水力切割模拟水合物储层成孔特性试验

廖华林，王鄂川，董林，牛文龙，牛继磊，戴子健，闫传梁

(1.非常规油气开发教育部重点实验室，山东青岛，266580；2.中国石油大学(华东)石油工程学院，山东青岛，266580；3.中国石油集团海洋工程有限公司，北京，100028)

天然气水合物是重要的潜在高效清洁油气接替能源，是未来全球能源发展的战略方向[1-3]。中国南海天然气水合物储层埋深浅、渗透性差，属于泥质粉砂储层。提高单井产能和开采效率仍是天然气水合物商业化开发的主要目标之一。2020年，我国海域天然气水合物第二轮试采取得重大突破，证实水平井钻采技术能有效提高产气规模[4-5]。在水合物资源开采的研究过程中，高文爽等[6-7]结合高压水射流法与热效应的作用，提出高压热射流开采法。在利用高压射流切割天然水合物的同时，热激水合物以提高其分解率达到了高运输速率、高热能利用率的效果。周守为等[8-9]提出水合物射流破碎固态流化开采技术，并于2017年在我国成功实施。针对海底高压水射流作用下天然气水合物沉积物的破碎效果与破碎机理，杨林等[10-11]运用物模与LS-DYNA 有限元程序对淹没状态下高压水射流对海洋天然气水合物沉积物破碎过程进行实验研究和数值分析，研究了射流速度、喷嘴直径、靶距和入射角度等参数对含水合物沉积物冲蚀体积的影响。王国荣等[12-14]分析实际工程中影响水合物射流破碎效率的因素，认为选取合理的采掘破碎工艺参数和喷嘴结构参数是实现海洋天然气水合物藏固态流化商业化开采的关键因素之一。李根生等[15-16]提出了利用空化射流钻径向水平井和筛管完井一体化方法开采深海浅层天然气水合物的新思路。

相对纯水射流破岩，水力喷射切割可以在地层中形成大直径孔道，并且孔道不容易被堵塞，有一定的压裂效应和造缝功能，进而提高地层渗流面积，达到增产的作用。通过水力喷射切割进行储层改造是提高天然气水合物开采产量潜在方案。然而，加砂水射流作用下水合物储层的成孔规律及成孔机制尚不清楚。为此，本文通过地面模拟水力喷射切割模拟水合物储层试验，分析了喷射压力、喷嘴直径和加砂体积分数等对套管及模拟水合物储层割缝形态、成孔特征与破坏形式的影响，以期为水力喷射水合物储层改造提供试验依据。

1 试验装置与方法

1.1 试验装置

图1所示为天然气水合物水力割缝试验模拟装置。由图1可见：模拟水合物水力割缝试验装置主要包括模拟喷射装置、上下移动导轨、前后移动导轨、控压设备、调砂罐、高压泵组和水箱等。喷射装置主要是水力割缝喷枪主体、喷嘴安装套，上下导轨和前后导轨组成，在牵引装置的作用下，可准确控制移动速度和距离；调砂罐用于精确调节含砂体积分数，钢板模拟套管，厚度可以根据需要选取。

图1 模拟水合物水力割缝试验装置示意图Fig.1 Schematic diagram of jet cutting simulated hydrate reservoir

1.2 试件制备

根据水合物沉积物的强度和孔隙度等特性数据，将一定量的粉细砂、黏土、方解石和黏合剂按不同的比例配制。制作不同强度的试件，通过力学性能[17-19]与物性测试，确定不同试件的抗压强度、孔隙度和渗透度等参数。对比测试结果与水合物沉积物特征参数，选定合适的混配比例试件作为模拟地层试样的依据，然后制成水力喷射切割试验所用的试件，试件直径为380 mm，如图2所示。

图2 制作的试件Fig.2 Samples used in tests

1.3 试验方法

按图1安装好喷枪、导管、喷头体及喷嘴等部件，并将安装好的喷射工具置于试件端部，调好喷嘴方位与位置，连接地面设备与管线。启动设备，先通入清水进行试压。试压后注入携砂流体进行水力割缝试验。

为了研究喷射压力、含砂体积分数和喷嘴直径等参数对地层水力孔眼切割深度、尺寸和孔眼形态等的影响，模拟水合物试样的水力切割试验设置多组进行对比。试验采用清水作为携砂工作液，工作液含砂体积分数为4%～12%，喷射压力分别为15，20，25 和30 MPa，用于探究喷射压力对模拟水合物成孔特性的影响。喷嘴直径分别取4，5，6和7 mm，工作液的流动速度可以通过喷嘴直径和喷射压力确定。此外，前期预实验中确定了切割试验中含砂体积分数在6%～7%范围内成孔效果较好，因而试验中选择含砂体积分数为6%。

2 试验结果与分析

2.1 孔眼形态

由于高压射流对靶件的冲击力及冲蚀作用，试验条件下靶件内模拟储层部分形成孔眼。不同试验条件下形成孔眼形态各异，差别很大。根据孔眼几何特性和表面性质，水力切割模拟水合物试样形成的孔眼可分为不规则冲蚀、侧向扩孔、冲蚀扩孔、规则扩孔、破碎和空腔等类型，如图3所示。

由图3可知：小排量或者孔眼延伸远端，高压射流对靶件作用小，靶件内流场比较均匀，孔眼形状比较规则，容易出现规则冲蚀型；较大排量或孔眼延伸近端，靶件中存在薄弱面或者微小裂缝，高压水射流的压裂作用大，孔眼壁破坏使冲蚀不均匀，冲刷加剧，主要表现为不均匀扩孔，且孔壁比较光滑，即侧向扩孔和冲蚀扩孔型；高压射流进入延伸远端后，冲击力下降，流体的冲蚀作用占主导，加之孔壁脆性较大，出现裂缝的扩展及延伸，但是裂缝的冲刷程度不大，多表现出不规则扩孔；高压射流在靶件根部冲击力较强，冲蚀作用显著，根部出现剧烈破坏进而发生破碎及掉块现象，孔眼内流场更加混乱，孔眼延伸能力急剧下降，孔径迅速扩大，又使得流场紊乱，孔眼根部几乎被掏空，远端也出现掉块现象，表现出破碎及空腔。

图3 水力切割下孔眼形状分类Fig.3 Classification of hole shapes after jet cutting

综合考虑增产和孔眼稳定性的需求，水合物储层水力切割需要优选工作参数，减少工作液对于孔眼的过渡冲蚀，避免出现不可控制的扩孔和破碎。因而，在进行水合物储层水力割缝时作业时，要充分地分析靶点区域地质概况，特别是裂缝、孔洞等薄弱层的发育情况，尽量选择孔眼延伸能力强的潜力区域，避开不符合要求的薄弱层，减少井壁坍塌及孔眼深度较小等问题发生[20-22]。

2.2 孔周裂缝

由于流体的冲蚀和流体对孔眼的增压作用，在孔眼形成过程中出现裂缝，如图4所示。由图4可见：大裂缝数目较少，主要是由流体泄流及冲刷形成。径向小裂缝密布于孔眼周围，数目较多，主要是由于成孔过程中高速返流增压致裂作用形成；裂缝的形成可增大储层的泄流面积，提高了储层流体的渗流能力，有利于天然气水合物储层的增产[23-24]。

图4 水力割缝形成的裂缝Fig.4 Fractures around hole after jet cutting

2.3 砂粒沉积

水力割缝过程中，工作液中的砂粒与成孔过程中产生的沉积物碎屑在流体出口处堆积，形成明显的砂粒架桥，如图5所示。由图5可知：形成的砂桥位于裂缝扩展前缘，起到部分微压裂的效果，提高了地层渗透率并增强了挡砂作用，有利于开采过程中天然气水合物的增产；而地层碎屑在无法反排到地面的条件下会在裂缝中形成沉积，堵塞微小缝网，造成储层的渗透率降低，不利于天然气水合物的开采。

图5 成孔过程中的砂粒及碎屑沉积Fig.5 Particles and detritus deposition during hole forming

2.4 割缝形态

试验过程中通过牵引装置可控制喷枪的移动速度和距离，以模拟井下切割过程。随着喷枪以一定速率移动，在套管上形成一定宽度和长度的割缝。缝宽受喷嘴直径、喷射压力和加砂体积分数的影响，而缝长由牵引装置移动长度确定。

图6所示为套管和模拟水合物储层割缝形状。试验过程中喷嘴直径分别为5 mm 和6 mm，喷射压力为25 MPa，含砂体积分数为6%。由图6可知：套管割缝表面凹凸不平，套管的割缝形态受切割时间和喷嘴直径的影响。同时，主缝前端会出现“啄状”形态割缝，这是由割缝初始阶段含砂流体冲击力和喷嘴移动速度共同作用导致。此外，套管附近孔眼形态近似为椭圆形，并且跟随割缝延伸不断扩展，模拟水合物储层内表面同样凹凸不平。

图6 套管和模拟水合物储层割缝形状Fig.6 Schematic diagram of slut form of casing and simulated hydrate reservoir

图7所示为喷嘴直径对套管割缝形态的影响，喷嘴直径分别为4，5，6 和7 mm，试验过程中喷射压力为25 MPa。不同喷嘴直径下，含砂流体的速度不同，造成割缝形态各异。整体上，割缝随着喷嘴移动不断延伸，割缝边缘呈现锯齿状，并不光滑。由于喷射开始时，缝眼尚未完全形成，开始端出现偏离主缝的不规则切割形态。

图7 喷嘴直径对套管割缝形态的影响Fig.7 Effect of nozzle diameter on slot form of casing pipe

3 水力切割水合物储层成孔机制

3.1 孔眼尺寸的影响因素

保持含砂体积分数为6%不变，改变喷射压力，观测试件中孔眼形态的变化。图8所示为喷射压力对割缝孔深和孔径的影响。由图8可知：孔眼深度随着喷射压力增大而增加，孔眼直径随着喷射压力增大先增加后减小；当喷射压力25 MPa，含砂体积分数为6%时，孔眼深度和孔径最大。

图8 喷射压力对切割孔眼尺寸的影响Fig.8 Effect of jetting pressure on cutting hole size

图9所示为水力割缝下孔眼深度与喷嘴直径的关系。由图9可知：随着喷嘴直径增加，孔眼深度先增加后减小；在泵压25 MPa，含砂体积分数为6%的条件下，5 mm喷嘴的切割深度最深。

图9 喷嘴直径对切割孔眼深度的影响Fig.9 Effect of nozzle size on cutting hole depth

综上所述，水力割缝实验中，针对割缝深度和孔眼尺寸，存在优化参数组合。本实验条件下，当喷射压力为25 MPa，喷嘴直径为5 mm，含砂体积分数为6%，可形成深度约92 cm、最大直径约为14 cm、最小直径10 cm 的椭圆形孔眼，其割缝效果最好。

3.2 割缝宽度与形态影响因素

割缝宽度受到喷射压力和喷嘴直径的影响。当含砂体积分数为6%，喷射压力为25 MPa时，套管的缝宽与喷嘴直径的关系如图10(a)所示。采同不同喷嘴直径时，套管割缝形态基本相似，而割缝宽度随喷嘴直径增大而增加，当喷嘴直径由4 mm 增加至7 mm 时，割缝宽度由0.9 cm 增大到1.3 cm。

套管割缝宽度随喷射压力的变化与其随喷嘴直径的变化相反，如图10(b)所示。套管割缝宽度随着喷射压力增大而近似线性减小，当喷射压力由15 MPa 升至30 MPa 时，5 mm 喷嘴的套管割缝宽度由13.0 mm 降至9.0 mm，6 mm 喷嘴的套管割缝宽度由14.0 mm降至10.5 mm。

图10 喷嘴直径和喷射压力对割缝宽度的影响Fig.10 Effect of nozzle diameter and jetting pressure on cutting slot width

图11所示为水力割缝条件下模拟水合物储层孔眼深度与套管割缝长度的关系曲线。试验过程中，分别选用5 mm 和6 mm 的喷嘴，喷射压力设置为25 MPa，含砂体积分数保持为6%。由图11可知：孔眼深度随套管割缝长度增大而减小；割缝长度越长，延伸能力变弱。这主要是射流的冲刷作用所致，套管上割缝长度越长，射流扩散流动容易，漫流速度降低，冲刷能力减弱，缝深越浅。

图11 割缝长度对孔眼深度的影响Fig.11 Effect of cutting length on hole depth

3.3 成孔机制分析

图12所示为采用3D建模方法重构的割缝孔眼形态。由图12可见：水力喷射切割作用下，模拟水合物储层中形成近似椭圆锥体、表面凹凸不平的孔眼，并出现裂缝、凹坑及其他不规则形状表面冲蚀现象。由于高压射流的冲击力及冲蚀作用，孔眼中某一部分会因高速返流冲刷作用出现扩孔、掉块等现象。射流经过割缝进入模拟水合物储层内部，在靶件中形成了不同形状的孔眼。近端孔眼形成冲蚀空腔，孔眼直径较大，而随着孔眼深度增加，孔眼直径逐渐缩小。

图12 水力割缝条件下孔眼形态重构Fig.12 Hole reconstruction with abrasive jet blasting

高压水射流作用下，水合物储层存在多种破坏形式，其成孔机制可描述为：

1)在初始打击下，射流脉冲引起的弹性力在水合物沉积物中的冲撞、反射和干扰，造成水合物试件的拉伸、剪切破坏，形成破碎坑；高压水射流的连续冲击，导致水合物沉积物局部容易产生流变和裂缝；

2)射流长时间冲刷和剪切水合物沉积物表面，造成沉积物的软化，颗粒剥离脱落；

3)水射流穿透和渗入促使裂隙扩展，加速了水合物沉积物的破坏与剥落；

4)在射流动压作用下，水合物沉积物中孔隙水压力增高，在张力作用下，孔隙介质颗粒之间连接力减弱，加速了水合物沉积物的破坏过程；

5)射流返流冲刷引起侧向扩孔效应。

综上，射流对水合物储层的破坏作用影响因素多，过程复杂，不仅与水射流及冲蚀条件有关，而且与水合物储层的物化性质和力学特性等密切关联。射流工作液的侵入和传质传热导致水合物分解及井周应力的改变，对井壁稳定性也会造成影响。

4 结论

1)水力喷射切割条件下，模拟水合物储层呈现破碎、不规则冲蚀、扩孔、冲刷、侧向裂缝等多种破坏形式，成孔机制比常规砂岩、煤岩的成孔机制更为复杂。当喷射压力为25 MPa，喷嘴为5 mm，含砂体积分数为6%，可形成深度约92 cm，最大直径约为14 cm，最小直径10 cm 的椭圆形孔眼。

2)套管主缝前端出现“啄状”形态割缝，方向与移动方向相反，这是由缝眼形成前喷射出的高速颗粒冲蚀套管壁导致；割缝宽度随着泵压增大而减小，随着喷嘴直径增大而增加。

3)水力割缝条件下，孔眼根部容易形成冲蚀空腔，砂粒会在裂缝和孔眼的扩展前缘位置形成架桥，受到工作液流动方向影响，碎屑的返排非常重要。

4)水合物储层在射流作用下破坏过程非常复杂，主要受到射流的冲击作用、动压作用和反流冲刷的影响。在射流冲击作用下水合物沉积物产生拉伸或者剪切破坏，形成破碎坑和局部微裂隙。在射流的持续渗入和返流冲刷作用下，裂缝不断发育，孔眼持续扩大。