CN113850029B - 一种页岩气水平井密切割压裂射孔参数优化设计方法 - Google Patents

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Abstract

一种页岩气水平井密切割压裂射孔参数优化设计方法，包括：首先，采用位移不连续法描述应力与缝宽之间的关系，耦合井筒和裂缝内的流体流动方程，同时考虑压裂液滤失和孔眼摩阻的影响，建立完全流固耦合的页岩气水平井密切割压裂多裂缝同步扩展模型；其次，采用位移不连续法和有限体积法离散多裂缝扩展模型，并采用Newton‑Raphson迭代法求解全局非线性耦合方程组，并编制计算程序；最后，计算不同射孔参数方案条件下各簇水力裂缝均匀发育程度指数，参照优选射孔参数的定量标准，确定最佳的射孔参数方案。本发明克服现有射孔参数优化设计仅基于工程经验、缺乏理论依据，导致应用效果较不稳定的不足，为页岩气水平井密切割压裂的射孔参数优化设计提供一种新方法。

Description

一种页岩气水平井密切割压裂射孔参数优化设计方法
技术领域
本发明属于油气田开发领域，具体涉及一种页岩气水平井密切割压裂射孔参数优化设计方法。
背景技术
目前，“缝网压裂”改造已成为非常规油气藏高效开发的前提条件，也有学者将其称为“体积压裂”，即有意识地利用水力裂缝沟通储层中的天然裂缝，使其闭合的部分重新开启，开启的部分又相互连通，从而在地层中形成具有较大规模的复杂裂缝网络，促使地层中的油气向井筒高效流动。水平井分段多簇压裂技术是现阶段非常规油气藏实现缝网压裂改造最有效的技术手段，在有效扩大动用体积的同时也降低了施工成本。在过去十年里，水平井分段多簇压裂技术得到不断的发展与完善，工程师们结合页岩气储层地质特征与现场压裂改造实践，将簇间距由早期的几十米下调至几米，单段射孔簇也由原来的2～3簇上调至4簇以上，从而形成了水平井密切割压裂技术。密切割压裂技术通过减小射孔簇间距、增加单段射孔簇数的方式，增大压裂段内水力裂缝密度，进而解决部分页岩储层基质脆性差、天然裂缝不发育难以形成复杂缝网的难题。该项技术被广泛应用于页岩气藏的缝网压裂改造。
然而，由于压裂过程中数条水力裂缝会同时形成、扩展，工程师们难以独立地控制每条水力裂缝的尺寸，现场监测数据也表明压裂段内的各条水力裂缝并非如期望般地一同扩展。例如，Miller等人通过统计北美100余口页岩压裂水平井的生产测井数据发现，大约有三分之一的射孔簇在压裂后贡献了三分之二的产量，而约三分之一的射孔簇是无效的(Miller C,Waters G,Rylander E.Evaluation of production log data fromhorizontal wells drilled in organic shales[C]//North American UnconventionalGas Conference and Exhibition.OnePetro,2011.)。同时，国内威远、长宁、昭通和焦石坝页岩气田或示范区页岩气生产井产量差异也很大，近半数射孔簇不具备增产效果，这与水平井分段多簇压裂过程中各簇水力裂缝是否均匀发育密切相关(赵金洲,任岚,沈骋,等.页岩气储层缝网压裂理论与技术研究新进展[J].天然气工业,2018,38(03):1-14)。射孔限流法是当前使用最为广泛的促进多簇水力裂缝均匀发育的工艺技术方法。该技术的核心是通过合理地控制射孔参数(较少的射孔数量和较小的射孔直径)，使得压裂液流过射孔孔眼时产生较高的阻力和压降，这种阻力能够减弱缝间的应力干扰作用，从而平衡各条裂缝的扩展速度。但是现阶段射孔限流法的优化设计大多基于工程经验，缺乏理论依据，导致这些射孔参数优化设计方法应用效果较不稳定。对于单段射孔簇数少、簇间距大、段内应力非均质性弱的常规分段多簇压裂水平井，具有一定的效果，而对于单段射孔簇数多、簇间距小、段内各簇应力条件差异大的密切割压裂水平井，其运用效果并不理想。
综上所述，目前需要的页岩气水平井密切割射孔参数优化设计方法应具有以下两个特点：(1)即能指导单段射孔簇数少、簇间距大、段内应力非均质性弱的常规分段多簇压裂水平井的射孔参数优化设计，又能满足单段射孔簇数多、簇间距小、段内各簇应力条件差异大的密切割压裂水平井的射孔参数优化设计；(2)理论依据完善，思路简洁直观，可操作性强，且能获得有效的射孔参数优化设计结果。
发明内容
本发明的目的在于提供一种页岩气水平井密切割压裂射孔参数优化设计方法，用于优化页岩气压裂设计，更具操作性和准确性，为页岩气水平井密切割压裂的射孔参数优化设计提供了一种新的决策方法，克服了现有技术的不足。
为达到以上技术目的，本发明提供了以下技术方案。
一种页岩气水平井密切割压裂射孔参数优化设计方法，其特征在于，包括以下步骤：
步骤一，采用位移不连续法描述应力与缝宽之间的关系，耦合井筒和裂缝内的流体流动方程，同时考虑压裂液滤失和孔眼摩阻的影响，建立完全流固耦合的水平井密切割压裂多裂缝同步扩展模型；
步骤二，采用位移不连续法和有限体积法离散多裂缝扩展模型，并采用Newton-Raphson迭代法求解全局非线性耦合方程组，并编制计算程序；
步骤三，计算不同射孔参数方案条件下各簇水力裂缝均匀发育程度指数，优选最佳的射孔参数方案。
进一步的，上述步骤一中，具体包括以下步骤：
(1)建立岩石变形方程：基于二维位移不连续法，引入缝高修正因子，建立受到远场地应力、缝内流体压力和邻缝诱导应力共同作用下的岩石变形方程；
Figure GDA0004067435050000021
Figure GDA0004067435050000031
式中：
σss m为第m个水力裂缝单元受到的平行于裂缝壁面方向的正应力，由于水力裂缝扩展由缝内流体驱动，σss m＝0，MPa；
σnn m为第m个水力裂缝单元受到的垂直于裂缝壁面方向的正应力，取远场地应力、缝内流体压力和邻缝诱导应力在裂缝壁面产生的正应力的和，MPa；
σsn m为第m个水力裂缝单元裂缝壁面受到的剪应力，取远场地应力、缝内流体压力和邻缝诱导应力在裂缝壁面产生的剪应力的和，MPa；
Ass m,j、Asn m,j、Ans m,j、Ann m,j、Aτs m,j、Aτn m,j均为平面应变弹性系数；
Ds j为水力裂缝单元j微段上的剪应力引起的位移不连续量；
Dn j为水力裂缝单元j微段上的正应力引起的位移不连续量，可视为水力裂缝单元j微段的缝宽；
Gm,j为缝高修正因子；
M为水力裂缝被划分的总单元个数；
h为水力裂缝高度，m；
dm,j为裂缝单元m中点到裂缝单元j中点的距离，m；
(2)建立流体流动方程：分别建立井筒和裂缝内的流体流动方程以及考虑井筒与射孔孔眼摩阻的井筒压力平衡方程；
Figure GDA0004067435050000032
Figure GDA0004067435050000033
Figure GDA0004067435050000034
式中：
Qi为第i条水力裂缝入口处流入流量，m3/s；
QT为压裂段入口处注入流量，m3/s；
N为指定压裂段内水力裂缝总条数，即单段总射孔簇数，条/簇；
u为压裂液粘度，MPa·s；
W为水力裂缝缝高截面最大缝宽，m；
P为x断面处的流体压力，MPa；
CL为压裂液滤失系数，m/min0.5；
t为施工时间，s；
τ为裂缝单元开始滤失的时间，s；
Pw,i为第i条水力裂缝入口处的压力，MPa；
Pcf,i为第i条水力裂缝对应的井筒摩阻，MPa；
Ppf,i为第i条水力裂缝对应的射孔孔眼摩阻，MPa；
P0为水平井跟部的压力，MPa；
αf,i为第i条裂缝孔眼摩擦系数，MPa·s2/m6；
ρs为压裂液密度，kg/m3；
np,i为第i条裂缝对应射孔簇的射孔数量，孔；
dp,i为第i条裂缝射孔孔眼直径，m；
Kd为孔眼流量系数，反映了射孔孔眼入口处形状对压裂液流动及孔眼摩阻的影响，Kd的取值范围是0.5～0.95；
D为井筒直径，m；
xj为第j条裂缝到井筒注入口的距离，m；
xj-1为第j-1条裂缝到井筒注入口的距离，m；
Qk为第k条水力裂缝入口处流入流量，m3/s；
(3)建立裂缝扩展准则方程：基于最大周向应力理论，建立水力裂缝扩展判据和扩展方向计算方程，具体公式如下：
Figure GDA0004067435050000041
Figure GDA0004067435050000042
其中
Figure GDA0004067435050000043
式中：
θ0为裂缝准扩展方向与当前扩展方向的夹角，°，逆时针为正；
KI和KII分别为I型和II型应力强度因子，MPa·m1/2；
KIC为地层岩石I型断裂韧性值，MPa·m1/2；
E为地层岩石杨氏模量，MPa；
v为地层岩石泊松比，无因次；
a为水力裂缝单元半长，m。
进一步的，上述步骤三中，可以是根据现场选用的射孔枪型号确定射孔孔眼直径，在此基础上计算不同射孔孔眼数条件下各簇水力裂缝均匀发育程度指数，该指数越小，各簇水力裂缝发育越均匀。
进一步的，采用各簇水力裂缝的无因次裂缝体积标准差来表征上述各簇水力裂缝的均匀发育程度指数δv，δv的具体计算公式如下：
Figure GDA0004067435050000051
式中：
δv为各簇水力裂缝均匀发育程度指数，无因次；
Vf j为第j簇水力裂缝的体积，m3；
ζv j为第j簇水力裂缝无因次裂缝体积，无因次；
Figure GDA0004067435050000052
为各簇水力裂缝的平均无因次裂缝体积，无因次。
进一步的，选用满足δv≤0.01条件的射孔参数方案为优选出的最佳射孔参数，射孔参数包括射孔孔眼数与射孔孔眼直径。
与现有技术相比，本发明的有益效果在于：
针对页岩气水平井密切割压裂过程中多裂缝扩展这一涉及多个物理过程耦合作用的复杂力学问题，采用位移不连续法描述应力与缝宽之间的关系，耦合井筒和裂缝内的流体流动方程，同时考虑压裂液滤失和孔眼摩阻的影响，建立了一套完全流固耦合的水平井密切割压裂多裂缝同步扩展模型，其优势在于，可对各射孔簇压裂液注入量和水力裂缝扩展形态进行准确预测；分别采用位移不连续法和有限体积法对固体方程和流体方程进行离散，其优势在于，只需对水力裂缝轨迹区域进行离散，无需离散围岩区域，在保证模型计算精度的同时大幅提高计算速度；采用牛顿迭代法(Newton-Raphson迭代法)将模型离散后的非线性方程组转为线性方程组进行求解，其优势在于，求解时只要初值设置合理就能快速收敛，与其它迭代算法相比(如：Picard迭代法)具有更快的计算速度；建立了一套水力裂缝均匀发育程度的定量评价指标，并提供了优选射孔参数的定量标准与方法。最终，形成了一种科学的页岩气水平井密切割压裂射孔参数定量优化设计方法，克服了现有的射孔参数优化设计方法仅基于工程经验，缺乏理论依据，导致应用效果较不稳定的不足。
本发明所述射孔参数优化设计方法理论依据完善，思路简洁直观，适用于页岩气水平井密切割压裂设计，尤其是针对单段射孔簇数多、簇间距小、段内各簇应力条件差异大的密切割压裂水平井；并已成功运用于某页岩气田数十口页岩气水平井密切割压裂方案设计中，现场试验应用效果显著，验证了本发明所述方法的适应性和可操作性，表明其具有很好的工程应用推广价值。
附图说明
图1为一种页岩气水平井密切割压裂射孔参数优化设计方法流程示意图。
图2为多裂缝同步扩展模型计算程序流程图。
图3为本发明实施例中FYH1井单段5～7簇压裂模式下不同射孔孔眼数方案对应的水力裂缝均匀发育程度指数曲线图。
图4为本发明实施例中FYH1井部分压裂段产剖测试结果图。
图5为本发明实施例中FYH2井第15压裂段不同射孔孔眼数方案对应的水力裂缝均匀发育程度指数曲线图。
图6为本发明实施例中FYH2井第17压裂段不同射孔孔眼数方案对应的水力裂缝均匀发育程度指数曲线图。
具体实施方式
下面结合附图和具体实施例对本发明进行详细说明。本实施例以本发明技术方案为前提进行实施，给出了详细的实施方式和具体的操作过程，但本发明的保护范围不限于下述的实施例。
一种页岩气水平井密切割压裂射孔参数优化设计方法，包括以下步骤：
首先，采用位移不连续法描述应力与缝宽之间的关系，耦合井筒和裂缝内的流体流动方程，同时考虑压裂液滤失和孔眼摩阻的影响，建立完全流固耦合的水平井密切割压裂多裂缝同步扩展模型；其次，采用位移不连续法和有限体积法离散多裂缝扩展模型，并采用Newton-Raphson迭代法求解全局非线性耦合方程组，并编制计算程序；最后，计算不同射孔参数方案条件下各簇水力裂缝均匀发育程度指数，优选最佳的射孔参数方案。
进一步的，一种页岩气水平井密切割压裂射孔参数优化设计方法，依次包括以下步骤：
1.建立完全流固耦合的水平井密切割压裂多裂缝同步扩展模型。多裂缝扩展是一个复杂的力学问题，涉及多个物理过程的耦合作用，主要包括以下三个过程：①受到远场地应力、缝内流体压力和邻缝诱导应力共同作用下的岩石变形过程；②流体在井筒和裂缝内的动态流动过程，同时要考虑孔眼摩阻和压裂液向裂缝壁面的滤失行为；③裂缝前沿的扩展过程，需要实时判断裂缝是否扩展和扩展方向。需对每个物理过程进行建模，给出具体的数学方程。
(1)建立岩石变形方程。基于二维位移不连续法，引入缝高修正因子，建立受到远场地应力、缝内流体压力和邻缝诱导应力共同作用下的岩石变形方程。
Figure GDA0004067435050000071
Figure GDA0004067435050000072
式中：
σss m为第m个水力裂缝单元受到的平行于裂缝壁面方向的正应力，由于水力裂缝扩展由缝内流体驱动，σss m＝0，MPa；
σnn m为第m个水力裂缝单元受到的垂直于裂缝壁面方向的正应力，取远场地应力、缝内流体压力和邻缝诱导应力在裂缝壁面产生的正应力的和，MPa；
σsn m为第m个水力裂缝单元裂缝壁面受到的剪应力，取远场地应力、缝内流体压力和邻缝诱导应力在裂缝壁面产生的剪应力的和，MPa；
Ass m,j、Asn m,j、Ans m,j、Ann m,j、Aτs m,j、Aτn m,j均为平面应变弹性系数；
Ds j为水力裂缝单元j微段上的剪应力引起的位移不连续量；
Dn j为水力裂缝单元j微段上的正应力引起的位移不连续量，可视为水力裂缝单元j微段的缝宽；
Gm,j为缝高修正因子；
M为水力裂缝被划分的总单元个数；
h为水力裂缝高度，m；
dm,j为裂缝单元m中点到裂缝单元j中点的距离，m；
(2)建立流体流动方程。压裂液以压裂段的注入点为起点，流经井筒、从射孔孔眼进入地层形成水力裂缝，根据流动区域不同将其分为井筒流动和缝内流动两种主要流动阶段。基于质量守恒定律，忽略井筒储集效应，压裂液视为不可压缩的牛顿型液体，水力裂缝高度恒定，缝高截面视为椭圆形，分别建立井筒和裂缝内的流体流动方程以及考虑井筒与射孔孔眼摩阻的井筒压力平衡方程。
Figure GDA0004067435050000073
Figure GDA0004067435050000081
Figure GDA0004067435050000082
式中：
Qi为第i条水力裂缝入口处流入流量，m3/s；
QT为压裂段入口处注入流量，m3/s；
N为指定压裂段内水力裂缝总条数，即单段总射孔簇数，条/簇；
u为压裂液粘度，MPa·s；
W为水力裂缝缝高截面最大缝宽，m；
P为x断面处的流体压力，MPa；
CL为压裂液滤失系数，m/min0.5；
t为施工时间，s；
τ为裂缝单元开始滤失的时间，s；
Pw,i为第i条水力裂缝入口处的压力，MPa；
Pcf,i为第i条水力裂缝对应的井筒摩阻，MPa；
Ppf,i为第i条水力裂缝对应的射孔孔眼摩阻，MPa；
P0为水平井跟部的压力，MPa；
αf,i为第i条裂缝孔眼摩擦系数，MPa·s2/m6；
ρs为压裂液密度，kg/m3；
np,i为第i条裂缝对应射孔簇的射孔数量，孔；
dp,i为第i条裂缝射孔孔眼直径，m；
Kd为孔眼流量系数，反映了射孔孔眼入口处形状对压裂液流动及孔眼摩阻的影响，Kd的取值范围是0.5～0.95；
D为井筒直径，m；
xj为第j条裂缝到井筒注入口的距离，m；
xj-1为第j-1条裂缝到井筒注入口的距离，m；
Qk为第k条水力裂缝入口处流入流量，m3/s。
(3)建立裂缝扩展准则方程。基于最大周向应力理论，建立水力裂缝扩展判据和扩展方向计算方程，具体公式如下：
Figure GDA0004067435050000091
Figure GDA0004067435050000092
其中
Figure GDA0004067435050000093
式中：
θ0为裂缝准扩展方向与当前扩展方向的夹角，°，逆时针为正；
KI和KII分别为I型和II型应力强度因子，MPa·m1/2；
KIC为地层岩石I型断裂韧性值，MPa·m1/2；
E为地层岩石杨氏模量，MPa；
v为地层岩石泊松比，无因次；
a为水力裂缝单元半长，m。
2.离散多裂缝同步扩展模型。建立的多裂缝同步扩展模型同时考虑了岩石变形和流体流动，属于典型的流固耦合模型。为便于求解，需要对固体方程和流体方程分别进行离散。由于本模型中的固体方程是基于位移不连续法(DDM)建立，其当前形式已属于离散后的状态，仅需进行化简和整合即可。至于流体方程，则采用有限体积法(FVM)对流体方程进行离散。
3.求解多裂缝同步扩展模型，并编制计算程序。多裂缝同步扩展数学模型离散后获得的方程组具有非线性特征，采用Newton-Raphson迭代法将该非线性方程组转为线性方程组求解，并采用Matlab软件编制计算程序。
4.计算各簇水力裂缝均匀发育程度指数，优选最佳的射孔参数。采用各簇水力裂缝的无因次裂缝体积标准差来表征各簇水力裂缝的均匀发育程度指数δv。根据现场选用的射孔枪型号确定射孔孔眼直径，在此基础上计算不同射孔孔眼数条件下各簇水力裂缝均匀发育程度指数。该指数越小，各簇水力裂缝发育越均匀，推荐选用满足δv≤0.01条件的射孔孔眼数方案。δv的具体计算公式如下：
Figure GDA0004067435050000101
式中：
δv为各簇水力裂缝均匀发育程度指数，无因次；
Vf j为第j簇水力裂缝的体积，m3；
ζv j为第j簇水力裂缝无因次裂缝体积，无因次；
Figure GDA0004067435050000102
为各簇水力裂缝的平均无因次裂缝体积，无因次。
本发明中涉及的计算公式和参数较多，若一一列出会显得过于累赘，为保证本发明的简洁直观，因此仅列出了主要的计算公式和参数，对于未给出的计算公式和参数则可查阅相应的参考文献。
下面结合具体实施例对本发明进一步说明。
实施例1：等密度射孔参数优化设计。
以涪陵区块页岩气水平井FYH1井为例，该井储层钻遇率高，且水平段基本在同一套储层中穿行。开展压裂设计时假设全井段储层条件均质，同一压裂段内地应力条件一致，计划分21段进行密切割压裂，采用等密度射孔方式，单段射孔5～7簇，簇间距7m，使用9.5mm孔径的射孔枪开展作业，其它基础参数见下表1。一种页岩气水平井密切割压裂射孔参数优化设计方法，依次包括以下步骤：
表1 FYH1井基础参数表
基本参数 取值 基本参数 取值
注入排量(m<sup>3</sup>/min) 14 压裂液粘度(mPa·s) 3
裂缝高度(m) 50 杨氏模量(GPa) 34.6
泊松比(无因次) 0.157 滤失系数(m/min<sup>0.5</sup>) 0.0003
水平最大主应力(MPa) 54 水平最小主应力(MPa) 49
岩石断裂韧性(MPa·m<sup>0.5</sup>) 1 垂向地应力(MPa) 57
射孔孔眼直径(mm) 9.5 簇间距(m) 7
压裂液密度(g/cm<sup>3</sup>) 1.05 孔眼流量系数 0.95
单段射孔簇数 5、6、7 施工时间(min) 120
水平井筒直径(mm) 114
步骤1，综合考虑岩石变形、流体流动、孔眼摩阻和压裂液滤失的影响，建立完全流固耦合的水平井密切割压裂多裂缝同步扩展模型。
步骤2，采用位移不连法和有限体积法对多裂缝同步扩展模型进行离散。
步骤3，采用Newton-Raphson迭代法求解该模型离散后的非线性方程组，并采用Matlab软件按照图2中的设计流程编制计算程序。
步骤4，结合表1中的参数(射孔孔眼直径9.5mm)，采用步骤3中编制好的计算程序分别计算单段5簇、单段6簇和单簇7簇压裂模式下不同射孔孔眼数方案(按照等密度射孔方案设计，每簇射孔眼数一致)对应的水力裂缝均匀发育程度指数(δv)，如图3所示。由图3可知，按照δv≤0.01的标准优选射孔方案，推荐单段6、7簇压裂模式下每簇采用不超过5孔的射孔方案，单段5簇压裂模式下每簇应采用不超过6孔的射孔方案。由公式(5)可知，减小射孔孔眼数量会导致孔眼摩阻显著增加，进而增大地面施工压力，不利于压裂作业的成功实施。因此，通常推荐选用满足δv≤0.01条件的最大射孔孔眼数方案。针对本实施例，综合考虑到射孔施工作业实施的便捷性，最终决定单段5～7簇压裂模式下都采用5孔的射孔方案。
如图4所示，FYH1井采用每簇5孔(单段25-35孔)的等密度射孔方案压裂后，在12.5万方制度下进行产剖测试，77簇射孔中有12簇不出气，占比15.6％；不产气簇数占比低于北美早期33％的统计结果(Miller C,Waters G,Rylander E.Evaluation of productionlog data from horizontal wells drilled in organic shales[C]//North AmericanUnconventional Gas Conference and Exhibition.OnePetro,2011.)，说明本发明提供的页岩气水平井密切割压裂射孔参数优化设计方法具有明显成效。
实施例2：非等密度射孔参数优化设计。
实施例1中，采用每簇5孔的射孔方案，对改善压裂段内各簇水力裂缝非均衡扩展现象具有明显成效，但是产剖测试结果(图4)表明部分压裂段内仍存在趾部簇(第13、15、17压裂段)和中间簇(第10、11、12、14压裂段)水力裂缝发育不佳的现象，可能是段间应力干扰和段内应力非均质性导致，为改善这一不利影响需采用非等密度射孔方案，增加水力裂缝发育不佳的射孔簇的射孔数量，进一步改善段内各簇水力裂缝非均衡扩展问题。针对上述问题，本发明的实施例2选取与FYH1井相邻且处于同一钻井平台的FHY2井的第15、17两个典型压裂段为例，开展非等密度射孔参数优化设计。两个典型压裂段分别计划射孔6簇与7簇，簇间距均为7m，各射孔簇对应的地应力参数见表2，其它基础参数与FHY1井一致见表1。一种页岩气水平井密切割压裂射孔参数优化设计方法，依次包括以下步骤：
步骤1～3与实例1中一致，此处不再重复描述。
步骤4，针对FHY2井的第15、17压裂段，结合表1与表2中的参数，采用步骤3中编制好的计算程序分别计算不同射孔孔眼数方案(在实例1中每簇5孔的基础上，按照非等密度射孔方案设计，设计原则是让地应力较高的射孔簇的孔眼数略多于低地应力射孔簇，主要考虑水平最小地应力)对应的水力裂缝均匀发育程度指数(δv)，如图5、6所示。由图5、6可知，对于段内各射孔簇处地应力不相等的压裂段采用非密度射孔方案明显优于等密度射孔方案，按照δv≤0.01的标准优选射孔方案，在孔眼直径为9.5mm的条件下，FHY2井第15压裂段的最佳射孔方案为：第1、2簇射4孔，第3、4簇射5孔，第5、6簇射6孔；FHY2井第17压裂段的最佳射孔方案为：第1、2、6、7簇射4孔，第3～5簇射6孔。
按照上述优化思路与方法对FHY2井全部压裂段进行射孔参数设计，对于段内各射孔簇地应力条件基本一致的压裂段采用等密度射孔参数优化方法；反之，则采用非等密度射孔参数优化方法。FHY2井按照上述优化结果进行射孔作业，压裂改造后日产气18.3万方，是邻井FHY1井日产气量的1.46倍，进一步说明本发明提供的页岩气水平井密切割压裂射孔参数优化设计方法具有明显成效。
表2FYH1井第15、17压裂段地应力发育情况
Figure GDA0004067435050000121
以上所述，仅为本发明的较佳实施例而已，并非对本发明作任何形式上的限制，任何未脱离本发明技术方案内容，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。
本说明书未作详细描述的内容属于本领域专业技术人员公知的现有技术。

Claims (4)

1.一种页岩气水平井密切割压裂射孔参数优化设计方法，其特征在于，包括以下步骤：
步骤一，采用位移不连续法描述应力与缝宽之间的关系，耦合井筒和裂缝内的流体流动方程，同时考虑压裂液滤失和孔眼摩阻的影响，建立完全流固耦合的水平井密切割压裂多裂缝同步扩展模型；
步骤二，采用位移不连续法和有限体积法离散多裂缝扩展模型，并采用Newton-Raphson迭代法求解全局非线性耦合方程组，并编制计算程序；
步骤三，计算不同射孔参数方案条件下各簇水力裂缝均匀发育程度指数，选择最佳的射孔参数方案：对于段内各射孔簇地应力条件基本一致的压裂段采用等密度射孔参数优化方法；反之，则采用非等密度射孔参数优化方法，增加水力裂缝发育不佳的射孔簇的射孔数量，让地应力较高的射孔簇的孔眼数略多于低地应力射孔簇；选用满足各簇水力裂缝的均匀发育程度指数δv≤0.01条件的最大射孔孔眼数方案为最佳射孔参数。
2.根据权利要求1所述的一种页岩气水平井密切割压裂射孔参数优化设计方法，其特征在于，上述步骤一中，具体包括以下步骤：
(1)建立岩石变形方程：基于二维位移不连续法，引入缝高修正因子，建立受到远场地应力、缝内流体压力和邻缝诱导应力共同作用下的岩石变形方程；
Figure FDA0004067435040000011
Figure FDA0004067435040000012
式中：
σss m为第m个水力裂缝单元受到的平行于裂缝壁面方向的正应力，由于水力裂缝扩展由缝内流体驱动，σss m＝0，MPa；
σnn m为第m个水力裂缝单元受到的垂直于裂缝壁面方向的正应力，取远场地应力、缝内流体压力和邻缝诱导应力在裂缝壁面产生的正应力的和，MPa；
σsn m为第m个水力裂缝单元裂缝壁面受到的剪应力，取远场地应力、缝内流体压力和邻缝诱导应力在裂缝壁面产生的剪应力的和，MPa；
Ass m,j、Asn m,j、Ans m,j、Ann m,j、Aτs m,j、Aτn m,j均为平面应变弹性系数；
Ds j为水力裂缝单元j微段上的剪应力引起的位移不连续量；
Dn j为水力裂缝单元j微段上的正应力引起的位移不连续量，可视为水力裂缝单元j微段的缝宽；
Gm,j为缝高修正因子；
M为水力裂缝被划分的总单元个数；
h为水力裂缝高度，m；
dm,j为裂缝单元m中点到裂缝单元j中点的距离，m；
(2)建立流体流动方程：分别建立井筒和裂缝内的流体流动方程以及考虑井筒与射孔孔眼摩阻的井筒压力平衡方程；
Figure FDA0004067435040000021
Figure FDA0004067435040000022
Figure FDA0004067435040000023
式中：
Qi为第i条水力裂缝入口处流入流量，m3/s；
QT为压裂段入口处注入流量，m3/s；
N为指定压裂段内水力裂缝总条数，即单段总射孔簇数，条/簇；
u为压裂液粘度，MPa·s；
W为水力裂缝缝高截面最大缝宽，m；
P为x断面处的流体压力，MPa；
CL为压裂液滤失系数，m/min0.5；
t为施工时间，s；
τ为裂缝单元开始滤失的时间，s；
Pw,i为第i条水力裂缝入口处的压力，MPa；
Pcf,i为第i条水力裂缝对应的井筒摩阻，MPa；
Ppf,i为第i条水力裂缝对应的射孔孔眼摩阻，MPa；
P0为水平井跟部的压力，MPa；
αf,i为第i条裂缝孔眼摩擦系数，MPa·s2/m6；
ρs为压裂液密度，kg/m3；
np,i为第i条裂缝对应射孔簇的射孔数量，孔；
dp,i为第i条裂缝射孔孔眼直径，m；
Kd为孔眼流量系数，反映了射孔孔眼入口处形状对压裂液流动及孔眼摩阻的影响，Kd的取值范围是0.5～0.95；
D为井筒直径，m；
xj为第j条裂缝到井筒注入口的距离，m；
xj-1为第j-1条裂缝到井筒注入口的距离，m；
Qk为第k条水力裂缝入口处流入流量，m3/s；
(3)建立裂缝扩展准则方程：基于最大周向应力理论，建立水力裂缝扩展判据和扩展方向计算方程，具体公式如下：
Figure FDA0004067435040000031
Figure FDA0004067435040000032
其中
Figure FDA0004067435040000033
式中：
θ0为裂缝准扩展方向与当前扩展方向的夹角，°，逆时针为正；
KI和KII分别为I型和II型应力强度因子，MPa·m1/2；
KIC为地层岩石I型断裂韧性值，MPa·m1/2；
E为地层岩石杨氏模量，MPa；
v为地层岩石泊松比，无因次；
a为水力裂缝单元半长，m。
3.根据权利要求1所述的一种页岩气水平井密切割压裂射孔参数优化设计方法，其特征在于，上述步骤三中，据现场选用的射孔枪型号确定射孔孔眼直径，在此基础上计算不同射孔孔眼数条件下各簇水力裂缝均匀发育程度指数，该指数越小，各簇水力裂缝发育越均匀。
4.根据权利要求3所述的一种页岩气水平井密切割压裂射孔参数优化设计方法，其特征在于，采用各簇水力裂缝的无因次裂缝体积标准差来表征所述各簇水力裂缝的均匀发育程度指数δv，δv的具体计算公式如下：
Figure FDA0004067435040000041
式中：
δv为各簇水力裂缝均匀发育程度指数，无因次；
Vf j为第j簇水力裂缝的体积，m3；
N为指定压裂段内水力裂缝总条数，即单段总射孔簇数，条/簇；
ζv j为第j簇水力裂缝无因次裂缝体积，无因次；
Figure FDA0004067435040000042
为各簇水力裂缝的平均无因次裂缝体积，无因次。
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