损耗50%以上，自由流动状态下，提排量对第3簇流速影响较小，截面平均流速均小于6 m/s，表明深部储层液体波及效率降低。

取入口流速16 m/s的套管进行统计，各簇上游设置监测点，统计过流截面内流速分布。如图4所示，靠近远端的射孔段流速较低，过流液量和压力降低，改造效果可能较差，投球暂堵应尽量提高该区域作用效果。

图4 三簇射孔段内每簇截面流速分布

改造过程中，由于地应力差异、液体摩阻和射孔效果差异，每簇裂缝开启和进液扩缝的程度不同，尤其是段长近200 m，7～9簇大规模施工时，簇间进液差异加大，近端优先现象明显。建立长水平段射孔模型，模型参数：长度100 m，3簇射孔，孔密16孔/m，每簇16孔，簇间距23 m，自左向右为定义1～3簇。控制各簇流出液体质量占比，模拟各簇不同开启程度，结果如图5所示。

图5 三簇射孔段内每簇液体差异化分布

由图5可知，第3簇未充分开启情况下，套管趾端流速极小，固相颗粒极易沉降。假设封堵第1簇部分炮眼之后，开启第3簇裂缝，第3簇进液速度缓慢增加。计算可知，对前端第1簇部分封堵，不能有效提高井眼深部改造效果，因此，施工过程中，应在保证第1簇改造充分前提下，对上游炮眼进行高效率封堵。井筒暂堵转向，充分引导液体流向井眼深处，从上游至下游依次改造，才能获取更好改造效果。

2 暂堵球运移沉降规律

水平井投球暂堵工艺近几年得到应用，长水平段单段多簇投球、水平井重复压裂中，暂堵球作用位置都无法判断，工程设计仅仅依靠施工经验，缺乏理论认识和依据。

2.1 水平套管内暂堵球运移

暂堵球在套管内运移有多种可能，有学者认为页岩气开发过程中排量大，液体减阻率高，雷诺数大，湍流强度大，暂堵球会随压裂液高速运移，重力作用对暂堵球影响极小，暂堵球通过进液炮眼处迅速被抓持，形成坐封。这种观点认为暂堵球具有流量选择性，即流量较大的孔先坐封，水平段内射孔密度、孔数、簇间距和簇数对暂堵球坐封影响较小。基于此观点，长水平井老井可采用投球工艺进行逐级封堵，重复压裂。但工程实践表明，长度超400 m水平段改造采用投球暂堵工艺未取得理想效果。暂堵球在水平套管内运移可能有多种形式，管内中心流核区域运移，或沿套管内壁下缘运移。

图6 水平套管内暂堵球运动平均速度

建立CFD和DEM液固耦合模型，模拟套管外径规格139.7 mm，内径118 mm，长度100 m，入口流速20 m/s，液相为浓度0.04%减阻水；暂堵球密度1.5 cm3/g，直径13.5 mm，数量20颗。计算结果如图6所示。由图6可知，暂堵球团聚进入管汇，管内压力增加，发生弹射后瞬间提速；受限于流体阻力，暂堵球速度降低，空间分布差异，暂堵球沿管壁分散；颗粒运移10 m后散开，暂堵球之间作用力可忽略。

暂堵球沿管壁运移稳定后平均速度17～18 m/s。因此，采用暂堵投球转向工艺可能存在方向选择性，不同排量下暂堵球运移速度有相对稳定值。

2.2 射孔段暂堵球运移

炮眼处局部水头损失较大，流速变化剧烈，暂堵球在炮眼处受各方向力作用，无法进行单颗粒简化模型计算。采用稠密离散相模型(DDPM)进行模拟计算，跟踪暂堵球颗粒运移路线，能够大致了解炮眼处液体拖拽力对暂堵球的影响。计算不考虑暂堵球在套管内轨迹形态，在套管入口中心位置释放颗粒，跟踪颗粒速度位移变化，射孔数量为16，考虑重力，暂堵球密度1.5 g/cm3，排量阶梯提升，出口自由流出。计算结果如图7所示。

图7 射孔炮眼处暂堵球运移轨迹

由图7可知，暂堵球在不同排量下均发生有效沉降，表明重力作用强于炮眼吸引力，固相颗粒均呈现明显的液体速度关联特性。排量大于5 m3/min后，颗粒可直接穿越该簇射孔，无法有效坐封，即5 m3/min排量是暂堵球有效坐封临界值。暂堵球发生沉降靠近炮眼后，可直接坐封，由此推理暂堵球有效坐封前提为靠近管壁下缘。

因此，固液两相流中，大颗粒暂堵球速度逐渐降低；颗粒受重力作用沉降后，可能沿管壁下方炮眼处逃脱；预测长水平段内，发生沉降沿管壁运移封堵。

3 工程实例分析

3.1 投球暂堵施工效果

为获取暂堵投球后储层改造效果，采用微地震技术同步压裂工艺能够直观获取地层压裂扩缝事件位置，了解工艺效果。实例选取川东南平桥区块焦页1X-HF井，靠近平桥断背中段东翼斜坡区，自上而下钻遇三叠系下统、二叠系上统；志留系中统韩家店组、下统小河坝组、龙马溪组；奥陶系上统龙马溪组，地层层序正常。焦页1X-HF井试气段长1 510 m，垂深2 700 m，水平段穿过多个中弱斑点状曲率。图8所示为焦页1X-HF井周边页岩露头，储层三向应力较低，易于单簇起裂与裂缝延伸。焦页1X-HF井采用多簇投球，在优先进液簇充分改造的前提下进行二次改造。

图8 武隆黄莺乡龙马溪组页岩露头

图9 压裂施工与微地震时间对应关系

微地震测试数据结合现场投球暂堵工艺进行分析，对比第9段、第10段事件位置、强度和差异性。监测事件与施工过程对照，如图9所示。由图9可知，排量14 m3/min下进行投球，投球后未降排量，到位后泵压迅速上升，瞬间升压幅度5～10 MPa，投球后平均施工压力较投球前明显增大，表明暂堵球长时间有效坐封，射孔段导流通道减小，压裂加砂后微地震时间集中出现，多在中砂阶段，事件强度差异较大。

3.2 投球暂堵段内空间展布

采用多簇螺旋射孔完井的页岩气水平井，改造效果受地应力方向、曲率和断层等因素影响，改造效果差异性明显。暂堵球坐封位置为井筒炮眼，不同于暂堵剂缝内暂堵转向机制，井筒内固相颗粒运移封堵规律差异明显。暂堵球方向选择性必将导致部分炮眼依然进液，导致簇内炮眼不均匀进液。图10所示为第9段、第10段施工的微地震事件平面展布图。

洋红色事件为投球前监测结果；深绿色为投球后事件响应

由图10可知，第9段采用6簇射孔，投球前微地震事件多分布于段内中部射孔，事件分布较为平均，事件点包络面面积较大；投球后可见靠近A靶点方向前3簇大量事件发生，波及面积较小，表明投入暂堵球后液体效率作用于前3簇，6簇射孔时作用空间具有选择性。第10段采用8簇射孔，投球前微地震事件多发生于中后部射孔，事件集中于近井带，分枝缝扩展不明显；投球后事件同样发生于靠近A靶点前4簇，暂堵投球后液体多进入前4簇进行二次改造，后4簇未发现事件点，表明该区域未改造。

投球暂堵平面展布上的差异受暂堵球运移速度影响，这与前文研究暂堵球坐封有效排量5 m3/min相对应，即14 m3/min排量经过炮眼分流后，管内流速降至临界值时，暂堵球采会封堵起效。为了解暂堵球在垂向上作用差异，取垂直于轴向做切面，以套管轴线与切面交点为圆心，绘制微地震事件垂向分布圆，如图11所示。

洋红色为投球前事件；深绿色为投球后事件；圆心紫色为套管

由图11可知，第9段采用6簇射孔，事件波及最大直径100 m，投球前事件沿100°、280°对称分布，呈两翼缝分布，在井筒垂向附近事件点较小，表明垂向应力作用下缝高受限，缝长延伸充分；投球后事件延伸方向和投球前相同，表明投球暂堵后液体未发生转向，多沿原裂缝进行延伸。采用6簇射孔，投球后事件波及半径小于投球前，表明投球前改造较为充分，投球后以提高缝网复杂度为主。

第10段采用8簇射孔，事件波及最大直径75 m，表明通过增加簇数实现加密，提高了近井带改造面积，但裂缝延伸距离有所减小。投球前事件分布与第9段类似，穿行层位相近，地应力分布大致相同；投球后在时间波及半径增大，表明投球前改造以近井带为主，投球后前4簇充分进液使得原有裂缝系统得以延伸，缝长增大，SRV得到提升。

因此，井筒投放暂堵球后改造效果与簇数关联性较强，以坐封50%有效炮眼设计理论指导下，簇数越多，投球后改造的空间差异性越明显，即增加簇数将导致缝长延伸不足，投球后改造多集中于前端炮眼。

4 结论

首次建立离散元素法与计算流体力学固液耦合模型，研究长水平段与炮眼处暂堵球运移特性，并结合实时微地震数据对改造效果进行监测分析，得到较好的验证效果。得到以下结论。

(1)管道中央流核是暂堵球和支撑剂运移主要区间，适当提高液相黏度可提高中心流核占比。低黏液体进液通道具有选择性，因此需要优化射孔密度、数量、簇数及簇间距。对前端第1簇部分封堵，不能有效提高井眼深部改造效果，因此，应在保证第1簇改造充分前提下，对上游炮眼进行高效率封堵，井筒暂堵转向，充分引导液体流向井眼深处，从上游至下游依次改造，才能获取更好改造效果。

(2)受限于流体阻力，暂堵球速度降低，空间分布差异，暂堵球沿管壁分散，暂堵球之间作用力可忽略。采用暂堵投球转向工艺可能存在方向选择性，不同排量下暂堵球运移速度有相对稳定值。5 m3/min排量是暂堵球有效坐封临界值。暂堵球有效坐封前提为靠近管壁下缘，预测长水平段内发生沉降沿管壁下缘运移封堵。

(3)投球后平均施工压力明显增大，表明暂堵球长时间有效坐封。采用6簇射孔，事件波及最大直径100 m，投球前微地震事件多分布于段内中部射孔，分布平均，投球后事件波及半径小于投球前，表明投球前改造较为充分，投球后以提高缝网复杂度为主。采用8簇射孔，事件波及最大直径75 m，投球前微地震事件多发生于中后部射孔和近井带，分枝缝扩展不明显，投球后前4簇充分进液使得原有裂缝系统得以延伸，缝长增大，SRV得到提升。增加簇数将导致缝长延伸不足，提高了近井带改造面积。