頁巖氣體積改造人工縫網優化設計

蔣 海，肖 陽，王 棟，劉子平，王家豪，趙 地，鄒龍慶

(1.中國石油川慶鉆探工程公司，四川 成都 610051；2.成都理工大學，四川 成都 610059；3.成都理工陽光能源科技有限公司，四川 成都 610059；4.揭陽中石油昆侖燃氣有限公司，廣東 揭陽 515300)

0 引 言

頁巖氣儲層一般具有地質結構復雜、儲層非均質性強、儲層埋藏較深、壓裂改造難度較大、單井開發成本高的特點[1-3]，目前主要的改造思路是優化簇數、簇間距和射孔位置[4-10]。高新平等[11]利用石英砂代替陶粒以達到降本增效的目的。Fu等[12]在對水力裂縫幾何形態進行準確表征的基礎上，結合地應力分布，通過數值模擬方法，構建了一套多級水力壓裂優化設計方法，該方法成功應用于鄂爾多斯盆地頁巖氣井，取得了較好的增產效果。在吉木薩爾頁巖儲層開發中，結合弱面理論[13-14]，通過LRA、GRA分析[15]，明確了對改造效果影響較為明顯的工程參數。Wigwe等[16]研究了支撐劑密度、壓裂液黏度和注入速率等因素對水力裂縫擴展的影響。

威遠頁巖氣區塊前期一般采用常規壓裂技術進行水平井壓裂，壓裂效果較差，產量增幅較小，達不到預期改造效果。為此，對威AH1平臺進行壓裂改造時，借鑒前人研究思路，基于三維地質模型屬性和三維地質力學模型，建立了一體化壓裂模型，利用模型對施工排量、液量、砂比、壓裂簇數和加砂方式等參數進行優化分析。將優化的結果運用于實際壓裂施工中，提升了壓裂設計的針對性和匹配性，實現了頁巖儲層開發效益最大化。

1 地質概況

威遠構造位于川中古隆起平緩構造區威遠-龍女寺構造群，為樂山-龍女寺加里東古隆起上形成的巨型近穹隆狀的背斜構造，呈北東東向展布。威AH井區地層整體呈北陡南緩、西淺南深趨勢，西北部為威遠構造東南翼，呈單斜分布，井區中南部為向南下傾的鼻突，其西南方向為新店場向斜，東南方向為廟壩向斜。鼻突傾沒端構造相對主體構造變得更加寬緩，褶皺幅度較低，整體而言區內斷層數量較少，且斷層規模較小。根據威遠地區實鉆資料顯示，威遠地區頁巖氣儲層為志留系龍馬溪組龍一1亞段優質頁巖段。由于受樂山-龍女寺古隆起的影響，厚度分布不均，一般為0～600 m，向威遠的東南方向變厚，在威AH1平臺達448 m。龍一1亞段巖性以灰黑色頁巖為主，自上而下顏色逐漸加深，底部為黑色頁巖。龍一1亞段脆性礦物含量為18.1%～97.8%，平均為68.18%；孔隙度為1.19%～11.84%，平均為6.13%，滲透率為0.08～1.04 mD。

2 威AH1平臺一體化壓裂模型

2.1 三維地質屬性模型

綜合井區地震解釋、測井解釋等資料和氣藏精細描述認識，建立了威AH1平臺的三維地質屬性模型(圖1)，包括螞蟻體追蹤的天然裂縫分布模型(圖2，圖中紅色線為水平井軌跡)。建立地質模型時將龍馬溪組自上而下分為龍二段、龍一段；龍一段自上而下分為龍一2亞段、龍一1亞段；龍馬溪組底部龍一1亞段自上而下細分為龍一14、龍一13、龍一12、龍一11共4個小層。所建地質模型網格總數為392×460×11=1983520，網格步長為10 m×10 m。其中，龍一2亞段垂向高度為13.98 m，龍一14小層垂向高度為10.69 m，龍一13小層垂向高度為0.78 m，龍一12小層垂向高度為0.83 m，龍一11小層垂向高度為4.63 m。

圖1 三維地質屬性模型Fig.1 The 3D geological attribute model

2.2 三維地質力學模型

在單井三軸巖石力學實驗、聲發射實驗數據分析基礎上，基于測井解釋的楊氏模量、泊松比和各向應力等數據，通過動、靜態校正建立威AH1井區一維巖石力學剖面。綜合威AH1平臺地質屬性模型和一維巖石力學剖面，基于深部成巖理論，考慮上覆巖石、基底和圍巖的影響，加載周向水平應力模擬成巖過程，建立威AH1井區三維地質力學模型(圖3)，為壓裂模型的建立提供地質力學依據。所建立的威AH1地質力學模型楊氏模量為40～55 GPa，泊松比為0.24左右，最小水平主應力為69 MPa左右，最大水平主應力為82 MPa左右。

圖2 螞蟻體天然裂縫分布模型Fig.2 The distribution model of natural fractures in ant body

2.3 威AH1平臺一體化壓裂模型

常規的水力壓裂模擬中，儲層大多是均值模型，其無法表征真實儲層的孔滲飽屬性的連續分布及地應力場的非均質性，且其將復雜的縫網體系簡化為正交線網模型，不能滿足致密儲層體積改造的要求。因此，為了對儲層改造效果、水力裂縫的展布、水力裂縫和天然裂縫的相互作用進行更加精細的評價，需結合三維地質屬性模型、天然裂縫分布模型、地質力學模型，建立一體化壓裂模型(圖4，黑色線為水平井軌跡)。一體化壓裂模型采用UFM模型[17]，能夠模擬復雜裂縫網絡中裂縫的擴展、變形和流體流動，水力裂縫與天然裂縫的相互作用，以及相鄰水力裂縫分支之間的相互作用。

圖3 三維地質力學模型Fig.3 The 3D geomechanical model

圖4 威AH1平臺一體化壓裂模型Fig.4 The integrated fracturing model of Wei AH1 platform

將威AH1平臺微地震測試結果和一體化壓裂模型模擬結果進行對比(共計8口井200段)，微地震測試縫網平均長度為346.63 m，縫網高度為40.53 m，一體化壓裂模型模擬計算縫網長度為319.37 m，縫網高度為39.45 m，縫網長度誤差為7.86%，高度誤差為2.66%，認為建立的一體化壓裂模型可滿足現場模擬需要。

3 體積壓裂施工參數優化研究

按照實際施工數據設計初始模擬參數：單簇壓裂液量為328 m3，平均砂比為7.9%，單段壓裂簇數為7簇，簇間距為11.3 m。采用單因素法先對壓裂施工排量進行優化(設計模擬施工排量為10～28 m3/min)，然后改變單一參數值，對相應的參數進行模擬計算和優化。

3.1 壓裂施工排量優化

施工排量為10～28 m3/min時壓裂縫網分布見圖5，支撐面積和壓裂縫長度見圖6。由圖5、6可知：隨著排量從10 m3/min增至24 m3/min，壓裂縫長度、寬度和支撐面積均呈現增加趨勢；當排量大于24 m3/min時，壓裂縫長度先增加，隨后受到縫高和縫寬的影響，裂縫延伸困難，壓裂縫長度和支撐面積開始呈現下降趨勢，雖然施工排量增加，但總體壓裂效果并沒有提高，同時考慮成本因素，推薦最優排量為20～24 m3/min。

圖5 不同排量下的壓裂縫網分布Fig.5 The distribution of fracturing network under different displacements

圖6 排量對壓裂縫網的影響Fig.6 The influence of displacement on fracturing network

3.2 壓裂液量優化

單簇壓裂液量為200～650 m3時的支撐面積和壓裂縫長度曲線如圖7所示。由圖7可知：隨著單簇壓裂液量從200 m3增至400 m3，壓裂縫長度和支撐面積整體呈現增加趨勢，在單簇壓裂液量超過400 m3后，受到縫高、縫寬和壓裂液濾失等因素的共同影響，壓裂縫長度和支撐面積增加幅度明顯減緩。因此，推薦最優化單簇壓裂液量為350～400 m3。

圖7 單簇壓裂液量對壓裂縫網的影響曲線Fig.7 The influence curve of single cluster fracturing fluid volume on fracturing network

3.3 砂比優化

平均砂比為5%～23%時，壓裂縫長度和支撐面積曲線如圖8所示。由圖8可知：平均砂比為5%～9%時，隨著砂比的增加，壓裂縫長度和支撐面積顯著提升；平均砂比為9%～11%時，壓裂效果達到最佳；當平均砂比超過11%后，裂縫局部出現砂堵，改造效果變差，壓裂縫長度和支撐面積總體呈現下降趨勢。因此，最終確定最優化平均砂比為9%～11%。

圖8 砂比對壓裂縫網的影響曲線Fig.8 The influence curve of sand ratio on fracturing network

3.4 壓裂簇數優化

壓裂簇數為3～12簇時壓裂縫長度和支撐面積曲線見圖9。由圖9可知：隨著壓裂簇數從3簇增至4簇，壓裂縫長度和支撐面積呈現增加趨勢，在簇數超過4簇后，受總體壓裂排量的限制，排量對于每簇裂縫的改造效果減弱，部分裂縫無法有效打開和成功改造，壓裂縫長度和支撐面積總體呈現下降趨勢。因此，最終確定最優化壓裂簇數為4簇，對應的簇間距為18 m。

圖9 簇數對壓裂縫網的影響曲線Fig.9 The influence curve of the number of clusters on the fracturing network

3.5 混合支撐劑優化研究

威AH1平臺水平段長度在1 800 m左右，分段分簇多，支撐劑使用量較大，需要考慮部分采用石英砂替代支撐劑。因此，需要研究粉砂和陶粒比例以及注入方式對壓裂縫網的影響。

3.5.1 混合支撐劑配比優化

設計了6組混合支撐劑：全粉砂(相同粒徑)、全粉砂(不同粒徑)、全陶粒(相同粒徑)、全陶粒(不同粒徑)、粉砂與陶粒比為6∶4、粉砂與陶粒比為8∶2。為表述方便，分別以混合支撐劑A—F命名。混合支撐劑對壓裂縫網的影響見圖10。

圖10 混合支撐劑對人工縫網的影響曲線Fig.10 The influence curve of mixed proppant on artificial fracture network

由圖10可知：全陶粒(不同粒徑)支撐劑獲得的壓裂縫長度、支撐面積和改造體積最大，但粉砂與陶粒比為8∶2的混合支撐劑也可獲得較高的人工縫網參數，同時大幅降低陶粒的使用量，節約施工成本。因此，推薦使用粉砂與陶粒比為8∶2的混合支撐劑。

3.5.2 混合支撐劑注入方式優化

選擇粉砂與陶粒比為8∶2的混合支撐劑，在相同支撐劑用量的前提下，設置籠統注入和分級注入2種注入方式，分析注入方式對壓裂縫網的影響(表1、圖11)。由表1可知：分級注入方式可以獲得更好的壓裂縫網參數。

表1 支撐劑注入方式對人工縫網的影響Table 1 The influence of proppant injection method on artificial fracture network

由圖11可知：粉砂與陶粒比為8∶2的混合支撐劑分級注入方式下，陶粒可對近井主裂縫形成有效支撐(黃色區域)，粉砂對遠端和分支縫網形成有效支撐(深藍色區域)，無支撐劑的裂縫數量明顯減少(粉色區域)，壓裂效果得到明顯提高。

圖11 支撐劑分布Fig.11 The proppant distribution

4 現場應用

頁巖氣體積改造人工縫網優化設計方法在威AH1平臺應用8口井，現已全部完成壓裂施工。與壓裂之前相比，日產氣量提高30%。以威AH1-1井為例，該井水平段埋深為2 888～3 121 m，龍一11小層儲層鉆遇率高，鉆遇率達到100%。龍一11小層厚度較大(6.4 m)，原始地層壓力系數較高(1.75)。對威AH1-1井進行壓裂時，運用地質工程一體化體積壓裂人工縫網技術，結合前文優化的壓裂施工參數，獲得了較好的壓裂效果。威AH1-1井壓裂縫長度為48～55 m，平均長度為51 m，單段壓裂4簇；平均單段壓裂液量為1 500 m3左右，平均用液強度為29.41 m3/m；平均單段砂量為84 t，平均加砂強度為1.64 t/m；壓裂排量21 m3/min左右。壓裂后，威AH1-1井的初始日產氣量最高達到了54×104m3/d，累計產氣1.50×108m3。而相鄰的威AH2-1井，地質條件基本相似，采用常規壓裂方法，初始日產氣量最高僅為26×104m3/d，累計產氣量為0.64×108m3。

5 結 論

(1) 威遠頁巖氣區塊地質、工程條件復雜，基于地質工程一體化理念，綜合地質屬性模型和基于深部成巖理論的地質力學模型，建立了威AH1平臺一體化壓裂模型。該模型能夠更真實地體現儲層人工縫網發育情況，與微地震測試結果匹配程度較高。

(2) 利用威AH1平臺一體化壓裂模型，對壓裂施工排量、壓裂液量、砂比、分簇數量混合支撐劑配比與注入方式進行了優化研究，研究結果在威AH1平臺取得了較好應用效果。