四川盆地長寧頁巖氣區塊套管變形井施工參數優化分析

陳朝偉，黃 銳,2，曾 波，宋 毅，周小金

（1.中國石油集團工程技術研究院有限公司，北京102206；2.中國石油大學（北京）石油工程學院，北京102249；3.中國石油西南油氣田分公司頁巖氣研究院，四川成都610051）

四川盆地長寧頁巖氣區塊是我國國家級頁巖氣示范開發區。自2009年以來，利用水平井與水力壓裂技術開始在該區塊大規模開發頁巖氣，取得了很好的開發效果。但統計發現，30%以上的水平井在水力壓裂過程中出現了套管變形，不僅造成壓裂段數減少、單井產量降低，同時出現了頁巖氣井完整性問題、縮短了頁巖氣井的生命周期，制約了頁巖氣的高效開發。

對于頁巖氣井壓裂過程中出現的套管變形問題，許多學者研究認為，水力壓裂過程中的斷層激活可能是導致套管變形的主要因素[1-4]。其中，關于斷層滑移量，有如下重要研究：ZHANG Fengshou等人[5]運用離散元方法模擬了壓裂施工誘發的斷層滑移，模擬結果顯示，較小的排量和較低的黏度可以有效控制斷層的滑移量，有助于減緩套管變形，較小的液量則有助于減緩誘發的地震活動；LIU Kui等人[6]提出了計算斷層滑移量的半解析模型，分析結果表明，較小的摩擦系數會增加斷層激活的長度，當斷層的傾角為45°時，其對應的斷層滑移量將達到最大；XI Yan等人[7]建立了斷層滑移量、微地震震級和套管內徑減小量3者之間的關系，研究結果表明，使水平井井眼軌跡遠離裂縫發育帶或平行于天然裂縫可以減小斷層滑移量，從而可以減小套管內徑減小量。以上研究均針對如何減緩套管變形問題給出了不少具有參考價值的建議，不足之處在于缺少現場數據支撐，尚不能直接指導現場實踐。

針對如何合理優化壓裂施工參數，筆者對長寧頁巖氣區塊現行施工參數優化措施及套管變形情況進行了統計，分析了不同施工參數對套管變形的減緩效果；然后以該區塊H平臺為研究對象，基于地質數據建立了斷層滑動的水力壓裂數值模型，并利用現場壓裂數據對其進行了驗證；最后通過壓裂數值模擬分析了不同滑動風險下的斷層激活情況，并結合現場實踐結果分析了不同施工參數的敏感性，給出了優化施工參數的建議。

1 壓裂參數優化現狀

長寧區塊頁巖氣開發區域目前主要有寧201、寧203和寧209等井區。其中，寧209井區是該區塊新部署的井區。目前，只在寧209井區進行了施工參數優化。進行優化設計時，對裂縫發育帶穿過的壓裂段（套變風險壓裂段）采取了減小壓裂施工參數的措施：液量減小 200～300m3，排量減小 2m3/min。

對寧209井區與井相交的75條裂縫帶的施工參數及套管變形情況進行了統計，結果見圖1。

圖1 寧209井區施工參數及套管變形情況統計結果Fig.1 Statistics on construction parameters and casing deformation in Ning209well area

從圖1可以看出：采取減排量和（或）減液量措施的裂縫帶共75條，累計10處發生套管變形，套管變形比例為13.3%；只采取減排量措施的裂縫帶有37條，累計3處發生套管變形，套管變形比例為8.1%；只采取減液量措施的裂縫帶有23條，累計5處發生套管變形，套管變形比例為21.7%。而對于沒有采取減小施工參數措施的寧201井區，與井相交的裂縫帶共256條，與裂縫帶相關的套管變形57處，套管變形比例為22.3%。對比可知，優化施工參數對套管變形的減緩效果較為顯著，而減排量的效果目前看來要優于減液量。

盡管現場實踐表明在減小施工參數的情況下，套管變形情況得到了一定緩解，但目前所采取的施工參數優化措施還停留在經驗層面，沒有相關理論進行指導，尚不清楚如何優化施工參數。

2 斷層滑動的水力壓裂數值模型建立與驗證

套管變形的主控因素為斷層滑動，而斷層滑動是由水力壓裂引發的。因此，可建立斷層滑動的水力壓裂數值模型，通過數值模擬建立壓裂施工參數與斷層激活之間的定量聯系。為此，選取長寧頁巖氣區塊套管變形最嚴重的H平臺進行分析。

2.1 微地震與套管變形的相關性

H平臺H-1井、H-2井和H-3井的微地震信號與套管變形情況如圖2所示。圖2中，紅色藍框圓點表示套管變形位置，微地震信號球體大小代表震級。微地震信號以大震級事件居多，該處的裂縫尺度相對較大，而且微地震信號呈明顯線性分布，符合斷層滑動剪切特征[8]。因此，利用微地震信號可解釋不同的小斷層，解釋好的斷層用不同顏色表示。

圖2 H 平臺微地震解釋的小斷層Fig.2 Small faults of platform H interpreted by microseismic method

從圖2可以看出，大部分套管變形發生在微地震小斷層與井筒相交的位置附近。共12處發生套管變形，處在滑動小斷層附近的達9處，說明大部分套管變形與斷層滑動有關。

2.2 裂縫模型的建立

通過H平臺三維地震和成像測井資料獲取裂縫模型的方位、尺度和強度，運用DFN離散裂縫建模方法構建裂縫模型。整體裂縫模型由斷層模型和層理裂縫模型2部分構成（見圖3），其中斷層模型可看作裂縫帶，即用密集分布的裂縫片來描述。斷層模型的方位分布由微地震數據（見圖2）確定，用實測微地震數據描述地質情況可信度較高，且微地震數據可直觀顯示激活裂縫帶的傾角，這使建立的斷層模型更符合實際。成像測井可直觀顯示井周裂縫方位的分布情況，依據該區塊一口直井的成像測井資料確定了層理裂縫模型的裂縫方位分布。經現場統計數據驗證，天然裂縫的尺度分布符合冪律分布模式[9]。通過分析螞蟻體與大型斷裂的軌跡圖來獲取描述裂縫尺度分布的冪律指數，同時基于震源機制理論，用實測微地震震級來限定裂縫的尺度范圍[10-11]。裂縫模型的絕對強度由成像測井數據確定，相對強度由到斷層距離的屬性體進行控制[12]。通常情況下，離斷層越近，裂縫強度相對越高。

圖3 H 平臺斷層模型和層理裂縫模型Fig.3 Fault model and bedding fracture model of platform H

2.3 地應力模型的建立

在確定離散裂縫模型之后，需要考慮離散裂縫的不連續性對連續地質網格屬性的影響[13]，對網格的地質力學屬性進行粗化升級。網格粗化方法基于M.Oda等人[14]提出的裂縫張量理論，該方法將地層巖體分為連續的完整巖石和不連續的離散裂縫2部分，通過定義離散裂縫的剛度，將不連續離散裂縫的力學性質耦合到連續的完整巖石中，從而獲取地層巖體的力學屬性場。圖4所示為H平臺的巖體彈性模量場，可以看出，裂縫強度較大位置（斷層附近）所對應的彈性模量相對較低。在對網格進行地質力學粗化后，用單井解釋的地應力作為網格內的初始應力場，利用FEM有限元方法計算地應力場。圖5所示為H平臺的最小水平主應力。

圖4 H 平臺巖體彈性模量場Fig.4 Elastic modulus field of rock mass of platform H

2.4 水力壓裂模擬及驗證

圖5 H 平臺最小水平主應力Fig.5 Minimum horizontal in-situ stress of platform H

水力壓裂模擬基于摩爾-庫侖臨界應力分析準則，依靠裂縫孔隙壓力、最大和最小水平主應力、裂縫方位和裂縫力學參數確定裂縫的力學活動狀態，如受拉張破壞的水力裂縫、拉張破壞與剪切破壞共存的天然裂縫。在壓裂模擬過程中遵循物質平衡原理，通過計算流體壓力作用下裂縫開度的變化，保持水力壓裂過程中所泵入壓裂液體積與裂縫網絡所能容納體積的平衡來進行模擬。圖6所示為H平臺水力壓裂施工后激活的裂縫帶。由圖6可知，在現場施工條件下，大部分斷層均被激活。

在分析壓裂施工參數對斷層激活的敏感性之前，需要對比壓裂模擬結果與該段的現場微地震、施工壓力數據，以調整該段壓裂模擬的模型參數，驗證水力壓裂模擬的準確性[15-16]。圖7所示為H-1井第4段和H-2井第27段壓裂的模擬微地震與現場微地震情況對比（黃色為模擬微地震信號，紅色為現場微地震信號，信號球大小表示微地震震級）。壓裂模擬中，先基于摩爾-庫侖準則計算裂縫面的剪應力，后結合裂縫剛度求剪切位移，再通過計算裂縫滑動產生的地震矩求取微地震震級。因此，通過與現場微地震數據進行對比，可以修正裂縫模型的相關參數。

圖8和圖9所示分別為H-1井第4段和H-2井第27段壓裂的模擬施工壓力與現場施工壓力對比（藍色為模擬施工壓力曲線，紅色為現場施工壓力曲線）。通常情況下，現場施工壓力為在地面測得的地面施工壓力，通過與液柱壓力、施工摩阻換算，可以求得井底施工壓力，此壓力決定壓裂模擬過程中天然裂縫能否被開啟激活。因此，通過與現場施工壓力數據對比，可以確定壓裂模型的準確性。

圖7 H-1 井第 4 段和 H-2 井第 27 段壓裂模擬微地震與現場微地震對比Fig.7 Comparison of the simulated microseism and field microseism of fracturing in section 4 of Well H-1 and fracturing in section27of Well H-2

圖8 H-1 井第 4 段壓裂的模擬與現場施工壓力對比Fig.8 Comparison of the simulated and field construction pressure of fracturing in section4of Well H-1

圖9 H-2 井第 27 段壓裂的模擬與現場施工壓力對比Fig.9 Comparison of the simulated and field construction pressure for fracturing in section27of Well H-2

3 施工參數敏感性分析

3.1 斷層風險分類

由于發育方位有差異，地下斷層在相同的地應力狀態下可能會呈現不同的力學活動狀態[17]。因此，可以通過識別其滑動風險的高低來對其進行分類。注入流體可能誘發斷層滑動，滑動風險的高低通常取決于以下幾個因素：地應力的大小和方向、斷層的走向方位、孔隙壓力的大小及摩擦系數?？衫枚匡L險分析方法識別斷層滑動的風險[18]：1）基于地應力和斷層數據建立地質力學確定性模型；2）依據地質力學建模過程中相關參數的不確定性，對均勻分布的地質力學參數進行隨機抽樣生成地質力學概率模型；3）利用摩爾-庫侖準則得出斷層滑動概率與孔隙壓力的函數關系；4）基于水力壓裂誘發的孔隙壓力擾動值與滑動概率函數對斷層滑動風險進行評估。斷層滑動風險評估流程如圖10所示。

圖10 斷層滑動風險評估流程Fig.10 Risk assessment process of fault slip

斷層滑動風險是在各輸入參數值的基礎上利用隨機抽樣進行上千次組合的結果，滑動概率為斷層應力狀態超過破壞線的組合數除以總組合數。由于每一個輸入參數在其取值范圍內都有中心值，因此組合結果中同樣存在一個描述斷層應力狀態的中心值，此中心值決定不同滑動風險的斷層在莫爾圓上的位置。例如，當斷層的滑動風險概率為50%時，組合結果中發生滑動與不發生滑動的情況各占一半，此時該斷層在莫爾圓上對應恰好滿足臨界應力狀態的位置，如圖11黃點所示。因此，在確定取值范圍的情況下，斷層滑動風險大小受應力狀態中心值偏離破壞線的距離所控制。以孔隙壓力變化后莫爾圓與破壞線相交點為中心，可以劃分出高風險、中風險和低風險3個不同的風險區（見圖11）。

圖11 斷層滑動風險分類Fig.11 Risk classification of fault slip

H平臺水力壓裂施工后的斷層滑動風險分析結果如圖12所示。由圖12可知，斷層走向與最大水平主應力方向的夾角越小，斷層滑動風險就越大。依據滑動概率的不同，H平臺的斷層整體歸屬于高風險和中風險 2 類（高風險＞0.7；0.7＞中風險＞0.3；0.3＞低風險），可見大部分套管變形均位于這2類斷層附近（詳細的斷層滑動風險描述，見文獻[19-20]）。從高風險和中風險斷層引發的套管變形中各選1例（H-1井第4段壓裂激活8號高風險斷層、H-2井第27段壓裂激活2號中風險斷層，分別用圖12中紅色圓圈和黃色圓圈表示），分析不同滑動風險下斷層在改變壓裂施工參數時的激活敏感性。

圖12 H 平臺斷層滑動風險分析結果Fig.12 Analysis results of slip risk for faults on platform H

3.2 高滑動風險斷層激活分析

以經過現場數據驗證的壓裂模型為準，分別對高風險、中風險斷層進行了施工參數敏感性模擬分析，建立了施工參數變化與斷層激活特征之間的關系，給出了施工參數優化的合理措施。

以H-1井第4段的壓裂為例，保持泵入排量不變，減小泵入液量時的斷層激活情況如圖13所示（灰色為生成的裂縫，藍色為激活的斷層，下同）。泵入液量分別為 1800，1620 和 1440m3，對應斷層激活長度分別為283，260和235m，裂縫激活數分別為862，754和634條。由圖13可知，在保持排量不變的情況下，隨著液量減小，斷層激活長度與裂縫激活數均呈現減小趨勢。

圖13 高滑動風險斷層排量不變、減小泵入液量時的斷層激活情況Fig.13 Fault activation status when flowrate is constant and the pumping fluid volume is reduced in the fault with high slip risk

以H-1井第4段的壓裂為例，保持泵入液量不變，減小泵入排量時的斷層激活情況如圖14所示。泵入排量分別為 14.0，12.6 和 11.2m3/min，對應的斷層激活長度分別為283，281和277m，裂縫激活數分別為862，832和811條。由圖14可知，在保持液量不變的情況下，隨著排量減小，斷層激活長度和裂縫激活數均無明顯變化。

圖14 高滑動風險斷層液量不變、減小泵入排量時的斷層激活情況Fig.14 Fault activation status when the fluid volume is constant and pumping flowrateis reduced in the fault with high slip risk

高滑動風險斷層施工參數（斷層激活長度、裂縫激活數）敏感性分析結果見圖15。由圖15可知，在高滑動風險斷層，對斷層激活長度和裂縫激活數的控制，減小液量比減小排量更有效。

圖15 高滑動風險斷層激活長度和裂縫激活數的敏感性Fig.15 Sensitivity of the length of activated fault with high slip risk and the number of activated fractures

3.3 中滑動風險斷層激活分析

以H-2井第27段的壓裂為例，保持泵入排量不變，減小泵入液量時的斷層激活情況如圖16所示。對應的斷層激活長度分別為371，337和287m，裂縫激活數分別為 1610，1369 和 1124 條。由圖 16 可知，在保持排量不變的情況下，隨著液量減小，斷層激活長度與裂縫激活數均呈現下降趨勢，這與高風險斷層變液量時的情況相似。

圖16 中滑動風險斷層排量不變、減小泵入液量時的斷層激活情況Fig.16 Fault activation status when flowrate is constant and the pumping fluid volume is reduced in the fault with medium slip risk

以H-2井第27段的壓裂為例，保持泵入液量不變，減小泵入排量時的斷層激活情況如圖17所示。對應的斷層激活長度分別為371，357和210m，裂縫激活數分別為1610，1450和654條。由圖17可知，在保持液量不變的情況下，隨著排量減小，斷層激活長度與裂縫激活數呈現急劇減小趨勢，這與高滑動風險斷層變排量時的情況明顯不同。

圖17 中滑動風險斷層液量不變、減小泵入排量時的斷層激活情況Fig.17 Fault activation status when fluid volume is constant and the pump flowrate is reduced in the fault with medium slip risk

中滑動風險斷層施工參數敏感性分析結果如圖18所示。由此可知，在中滑動風險斷層，對斷層激活長度和裂縫激活數的控制，減小排量比減小液量更有效。這與高滑動風險斷層的模擬結果相反。

圖18 中滑動風險斷層激活長度和裂縫激活數的敏感性Fig.18 Sensitivity of the length of activated fault with medium slip risk and the number of activated fractures

3.4 施工參數敏感性結果討論

模擬分析結果表明，減小排量和液量，都能夠減小斷層激活長度，從而能在一定程度上控制斷層滑動，控制套管變形，這也在理論上對現場實踐結果給出了解釋。模擬結果進一步說明，減小液量對高風險斷層更有效，減小排量對中風險斷層更有效，如果現場多數斷層是處于中風險，則減小排量是最佳措施，這樣也就能夠解釋現場減小排量要優于減小液量的統計結果。減小排量對高風險和中風險2種類型斷層的影響，可從斷層的應力狀態作出定性說明。減小排量可使井底孔隙壓力有小幅下降。對于高風險斷層，其應力超出了臨界應力，在小幅壓力差Δp的作用下，斷層仍處于高風險或接近中風險狀態，如圖19（a）所示；對于中風險斷層，其應力處于臨界應力狀態，在小幅壓力差作用下，斷層應力狀態移動至破壞線以下，由中風險變為低風險甚至無風險狀態，如圖19（b）所示。因此，減小排量對高風險斷層激活的控制作用甚微，而對中風險斷層激活的控制效果顯著?；谝陨戏治?，提出了 “高滑動風險斷層減液量，中滑動風險斷層減排量” 的壓裂施工參數優化建議，為現場優化施工參數、減緩套管變形提供參考。

圖19 斷層壓裂施工減小排量后的應力狀態變化Fig.19 Stress state change of fault after the flowrate is reduced in fracturing

4 結論與建議

1）現場統計數據表明，在四川盆地長寧頁巖氣區塊采取減排量和減液量的措施，能夠有效降低套管變形的概率，且減排量的效果比減液量的效果更為明顯。

2）模擬分析結果表明，減小排量和減小液量，都能夠減小斷層激活長度，從而能在一定程度上控制斷層滑動，控制套管變形。模擬結果進一步說明，減液量對高風險斷層更有效，減排量對中風險斷層更有效，如果現場多數斷層處于中風險，那么減排量是最佳措施。

3）壓裂施工過程中，建議穿過高風險斷層的井段優先采取減液量措施，穿過中風險斷層的井段優先采取減排量措施。 “高滑動風險斷層減液量，中滑動風險斷層減排量” 的壓裂施工參數優化建議，可減緩壓裂施工對斷層的激活，為解決套管變形問題提供參考。