四川盆地威遠頁巖氣田縫控壓裂關鍵技術

肖劍鋒 何懷銀 李彥超 沈建國 鄧 才 鄒龍慶 李俊翔 王一萱

中國石油川慶鉆探工程有限公司

0 引言

四川盆地南部頁巖氣儲層歷經多期構造，普遍具有水平應力差高、非均質性強、儲層巖性復雜等特點[1-3]。為了實現頁巖氣儲層的充分破碎和有效支撐[4-6]，前期壓裂工藝主要借鑒北美的高排量、大液量、大砂量模式，主體參數以段長60～70 m（單段2～3簇）、泵注排量12 m3/min，加砂強度1.0～1.5 t/m（主體40/70目陶粒）[7-9]為主。川南地區頁巖氣儲層物性特征為壓裂形成復雜縫網帶來了較大挑戰，前期壓裂效果普遍表現出縫網相對簡單、井間效果差異大等特征[10]，完全沿用北美壓裂工藝體系難以適應川南頁巖儲層，亟須針對川南頁巖氣儲層特征，優化升級現有壓裂工藝技術體系。

早期學者基于頁巖有效改造的目的，提出了“體積壓裂”概念[11]，隨著國內對頁巖開發認識的持續深入，進一步發展出了以形成密集裂縫為主體的儲量動用模式——頁巖“縫控儲量”改造優化設計技術，即通過形成多簇的密集壓裂裂縫實現對儲層的有效控制[12]，并建立了壓裂縫網完善程度的評價方法[13]。目前業內提升段內多簇裂縫開啟程度和縫網復雜性主要有3種方式：第一種是極限限流壓裂（XLE）[14-17]，即大幅度降低射孔數，通過提升孔眼摩阻減小簇間總摩阻差異，使簇間分流更加均勻，實驗和數值手段均證實了極限限流壓裂有助于提升壓裂效果，但由于模擬手段無法真實表征因單孔/簇磨蝕不均勻引起的流量動態分配，模擬結果與實際情況有一定差異。鄰井光纖監測結果表明，極限限流壓裂并不能完全促進多簇裂縫均勻開啟[18]。第二種方式是大幅度提升壓裂泵注排量，一般提升至16～20 m3/min[19]，這種方式理論上能夠一定程度提升裂縫開啟數量和縫內凈壓力，有利于多簇壓裂條件下復雜縫網的形成，但對壓裂現場設備數量（需增加至少50%）、管線及井口承壓等級（需大于105 MPa）等都有更高要求，壓裂作業投入成本大，同時增加了套變風險，大規模推廣應用存在一定局限。第三種方式是適時暫堵轉向[20-21]，暫堵材料在流量分配作用下優先封堵優勢孔眼，封堵產生的瞬時水擊壓力可憋開新的孔眼，該工藝在現場實施相對方便，但目前存在暫堵設計與量化評估手段有限、暫堵效果不穩定等問題，暫堵轉向工藝與壓裂工藝融合程度不高。

筆者以四川威遠地區下志留統龍馬溪組頁巖為研究對象，針對頁巖壓裂裂縫“起裂、擴展、支撐”的全過程，以多簇暫堵壓裂關鍵參數優化設計及量化評價為核心，建立了一套適合于威遠頁巖氣田的一體化改造技術體系，并明確了關鍵技術參數的設計范圍，為進一步提升威遠頁巖氣田開發效益提供了有力支撐。

1 飽和覆蓋+全域支撐壓裂設計理念

制約頁巖儲層壓裂效果有2個關鍵問題：①壓裂過程中各簇開啟、進液程度的不確定性，段內各簇改造效果存在明顯的“馬太效應”，即由于各簇孔眼、近井摩阻的差異，摩阻小的射孔簇流動更快，進一步磨蝕造成阻力持續降低，這些小部分優勢通道會吸收大部分攜砂液；②各級裂縫有效支撐的不確定性，即由于不同類型支撐劑在各級裂縫中的運移、沉降特征存在差異，造成壓裂裂縫系統的支撐劑綜合鋪置效果不理想，不能形成立體有效支撐。

經典達西及高速非達西方程都表明額定壓差下頁巖內氣體流速與滲流距離、流動阻力呈負相關。為了最大程度提升氣體流動速度，需要通過裂縫系統對儲層的飽和覆蓋實現最小滲流距離，同時通過裂縫系統的全域支撐實現最小流動阻力，即在“體積壓裂”的整體框架下，基于飽和覆蓋+全域支撐的壓裂設計理念，達到段、簇、泵注、暫堵等相關設計的綜合最優化。

飽和覆蓋設計理念：滲流距離依賴于壓裂裂縫系統的構建，簇間距是影響頁巖壓裂裂縫系統覆蓋程度的關鍵因素。如圖1所示，儲層水平應力差較大時，過大的簇間距會造成以簇為單位的壓裂裂縫形態簡單且相互獨立，殘留大量未覆蓋區域（圖中不同顏色代表不同壓裂改造段的微地震監測結果），而過小的簇間距則可能造成簇間競爭起裂過強，導致簇間擴展差異過大。因此需要在前期壓裂模式基礎上，結合儲層力學特征進一步優化簇間距，同時結合必要的調整手段保障段內各簇均勻起裂和擴展。

圖1 前期壓裂微地震監測結果圖

全域支撐設計理念：流動阻力與裂縫系統連通程度、有效開度等直接相關。威遠地區龍馬溪組頁巖氣開發前期現場壓裂一般主體采用中—高強度、大粒徑支撐劑，配合高用量以保障在壓后高閉合應力下裂縫依然有效開啟，但這種模式可能造成各級裂縫中支撐劑鋪置不理想、不同類別支撐劑作用未得到充分發揮等問題。全域支撐不再追求單一主裂縫的流動能力，而是考慮提升射孔簇裂縫單元綜合流動能力，并結合不同類別支撐劑在多尺度裂縫內不同液體中的運移、沉降特點，開展綜合優化，在考慮經濟邊界效應的情況下，以最合適的支撐劑參數實現綜合流動阻力最小化。

2 頁巖縫控壓裂優化設計關鍵技術

基于飽和覆蓋+全域支撐壓裂設計理念，結合威遠頁巖地質特點，提出了一套以“三換”（主縫換縫網+暫堵換排量+粉砂換陶粒）為核心的新一代頁巖縫控壓裂技術，在進一步保障充分構建裂縫系統的同時，有效降低了壓裂工藝、材料成本，為提升頁巖開發綜合效益提供了有力支撐。

2.1 主縫換縫網技術

威遠龍馬溪組頁巖水平主應力差一般大于12 MPa，基于裂縫交互力學準則[22-23]，壓裂裂縫直接穿越天然裂縫及弱面的可能性較大。提升裂縫復雜程度現場可行的主體思路有2種：一種是直接提升縫內凈壓力，達到裂縫轉向的門檻壓力，包括提升排量、液體黏度等方式，但頁巖現場壓裂簇間分流的特點決定了這種方式效果不明顯；另一種是調整進液剖面，即優化段內簇數和簇間距，一定程度拉近以簇為單位的壓裂裂縫使得形成的裂縫系統能夠更大程度覆蓋儲層。

威遠龍馬溪組頁巖壓裂前期段內簇間距一般大于25 m，橋塞上、下簇的簇間距甚至超過40 m，這種模式下射孔簇裂縫單元相互連接程度低，特別是在中、遠端構建交錯縫網難度大（圖2-a），“主縫換縫網”的方式是以更密集的主縫替代前期不完善的縫網系統（圖2-b），一定程度緩解儲層高應力差條件下分支縫形成難度大的缺陷。

圖2 “主縫換縫網”壓裂示意圖

基于邊界元法建立三維多裂縫壓裂模擬模型[24]，結合威遠龍馬溪組頁巖基礎力學參數，對不同壓裂段長、簇數的壓裂裂縫總面積差異性開展評價。模擬結果表明，在相同用液強度條件下，隨著段內簇數的增加，裂縫總面積總體呈增加趨勢，但增加幅度逐步減緩；不同段長的合理簇數范圍不同，折算合理簇數對應的簇間距基本介于5～10 m（圖3）。模擬結果證實了通過適度縮短簇間距，即“主縫換縫網”的方式促進各個射孔簇裂縫單元的連接具有可行性。

圖3 不同壓裂段長下不同簇數的壓裂裂縫面積模擬結果圖

2.2 暫堵換排量技術

2.2.1 暫堵與排量相關性分析

威遠龍馬溪組頁巖儲層前期改造單段一般設計2～3簇，微地震及生產測井顯示各簇裂縫基本能夠有效開啟，但在“主縫換縫網”的多簇壓裂模式下，排量需要在更多射孔簇間分配，射孔簇的全面開啟及進液難度更大。利用降排量測試解釋及停泵水擊反演技術[25]，基于壓裂現場22井次300余段的停泵數據，對9～16 m3/min排量范圍內單段單次開啟簇數進行評價。結果呈現兩個明顯特點（圖4）：①隨著壓裂排量的增加，有效開啟簇數的平均數（圖中小叉對應數值）、中位數（箱體中橫線對應數值）均呈增加趨勢，數據箱體上邊緣（從小到大位于75%的數值）、下邊緣（從小到大位于25 %的數值）也逐步升高；②現場壓裂射孔簇的有效開啟存在一定的偶然性，如排量12 m3/min時，主體開啟簇數介于3～5簇，但個別段會開啟到7簇，各排量對應的有效開啟簇數的箱體上、下邊緣相差1～3簇，排量越高主體開啟簇數上、下邊緣差值越大，表明開啟簇數的不確定性越高。

圖4 不同排量有效開啟簇數對比圖

在多簇壓裂過程中，排量的提升會激發開啟更多的射孔簇，但在排量和開啟射孔簇同步增加情況下，排量提升前后分配到各簇的液量差異不明顯。暫堵轉向也可以提升射孔簇開啟程度，相比而言其精確性和經濟性更高，因此采用“暫堵換排量”的技術思路，精細化現場暫堵參數設計，能夠在維持前期壓裂排量的情況下提升縫網覆蓋程度。

2.2.2 投球暫堵時機優化

基于前文建立的三維多裂縫壓裂模擬模型，開展不同暫堵次數、時機條件下裂縫擴展特征評價（圖5），按照單段壓裂排量12 m3/min，主體開啟簇數為3～5簇的模擬結果，一般單段6～9簇的壓裂段考慮采用1次暫堵，9～12簇的壓裂段考慮采用2次暫堵。

圖5 暫堵前、后壓裂模擬效果圖

定義暫堵時機為暫堵時液量占總設計液量的比例，以暫堵后多簇裂縫縫長、縫高2項關鍵幾何參數標準差的平均值為目標函數：

式中σfraclength表示裂縫縫長標準差；fifraclength表示第i簇裂縫縫長，m；表示裂縫縫長平均值，m；n表示射孔簇數；σfracheight表示裂縫縫高標準差；表示裂縫縫長、縫高標準差平均值。標準差平均值越大，意味著裂縫幾何尺寸差異性越大。對單段暫堵時機開展多方案交叉模擬，結果顯示：對于1次暫堵，相對于最佳時機，過早和過晚的暫堵都會造成簇間裂縫擴展差異增大（圖6-a），過早暫堵可能阻礙已開啟縫充分發育，過晚則會因為優勢裂縫過度擴展難以實現有效封堵，合理的暫堵時機范圍介于40%～45%；對于2次暫堵，分別以第1、2次暫堵時機為橫、縱坐標，不同顏色表示裂縫參數標準差平均值（圖6-b），可以看出，標準差平均值較小的區間呈近橢圓分布，且橢圓短軸與橫坐標平行，即第1次暫堵時間的最佳區間范圍相對更小，對整體裂縫擴展影響更顯著，合理的暫堵時機組合為第1次30%～35%，第2次55%～65%。

圖6 暫堵縫間擴展程度標準差平均值分布圖

2.2.3 現場暫堵球用量優化

近年來學者們通過實驗評價、數值模擬等手段對暫堵機理開展了大量研究[26-27]，大多是定性評價，但現場暫堵涉及到材料投放時機、用量等多參數優化，需要建立一套能夠直接指導現場的關鍵參數設計方法，既保證有效封堵已開啟射孔簇，又不至于過度封堵造成后續施工困難。

北美頁巖壓后井下電視監測結果顯示孔間起裂程度存在顯著的差異性[28]，壓裂現場為了保障暫堵效果，首先需要明確暫堵前開啟的實際孔數，基于排量與摩阻變化的階梯降排量測試是計算開啟孔數的直接可行方法[29]，現場階梯降排量曲線如圖7所示。

圖7 階梯降排量典型曲線圖

總摩阻為每個階梯排量對應的施工壓力與停泵壓力之差，由管道流動摩阻、孔眼摩阻和近井摩阻組成，各項摩阻與排量之間的非線性關系為：

式中pfriction表示總摩阻，MPa；pi表示降排量測試第i階段壓力，MPa；pISIP表示停泵壓力，MPa；pwell、pperf和pnearwell分別表示井筒流動摩阻、孔眼摩阻和近井摩阻，MPa；δ表示水力摩阻系數；l表示計算井筒長度，m；d表示井筒內徑，mm；q表示泵注排量，m3/min；α表示孔眼摩阻系數，常數；ρ表示液體密度，kg/m3；np表示射孔孔數；dp表示孔眼直徑，mm；cd表示孔眼流動系數，一般取值0.6～0.95[30]；λ表示孔眼摩阻流動指數；β表示近井摩阻流動指數；kwell、kperf和knearwell分別表示井筒流動、孔眼和近井綜合摩阻系數。

針對有效開啟孔數計算的假設條件：①已開啟各孔眼擴徑程度一致，且擴徑后孔眼仍保持圓形狀態；②在降排量階段，所有已開啟孔眼均持續進液，忽略不同排量階段各項系數的變化；③孔眼摩阻中孔眼流動系數cd在暫堵前經過大量攜砂液沖刷已經達到最大值。

實驗條件下，井筒摩阻、孔眼摩阻與排量呈二次方關系，近井摩阻與排量呈1/2次方關系，但實際壓裂過程中攜砂液對于孔眼的持續沖刷會造成孔眼、近井處流動更復雜，因此將孔眼、近井摩阻指數作為未知數參與擬合，方程組中未知數共5項（kwell、kperf、knearwell、λ和β），通過5次及以上的降排量臺階，擬合可得方程組各項未知數。系數中kperf與有效開啟孔數直接相關，由于開啟孔眼在壓裂后存在擴徑現象，為得到更加準確的結果，引入孔眼擴徑方程[31]：

式中c表示支撐劑濃度，kg/m3；η表示孔眼擴徑系數， m2·s/kg，砂濃度在300 kg/m3以內時，一般取值1.0×10－13m2·s/kg。計算時考慮排量、支撐劑砂濃度等因素，并對施工時間進行積分，可得到壓裂后孔眼平均直徑（dp），帶入孔眼摩阻系數方程中求解得到實際有效開啟孔數（np）。

考慮運移過程中暫堵球實際有效坐封與理想狀態存在一定誤差，在現場實際操作過程中，按照計算有效開啟孔數的110%設計暫堵球數量。

2.3 粉砂換陶粒

威遠龍馬溪組頁巖一般埋深2 000～3 600 m，閉合壓力45～76 MPa，多種支撐劑的加入是實現壓裂多級裂縫全域支撐的關鍵。早期觀念認為要實現高閉合壓力狀態下的裂縫導流能力，需要采用較多中—高強度大粒徑陶粒進行支撐，但陶粒成本較高，同時存在進入微細裂縫相對困難、沉降速度快等問題。為進一步提升壓裂材料經濟效益，通過實驗評價及數值模擬等方法，對支撐劑關鍵參數進行定量優化。

威遠龍馬溪組頁巖的滲透率在原始地層壓力下主體介于200～300 nD，按照裂縫寬度1 mm測算，不論是70/140目石英砂（一般稱為粉砂）還是40/70目陶粒，支撐裂縫的滲透率較頁巖基質滲透率都要高出6～8個數量級。相對于選擇較高強度支撐劑，實現多尺度裂縫立體支撐更為重要。對不同導流能力裂縫的生產動態開展數值模擬，水平段長2 000 m，主裂縫簇間距10 m，導流能力1～100 D·cm，分支縫導流能力0.001～1 D·cm，模擬生產20年累計產量分布（圖8）。從總體來看主裂縫、分支縫導流能力與累計產量均呈正相關，但在主裂縫導流能力超過10 D·cm，或分支縫導流能力超過0.5 D·cm以后，邊界效應較為顯著，累計產量增幅明顯放緩。

圖8 不同主裂縫、分支縫導流能力水平井20年累計產量分布圖

基于平板分支縫流動數值模擬開展支撐劑流動、鋪置規律評價，基于相似準則設計標準泵注排量為10 L/min，攜砂液黏度為3 mPa·s，砂濃度160 kg/m3。從結果看，70/140目石英砂在裂縫中的整體鋪置效果優于40/70目陶粒，主裂縫中70/140目石英砂的砂堤前緣位置較40/70目陶粒遠約30%，砂堤平衡長度長約25%，分支縫中砂堤整體高度也更高（圖9）。

圖9 主裂縫和分支縫中不同支撐劑鋪置形態圖

在API導流室中開展不同支撐劑組合裂縫導流能力測試，巖板支撐劑鋪置濃度5 kg/m2，在設計閉合壓力條件下，每組閉合壓力等級測定5個流量對應的導流室出入口壓力、流量等數據，并計算對應的導流能力平均值（圖10）。在閉合壓力達到27.6 MPa前，不同支撐劑組合條件下導流能力均快速下降，之后導流能力降低速度明顯減緩，在到達最大壓力62.1 MPa時，所有支撐劑組合裂縫導流能力均小于10 D·cm。

圖10 不同閉合壓力情況下裂縫導流能力曲線圖

平板縫流動評價表明70/140目石英砂在各級裂縫中的運移能力均優于40/70目陶粒，結合不同支撐劑組合方式條件下裂縫導流能力評價實驗及生產數值模擬，發現在主裂縫、分支縫主體導流能力區間內，導流能力與開發效果呈正相關，但相關性隨著導流能力的進一步增加逐步減緩。多手段證實了目前儲層條件下采用“粉砂換陶粒”，即以粉砂（70/140目石英砂）為主、陶粒（40/70目陶粒）為輔的組合模式具有可行性。

3 現場應用效果分析

自2020年以來，新一代頁巖縫控壓裂優化設計技術在威遠頁巖氣田開展了現場試驗并持續推廣，有力支撐了威遠頁巖氣田降本增效，助力實現了10余口測試產量超過50×104m3/d的高產井，現場應用效果證實了技術具有良好的適應性和經濟性。

3.1 壓裂現場參數設計及應用效果評價

以“主縫換縫網+暫堵換排量+粉砂換陶粒”為技術核心，對壓裂現場關鍵參數開展全面升級優化，其中段長、簇間距、加砂強度、石英砂比例等參數較前期壓裂工藝有較大調整（表1）。

表1 新一代頁巖縫控壓裂工藝主體參數表

“主縫換縫網”“粉砂換陶粒”主要是優化壓裂參數，而“暫堵換排量”則是對人工干預裂縫擴展程度的進一步升級。暫堵是縫控壓裂工藝的基礎，前文介紹了關鍵暫堵參數設計方法，威遠頁巖壓裂現場為了提高對螺旋布孔、攜砂液沖刷下孔眼的封堵效率，在材料選擇上創新采用多粒徑（13.5～15 mm）、多密度（0.9～1.4 g/cm3）暫堵球搭配適量1～2 mm暫堵劑顆粒。在威遠頁巖復合暫堵壓裂應用井中，暫堵材料通過低排量泵送，到位時壓力響應能夠達到3～4 MPa，暫堵后恢復大排量時施工泵壓較暫堵前高5～6 MPa。基于降排量分析測算，一般全段射孔簇開啟率能夠達到85%以上，如圖11所示微地震監測結果證實了精細化的暫堵工藝能夠提升裂縫系統均勻拓展程度（圖中數字1～8表示壓裂段數）。

圖11 暫堵前、后微地震監測結果圖

2020年，在威遠W3平臺開展新一代頁巖縫控壓裂工藝試驗，平臺共設計8口水平井，平均TOC為4.9，孔隙度7.1 %，含氣量7.4 %，平均水平段長2 100 m。8口井按照表1中主體參數順利完成施工，平均測試氣產量約60×104m3/d。經過2年多的生產監測，產量表現依然良好。新一代頁巖縫控壓裂工藝在威遠頁巖氣已應用100余井次，在相同地質條件下，應用井平均千米測試產量較應用前增加了7.2%，測算平均EUR增加了4.3%，同時由于段內簇數增加2～3倍進一步緩解了壓裂過程中的局部應力集中，整體套變率較應用前下降約28.7%。

3.2 經濟效益評價

新一代頁巖縫控壓裂優化設計技術在保障形成復雜、有效裂縫系統的同時，進一步降低了壓裂綜合成本，主要體現在以下3方面：①精細化的暫堵轉向工藝實現了儲層在段內多射孔簇條件下的充分有效改造，支撐了主體段長從前期的60～70 m提升到目前的90～100 m，單井壓裂段數降低約1/3，直接作業成本大幅下降；②實現了各級裂縫充分支撐，一方面加砂強度大幅度提升到2.5 t/m以上，一方面70/140目石英砂使用比例提升至80%以上，單位長度支撐劑成本下降10%～15%；③采用連續加砂替代了前期段塞式加砂，液體效率（單位液體攜砂量）提升40%以上，低成本滑溜水比例提升至95%以上，單位長度液體成本降幅超過10%。綜合作業、支撐劑、液體3方面的成本計算，新一代優化設計技術能夠使壓裂綜合成本下降超過12%。

4 結論

1）在頁巖儲層高水平主應力差條件下，壓裂形成復雜縫網困難，為了保障壓裂裂縫系統對儲層的飽和覆蓋+全域支撐，關鍵要實現頁巖氣滲流距離的最小化和氣體流動阻力的最小化，提升關鍵壓裂參數的適應性、合理性和經濟性。

2）形成了“主縫換縫網+暫堵換排量+粉砂換陶粒”為核心的新一代頁巖縫控壓裂技術，優化形成了90～100 m主體段長、2.5～3.0 t/m加砂強度、80%粉砂比例、1～2次暫堵的主體工藝參數系列。

3）新一代頁巖縫控壓裂優化設計技術在威遠頁巖氣田開展的現場應用已達100余井次，相同地質條件下，平均千米測試產量較應用前增加了7.2%，平均EUR增加了4.3%，套變率下降約28.7%，壓裂綜合成本下降超過12%，有力支撐了威遠頁巖氣經濟效益開發。