CN109033677A - 一种压裂酸化井裂缝导流能力优化方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种压裂酸化井裂缝导流能力优化方法，本发明充分考虑压裂酸化井的储层边界效应、应力敏感、改造过程中储层工作液(支撑剂破碎)对裂缝面伤害、裂缝导流能力非均质变化以及裂缝内流体非达西流动影响的基础上，将压裂酸化井的流动分为基质渗流和裂缝流动两个过程，通过耦合基质渗流和裂缝流动，从而实现优化压裂酸化井的裂缝导流能力。该方法多虑多种因素，能够更加真实地模拟渗流的物理过程，从而使得裂缝导流能力的优化结果更佳。

Description

一种压裂酸化井裂缝导流能力优化方法

技术领域

本发明涉及石油勘探与开发领域，具体涉及到一种压裂酸化井裂缝导流能力优化方法。

背景技术

水力压裂(酸化压裂)是石油工业界通常用来增加单井产量和油气藏采收率的重要手段之一。压裂酸化通过在储层内形成具有一定导流能力的人工裂缝，改变油气流动方式，极大降低流动阻力，显著提高压裂酸化改造井的产量。人工裂缝是储层基质流体流动到井底的枢纽，人工裂缝一方面不断收集储层流体、同时还源源不断将收集到的流体转移到井底。根据最优化的思想，当人工裂缝转移流体到井底的能力刚好满足收集储层流体的能力时，此时压裂酸化井的裂缝发挥了最大作用，此时的裂缝导流能力即为最优裂缝导流能力。压裂酸化改造过程中，储层改造工作液(支撑剂破碎)在裂缝面造成伤害、裂缝导流能力沿缝长方向的非均质变化以及裂缝内流体非达西流动将显著影响裂缝导流能力，进而影响改造增产效果。

目前优化压裂酸化井裂缝导流能力的方法是首先分别建立储层基质、裂缝流动模型，然后通过耦合流体在基质和裂缝内的流动模型建立压裂井产量计算模型；通过计算对比不同裂缝导流能力下的累计产量，进而根据累计产量的大小来优化人工裂缝导流能力。目前处理流体在裂缝内流动时，考虑了气体沿规则裂缝面非均匀流入以及裂缝内导流能力非均质变化的实际情况，采用空间和时间离散技术，利用瞬时点源函数和势叠加等基本原理优化了压裂井水平井裂缝导流能力。但是上述方法并没有考虑储层边界效应、应力敏感、不规则裂缝面、裂缝面伤害、裂缝内高速非达西流动等实际因素对导流能力的影响。事实上，这些实际存在的因素对压裂酸化井的裂缝导流能力优化有比较明显的影响。

为了优化真实生产过程中压裂酸化井的裂缝导流能力非均匀分布，本发明将压裂酸化井的流动分为基质渗流和人工裂缝内流动的两个耦合过程，进一步考虑了储层边界效应、应力敏感、不规则裂缝面非均匀流入、裂缝内非均质导流能力变化以及高速非达西流动等因素的影响，建立压裂酸化井基质 -裂缝-应力-渗流耦合的非线性不稳定产能模型，进而优化压裂井裂缝导流能力。

改进的技术方案是在充分考虑压裂酸化井的储层边界效应、应力敏感、改造过程中储层工作液(支撑剂破碎)对裂缝面伤害、裂缝导流能力非均质变化以及裂缝内流体非达西流动影响的基础上，将压裂酸化井的流动分为基质渗流和裂缝内流动两个过程，通过耦合他们之间的流动关系，优化压裂酸化井的裂缝导流能力。该方法多虑多种因素，能够更加真实地模拟渗流的物理过程，从而使得裂缝导流能力的优化结果更佳。

发明内容

本发明的目的是提供一种压裂酸化井裂缝导流能力优化方法。

一种压裂酸化井裂缝导流能力优化方法，其包括以下步骤：

步骤一(S100)：收集储层地质参数、流体性质参数、井筒参数；

步骤二(S200)：收集压裂酸化井裂缝参数、支撑剂参数；

步骤三(S300)：将压裂酸化井裂缝均分成长度相等的ns线汇，针对每一个线汇建立考虑储层边界效应、应力敏感、压裂酸化裂缝面伤害的储层渗流模型；

步骤四(S400)：考虑流体沿不规则裂缝面非均匀流入裂缝、裂缝内非均质导流能力分布、裂缝内高速非达西效应影响，建立流体在压裂酸化井裂缝内的压降模型；

步骤五(S500)：建立储层和裂缝流动耦合的压裂酸化井产量计算模型；

步骤六(S600)：在压裂酸化井裂缝长度一定的条件下，以压裂酸化井的累计产量增加幅度为目标，精细优化压裂酸化井裂缝导流能力。

在本发明中，所述步骤一中收集储层地质参数，具体包括气藏长度、气藏宽度、气藏厚度、气藏应力敏感系数、气藏束缚水饱和度、储层温度、储层渗透率、储层孔隙度、原始地层压力，所述流体性质参数具体包括天然气拟临界温度、天然气拟临界压力、天然气拟对比温度、天然气压缩系数、天然气相对密度、天然气密度、天然气粘度，所述井筒参数具体包括井筒半径、压后井底流压。

在本发明中，所述步骤二中收集所述压裂酸化井裂缝参数、所述支撑剂参数具体包括压裂酸化裂缝长度、压裂酸化裂缝渗透率、压裂液最大伤害深度、压裂液最小伤害深度、储层伤害带渗透率。

在本发明中，所述步骤三中建立考虑储层边界效应、应力敏感、压裂酸化裂缝面伤害的储层渗流模型，其中通过建立封闭边界箱形气藏点源函数考虑所述储层边界效应。

在本发明中，所述步骤三中建立考虑储层边界效应、应力敏感、压裂酸化裂缝面伤害的储层渗流模型，其中通过储层应力敏感效应考虑所述应力敏感。

在本发明中，所述步骤三中建立考虑储层边界效应、应力敏感、压裂酸化裂缝面伤害的储层渗流模型，其中通过考虑人工裂缝面不同位置处伤害深度不同，即沿裂缝长度方向上伤害深度呈线性逐渐减小，建立裂缝离散单元的伤害深度表达式。

在本发明中，所述步骤四中所述考虑流体沿不规则裂缝面非均匀流入裂缝、裂缝内非均质导流能力分布通过如下方法实现：

依据压裂酸化裂缝单翼缝宽由跟部到趾部逐渐变窄实际情况，应用空间离散方法，将每个裂缝微元处理为等腰梯形，即每条人工裂缝单翼是由ns个等腰梯形构成，从而实现缝宽沿缝长的楔形变化。

在本发明中，所述步骤四中所述裂缝内高速非达西效应影响基于Forchheimer方程建立。

在本发明中，所述步骤五中建立所述储层和裂缝流动耦合的压裂酸化井产量计算模型包括如下步骤：

(S510)建立压裂酸化井储层-基质耦合流动模型；

(S520)考虑定井底流压生产时井底压力为定值，裂缝与井眼相交处的压力为井底流压；

(S530)建立压裂酸化井基质-裂缝耦合流动的瞬态渗流模型。

在本发明中，所述步骤六中所述精细优化压裂酸化井裂缝导流能力包括如下步骤：

(S610)沿不规则裂缝长度方向上设置不同裂缝导流能力分布方案；

(S620)计算不同裂缝导流能力分布下的压裂酸化井生产1年的累计产量，结合累计产量结果并考虑工程技术条件，优化压裂酸化井裂缝导流能力。

综上所述，本发明具有以下优点：充分考虑压裂酸化井的储层边界效应、应力敏感、改造过程中储层工作液(支撑剂破碎)对裂缝面伤害、裂缝导流能力非均质变化以及裂缝内流体非达西流动影响的基础上，将压裂酸化井的流动分为基质渗流和裂缝内流动两个过程，通过耦合他们之间的流动关系，优化压裂酸化井的裂缝导流能力。该方法多虑多种因素，能够更加真实地模拟渗流的物理过程，从而优化裂缝导流能力。

附图说明

图1为压裂酸化不规则裂缝示意图；

图2为裂缝面伤害对产量影响随时间的变化曲线图；

图3为裂缝内高速非达西对压裂井产量的影响；

图4为考虑裂缝面伤害和缝内非达西流动下裂缝宽度分布对累计产量的影响；

具体实施方式

本发明的目的在于提供一种压裂酸化井裂缝导流能力的优化方法，利用该方法可以克服现有技术的不足，充分考虑压裂酸化井生产过程中的储层边界效应、应力敏感、裂缝面伤害、裂缝内高速非达西流动对压裂酸化井裂缝最优化裂缝导流能力影响，从而为储层改造的优化设计提供合理依据，提高储层改造效果。

一种压裂酸化井裂缝导流能力优化方法，主要包括以下步骤：

1)收集储层地质及流体性质基本参数；

2)收集压裂酸化井裂缝及支撑剂等参数；

3)将压裂酸化裂缝均分成长度相等的ns线汇、针对每一个线汇建立考虑储层边界效应、应力敏感、压裂酸化裂缝面伤害的储层渗流模型；

4)考虑流体沿不规则裂缝面非均匀流入裂缝、裂缝内非均质导流能力分布、裂缝内高速非达西效应等影响建立流体在水力裂缝内的压降模型；

5)建立耦合流体在储层基质和裂缝内高速非达西流动的压裂酸化井产量计算模型；

6)在定压裂酸化裂缝长度条件下，以压裂酸化井的累计产量增加幅度为目标，精细优化压裂酸化井导流能力分布。

在本发明中，所述步骤1)中收集储层地质及流体基本参数，具体包括气藏长度、气藏宽度、气藏厚度、气藏应力敏感系数、气藏束缚水饱和度、储层温度、储层渗透率、储层孔隙度、原始地层压力、天然气拟临界温度、天然气拟临界压力、天然气拟对比温度、天然气压缩系数、天然气相对密度、天然气密度、天然气粘度；井筒参数包括井筒半径、压后井底流压；

在本发明中，所述步骤2)收集压裂酸化井裂缝及支撑剂等参数包括压裂酸化裂缝长度、压裂酸化裂缝渗透率、压裂液最大伤害深度、压裂液最小伤害深度、储层伤害带渗透率。

在本发明中，所述步骤3)将压裂酸化半裂缝长度为均分成长度相等的ns 线汇源、针对每一个线汇建立考虑储层边界效应、应力敏感、压裂酸化裂缝面伤害的储层渗流模型，具体包括：

a、将压裂井单翼裂缝均等分成ns个线汇，建立无限大平面储层点源基质瞬态渗流模型；所建立的无限大平面储层点源基质瞬态渗流解：

式中：表示无限大平面中坐标点(x',y')以δV定流量生产(t-τ)时间后在坐标点(x,y)的瞬时拟压力，MPa²/(Pa·s)；表示原始地层拟压力，MPa²/(Pa·s)；δV表示坐标点(x',y')定流量生产时的质量流量，kg/ks；φ表示储层基质孔隙度，无因次；C_t表示流体压缩系数，MPa^-1；χ表示导压系数，m²·MPa/(Pa·s)，χ＝K/(μc_tφ)，K表示储层渗透率，m²；μ表示流体粘度，Pa·s；t表示从开始生产时计量的生产时间，ks；τ表示连续生产的持续时间，ks。

b、无限大平面中直线源解：将无限大平面中的直线源近似处理为无限空间中的平面源，假设在t＝τ瞬时沿直线x＝x_w的单位长度上采出的液量为ds，则沿整条直线x＝x_w的流量为：

考虑ds随y变化，将式(2)对y积分，得出瞬时直线源的压力解为：

若ds沿直线x＝x_w的是均匀分布的，即ds与y无关，则式(3)可写成：

应用高斯积分公式

则式(4)积分结果可以表示为

对于源汇从时间t＝0到任意时刻t的持续源，且ds与时间有关的一般情形，令

得到持续源的压力分布为：

c、封闭边界直线源解：考虑平面条带形区域，两边边界分别位于x＝0和x＝ x_e，源汇位于x＝xw。根据镜像反映原理，封闭边界条件下的线源函数可以通过无限大平面线源函数反映得到，构造与实际线源函数等效的镜像线源，其位置为：

2nx_e+x_w，2nx_e-x_w， (9)

按照无限大平面中直线源的压力分布式(8)将镜像源与实际源进行叠加，即可得到封闭边界线源函数的级数形式：

根据Poisson求和公式，得到式(11)：

其中，F是f的傅里叶变换化，即：

根据式(10)，得到

由Fourier变换式(12)，令y＝αn＝2nx_e，则

作变量变换，令

则式(15)可写成：

其中：

将式(18)代入式(17)，得式(19)：

同理，对f₂(αn)积分求和变成F₂(β)为

用式(19)和式(20)右端替换式(10)中的指数项，得到实空间线源函数表达式(21)：

在封闭边界(x＝0和x＝x_e)条件下，通过式(21)可以得到在x＝x_w位置处的线源函数表示式：

采用同样的方法，可以得到在y方向(封闭边界为y＝0、y＝y_e)和z方向(封闭边界为z＝0、z＝z_e)的线源函数表达式，如式(23)和(24)：

d.封闭边界箱形气藏点源函数解。应用Newman乘积方法，将一维线源函数通过求积方法得到三维瞬时点源函数形式，从而构成相应的Green函数表达式：

其中：

根据真实气体状态方程，可以求出储层条件下气体体积系数，从而计算出地面标况下的产量：

式中：

ρ_sc——标况下气体密度，kg/m³；

p——目前地层压力，MPa。

将式(27)代入式(25)，可得到封闭边界箱形气藏的点源函数：

式中：

p_sc——标况下压力，MPa；

T_sc——标况下的储层温度，K；

T——储层温度，K；

Z——当前储层压力下的天然气偏差系数，无量纲；

Z_sc——标准状况下的天然气偏差系数，无量纲。

e.压裂酸化过程中，压裂酸化工作液等沿着裂缝面的滤失会造成储层气体有效渗透率的降低，考虑压裂液伤害深度垂直于裂缝面，采用伤害深度和伤害区渗透率来表征计算由于伤害造成的附加表皮压降。

式中S_f——裂缝面伤害表皮系数，无因次；

d——垂直裂缝面的伤害深度，m；

x_f——人工裂缝半长，m；

K_d——伤害带储层渗透率，mD。

考虑人工裂缝面不同位置处伤害深度不同，即沿裂缝长度方向上伤害深度呈线性逐渐减小，在裂缝跟部伤害深度最大为d_max，裂缝端部的伤害深度最小为 d_min，第i个裂缝离散单元的伤害深度可表示为：

式中：d_i——第i个裂缝离散单元的伤害深度，m；

d_min——裂缝端部离散单元的伤害深度，m；

d_fmax——裂缝端部离散单元的伤害深度，m；

x_f,i——第i个裂缝离散单元到裂缝趾端的距离，m。

将式(30)带入式(29)中，并考虑第i个离散单元的长度为Δx_f,i，得到第 i个离散单元的伤害表皮系数S_f,i为：

因此第i个离散单元由伤害产生的附加压降为：

式中：q_f,i——裂缝上第i离散单元的产量，m³/s；

K_p——应力敏感效应下的储层渗透率，mD。

K_p＝Kexp[-α(p_i-p)] (33)

式中K_p——储层目前渗透率，mD；

p_i——原始地层压力，MPa；

本发明考虑致密气藏为封闭箱形气藏，目前地层压力p由封闭箱形定容气藏的物质平衡方程公式(34)进行计算：

Z—目前地层压力下气体偏差因子，无因次；

Z_i—原始地层压力下气体偏差因子，无因次；

G_p—气井累计产量，m³；

G—原始地质储量，m³；G＝x_e·y_e·h·(1-s_w)/B_g；

h——封闭箱形气藏高度，m；

s_w——含水饱和度，％。

f.考虑致压裂酸化井存在应力敏感以及水锁伤害的储层特征，建立压裂酸化井储层基质渗流模型。

当压裂酸化井的裂缝高度完全穿透储层厚度后，此时可将三维裂缝表征为二维平面裂缝。采用空间离散裂缝方法，可将裂缝离散为ns个线汇源，针对每一个线汇源在生产过程中的压力响应可以通过每个线汇源生产时的压力响应叠加得到。裂缝上任一位置O(x_f,j，y_f,j)处由产量为qf_,i的线汇源M(x_f,i，y_f,i)产生的压力响应为：

式中：pf,_j——裂缝上第j微元段中心处压力，MPa；

(x_f,i，y_f,i)——裂缝上第i个离散单元的坐标，m；

(x_f,j，y_f,j)——裂缝上第j个离散单元的坐标，m；

i，j——裂缝离散单元编号，无因次；

由于压裂酸化单翼裂缝离散为ns个微元段，采用上述思想，则可得到共2ns 个离散单元在t时刻生产时在地层某点O处产生的压力响应方程：

式中：ns——单翼裂缝离散单元数，个；

将式(33)和式(32)代入式(36)中，建立考虑致密气藏存在应力敏感和水锁伤害的封闭箱形致密气藏压裂斜井储层基质渗流压降方程，如式(37) 所示：

在本发明中，所述步骤4)考虑流体沿不规则裂缝面非均匀流入裂缝、裂缝内非均质导流能力分布、裂缝内高速非达西效应等影响建立流体在水力裂缝内的压降模型，具体包括：

a.基于Forchheimer方程，建立非均匀裂缝宽度裂缝高速非达西流动方程：

式中：p_f,i——第i个离散单元中部裂缝内流体压力，Pa；

v_f,i——第i个离散单元中部裂缝内流体速度，m/s；

β_g,i——第i个离散单元裂缝内流体速度系数，m^-1；

ρ_g,i——第i个离散单元裂缝内流体密度，kg/m³；

K_f,i——第i个离散单元裂缝渗透率，m²；

其中β_g,i的数值大小可用公式(39)计算得到，考虑酸化压裂过程中裂缝渗透率恒定，因此速度系数可以进一步写为：

β_g,_i＝β＝7.644×10¹⁰/K_f,i ^1.5＝7.644×10¹⁰/K^1.5 (39)

在式(38)，总压力梯度Δp_f,i/Δx_f,i由两部分构成，第一部分为方程右端第一项的缝内达西流动压降，第二部分为方程右端第二项的缝内高速非达西效应产生的流动压降，将式(38)中的第二项即非达西流动压降用符号p_Df,i表示，则有：

式中

式中γ_g——气体相对密度，无量纲；

M_air——空气分子质量，g/mol；

R——气体常数，无量纲；

Z——气体压缩因子，无量纲；

T——储层温度，K；

w_f,i——裂缝上第i离散单元处的缝宽，m；

B_g——气体体积系数，无量纲；

q_sc——标准状态下气体产量，m³/d；

p_sc——标准状态下气藏压力，m³/d；

T_sc——标准状态下气藏温度，K。

依据压裂酸化裂缝单翼缝宽由跟部到趾部逐渐变窄实际情况，应用空间离散方法，将每个裂缝微元处理为等腰梯形，即每条人工裂缝单翼是由ns个等腰梯形构成，从而实现缝宽沿缝长的楔形变化。第i个裂缝离散单元的缝宽w_f,i可表示为：

式中w_i——第i个裂缝离散单元的中部宽度，mm；

w_min——裂缝趾端宽度，mm；

w_max——裂缝跟端裂缝宽度，mm。

流体经过伤害裂缝面非均匀流入裂缝后会因流体高速非达西效应而产生非线性流动，则裂缝上任一位置裂缝上任一位置O(x_f,j，y_f,j)到井眼产生总的压降损失为：

在本发明中，所述步骤5)建立耦合流体在储层基质和裂缝内高速非达西流动的压裂酸化井产量计算模型，具体包括：

a.建立压裂酸化井储层-基质耦合流动模型。考虑流体从储层渗流到井眼的过程可以划分为储层渗流和裂缝内高速非达西流动，且气体从储层沿裂缝面非均匀流入裂缝，根据在裂缝壁面处压力连续且相等原则，即可根据观察点 O(x_f,j,y_f,j)处压力连续并由式(37)和(45)建立压力连续方程；

b.考虑定井底流压生产时井底压力为定值，裂缝与井眼相交处O_fk+1,0的压力为井底流压：

p_f,0＝p_wf (46)

式中p_f,0——人工裂缝与井眼相交处的压力，MPa；

p_wf——井底流压，MPa。

c.建立压裂酸化井基质-裂缝耦合流动的瞬态渗流模型。

联立方程(37)、(45)和(46)即可得到t时刻第j裂缝离散微元段的基质-裂缝耦合流动的瞬态渗流连续性方程：

式(47)就建立起了压裂酸化井的瞬态产量计算模型。

基于在生产时间t＝Δt下的瞬态产能模型式(47)，根据时间叠加原理，即可求解出任意时刻t＝nΔt下的非稳态产能方程。

q——压裂酸化井的日产量，m³/d。

在本发明中，所述步骤6)在定压裂酸化裂缝长度条件下，以压裂酸化井的累计产量增加幅度为目标，精细优化压裂酸化井导流能力分布。

为了计算任意生产时间t＝Δt下的瞬态产量计算公式。根据时间叠加原理，即可求解出任意时刻t＝nΔt下的非稳态产能方程。将计算得到每天裂缝的产量进行叠加，就可以得到累计产量。

式中：

G_p——累计产量，m³；

t——生产时间，天；

d——累计生产时间，天；

(1)沿不规则裂缝长度方向上设置不同裂缝导流能力分布方案；

(2)计算不同裂缝导流能力分布下的压裂酸化井生产1年的累计产量，结合累计产量结果并考虑工程技术条件，优化压裂酸化井裂缝导流能力。

下面进一步举例说明了本方法在某油田的实际应用情况：

某压裂井的主要参数如表格中所示。

采用上述基础参数，结合本发明的优化方法，对比分析了裂缝面伤害、裂缝内高速非达西流动对压裂酸化井产量的影响。

如图2所示，为本发明考虑考虑恒定缝宽压裂酸化井定井底流压生产时考虑裂缝面伤害对日产气量随时间的变化曲线。可以看出，当不考虑裂缝面伤害时，在生产初期产量很高为2.32×10⁴m³/d，然后产量迅速降低并趋于稳定。这是因为在生产过程中，压力波从裂缝向储层边界传递。生产初期压裂酸化井投入生产后，主要气体来源于裂缝周围的气体，气体从基质流入到裂缝内的距离短、渗流阻力小造成。当压力波传到距离裂缝位置较远处后继续向外部基质中传播时，由于储层基质的渗透性极差，压力波传播十分缓慢，导致产量迅速降低，生产360d后产量为1.16×10⁴m³/d。与生产初期相比，产量降低为初始产量的 50％。

当考虑裂缝面伤害后，由于储层中的气体从基质流入到裂缝内时要经过一个渗透率降低的伤害区域，消耗了部分动力，使得与不考虑储层伤害相比，产量有比较显著的降低。投产初期产量为1.0×10⁴m³/d，生产360d后产量为 0.65×10⁴m³/d，远远低于不考虑裂缝面伤害时的产量。这也说明在预测压裂酸化井产量，优化裂缝导流能力时，不能忽略裂缝面伤害的影响。

如图3所示，为本发明考虑恒定缝宽模拟在考虑裂缝面伤害条件下缝内非达西流动对产量的影响随生产时间变化曲线，可以看出产量均呈“L”型下降，表现为生产初期下降较快，生产一段时间后逐渐达到稳产阶段，此后产量呈缓慢下降趋势，这是由于刚开始生产时流动状态很不稳定，产量下降很快，此时压力波未扩散到大部分流动区域，流体仅从裂缝周围的基岩向裂缝线性流动，处于早期非稳态阶段；随着生产时间的增加，压力波逐渐向外扩散，产量趋向于定值。从非达西效应对产量的影响可以看出，在考虑非达西后产量进一步降低，这是由于缝内高速非达西效应增加了气体在裂缝内的流动压降。与不考虑人工裂缝缝内高速非达西效应时的计算产量相比，在生产1d时产量降低了 9.5％；生产365d时产量降低了4.8％，非达西效应对产量的影响程度逐渐降低，这是由于生产初期压力波还未扩散到大部分流动区域，裂缝内的流体主要来自于裂缝周围，裂缝内流体流速较快，因此裂缝内高速非达西效应显著，而随生产时间的增加，压力波波及到更远的区域，从裂缝壁面非均匀流入到裂缝中的流体流速较高，非达西效应逐降低。

为了进一步优化裂缝导流能力沿缝长方向的分布，在裂缝长度、裂缝体积相同的情况下，考虑裂缝宽度沿缝长方向上线性减小，设置了4种不同的方案对比，其中方案I:跟部缝宽0.75mm，端部缝宽0.75mm；方案II:跟部缝宽1mm，端部缝宽0.5mm；方案I:跟部缝宽1.25mm，端部缝宽0.25mm；方案IV:跟部缝宽1.5mm，端部缝宽0mm。

如图4所示，为压裂水平井沿缝长方向4种宽度分布方案下生产360d的累计产量对比图。可以看出，在相同的平均缝宽(均为0.75mm)条件下，由于裂缝宽度的分布差异，导致360d累计产量存在较大差异(方案I：240×10⁴m³/d，方案II：248.2×10⁴m³/d，方案III：252.0×10⁴m³/d方案IV：254.4×10⁴m³/d)，这表明在储层参数和裂缝其他参数不变的情况下，可以通过优化裂缝导流能力沿缝长方向的分布提高压裂酸化井的产量，这也是本发明提出优化压裂酸化井裂缝导流能力的基础。从图4中可以看出，从缝宽变化对产量的影响来看，在考虑压裂酸化井裂缝面伤害、缝内高速非达西、变裂缝宽度分布下时随着根部和端部宽度差值增大，压裂酸化井产量增高；但差值增加到一定程度以后，产量增加幅度减小，存在优选的裂缝宽度分布。

在本例中，考虑到长期生产过程中，由于支撑剂被压碎、压裂液残渣等因素导致裂缝有效宽度变窄，优选裂缝根部宽度为1.25mm、裂缝端部宽度为0.25 mm。假设在储层闭合压力下支撑剂导流能力为150μm²×1.25mm＝18.7μm².cm、裂缝端部宽度为150μm²×0.25mm＝3.75μm².cm。即为而考虑裂缝面伤害和缝内高速非达西压降时会影响裂缝根部和端部的宽度分布(优选方案III)。

虽然结合附图对本发明的具体实施方式进行了详细地描述，但不应理解为对本专利的保护范围的限定。在权利要求书所描述的范围内，本领域技术人员不经创造性劳动即可做出的各种修改和变形仍属本专利的保护范围。

Claims (10)

1.一种压裂酸化井裂缝导流能力优化方法，其包括以下步骤：

步骤一：收集储层地质参数、流体性质参数、井筒参数；

步骤二：收集压裂酸化井裂缝参数、支撑剂参数；

步骤三：将压裂酸化井裂缝均分成长度相等的ns线汇，针对每一个线汇建立考虑储层边界效应、应力敏感、压裂酸化裂缝面伤害的储层渗流模型；

步骤四：考虑流体沿不规则裂缝面非均匀流入裂缝、裂缝内非均质导流能力分布、裂缝内高速非达西效应影响，建立流体在压裂酸化井裂缝内的压降模型；

步骤五：建立储层和裂缝流动耦合的压裂酸化井产量计算模型；

步骤六：在压裂酸化井裂缝长度一定的条件下，以压裂酸化井的累计产量增加幅度为目标，精细优化压裂酸化井裂缝导流能力。

2.如权利要求1所述的压裂酸化井裂缝导流能力优化方法，所述步骤一中收集储层地质参数，具体包括气藏长度、气藏宽度、气藏厚度、气藏应力敏感系数、气藏束缚水饱和度、储层温度、储层渗透率、储层孔隙度、原始地层压力，所述流体性质参数具体包括天然气拟临界温度、天然气拟临界压力、天然气拟对比温度、天然气压缩系数、天然气相对密度、天然气密度、天然气粘度，所述井筒参数具体包括井筒半径、压后井底流压。

3.如权利要求1所述的压裂酸化井裂缝导流能力优化方法，所述步骤二中收集所述压裂酸化井裂缝参数、所述支撑剂参数具体包括压裂酸化裂缝长度、压裂酸化裂缝渗透率、压裂液最大伤害深度、压裂液最小伤害深度、储层伤害带渗透率。

4.如权利要求1所述的压裂酸化井裂缝导流能力优化方法，所述步骤三中建立考虑储层边界效应、应力敏感、压裂酸化裂缝面伤害的储层渗流模型，其中通过建立封闭边界箱形气藏点源函数考虑所述储层边界效应。

5.如权利要求1所述的压裂酸化井裂缝导流能力优化方法，所述步骤三中建立考虑储层边界效应、应力敏感、压裂酸化裂缝面伤害的储层渗流模型，其中通过储层应力敏感效应考虑所述应力敏感。

6.如权利要求1所述的压裂酸化井裂缝导流能力优化方法，所述步骤三中建立考虑储层边界效应、应力敏感、压裂酸化裂缝面伤害的储层渗流模型，其中通过考虑人工裂缝面不同位置处伤害深度不同，即沿裂缝长度方向上伤害深度呈线性逐渐减小，建立裂缝离散单元的伤害深度表达式。

7.如权利要求1所述的压裂酸化井裂缝导流能力优化方法，所述步骤四中所述考虑流体沿不规则裂缝面非均匀流入裂缝、裂缝内非均质导流能力分布通过如下方法实现：

依据压裂酸化裂缝单翼缝宽由跟部到趾部逐渐变窄实际情况，应用空间离散方法，将每个裂缝微元处理为等腰梯形，即每条人工裂缝单翼是由ns个等腰梯形构成，从而实现缝宽沿缝长的楔形变化。

8.如权利要求1所述的压裂酸化井裂缝导流能力优化方法，所述步骤四中所述裂缝内高速非达西效应影响基于Forchheimer方程建立。

9.如权利要求1所述的压裂酸化井裂缝导流能力优化方法，所述步骤五中建立所述储层和裂缝流动耦合的压裂酸化井产量计算模型包括如下步骤：

(S510)建立压裂酸化井储层-基质耦合流动模型；

(S520)考虑定井底流压生产时井底压力为定值，裂缝与井眼相交处的压力为井底流压；

(S530)建立压裂酸化井基质-裂缝耦合流动的瞬态渗流模型。

10.如权利要求1所述的压裂酸化井裂缝导流能力优化方法，所述步骤六中所述精细优化压裂酸化井裂缝导流能力包括如下步骤：

(S610)沿不规则裂缝长度方向上设置不同裂缝导流能力分布方案；

(S620)计算不同裂缝导流能力分布下的压裂酸化井生产1年的累计产量，结合累计产量结果并考虑工程技术等条件，优化压裂酸化井裂缝导流能力。