一种裂缝性地层井壁稳定双重孔隙热弹性耦合评价方法与流程

1.本发明涉及一种裂缝性地层井壁稳定双重孔隙热弹性耦合评价方法，属于(超)深层油气钻井技术领域。


背景技术：

2.钻井液密度选择不当导致井眼垮塌(井眼密度过低为掉块卡钻风险)或压漏地层(井眼密度高过高)，延长非钻进时间，增加钻井成本。钻前设计合理的安全密度窗口(通常由上限为破裂压力当量密度(防止压漏地层)和下限为坍塌压力当量密度(预防井眼垮塌)构成)可提高井眼稳定性，防止井下复杂情况发生。而井周围岩应力场和孔隙压力场是井眼稳定性评价的关键。地层岩石孔隙内部常赋存流体(油、气、水)，钻进井眼形成过程的外部载荷(如应力差改变)作用于岩石，致使岩石固相发生变形改变其渗透率和孔隙度进而影响流体流动状态，而反映流动状态的压力梯度会反作用于岩石固相抵抗其变形。这种流(流体流动)-固(固相变形)耦合作用在低渗地层尤其明显。当外部载荷瞬时施加于岩石表面，孔隙流体因低渗特性不能及时排出当前孔隙，进而承担部分外部载荷诱导孔隙压力升高为非排水载荷效应或孔隙弹性效应。常规线弹性模型不能反映流固耦合过程对安全密度窗口的影响。
3.类比上述情形发生于外载作用于(超)深层裂缝性岩石(如页岩，致密砂岩和干热岩)，由于其基质系统和裂缝系统拥有各自的水力(渗透率，孔隙度)和力学(弹性模量，泊松比，skempton系数等)特征，进而两套表现出不同的孔隙弹性响应。因此，视裂缝性岩石为单孔隙型介质的做法(忽略裂缝系统的存在或引入弱面替代裂缝系统)，不可避免会对该类地层的钻前设计安全密度窗口做出错误预测。此外，深部地层钻进过程，井口冷却的钻井液经钻柱内部到达井底(加热过程)，流经钻头后由环空返出地面(底部被冷却返出过临界井深后加热上部地层)为该过程涉及的井壁处温度处于动态变化过程。由于井壁处钻井液与地层流体间温差作用使得井周围岩产生热诱导应力和诱导孔隙压力为热流固耦合效应。因此，传统恒定温差作用假设不能正确反映热流固耦合作用对井眼稳定性的影响。
4.目前，已有多种方法预测裂缝性地层的钻前安全密度窗口，如中国石油大学公开号为cn 104806233a(将裂缝系统视作弱面)的发明专利公开了一种预测弱面地层坍塌压力当量密度窗口的方法，包括根据弱面地层特点，将其分为致密段和裂缝段；利用岩石三轴压缩试验测试岩石本体强度和弱面强度；利用流固耦合模型反演致密型地层井周围岩的应力分布和孔隙压力分布，结合摩尔库伦破坏准则确定致密型地层坍塌压力当量密度的下限；利用岩石弱面破坏准则分析弱面地层井周围岩的破坏状态，确定裂缝型地层坍塌压力当量密度窗口的下限和上限；对比致密段坍塌压力当量密度值(下限)和裂缝段的坍塌压力当量密度值(下限和上限)，即可确定弱面地层坍塌压力当量密度窗口。
5.沙特阿美石油公司公开号us20190264559a1的发明专利公开了一种考虑流固耦合作用的裂缝性地层钻井液当量密度的确定方法“determining a mudweight ofdrilling fluids for drilling through naturally fractured formations”，该方法尽管考虑裂
缝系统对坍塌压力当量密度的影响，但未考虑温度影响(即使考虑恒定温度边界)不适用于(超)深部裂缝性地层的钻前安全密度窗口的设计。该方法也未考虑裂缝特征(裂缝间距和裂缝宽度)对安全密度窗口的影响。
6.上述两份专利及其他现有的技术方案，尽管取得了一定的技术效果，但并不全面预测受热流固耦合作用的(超)深部裂缝性地层的钻前安全密度窗口，从而使现场操作受限。


技术实现要素：

7.本发明主要是克服现有技术中的不足之处，提出一种裂缝性地层井壁稳定双重孔隙热弹性耦合评价方法。
8.本发明解决上述技术问题所提供的技术方案是：一种裂缝性地层井壁稳定双重孔隙热弹性耦合评价方法，包括以下步骤：
9.步骤一、利用气测渗透仪测试裂缝型岩心和完整型岩心的渗透率；
10.步骤二、根据三维ct扫描仪和测井资料测试裂缝型岩心的物性参数；
11.步骤三、利用岩石三轴压缩试验测试裂缝型岩心和完整型岩心的孔隙介质力学参数，并通过等效序列模型求取裂缝型岩心中裂缝系统对应的孔隙介质力学参数及裂缝型岩心的岩石强度参数；
12.步骤四、利用热膨胀系数测定仪和hot disk热常数分析仪测试裂缝型岩心和完整型岩心的热物性参数；
13.步骤五、利用声发射试验测试地应力，通过反算构造应力系数并结合测井资料获得地应力分布；
14.步骤六、利用测井参数反演得到地层原始孔隙压力分布；
15.步骤七、利用钻进过程的api rp 13d双幂律型钻井液循环温度场控制方程和拉普拉斯变换处理，解析出瞬态井壁温度场解析解；
16.步骤八、利用瞬态井壁温度场解析解、双重孔隙热弹性理论的本构方程和质量守恒方程解析出非均匀地应力条件下裂缝性地层的井周围岩受热流固耦合作用的孔隙压力场和应力场；
17.步骤九、利用非均匀地应力条件下裂缝性地层的井周围岩受热流固耦合作用的孔隙压力场和应力场、摩尔-库伦准则和拉伸破裂准则确定裂缝性地层安全密度窗口smww＝{ρc,ρf}。
18.进一步的技术方案是，所述步骤二中裂缝型岩心的物性参数包括裂缝间距和裂缝宽度。
19.进一步的技术方案是，所述步骤三中孔隙介质力学参数包括杨氏模量、泊松比、skempton系数、流体体积模量；所述岩石强度参数包括内聚力、内摩擦角、和拉伸强度。
20.进一步的技术方案是，所述步骤四中的热物性参数包括固相热膨胀性系数、液相热膨胀性系数、热传导率、比热容。
21.进一步的技术方案是，所述步骤五中的地应力包括上覆岩层压力、水平最大地应力和水平最小地应力。
22.进一步的技术方案是，所述步骤七中的瞬态井壁温度场解析解包括钻柱内部温度
场解析解、井眼环空温度场解析解、井壁温度场解析解、及地层径向扩散温度场解析解；
[0023][0024][0025][0026][0027]
式中，kn()是修正的第二类n阶贝塞尔函数；s为laplace变换引入的复频率，与时间有关；r为井眼中心至地层内部某位置的径向距离，m；rw为井眼半径，m；t0为地层初始温度，℃；。
[0028]
进一步的技术方案是，所述步骤八中孔隙压力场和应力场的计算公式为：
[0029][0030][0031][0032][0033][0034][0035][0036]
式中：p0为地层初始孔隙压力，mpa；pm为井眼泥浆压力，mpa；σh为水平最大地应力，mpa；σh为水平最小地应力，mpa；θ为井周角，研究位置点的矢径与水平最大地应力σh方向的夹角，
°
；p0为平均应力；s0为偏应力。
[0037]
进一步的技术方案是，所述步骤九中摩尔-库伦准则为：
[0038][0039][0040][0041]
式中：c和分别为对应孔隙介质的固有内聚力和内摩擦；σ1′
为最大有效主应力；σ3为最小有效主应力。
[0042]
进一步的技术方案是，所述步骤九中确定裂缝性地层安全密度窗口smww＝{ρc,ρf}的过程为：
[0043]
首先通过定义井斜角γ
bi
＝i
°
(i＝0:i:90)、方位角ω
bj
＝j
°
(j＝0:j:360)、井周角θk＝k
°
(k＝0:k:360)以及压力数组用以确定最终所需的坍塌压力值；
[0044]
其中，设定为水平最大主地应力σh或更大应力值；给定矩阵(γ
bi
,ω
bj
)，压力p
ml
以间隔l从0增加至当满足判断条件可获得井周角θk对应的坍塌压力矩阵最终筛选出矩阵中的最大值作为给定井斜和方位角(γ
bi
,ω
bj
)对应的坍塌压力值；将坍塌压力值作为裂缝性地层安全密度窗口swpw＝{pc,pf}的下限；
[0045]
再通过定义井斜角γ
bi
＝i
°
(i＝0:i:90)、方位角ω
bj
＝j
°
(j＝0:j:360)、井周角θk＝k
°
(k＝0:k:360)和压力数组用以确定最终所需的破裂压力值；
[0046]
其中，设定为大于三个主地应力(σh,σh,σv)的最大值；给定矩阵(γ
bi
,ω
bj
)，压力p
ml
以间隔l从减小至0，当满足判断条件σ
′3 s
t
≤m可获得井周角θk对应的破裂压力矩阵最终筛选出矩阵中的最小值作为给定井斜和方位角(γ
bi
,ω
bj
)对应的破裂压力值；将破裂压力当量密度值作为裂缝性地层安全密度窗口smww＝{ρc,ρf}的上限。
[0047]
进一步的技术方案是，拉伸裂缝为：
[0048]
σ
′3＝-s
t
[0049]st
＝σc/ω
[0050][0051]
式中：s
t
是孔隙岩石的抗拉强度；σc为单轴抗压强度；系数ω可取12。
[0052]
本发明具有以下有益效果：本发明提出的裂缝性地层井壁稳定双重孔隙热弹性耦合评价方法，简单易懂，操作便捷，成本低廉，为(超)深部裂缝性地层钻前设计合理安全密度窗口提供科学依据，可有效阻止井壁失稳，防止井下复杂事故放生。
附图说明
[0053]
图1为本发明的流程框图。
具体实施方式
[0054]
下面将结合附图对本发明的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。
[0055]
如图1所示，本发明提供一种裂缝性地层井壁稳定双重孔隙热弹性耦合评价方法，包括以下步骤：
[0056]
步骤一、利用气测渗透仪测试裂缝型岩心和完整型岩心的渗透率；
[0057]
步骤二、根据三维ct扫描仪和测井资料测试裂缝型岩心的物性参数，其中物性参数包括杨氏模量，泊松比和skempton系数，流体体积模量等；
[0058]
步骤三、利用岩石三轴压缩试验测试裂缝型岩心和完整型岩心的孔隙介质力学参数为后者的力学参数与裂缝型岩心中基质系统对应，并通过等效序列模型(基质系统和裂缝系统按序列排列)求取裂缝型岩心中裂缝系统对应的孔隙介质力学参数，及裂缝性岩石的岩石强度参数，其中岩石强度参数包括内聚力，内摩擦角和拉伸强度；
[0059]
步骤四、利用热膨胀系数测定仪和hot disk热常数分析仪测试裂缝型岩心和完整型岩心的热物性参数，其中热物性参数包括固相热膨胀性系数，液相热膨胀性系数，热传导率，比热容(热扩散率)；
[0060]
步骤五、利用声发射试验测试地应力，其中地应力包括上覆岩层压力，水平最大地应力，和水平最小地应力，通过反算构造应力系数并结合测井资料获得地应力分布；
[0061]
步骤六、利用测井参数反演得到地层原始孔隙压力分布；
[0062]
步骤七、利用钻进过程的api rp 13d双幂律型钻井液循环温度场控制方程和拉普拉斯变换处理，解析出瞬态井壁温度场解析解；
[0063]
所述的api rp 13d双幂律型钻井液循环温度场控制方程包括：钻柱内的热传递方程，井眼环空热传递方程，井壁处热通量连续方程(由地层流入井眼的热通量相等)，地层热传导方程；
[0064][0065][0066][0067][0068]
其中，a
annu
，a
dp,i
分别为井眼环空和钻柱内部截面积，m2；v
annu
，v
dp
分别为井眼环空和钻柱内部流速，m/s；ρ
l
为钻井液密度kg/m3；c
l
为钻井液比热容，j/(kg
·
k)；cs，cf为裂缝性岩石内部固相和液相的比热容，j/(kg
·
k)；ρs，ρf为裂缝性岩石内部固相和液相密度，kg/m3；vi，v
ii
为基质系统和裂缝系统各自所占体积比，无量纲；φi，φ
ii
为基质系统和裂缝系统的孔隙度，无量纲；cr为裂缝性岩石的总比热容ks，kf为裂缝性岩石内部固相和液相的热传导率，w/(m
·
k)；kr为裂缝性岩石的总热传导率w/(m
·
k)；ta，td，tw，t为井眼环空，钻柱内部，井壁处和地层温度，k；kd＝钻柱热传导率,w/(m
·
k)；d
dp,i
为钻柱内径d
dp,i
＝2r
dp,i
，m；r
dp,i
为钻柱内半径，m；d
dp,o
为钻柱外径d
dp,o
＝2r
dp,o
，m；r
dp,o
为钻柱外半径，m；d
annu
为环空直径d
annu
＝2(r
w-r
dp,o
)，m；h
dp,i
为钻柱内径处的对流换热系数w/(m2·
k)；h
dp,o
为钻柱外径处的对流换热系数w/(m2·
k)；h
ad
为钻柱内外壁间对流换热系数w/(m2·
k)；hw为井壁处对流换热系数w/(m2·
k)；z为井深，m；t为钻井液循环时间，s；为r方向的laplace算子；
[0069]
瞬态井壁温度场解析解(包括钻柱内部温度，井眼环空温度，井壁温度，及地层径向扩散温度)为：
[0070][0071][0072][0073][0074]
式中，kn()是修正的第二类n阶贝塞尔函数；s为laplace变换引入的复频率，与时间有关；r为井眼中心至地层内部某位置的径向距离，m；rw为井眼半径，m；
[0075][0076][0077]
λ＝cr/kr[0078]
a0为地温梯度，℃/m；b0为地表温度，℃；t0为地层初始温度t0＝az b0，℃；
[0079]
所述的瞬态井壁温度场解析解的计算公式中：
[0080][0081][0082][0083][0084][0085][0086][0087][0088][0089]
其中，
[0090][0091][0092][0093][0094]
[0095][0096][0097][0098][0099][0100][0101][0102][0103][0104]
式中：φ3为3转每分钟，无量纲；φ
100
为100转每分钟，无量纲；φ
300
为300转每分钟，无量纲；φ
600
为600转每分钟，无量纲；为钻柱内幂律型钻井液流形指数无量纲；为钻柱内幂律型钻井液稠度系数pa
·
sn；re
dp
为钻柱内reynolds(雷诺)数无量纲；为钻柱内幂律型钻井液有效粘度pa
·
s；为钻柱内幂律型钻井液流形指数无量纲；为环空幂律型钻井液稠度系数pa
·
sn；re
annu
为环空reynolds(雷诺)数无量纲；为钻柱内或井眼环空层流reynolds(雷诺)数无量纲；为钻柱内或井眼环空紊流reynolds(雷诺)数无量纲；为环空幂律型钻井液有效粘度pa
·
s；pr
dp
为钻柱内prandtl(普朗特)数无量纲；pr
annu
为井眼环空prandtl(普朗特)数无量纲；为井壁处nusselt(努塞尔特)数无量纲；为钻柱内紊流nusselt(努塞尔特)数无量纲；为井眼环空层流nusselt(努塞尔特)数无量纲；为井眼环空紊流nusselt(努塞尔特)数无量纲；为井眼环空层流nusselt(努塞尔特)数
无量纲；
[0105][0106]
β＝1.013e-0.067l
[0107]
l为井眼半径与钻柱外半径比，l＝rw/r
dp,o
；为过渡流nusselt(努塞尔特)数满足
[0108][0109]
步骤八、利用瞬态井壁温度场解析解、双重孔隙热弹性理论的本构方程和质量守恒方程解析出非均匀地应力条件下裂缝性地层的井周围岩受热流固耦合作用的孔隙压力场和应力场；
[0110]
所述的双重孔隙热弹性理论的本构方程：
[0111][0112][0113][0114]
和和质量守恒方程
[0115]
n＝i,ii
[0116]
式中，
[0117]
其中，上标i，ii为基质系统和裂缝系统，无量纲；σ
ij
(i,j∈r,θ,z)为井周围岩应力张量，mpa；ε
ij
(i,j∈r,θ,z)为井周围岩应变张量，无量纲；pi，p
ii
为井周围岩基质系统和裂缝系统的孔隙压力，mpa；为裂缝性岩石的体积模量，mpa；为裂缝性岩石的剪切模量，mpa；αi，α
ii
为基质系统和裂缝系统的biot系数(有效应力系数)，无量纲；bi，b
ii
为基质系统和裂缝系统的skempton系数，无量纲；m
ij
为基质系统，裂缝系统和基质-裂缝耦合系统对应
的biot模量，mpa；ks和kf为裂缝性岩石内部固相和液相的体积模量，mpa；αs和αf为裂缝性岩石内部固相和液相的体积热膨胀性系数，1/k；ζi，ζ
ii
为基质系统和裂缝系统的流体含量变化量，无量纲；w为裂缝性岩石的裂缝宽度，m；δ为裂缝性岩石的裂缝间距，m；ki，k
ii
为基质系统和裂缝系统的渗透率，m2，k
ii
＝2/3*8.35*(2w)4/δ；μi，μ
ii
为基质系统和裂缝系统的渗透率，10-9
mpa
·
s；κi，κ
ii
为基质系统和裂缝系统的渗透系数，κ＝k/μ，109m2/(mpa
·
s)；γ为基质系统和裂缝系统间的质量流(通量)传递系数，1091/(mpa
·
s)，γ＝60κi/δ2；为r-θ平面的laplace算子；δ
ij
为克罗内克尔含数，δ
ij
＝1(i＝j)，δ
ij
＝0，(i≠j)；
[0118]
步骤九、利用非均匀地应力条件下裂缝性地层的井周围岩受热流固耦合作用的孔隙压力场和应力场、摩尔-库伦准则和拉伸破裂准则确定裂缝性地层安全密度窗口smww＝{ρc,ρf}。
[0119]
所述井周围岩应力场和孔隙压力场的计算公式为
[0120][0121][0122][0123][0124][0125][0126][0127]
式中，p0为地层初始孔隙压力，mpa；pm为井眼泥浆压力，mpa；σh＝水平最大地应力，mpa；σh＝水平最小地应力，mpa；θ为井周角，研究位置点的矢径与水平最大地应力σh方向的夹角，
°
；p0为平均应力；s0为偏应力；
[0128]
p0＝(σh σh)/2
[0129]
s0＝(σ
h-σh)/2
[0130][0131][0132][0133]
[0134][0135]
ξ3＝ξ
t
[0136]
β3＝β
t
[0137][0138][0139][0140][0141][0142][0143][0144][0145][0146][0147][0148][0149][0150][0151]
其中，x取ξ或β；
[0152]
[0153][0154][0155][0156][0157][0158][0159][0160]
最简单形式的mohr-coulomb强度准则常被应用于井眼坍塌破坏评价。其常用最大剪应力s和平均有效应力p表述为：
[0161][0162][0163][0164]
此外，c和分别对应孔隙介质的固有内聚力和内摩擦。上述最大有效主应力σ
′1和最小主应力σ3′
对应于井周应力场的矩阵张量σ
ccs
[σ
ij
,i,j∈(r,θ,z)]的特征值σn，其通过下述行列式进行确定。
[0165][0166]
对于岩石本体发生剪切破坏造成的井眼坍塌(崩落)，基于上述强度破坏准则和井周应力，可确定安全钻井的坍塌压力(下限为与孔隙压力对比取较大值)的计算过程如下：
[0167]
首先通过定义井斜角γ
bi
＝i
°
(i＝0:i:90)、方位角ω
bj
＝j
°
(j＝0:j:360)、井周角θk＝k
°
(k＝0:k:360)以及压力数组用以确定最终所需的坍塌压力值；
[0168]
其中，设定为水平最大主地应力σh或更大应力值；给定矩阵(γ
bi
,ω
bj
)，压力p
ml
以间隔l从0增加至当满足判断条件是接近0值的无限小值，如m＝0.00001]可获得井周角θk对应的坍塌压力矩阵最终筛选出矩阵中的最大值作为给定井斜和方位角(γ
bi
,ω
bj
)对应的坍塌压力值；将坍塌压力当量密度值作为裂缝性地层安全密度窗口swpw＝{pc,pf}的下限；
[0169]
井周围岩所受的最小有效主应力达到或超过孔隙岩石的抗拉强度而从井壁形成
的拉伸裂缝为：
[0170]
σ
′3＝-s
t
[0171]st
＝σc/ω
[0172][0173]
式中：s
t
是孔隙岩石的抗拉强度；σc为单轴抗压强度；系数ω可取12；
[0174]
再通过定义井斜角γ
bi
＝i
°
(i＝0:i:90)、方位角ω
bj
＝j
°
(j＝0:j:360)、井周角θk＝k
°
(k＝0:k:360)和压力数组用以确定最终所需的破裂压力值；
[0175]
其中，设定为大于三个主地应力(σh,σh,σv)的最大值；给定矩阵(γ
bi
,ω
bj
)，压力p
ml
以间隔l从减小至0，当满足判断条件σ
′3 s
t
≤m可获得井周角θk对应的破裂压力矩阵最终筛选出矩阵中的最小值作为给定井斜和方位角(γ
bi
,ω
bj
)对应的破裂压力值；将破裂压力当量密度值作为裂缝性地层安全密度窗口smww＝{ρc,ρf}的上限。
[0176]
注意，正实数i、j、k和l值越小，上述方法确定的坍塌压力和破裂压力值精度越高。此外，本发明中提到的有效应力值定义为
[0177]
本发明通过室内试验和成像测井资料确定模型计算所需的孔隙介质力学参数和物性参数(包括热物性参数)，综合考虑耦合动态温度扰动边界效应的双重孔隙热弹性理论模型和岩石破坏(剪切和拉伸)模型，推导出(超)深部裂缝性地层钻前安全密度窗口，并绘制不同裂缝宽度和裂缝间距(量化封堵尺寸)影响的含时间相关性的密度窗口图示，以便为现场施工人员提供确定合理钻进密度窗口提供科学依据，有效预防井眼失稳问题，防止井下复杂事故放生。
[0178]
以上所述，并非对本发明作任何形式上的限制，虽然本发明已通过上述实施例揭示，然而并非用以限定本发明，任何熟悉本专业的技术人员，在不脱离本发明技术方案范围内，当可利用上述揭示的技术内容作出些变动或修饰为等同变化的等效实施例，但凡是未脱离本发明技术方案的内容，依据本发明的技术实质对以上实施例所作的任何简单修改、等同变化与修饰，均仍属于本发明技术方案的范围内。