CN115270411A - 一种基于水化膨胀应力的焖井时间优化方法 - Google Patents
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Abstract
本发明公开了一种基于水化膨胀应力的焖井时间优化方法，考虑到页岩粘土矿物含量高的情况下，岩石与压裂液发生水化作用后因崩解、软化和膨胀产生诱导微裂缝提高储层整体渗透率，从而最大程度提高压裂后焖井施工效果的方法。所述方法通过二维孔隙模型和测井地应力数据，结合岩石抗张强度破坏准则得到破裂压力和孔隙压力；通过强制自吸模型和水分扩散方程得到含水量动态剖面；通过岩石力学三向应力‑应变数学模型得到水化膨胀应力；结合力场内裂缝产生条件与不同焖井天数下力场变化情况得到最佳裂缝长度和对应的最短焖井时间。本发明提供的焖井时间优化方法，能够减少施工时间，提高施工效果。
Description
技术领域
本发明涉及石油天然气工程领域，尤其涉及一种基于水化膨胀应力的焖井时间优化方法。
背景技术
地质勘探结果表明页岩储层矿物组成主要由黏土矿物、石英和碳酸盐矿物构成；总体具有脆性矿物含量高，非均质性强，纵向变化大的特征；储集空间主要为层间裂缝及溶蚀孔，有机质孔不发育。与常规储层相比，页岩储层存在非均质性强、渗透率与孔隙度小、储层岩性敏感等问题。
水力压裂是目前国内页岩开发的主要手段之一，区别于常规砂岩，页岩井压裂后表现出低返排率高产能、焖井后产水量降低而产量增加等特殊特征。并且根据矿场统计结果，页岩储层压裂改造后进行焖井有利于提高产量。
焖井能够提高产量的原因是页岩中的黏土矿物成分具有水不稳定性，经过压裂液浸泡以后发生水化膨胀，膨胀后页岩强度降低产生诱导微裂缝，在骨架支撑下形成复杂缝网从而改善渗流通道，通过提高渗透率从而提高单井产量。
但是目前焖井时间大多依靠现场工程师经验来确定，考虑因素较为单一，大部分的方法只从油田开发进度和工程参数进行了考虑，容易造成焖井时间过短达不到预期效果，也容易过度焖井造成储层污染。
同时目前针对页岩井焖井时间优化的模型计算方法简化因素较多，不能从微观角度对岩石微裂缝的起裂规律做出很好的阐释，不能真实地反应实际的起裂情况；并且目前的焖井时间研究成果都适用于专井专治，不能得到一套普适性的焖井时间确立方法。
发明内容
有鉴于此，本发明实施例的目的在于提供一种基于水化膨胀应力的焖井时间优化方法。
为达到以上技术目的，本发明提供以下技术方案。
一种基于水化膨胀应力的焖井时间优化方法，其特征在于，包括以下步骤：
收集计算所需基本参数；
通过二维孔隙模型和测井地应力数据，结合岩石抗张强度破坏准则得到破裂压力和孔隙压力；
通过强制自吸模型得到页岩层理方向的强制渗吸深度，再结合水分扩散方程得到含水量动态剖面；
通过含水量数据得到岩石水化后的岩石力学参数，结合三向应力-应变数学模型得到水化膨胀应力；
结合力场内裂缝产生条件与不同焖井天数下力场变化情况得到最佳裂缝长度和对应的最短焖井时间。
进一步地，计算所需基本参数包括地层参数、压裂施工参数。
进一步地，所述地层参数包括地应力参数、岩石力学参数、地层流体参数，所述压裂施工参数包括压裂液参数、施工时间参数。
进一步地，所述结合力场内裂缝产生条件包括：
孔隙压力与膨胀应力的和大于破裂压力则裂缝产生，反之裂缝不产生。
进一步地，所述通过二维孔隙模型和测井地应力数据，结合岩石抗张强度破坏准则得到破裂压力还包括：
根据线弹性力学理论的叠加原理，将椭圆孔在远场最大主应力、远场最小主应力、均布压力联合作用下的应力场模型分解为各力单独作用下的应力场叠加，确定好椭圆孔几何关系后对孔边周向应力进行判别分析，得到破裂压力。
进一步地，所述通过强制自吸模型得到页岩层理方向的强制渗吸深度，再结合水分扩散方程得到含水量动态剖面还包括：
运用哈根-泊肃叶方程和毛细管束模型描述弯曲毛细管内压裂液的流动，根据毛细管分布频率计算强制渗析深度，再结合水分扩散方程得到含水量剖面。
进一步地，所述通过含水量数据得到岩石水化后的岩石力学参数，结合三向应力-应变数学模型得到水化膨胀应力还包括：
三向应力中使用周向应力作为膨胀应力，使用半解析法处理孔边界与远场的应变边界条件，再使用试函数解析表达式得到页岩水化后吸水产生的位移场，代入应力-应变数学模型得到不同吸水剖面的膨胀应力分布。
本发明提供了一种基于水化膨胀应力的焖井时间优化方法，该方法通过二维孔隙模型和测井地应力数据得到破裂压力和孔隙压力；通过强制自吸模型和水分扩散方程得到含水量动态剖面；通过岩石力学三向应力-应变数学模型得到水化膨胀应力；结合岩石抗张强度破坏准则与不同焖井天数下力场变化情况得到最佳裂缝长度和对应的最短焖井时间。本发明提供了一种计算压裂焖井施工产生最长缝长的方法，能够在保证施工效果的同时减少施工时间，提高施工效果。
附图说明
图1为本发明椭圆孔受力物理模型示意图。
图2为本发明椭圆孔模型离心角与圆心角示意图。
图3为本发明不同圆心角时轴向应力与远场应力比计算结果示意图。
图4为本发明不同远场应力下孔边应力计算结果示意图。
图5为本发明不同圆心角处孔边周向应力分布计算结果示意图。
图6为本发明不同圆心角处的拉张起裂压力计算结果示意图。
图7为本发明不同应力方位角时起裂压力计算结果示意图。
图8为本发明不同椭圆长宽比时起裂压力计算结果示意图。
图9为本发明不同抗张强度下起裂压力计算结果示意图。
图10为本发明不同自吸天数下含水量剖面计算结果示意图。
图11为本发明不同自吸天数下膨胀周向应力计算结果示意图。
图12为本发明裂缝长度随自吸天数变化情况计算结果示意图。
具体实施方式
结合附图和本发明具体实施方式的描述，能够更加清楚地了解本发明的细节。但是，在此描述的本发明的具体实施方式，仅用于解释本发明的目的，而不能以任何方式理成是对本发明的限制。在本发明的教导下，技术人员可以构想基于本发明的任意可能的变形，这些都应被视为属于本发明的范围。
在本发明中提出了一种基于水化膨胀应力的焖井时间优化方法，该方法包括以下步骤：
1、收集计算所需基本参数，计算所需基本参数包括地层参数和压裂施工参数，地层参数包括地应力参数、岩石力学参数、地层流体参数，压裂施工参数包括压裂液参数和施工时间参数。
2、通过二维孔隙模型和测井地应力数据，结合岩石抗张强度破坏准则得到破裂压力和孔隙压力；
假设在平面二维无限大地层，页岩介质满足线弹性理论，单个粘土片孔隙(或裂缝)为椭圆形态，远场受最大主应力σ1和最小水平主应力σ3作用，同时椭圆孔内受均布压力Pn作用。对于粘土片孔隙，Pn包含原始孔隙压力Pp、毛管力Pc、渗透压力Pπ。
椭圆坐标系中离心角与圆心角满足以下关系：
式中：
a——长半轴长度，mm
b——短半轴长度，mm
α——应力方位角，即主应力σ1与椭圆长轴正向的夹角，°；
θ——椭圆孔周边某点的圆心角(椭圆上任意一点与椭圆圆心的连线与椭圆长轴正向的夹角)，°；
η——椭圆孔边某点的离心角(椭圆上任意一点在辅助圆上对应点与椭圆圆心的连线与椭圆长轴正向的夹角)，°。
根据线弹性力学理论的叠加原理，椭圆孔在σ1、σ3、Pn联合作用下的应力场模型，可以分解为σ1、σ3、Pn各作用力单独作用下的应力场相叠加。大量的页岩自吸实验结果表明，页岩吸水破坏主要为拉张破坏模式，因此更需要关注椭圆孔边拉应力的分布，即孔边周向应力。
受远场压应力σ1作用时，椭圆孔边周向应力为：
式中：
σ1——远场最大主应力，MPa；
ση——椭圆孔边周向应力，MPa。
当σ1与椭圆长轴平行(α＝0°)时，最大、最小周向应力分别在短轴、长轴方向，长轴端点处会产生拉应力：
受远场压应力σ3作用时，σ3与椭圆长轴夹角为π/2+α，根据式(3)同理计算椭圆孔边周向应力为：
式中：
σ3——远场最小主应力，MPa。
将式(3)和(4)相叠加，得无限大地层椭圆裂缝双向受压时周向应力：
椭圆裂缝内受均布压力时孔边周向应力：
在受到孔隙内部压力时，孔隙边界上产生应力ση<0，即为拉应力。
椭圆孔边破坏为拉张起裂，起裂准则为：
ση|η＝0/π≤-σt (7)
式中：
σt——页岩的抗张强度，MPa。
假设σ1和σ3分别与椭圆长轴和短轴平行(α＝0°)时，结合式(6)和(7)得：
令ΔP＝Pn-σ3，即可得到裂缝产生的判别模型:
同理，可以得到在短轴端点处产生垂直裂缝的判别模型：
假设椭圆长轴方向与水平应力平行，且假设水平应力为各向同性，即不考虑水平最大和最小水平主应力间的差异。
通用情况：
ση＝ση1+ση2≤-σt (11)
最后将式(3)、(4)代入式(11)，得孔边起裂压力Pf：
式中：
Pf——椭圆孔边拉张起裂时的起裂压力，MPa。
孔隙压力的计算使用孔隙压力当量密度进行计算：
pp＝ρpgh (13)
式中：
Pp——孔隙压力，MPa；
ρp——孔隙压力当量密度，kg/m3；
g——重力加速度，m/s2；
h——地层深度，m。
3、通过强制自吸模型得到页岩层理方向的强制渗吸深度，再结合水分扩散方程得到含水量动态剖面；
假设流动条件满足：
1)沿程圆柱管的横截面积恒定；
2)圆柱形管道中的流动为层流；
3)流体为不可压缩牛顿流体。
则可推断压裂液在准稳态下向水平毛细管中强制渗吸遵循哈根-泊肃叶定律：
式中：
Lf——液体在时间t内在单个弯曲毛细管中的弯曲路径长度，m；
t——吸胀时间，s；
D——毛细管直径，m；
μ——吸胀液体的粘度，Pa·s；
Pc——毛管压力，Pa；
Ph——裂缝中吸胀液体的液压，Pa。
毛管压力可通过式(15)确定：
式中：
σ——界面张力，N/m；
θ——接触角，°。
将式(15)代入式(14)中得到式(16)：
Lf为液体在时间t内在单个弯曲毛细管中的弯曲路径长度，那么单个弯曲毛细管中液体柱在时间t移动距离的直线长度为：
式中：
Ls——单个弯曲毛细管中液体柱在时间t移动距离的直线长度，m；
τ——弯曲长度与直线长度之比，无量纲，可使用下式进行估算：
τ＝1+0.41ln(1/φ) (18)
式中：
φ——孔隙度，无量纲。
将式(17)代入式(16)并积分得：
以上计算只是单根毛细管内液体柱移动的距离，再对其进行概率求和即可得到时间t的平均强制渗吸深度：
式中：
fi——不同直径毛管分布频率，无量纲。
得到渗析深度后即可根据水分扩散方程得到含水量剖面。设W(r，t)为距井轴r处时间为t时的吸附水量重量百分比，在柱坐标情况下，水分吸附的基本方程为：
式中：
W——含水量，无量纲；
r——井周吸附距离，m。
边界条件：
式中：
a——井周半径，m
Cf——吸水扩散渗透常数，与泥页岩和工作液性质及作用的温度和压力有关。
Ws——饱和含水量，％
W0——地层原始含水量，％
井壁表面上的吸水会迅速达到饱和值Ws，此值与工作液性质有关。从井壁防塌而言，要求工作液与泥页岩作用产生的W0值应尽可能少。水分吸附基本方程的解可写为由零阶第一类和第二类Bessel函数表示的形式，亦可用数值方法求解。但为了求解方便，可将描述水份吸附的特征方程写为：
式中：
x——一维吸附距离，m。
结合边界条件可得特征方程的解为：
由此可将圆柱坐标体系下的水分吸附方程变为一维水分吸附方程，便可与强制渗析距离结合得到含水量剖面。
4、通过含水量数据得到岩石水化后的弹性模量和泊松比等岩石力学参数，结合三向应力-应变数学模型得到水化膨胀应力；
页岩水化后在不同长度的自吸剖面上有不同的含水量，形成了变模量和变强度的复杂介质。为了计算页岩水化后的膨胀应力必须研究含水量对其模量、泊松比和其他强度参数的影响。
泥页岩水化后含水量的增大，对其杨氏弹性模量的影响是巨大的。当含水量增大后，模量迅速降为103MPa数量级，同时会在应力作用下急剧增大弹性应变量。
用数学来描述E＝f(W)可表达为：
E＝4×104exp[-11(W-0.02)1/2] (26)
含水量对泥页岩泊松比μ的影响即μ＝f(W)的关系可用一直线方程进行描述，即：
μ＝0.2+1.3W (27)
一些学者在零围压条件下对页岩样品做了与清水接触的一维试验，根据实验结果总结出的规律绘出了泥页岩的平均吸水量和产生平均体积膨胀应变的关系曲线，因此根据实验结果可得到垂向应变εv与含水量的经验表达式：
εv＝0.0333(ΔW)+0.832(ΔW)2 (28)
因为研究对象是在二维平面上的轴对称页岩水化裂缝平面应变问题，简化后的平衡方程为：
则关于水化页岩中的径向应变分量和切向应变分量有如下几何方程成立：
式中：
u——径向位移，cm。
泥页岩吸水后的本构方程为
式中：
σr，σθ，σz——页岩水化膨胀后的径向，切向和垂向应力分量，MPa；
εr，εθ，εv——水化页岩中的径向，切向和垂向应变分量，m；
m——垂直于层理方向的膨胀应变与平行于层理方向的膨胀应变的比值，无量纲，此处取m＝0.71；
E——泥页岩的弹性模量，MPa；
μ——泥页岩的泊松比，无量纲。
根据平衡方程中应力～应变关系表达式，可得径向应力分量关于径向长度的导数关系式：
再结合几何方程，可得：
其中：
以上方程的边界条件为：
式中：
S——假设的远场水平地应力，MPa，
代入本构方程，将边界条件改写为：r＝a(井眼半径)处：
r＝b(b>>a)处：
以上边界条件又可写作：
其中：
经运算，边界条件通式解为：
式中：
C0——待定系数，无量纲
为了求出该待定系数，建立差分格式，将r轴分为一组等距线段：
r＝rk＝ra+Kh,K＝0,1,……n
取nh为充分大数以保证：rn＞＞r0
再将
代入改写后的边界条件后得：
当n足够大时，可以认为un＝un-1，则可以根据已知条件求出un；反带进通式解后求出待定系数C0，进而求出u1。
同时将几何方程写成以下形式：
其中：
该方程解析解为：
式中：
C1,C2——待定系数，无量纲；
KummerM，KummerU——合流超几何函数，无量纲；
所以理论上可通过代入边界条件处的变形量求出待定系数C1和C2后运用解析法求出不同距离对应的径向位移u，但由于合流超几何函数的特性，导致该方法在计算过程中会因离散点不连续使得计算结果出现跳跃，所以借鉴解析解形式，构建u与r的近似解析表达式：
式中：
a,b——待定系数，无量纲；
将上述近似解析表达式代入边界条件后可得u随r的变化情况，据此，则实现了利用半解析法进行数值求解，得到页岩水化后吸水产生的位移场，然后把得到的位移场代入应力应变关系式，计算出页岩由于吸水在不同的吸水剖面产生的应力分布。
5.计算实例与分析
根据前面对椭圆孔应力场模型进行的分析，已经得到在双向地应力作用下基于拉张起裂准则计算得到的孔边起裂压力；经分析得知焖井施工形成裂缝的过程就是孔内压力持续大于破裂压力的过程，可用如下表达式表示：
在水化膨胀发生之前，孔内压力pn仅包含孔隙压力pp；随着膨胀应力的出现，孔内压力则需要加上该项，即：
pn＝pp+σθ≥pf (49)
不同的自吸时间和不同的含水饱和度剖面对应的膨胀应力各不相同，孔内压力大于破裂压力对应的剖面距离处有裂缝产生，孔内压力小于破裂压力对应的剖面距离处没有裂缝产生，也就对应不同的水化裂缝长度。
水化裂缝长度越长，沟通储层的程度就越深，焖井改造效果也就越好。依照现场经验，需尽可能的延长焖井时间来获取更好的增产效果；但这个时间并不是越久越好，一是因为水化裂缝长度随焖井时间增加的幅度会减缓，此时若焖井时间过短，则裂缝达不到预期延伸效果，若焖井时间过长，则会耽误开井时间，从而影响生产效率；二是焖井时间过久会导致不可预见的储层损害，甚至有可能产生负影响；综合上述两方面因素的影响，本领域技术人员能够优选合适的焖井时间。
为此基于实际矿场数据进行了焖井时间优化实例分析；
(1)基本参数
表1计算基础参数
表2毛细管束模型计算参数
(2)工况计算结果
根据表1和表2基础参数进行了运算，计算结果如图3-图12所示。
如图3所示，α＝0°，远场应力与椭圆长轴平行时，长轴方向端点处出现拉应力，应力值最小；α＝0～90°，远场应力与椭圆长轴存在夹角时，存在应力最低值的最佳夹角，应力值为负，为拉应力；α＝90°，远场应力平行于短轴时，短轴端点出现最低值，最低值均等于远场应力，负号相反。
如图4所示，当应力方位角为0°、90°时，最小值在短轴端点处(θ＝90°)，在应力方位角为45°时，最小值在θ＝50°附近，而最大值在θ＝175°附近。
如图5所示，当孔内压力单独作用时，孔边周向应力在短轴端点处(θ＝90°)为零；在长轴端点处(θ＝0°)最低，为负值，即产生张应力，且数值大小远大于孔内压力。
如图6所示，椭圆孔边拉张起裂压力在椭圆长轴端点处(θ＝0°)最低。长轴端点附近起裂压力有所缓慢增加，但总体变化不大，当圆心角超过5°之后，起裂压力急剧增加，即椭圆孔起裂均在椭圆端点处发生拉张破坏。
如图7所示，应力方位角在0～90°范围内，起裂压力随应力方位角增加而增加，增加幅度逐渐增加再逐渐减小，即起裂方位在最大主应力方向。
如图8所示，随长宽比增加，起裂压力大幅降低，当长宽比超过8(孔隙近似为裂缝)时，起裂压力已十分接近最大主应力与抗张强度之和。
如图9所示，起裂压力与抗张强度线性正相关，起裂压力增加值即等于抗张强度的增加值。
如图10所示，含水量随自吸前缘距离增加而减小，自吸天数越多减小趋势越缓慢。
如图11所示，膨胀应力随自吸前缘距离先急速减小，后缓慢增加，再最终减小到40MPa左右；自吸天数越多，膨胀应力初始值越大，变化趋势越平缓，且最后不同自吸天数下自吸结束前对应的膨胀应力相同。
如图12所示，在模拟天数范围内，自吸天数越多，压裂液浸入深度越大，所形成的裂缝长度越长。从图12可以看出，在模拟天数范围内，自吸天数越多，裂缝长度越长；但随着自吸天数增加，裂缝长度增长的速率逐渐降低，因此并不能一味地增加焖井时间。为了尽可能减少因焖井施工带来的生产延误与成本损失，可以根据水化裂缝长度变化曲线确定在各个焖井时间下水化裂缝长度的值，根据长度值定性估算焖井改造体积从而确定增产效果；再结合各个焖井时间内因生产延误、设备维护和人员管理等造成的费用损失，以改造后生产利益最大化原则确定焖井时间，形成一套焖井时间优化方法。
以上通过实施例对本发明进行具体描述，有必要在此指出的是，本实施例仅是本发明的优选实施例，并非对本发明作任何限制，也并非局限于本文所披露的形式，不应看作是对其他实施例的排除。而本领域人员所进行的改动和简单变化不脱离本发明技术思想和范围，则均属于本发明技术方案的保护范围内。
Claims (8)
1.一种基于水化膨胀应力的焖井时间优化方法，其特征在于，包括以下步骤：
收集计算所需基本参数；
通过二维孔隙模型和测井地应力数据，结合岩石抗张强度破坏准则得到破裂压力和孔隙压力；
通过强制自吸模型得到页岩层理方向的强制渗吸深度，再结合水分扩散方程得到含水量动态剖面；
通过含水量数据得到岩石水化后的岩石力学参数，结合三向应力-应变数学模型得到水化膨胀应力；
结合力场内裂缝产生条件与不同焖井天数下力场变化情况得到最佳裂缝长度和对应的最短焖井时间。
2.根据权利要求1所述的基于水化膨胀应力的焖井时间优化方法，其特征在于，计算所需基本参数包括地层参数、压裂施工参数。
3.根据权利要求2所述的基于水化膨胀应力的焖井时间优化方法，其特征在于，所述地层参数包括地应力参数、岩石力学参数、地层流体参数。
4.根据权利要求2所述的基于水化膨胀应力的焖井时间优化方法，其特征在于，所述压裂施工参数包括压裂液参数、施工时间参数。
5.根据权利要求1所述的基于水化膨胀应力的焖井时间优化方法，其特征在于，所述通过二维孔隙模型和测井地应力数据，结合岩石抗张强度破坏准则得到破裂压力还包括：
根据线弹性力学理论的叠加原理，将椭圆孔在远场最大主应力、远场最小主应力、均布压力联合作用下的应力场模型分解为各力单独作用下的应力场叠加，确定好椭圆孔几何关系后对孔边周向应力进行判别分析，得到破裂压力。
6.根据权利要求1所述的基于水化膨胀应力的焖井时间优化方法，还包括：通过强制自吸模型得到页岩层理方向的强制渗吸深度，再结合水分扩散方程得到含水量动态剖面还包括：
运用哈根-泊肃叶方程和毛细管束模型描述弯曲毛细管内压裂液的流动，根据毛细管分布频率计算强制渗析深度，再结合水分扩散方程得到含水量剖面。
7.根据权利要求1所述的基于水化膨胀应力的焖井时间优化方法，其特征在于，所述通过含水量数据得到岩石水化后的岩石力学参数，结合三向应力-应变数学模型得到水化膨胀应力还包括：
三向应力中使用周向应力作为膨胀应力，使用半解析法处理孔边界与远场的应变边界条件，再使用试函数解析表达式得到页岩水化后吸水产生的位移场，代入应力-应变数学模型得到不同吸水剖面的膨胀应力分布。
8.一种计算机软件产品，包括存储在计算机可读存储介质上的计算机可执行代码，其中计算机可执行代码被配置为执行权利要求1-7之一的基于水化膨胀应力的焖井时间优化方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| CN202210722204.0A CN115270411A (zh) | 2022-06-18 | 2022-06-18 | 一种基于水化膨胀应力的焖井时间优化方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| CN202210722204.0A CN115270411A (zh) | 2022-06-18 | 2022-06-18 | 一种基于水化膨胀应力的焖井时间优化方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| CN115270411A true CN115270411A (zh) | 2022-11-01 |
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ID=83761164
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| CN202210722204.0A Pending CN115270411A (zh) | 2022-06-18 | 2022-06-18 | 一种基于水化膨胀应力的焖井时间优化方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| CN (1) | CN115270411A (zh) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN115788402A (zh) * | 2022-12-01 | 2023-03-14 | 重庆页岩气勘探开发有限责任公司 | 一种页岩气水平井焖井时间确定方法、设备及储存介质 |
-
2022
- 2022-06-18 CN CN202210722204.0A patent/CN115270411A/zh active Pending
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN115788402A (zh) * | 2022-12-01 | 2023-03-14 | 重庆页岩气勘探开发有限责任公司 | 一种页岩气水平井焖井时间确定方法、设备及储存介质 |
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