沁南區塊安澤斜坡帶薄煤層壓裂工藝優化與應用

安豐軍 張登文 修書志 車 航 李建召 劉國華

（1.中國地質大學，北京 100083； 2.延邊大學，吉林延吉 133002；3.中國石油華北油田采油工程研究院，河北任丘 062550）

沁南區塊安澤斜坡帶薄煤層壓裂工藝優化與應用

安豐軍1，2張登文3修書志3車 航3李建召3劉國華3

（1.中國地質大學，北京 100083； 2.延邊大學，吉林延吉 133002；3.中國石油華北油田采油工程研究院，河北任丘 062550）

針對安澤斜坡帶3#煤巖物性差（平均孔隙度1.70%～4.30%，噸煤含氣量6.44～20.50 m3/t），煤層分叉、變薄，采用活性水大排量壓裂施工易導致裂縫高度失控，支撐劑無效支撐，壓裂效果變差等問題，通過活性水攜砂臨界流速的論證分析，確定了不同煤層厚度、不同壓裂注入方式下的臨界攜砂排量，并優選了支撐劑粒徑和組合，優化了射孔方式。研究成果現場試驗應用了4口井，其中沁17-6井產氣量達1 000 m3/d以上，產量比較穩定。

薄、分叉煤層；臨界流速；排量優化；注入方式

沁南區塊主力煤層為二疊系下統山西組3#煤和石炭系上統太原組15#煤，安澤斜坡帶位于沁南區塊西北部，同樊莊—鄭莊區塊3#煤層相比，該地區煤巖層煤階、層厚、孔隙度、滲透率、含氣量等物性參數均比較差，煤層出現了分叉，頂底板大部分為砂巖、泥質砂巖，為含水層或弱含水層，與煤層應力差小，壓裂縫高不易控制。

樊莊—鄭莊區塊的套管注入、大排量（6～8 m3/min）、活性水壓裂工藝［1］不適應安澤斜坡帶3#煤層特點，對于2～4 m薄煤層，壓裂排量過大將引起縫高失控，壓開頂底板導致大量出水，且不易造長縫、對煤層沖刷嚴重而產生大量煤粉；過低排量壓裂，攜砂能力弱易造成井筒內沉砂，影響壓裂對產層的有效改造［2］。

1 薄煤層壓裂改造難點

安澤斜坡帶3#煤層分叉，厚度變薄，割理裂隙發育（10～25條/5 cm），煤儲層厚度、含氣量等物性變差，活性水壓裂存在以下問題。

（1）濾失量大。煤層節理、裂縫發育，活性水壓裂液濾失量大，液體利用效率低［3］，易造成早期砂堵。

（2）易破碎。煤巖塑性強，易形成寬短裂縫，壓裂裂縫形態復雜。

（3）儲層薄。煤層分叉，遮擋層差，地應力差值小。常規套管大排量（6～8 m3/min）施工，裂縫高度極易失控，大量的支撐劑無效支撐；過低排量注入，支撐劑容易在井筒內沉降，造成砂堵影響施工。

2 活性水攜砂臨界流速論證

目前煤層氣儲層改造采用活性水壓裂，根據薄煤層壓裂改造難點，需對支撐劑顆粒沉降速度［3-4］、壓裂液體流速、射孔工藝參數進行研究，解決活性水高排量壓裂會出現裂縫高度失控與過低排量壓裂井筒內沉砂形成砂堵相互矛盾的問題，控制裂縫高度，增加裂縫長度，實現煤層大規模改造的目的。

2.1 支撐劑運動狀態理論分析

2.1.1 垂直井筒內單顆粒的自由沉降［5-6］自由沉降指單個顆粒在無限流體介質空間內的沉降，單顆粒自由沉降末速Ut為顆粒在重力、曳力、浮力達到平衡時的相對運動速度。由力學平衡：重力-浮力 -曳力＝0，即

推導出無限大容器中單顆粒沉降末速表達式為

式中，Ut為顆粒相對于流體的運動速度；ρp為顆粒的密度；ρf為流體的密度；dp為顆粒直徑；CD為曳力因數，通過實驗確定，與雷諾數有關，雷諾數與Ut有關

（1）當顆粒直徑較小，處于斯托克斯定律區時

（2）顆粒直徑較大，處于牛頓定律區時

由于石英砂在井筒液體中沉降的雷諾數Re一般取值1.10，利用斯托克斯相關式研究直井內支撐劑顆粒沉降規律。

2.1.2 垂直井筒內顆粒群干擾沉降速度［7］在壓裂攜砂過程中，支撐劑顆粒成群運動，因此需要考慮顆粒之間的相互影響。顆粒群干擾后的沉降速度Uts為

式中，Cs為顆粒容積濃度。

式（8）中指數n根據雷諾數Re的取值由下列公式計算

2.1.3 受管壁效應的顆粒群干擾沉降速度［7］直井筒內的顆粒群流動必須考慮管壁效應，D為容器內徑，管壁效應定義為實際沉降速度Utw與自由沉降速度Uts之比，以管壁效應因子fw表示，即

2.1.4 垂直井筒內流體臨界攜砂流速［7］煤層氣活性水壓裂工藝是利用液體高速流動攜砂流體力學原理，要保證全井攜砂防止砂粒在井筒沉積，必須保證井筒內任一截面處的流體速度都大于其對應的臨界攜砂流速。因此，需計算活性水攜砂條件下直井內任一截面處的流體實際流速和臨界攜砂流速（圖1）。

圖1 直井筒臨界攜砂流速示意圖

（1）臨界攜砂流速公式。根據水力學可得出垂直井筒截面i處的實際流速Uwi為

式中，qwi為截面i處的液體流量；HSi為截面i處的含砂率。

垂直井筒內截面i處的臨界攜砂流速為

要保證全井筒全程攜砂，必須保證井筒內任一點的流體速度都大于其對應的臨界攜砂流速，必須滿足Uwi＞Uci，即

式中，ρpi為井筒截面i處的液體密度，kg/m3。

（2）實例計算。假設垂直井筒內任一點的流體速度為常數，支撐劑顆粒直徑較小，可采取下式計算井筒臨界攜砂流速（表1）。

其中

2.2 活性水臨界攜砂經驗流速計算

根據能量守恒定律可導出無分叉不可壓縮液體的一維恒定流任意兩個過水斷面的連續性方程

式中，A1、A2為有效截面面積，m2；v1、v2為A1、A2上的流速，m/s。

通過減小壓裂管柱截面積穩定流速（表2），保持活性水高速攜砂能力。按照上述一維恒定流連續性方程計算活性水壓裂不同管柱液體管流速度。

表1 石英砂與低密度支撐劑臨界攜砂流速計算參數

表2 各注入排量下管柱流速計算數據

3 壓裂工藝方案優化

3.1 射孔優化

根據煤層厚度、水泥環厚度、井斜、地層傾角等因素確定射孔參數，優先射開煤層物性最好儲層段；依據支撐劑擠注準則，孔眼直徑是支撐劑顆粒直徑2～3倍以上，60°相位射孔增加與裂縫延伸方向一致性，降低破裂壓力；采取煤層段中部加密、集中射孔，煤層段擴徑段應用深穿透彈射孔；水泥環厚度不小于70 cm時，采用深穿透射孔彈射孔（表3）。

表3 壓裂射孔方案優化數據

3.2 管柱優選

針對3#煤層分叉厚度變薄，如需分層改造，采取下橋塞或頂封分層壓裂、水力噴射壓裂方式（圖2）。通過方案對比，優選方案2注入壓裂工藝（見表4）。

圖2 煤層氣井儲層改造壓裂工藝管柱

表4 3種分層壓裂方案對比

3.3 施工參數

壓裂施工排量與裂縫的縫高縫長控制、液體濾失、壓裂液攜砂性能、施工壓力等密切相關，針對不同煤厚進行排量計算優化（表5），壓裂液為活性水。支撐劑：主體20/40目石英砂（70%～80%），尾追12/20目石英砂（20%～30%）。壓裂方式選擇油管/環空。加砂強度10～12 m3/m。階梯砂比，平均砂比為8%～10%。施工前置液比例45%～50%。

1 ?88.9 mm油管 ≤3.0 2.5～3.5 較高2 ?88.9 mm油管環空 3.0～4.0 3.5～6.0 最高3 ?139.7 mm套管 ≥4.0 6.0～7.0 最低

4 現場應用及分析

4.1 壓裂施工簡況

2012年9—12月，在沁南安澤區塊完成評價井活性水加砂、油管注入壓裂施工4口井（表6），施工正常（圖3），達到壓裂設計參數指標，滿足現場施工需求。

沁 19-4 3 924.40～926.50 2.10 3.50～3.57 4 936.00～939.10 3.10沁 17-6 40 962.35～964.70 2.35 4.02～4.08 41 969.30～973.00 3.70沁 14-4 28 867.40～870.25 2.85 3.46～3.61 29 876.70～879.50 2.80沁 21-6 36 953.20～955.40 2.20 3.99～4.13 38 968.20～972.00 3.80

圖3 沁17-6井3#煤層壓裂施工曲線

4.2 裂縫監測分析

采用微破裂四維影像壓裂裂縫監測技術（表7），解釋改造裂縫長為113～392 m，裂縫垂直高度均為10 m，基本控制在煤層內，裂縫方位為北偏東。

4.3 排采效果分析

安澤斜坡帶4口煤層氣井壓裂后投產，目前正處在排水降壓階段，初期單井排采效果明顯，其中沁17-6井產氣量達1 000 m3/d以上，產量比較穩定（圖4）。

圖4 沁17-6井壓后排水產氣曲線

5 結論與建議

（1）通過支撐劑運動狀態理論分析和活性水臨界攜砂流速論證，確定出不同煤層厚度、不同注入方式下臨界攜砂排量。

（2）將井筒臨界攜砂流速理論計算與現場壓裂施工經驗參數結合，考慮到施工受孔眼摩阻、液體濾失等綜合因素的影響，現場施工排量應為理論計算值10倍左右。

（3）針對3#煤層分叉厚度變薄特點，通過優化射孔方式、施工參數和注入方式，選用分層壓裂工藝，實現對煤層有效改造，現場成功實施活性水低排量壓裂施工4口，平均單井產氣量達1 000 m3/d以上。

（4）建議開展垂直/斜管流攜砂室內實驗，并結合現場壓裂施工參數進行驗證，確保大斜度井壓裂施工安全。應用陣列聲波或井溫測試裂縫監測技術，進一步驗證活性水低排量壓裂縫高控制的效果。

［1］蔣廷學，丁云宏，李治平，等. 活性水攜砂指進壓裂的優化設計方法［J］.石油鉆探技術，2010，38（3）：87-91.

［2］侯景龍，劉志東， 劉建中. 煤層氣開發壓裂技術在沁水煤田的實踐與應用［J］.中國工程科學，2011，13（1）：89-91.

［3］吳寧，張琪，曲占慶. 固體顆粒在液體中沉降速度的計算方法評述［J］. 石油鉆采工藝，2000，22（4）：51-53.

［4］李明忠，王衛陽，何巖峰. 垂直井筒攜砂規律研究［J］.石油大學學報：自然科學版，2000，24（2）：33-35.

［5］劉愛萍，鄧金根. 垂直井筒低黏度液流最小攜砂速度研究［J］.石油鉆采工藝，2007，29（1）：31-33.

［6］王治中，鄧金根，孫福街，等.井筒砂粒運移規律室內模擬試驗研究［J］.石油學報，2006，27（4）：130-132.

［7］單高軍，杜志敏，惠麗麗，等. 全井筒泡沫油流臨界攜砂流速計算模型［J］.大慶石油學院學報，2008，32（4）：49-52.

（修改稿收到日期 2013-03-15）

Fracturing process optimization and application of thin coal seam in Slope Anze Block Qinnan

AN Fengjun1,2, ZHANG Dengwen3, XIU Shuzhi3, CHE Hang3, LI Jianzhao3, LIU Guohua3

（1. China University of Geosciences,Beijing100083,China; 2. Yanbian University,Yanji133002,China;3. Production Technology Research Institute,Huabei Oilf i eld Company,Renqiu062550,China）

The 3#coal seam in Slope Anze has poor physical properties with average porosity of 1.70%～4.30% and 6.44～20.50 m3/t gas content every tons of coal. Squeezing and splitting coal seams are encountered now and then. In view of the existing situation,fracturing operation with large capacity activated water easily lead to fracture height out of control, proppant invalid support and poor fracturing effect. The critical sand-carrying capacity under different thickness of coal steam and different injection mode of fracturing were determined by analyzing the critical velocity of active water sand-carrying, and the proppant grain size and composition were selected and perforation mode also was optimized. The research results were applied in 4 wells of the fi eld, and got better effect, among which the gas production of Well Qin17-6 was more than 1 000 m3/d, and the stable output was maintained.

thin splitting coal seam; critical fl ow velocity; capacity optimization; injection mode

安豐軍，張登文，修書志，等.沁南區塊安澤斜坡帶薄煤層壓裂工藝優化與應用 ［J］. 石油鉆采工藝，2013，35（3）：73-77.

TE357.2

A

1000 – 7393（ 2013 ） 03 – 0073 – 05

安豐軍，1973年生。延邊大學副教授，電話：13843339775。E-mail：dqsky2008@163.com。通信作者：張登文，電話：0317-2723707。E-mail：cyy_zdw@petrochina.com.cn。

〔編輯

付麗霞〕