頁巖氣多級壓裂斷層動態滑移規律研究

劉 豪 劉懷亮 劉 宇 曹 偉 連 威 李 軍，

(1.中國石油大學(北京) 2.北京華美世紀國際技術有限公司 3.四川寶石花鑫盛油氣運營服務有限公司 4.中國石油大學(北京)克拉瑪依校區)

0 引 言

在頁巖氣勘探開發過程中，為了提高生產效率和降低作業成本，常采用“水平井+多級壓裂”的方法，但這種工藝會使套管受力狀態發生變化，嚴重時甚至會使套管發生變形，導致頁巖氣井產量下降。四川瀘州頁巖氣區塊多級壓裂過程中套管變形現象嚴重，套管變形量最大可達55.78 mm，套管變形后橋塞無法下入指定位置，嚴重時造成丟段，影響了頁巖氣的高效開發[1-3]。

基于以上問題，國內外學者開展了大量套管變形方面的研究。陳朝偉等[4-5]認為，壓裂過程中壓裂液沿天然裂縫或層理面進入斷層，激活斷層滑動，從而造成套管剪切變形；王素玲等[6]進行了頁巖層剪切滑移對套管塑性應變的模擬；郭雪利等[7]基于震源機制原理，建立了斷層滑移下套管變形機制，反演了斷層滑移距離，認為斷層滑移與套管剪切變形關系密切；劉鵬林等[8]建立了一種考慮斷層上、下部地層對斷層滑移影響的頁巖斷層滑移模型，并計算得到斷層滑移量的變化規律；A.A.DANESHY等[9]分析認為，壓裂時形成不均勻地應力使得斷層沿著弱界面、破裂面移動，導致套管受到不同程度的拉伸與剪切破壞；李軍等[10]基于斷裂力學理論，建立水力裂縫激活斷層及滑移量的力學計算模型，認為壓裂參數、地層性質以及斷層性質對斷層滑移量影響明顯；張華禮等[11]認為套管穿越斷層/裂縫是其剪切變形的內因，多級壓裂導致地層活化是其剪切變形的誘因；S.T.CHIPPERFIELD等[12]認為多級壓裂過程中，形成的復雜裂縫網絡會使套管受到剪切、滑移、錯斷等復雜的力學作用，并引起地應力場的改變，最終導致套管變形。

國內外研究均指出套管變形與壓裂引起的斷層滑移存在密切聯系，但對于斷層激活和滑移量規律的研究還不夠深入，并沒有建立斷層滑移量動態演化規律計算模型。筆者基于有限元模擬軟件，建立了多級壓裂激活斷層的動態演化規律模型，并分析了壓裂參數、斷層性質、地層性質等對斷層滑移量的影響。研究成果可為頁巖氣套管變形控制措施提供借鑒。

1 瀘州區塊頁巖氣井套管變形失效特征分析

瀘州區塊存在斷層發育、地層傾角變化頻繁等復雜地質條件，區塊整體為走滑斷層應力狀態，壓裂采用高泵壓泵送壓裂液，致使井底壓力多在100 MPa以上，極易引發斷層滑移。現場資料顯示，在多級壓裂改造過程中，部分壓裂井以及鄰井的套管出現了多處不同程度的變形，導致后續壓裂作業無法順利泵送橋塞，迫使壓裂改造段數縮減，嚴重影響了頁巖氣高效、安全開發，并增加了生產成本。

1.1 套管變形形狀特征

使用井徑成像測井儀MIT(Mutil-Finger Image Tool)檢測套管的變形形式以及變形程度，其主要原理是基于24條沿套管內壁均勻分布的半徑曲線FING01～FING24數據來獲取套管變形的特征[13]。圖1為瀘州X1-3井MIT測井結果。多臂井徑曲線圖結果顯示存在典型的剪切變形曲線，說明套管在多級壓裂過程中承受非均勻載荷，使其受到側向力的作用發生擠壓或者剪切變形導致套管內徑減小，使得橋塞無法正常通過。變形點處最小內徑58.52 mm，平均內徑97.97 mm，最大內徑135.82 mm，最大變形量55.78 mm，最大變形程度48.80%，變形長度大于10 m，從變形級別來講，屬于五級變形損傷。

圖1 瀘州X1-3井MIT24測井解釋圖Fig.1 MIT24 log interpretation of Well X1-3

1.2 套管變形與工程因素相關性分析

多級壓裂過程中施工泵壓、排量對套管受力狀態影響較大[14-16]，巨大的施工壓力加載到套管內壁上，會使套管在內壁上產生較大的應力集中。圖2為最大等效應力隨井口施工壓力的變化曲線。從圖2可以看出，隨著井口施工壓力增加，套管應力也呈現增加趨勢，二者幾乎呈線性增長關系。為此，本文分析了套管變形點與施工泵壓和排量之間的關系。

圖2 最大等效應力隨井口施工壓力的變化曲線[14]Fig.2 Variation of maximum equivalent stress with wellhead pressure[14]

對該區塊已有資料的井進行統計分析，結果如圖3、圖4所示。從圖3可以看出，壓裂排量小于14 m3/min時，套變點數量只有1個；但當排量大于14 m3/min時，套變點數量呈線性增加；在16～17 m3/min時套變點數量最多，排量最大時套邊點數略微減少。由圖4可知，隨著泵壓的增加，套變點數量增加，施工泵壓由75 MPa增加至90 MPa過程中，套管變形點數量逐漸增加，同樣在臨近最大泵壓時套變點數量達到最大。這是由于在水力壓裂過程中大排量、高泵壓使水力壓裂縫網復雜度增加，導致水力裂縫可能與天然裂縫以及斷層之間溝通，使得斷層發生滑移的可能性急劇增加。因此，在壓裂施工時應合理優化排量與泵壓，避免激活斷層，使斷層產生滑移導致套管變形，影響頁巖氣高效開發。

圖3 套變點數量與排量關系Fig.3 Number of casing deformation points vs.displacement

圖4 套變點數量與泵壓關系Fig.4 Number of casing deformation points vs.pump pressure

頁巖氣多級壓裂過程中套管承受地面泵壓和靜液柱壓力，水泥環則對套管提供一定的保護和支撐，并減小地應力對套管的擠壓作用，從而達到緩解套管載荷的目的[17]。當水泥環存在缺失、微裂隙、微環隙時，會使套管受力狀態惡化，嚴重時使套管變形[18]。統計該區塊套管變形點位置處固井質量，結果如表1所示。

從表1可以看出，套管變形位置處固井質量大部分為優質，部分為合格。因此，可以得出套管變形和固井質量相關性較弱。固井質量對套管應力狀態影響較大，但固井質量的優劣并不是影響套管變形的決定性因素[19-21]。從力學角度看，套管變形的根本原因是由于套管承受了巨大的非均勻外擠載荷所致[22]。

1.3 套管變形與斷層滑移相關性分析

大多數套管變形形狀符合剪切變形特征，說明套管變形與斷層裂縫、巖性界面和層理的相關性較高。經過瀘州區塊套變點與斷層分布的統計發現該區塊套變點與斷層重合度較高。圖5為瀘X1～X4平臺斷層分布與套管變形點對比結果。總計有16口井，其中11口發生套管變形(占比68.75 %)。12個套管變形點中有11個位于地層曲率異常或裂縫帶處，重合比例高達91.6 %。因此，可以認為套管變形與井筒穿過斷層具有密切聯系，進一步說明了套管變形與斷層的相關性。

以瀘州X1-3井為例，分析套管變形與斷層、微地震信號分布之間的關系，結果如圖6、圖7所示。由圖6和圖7可知，天然裂縫發育帶與圖中所示水平井筒均呈大角度相交，同時多級壓裂過程中套管變形位置處微地震信號與井筒呈大角度相交。主要原因是多級壓裂過程導致近井筒地層地應力狀態產生了顯著變化，導致地層發生錯動，從而引起套管變形。

圖6 瀘X1-3井第8段微地震信號(左為俯視圖，右為側視圖)Fig.6 Microseismic signals of Well X1-3 at stage 8 (Left：top view；Right：side view)

通過上述統計結果與現場套變資料分析，套管變形損壞多發生在某一級壓裂后的未壓裂段，且與斷層位置重合度較高。可以認為多級壓裂引起套管變形是一個不斷累積的過程，壓裂液在高泵壓、大排量的條件下注入儲層產生人造裂縫，人造裂縫與天然裂縫溝通，導致壓裂液進入斷層。因此在后續壓裂過程中，壓裂液源源不斷進入斷層內導致斷層面內正應力不斷降低，摩擦因數減小，達到臨界值時斷層激活，導致套管發生剪切變形。

2 斷層滑移量數值模型

2.1 套管變形分析

X1平臺中1、2、4井完成壓裂后采用多臂井徑測量，發現X1-3井出現套管變形，如圖8所示。從X1-1井的第3～5段壓裂的微地震信號分布來看，微地震信號與斷層高度重合，均分布在裂縫帶兩側，說明裂縫帶被溝通。

X1-3井自身第4段壓裂時的微地震監測發現微地震信號分布與裂縫走向重合，且發生了較大的震級，第5段套管處發生變形，如圖9所示。這說明壓裂從遠端溝通裂縫造成斷層激活，發生滑移引發第5段套管處變形。

圖8 X1-1井第3～5段微地震信號Fig.8 Microseismic signals of Well X1-1 at stages 3 to 5

圖9 X1-3井第4段微地震信號(左為俯視圖，右為側視圖)Fig.9 Microseismic signals of Well X1-3 at stage 4

瀘203井區所在的福集向斜發育4組構造斷裂：北東-南西向、北西-南東向、北北西-南南東向和近南北向。瀘203井區內發育的復雜斷裂系統為壓裂激活斷裂并引發套變提供了可能。引發嚴重套變的斷裂方位角為60°～80°。60°斷裂引發套變頻數最高，說明該井區套變與斷裂方位角相關，且60°方位角斷裂為高套變風險斷裂[23]。

在上述對套管變形失效分析的基礎上，建立二維水平井多級壓裂斷層滑移動態演化有限元模型。采用有限元軟件 ABAQUS 分析多級壓裂過程中斷層動態滑移演化規律。

2.2 網格模型

為了消除邊界對斷層的影響，將模型尺寸設置為700 m×500 m，儲層厚度與蓋層厚度之比為1∶5，使壓裂改造區和斷層遠離模型邊界，斷層與井筒夾角為60°。模型如圖10所示。根據工程實際多級壓裂工藝，按照圖10中①～⑤的順序模擬五級壓裂。對模型嵌入Cohesive孔隙壓力單元，利用Cohesive孔隙壓力單元的損傷開裂模擬裂縫的擴展行為。模型的網格類型為流固耦合單元-CPE4P，模擬飽和多孔介質的頁巖儲層，預設水力裂縫和天然裂縫的單元類型為COH2D4P，以此來實現水力裂縫擴展過程。網格劃分過程中選用自由網格和非均勻密度劃分方式。以瀘州區塊X1-3井為例，根據現場壓裂設計，該區塊壓裂段長為40～80 m。為方便計算，模型設定壓裂段長為50 m。

圖10 數值模型示意圖Fig.10 Schematic diagram of numerical model

2.3 材料參數及邊界條件

2.3.1 材料參數

地應力及初始孔隙壓力由物理模型案例井所處區塊的探井確定。根據鉆井井史中的測量數據得到頁巖地層中的初始孔隙壓力為35 MPa，初始地應力如下：最小、最大和垂向地應力分別為90、100、93 MPa。

模型相關的地質力學參數和壓裂施工參數如表2所示。

表2 有限元數值模型參數表Table 2 Parameters of finite element numerical model

2.3.2 邊界條件設置

模型的x和y方向施加法向位移為0的約束，使模型邊界在3個方向上均不發生位移和旋轉。 采用有限元軟件ABAQUS中Predefined功能施加地層地應力。共設置7個分析步：第1個分析步采用Geostatic模塊平衡模型地應力；其余6個分析步采用Soil模塊，設置5個分析步注入壓裂液和1個分析步停止注入壓裂液并泄壓。采用集中注入點進行壓裂，每段壓裂結束后，停止注入壓裂液，同時進行下一段壓裂，完成五級壓裂后，停止注入壓裂液并泄壓。注入壓裂液時間設置為300 s，泄壓時間設置為3 600 s。

3 結果分析

3.1 多級壓裂中地層孔隙壓力動態變化

頁巖氣水平井多級壓裂過程中不同施工時間下的地層孔隙壓力分布如圖11所示。從圖11可以發現，儲層孔隙內被注入大量壓裂液，地層孔隙壓力不斷變大，且隨著壓裂級數增加，近井筒儲層地層孔隙壓力表現出累積效應。多級壓裂過程中，壓裂流體在垂直井筒方向主要波及水力裂縫溝通區域，沿垂直井筒方向地層壓力變化梯度明顯。壓裂級數越大，沿井筒軸向地層孔隙壓力受壓裂液“累積效應”影響愈發顯著。在第3級壓裂完成后，可以明顯發現，沿井筒軸向方向壓裂流體波及范圍超出所在的水力壓裂區域。受第3段殘余壓裂液影響，壓裂時近井筒位置形成局部高壓(最大處可達57 MPa)，壓裂液通過水泥環微環隙、近井筒天然裂縫、大尺度天然裂縫3種途徑進入并溝通斷層，壓裂液沿斷層帶擴散致使斷層活化[24-25]。

圖11 地層孔隙壓力在不同壓裂級數條件下的變化Fig.11 Variation of formation pore pressure under different fracturing stages

3.2 不同壓裂施工條件下斷層滑移演化規律

3.2.1 注入點流量

壓裂時注入點的流量能夠影響水力裂縫內流體壓力，進而會影響裂縫尖端局部應力場，最終會影響斷層的受力狀態。考慮到數值模型的收斂性，在實際設置參數時將盡可能符合現場實際工況，因此，分別將注入點流量設定為0.005、0.010和0.015 m2/s。不同注入點流量下斷層的滑移量動態變化規律如圖12所示。選取斷層滑移激活點處作為研究對象，在壓裂液進入斷層面內的初始階段會提取到明顯的位移變化特征，隨著壓裂時間的增加，滑移量會小幅度的增加，最終趨于平穩。注入點流量越大，斷層激活越早，且注入點流量每增加0.005 m2/s，斷層滑移量大約會增加0.013 m。

圖12 不同注入點流量條件下對斷層滑移量的影響Fig.12 Influence of flow rates at different injection points on fault slip

3.2.2 注入時間

分別將模擬時間設定為15、20和25 min，計算得到不同壓裂時間下斷層滑移量的動態演化規律，如圖13所示。由圖13可知，斷層滑移量隨模擬時間的延長而增加，水力裂縫與斷層相交位置滑移量最大可達50 mm。由于壓裂液進入斷層沿著水力裂縫方向流動，斷層激活點處壓力累積后壓裂液向壓力較小方向流動，所以在斷層滑移激活點位置會出現兩端滑移量突變的情況。壓力累計導致斷層下半部分的滑移量略大于上半部分。不同模擬時間下斷層滑移量變化如圖14所示。由圖14可知，第三級壓裂開始前斷層被激活開始滑移，滑移初始階段滑移量迅速增長，而后增長速率逐漸減小，最終趨于平穩。圖15為斷層滑移量數值計算結果。圖15驗證了上述分析。因此，在進行壓裂作業時，應合理優化作業時間與注入量，降低侵入斷層面內壓裂液的體積，從而避免斷層激活影響后續施工作業。

圖13 斷層不同位置處滑移量動態變化規律Fig.13 Dynamic variation of slip at different positions of fault

圖14 不同壓裂時間下斷層滑移量的變化Fig.14 Variation of fault slip under different fracturing times

圖15 斷層滑移量數值計算結果Fig.15 Numerical calculation of fault slip

3.2.3 壓裂液黏度

根據相關壓裂設計資料，分別將壓裂液黏度設定為1、3和5 mPa·s，計算得到不同壓裂液黏度下斷層滑移量的動態演化規律，如圖16所示。由圖16可知，不同壓裂液黏度條件下斷層滑移量相差較小，在斷層滑移量差距最大區域，僅相差1 mm，斷層滑移量差距并不明顯。因此，壓裂液黏度不是影響斷層滑移量的主要因素。

圖16 壓裂液黏度對斷層滑移量的影響Fig.16 Influence of fracturing fluid viscosity on fault slip

3.3 不同斷層參數條件下斷層滑移演化規律

3.3.1 斷層長度

根據地震資料解釋該斷層長度約為160 m，將此數據作為模擬時基礎斷層參數。多級壓裂影響下不同長度的斷層滑移量動態變化規律如圖17所示。由圖17可知：斷層長度越長，斷層激活越晚，在激活的初始階段位移量均迅速增加；斷層長度越短時隨著模擬時間的延長滑移量增長速率減小越快，最終趨于平穩。且不同長度的斷層均最終均趨于平穩。斷層長度越長，斷層滑移量越大。斷層長度從120 m增加到160 m，斷層滑移量平均增加5.4 mm；而斷層長度從160 m增加到200 m，斷層滑移量平均增加7.5 mm，增長幅度為38.9 %。

3.3.2 斷層與井筒夾角

圖18所示為斷層與水平井筒夾角對斷層滑移量的影響規律。由圖18可知，斷層與水平井筒夾角越小，斷層越易滑動。選取斷層與井筒的夾角分別為45°、60°和75°分析可知，夾角增大30°達到斷層激活條件的時間增加81.5 %。斷層與井筒的夾角45°時，斷層滑移量最大可達48 mm。相同模擬時間下，隨著夾角的增加，斷層滑移量逐漸減小，且夾角越大，斷層滑移量減小的幅度越大。由45°增加到75°，斷層滑移量平均減小14.1 mm。這是由于在水力壓裂過程中，裂縫擴展導致的地應力變化主要發生在水平方向。同時可以發現，模擬時間越長，不同斷層與井筒夾角所對應的斷層滑移量的變化趨勢均逐漸增大。綜上兩者分析，在施工過程中應注意斷層位置和長度，若井筒與斷層夾角較小，且斷層長度較長時，會使得斷層產生較大的滑移量。

圖18 斷層與井筒夾角對斷層滑移量的影響Fig.18 Influence of angle between fault and wellbore on fault slip

3.4 不同地層特征條件下斷層滑移演化規律

圖19 水平地應力差對斷層滑移量的影響Fig.19 Influence of horizontal in-situ stress difference on fault slip

根據資料顯示，瀘州區塊頁巖地層受構造運動影響，水平地應力存在明顯差異(最小水平地應力為90 MPa，最大水平地應力為100 MPa)，分析水平地應力差對斷層滑移量的影響，結果如圖19所示。由圖19可知，在相同壓裂時間下，水平地應力差越大，越易發生滑動。這是由于在水平地應力差較大時，水力壓裂過程中，裂縫不均勻擴展產生的剪應力場導致斷層面內正應力不足以平衡剪應力。因此，在達到臨界值時會激活斷層滑移。同時可以發現，水平地應力差越大，斷層越早被激活。隨著壓裂時間的延長，不同水平地應力差所對應的斷層滑移量的變化趨勢均逐漸增大。高水平地應力差下斷層滑移量與低水平地應力差下的滑移量相比，兩者差值可達14.1 mm。

4 結 論

在分析瀘州地區套管變形失效特征和相關性的基礎上，考慮水力裂縫溝通并激活斷層的實際情況，建立了多級壓裂條件下斷層滑移動態演化數值模型，分析了壓裂參數、斷層參數及地應力與斷層滑移量之間的動態演化規律，形成以下結論。

(1)瀘州區塊套管變形呈剪切特征，且與斷層位置重合度較高；套管變形點集中在高泵壓、大排量壓裂段；固井質量對套管變形影響程度較弱。

(2)多級壓裂導致近井筒位置孔隙壓力隨壓裂逐級增加，有效地應力降低，地應力增加。

(3)斷層滑移量在斷層滑移激活點處滑移量最大，沿兩端逐漸減小，在斷層末端趨近于0。斷層滑移量隨壓裂時間延長、注入點流量變大而增加，控制壓裂時間、壓裂液體積可以有效降低斷層滑移量，避免套管嚴重變形；壓裂液黏度不是斷層滑移量變化的主要影響因素。

(4)斷層長度、斷層與井筒的夾角與其滑移量關系密切。對于斷層長度較大儲層，在壓裂改造中需要注意壓裂設計方案優化；優選鉆井設計中井眼軌跡，避免與斷層夾角過小；斷層滑移量與水平地應力差具有正相關性，壓裂改造應避開斷層。