临兴区块煤系地层多层合压可行性研究

王 波，吴 鹏，赵 刚，张迎春，崔树辉

(中联煤层气有限责任公司，北京 100016)

临兴—神府区块地处鄂尔多斯盆地东缘，前期勘探成果表明，该地区具有较大煤层气、致密气、页岩气资源潜力[1]。但单层煤层厚度薄，其上下层位为含气较多的砂岩及泥页岩层，为了降低勘探开发成本，提高气井采气效率，有必要采取多层联合压裂措施。与砂岩和泥页岩不同，煤层具有低水平地应力、低弹性模量、高泊松比和高动态滤失的特点[2]，裂缝沿着层面、割理面和节理面扩展时难以产生新裂缝，且形成的裂缝短宽且形状不规则，导致合缝很难穿过地层界面并扩展到邻近层，这给多层合压增加了困难。刘蒙蒙[3]提出采用裂缝高度方向突破目的层，通过隔层中的水力裂缝将其沟通，使得裂缝可以在煤层中进行扩展。但间接压裂需要遏制隔层中水力裂缝的长度，增加高度。孟尚志等[4-6]对多种岩石材料组成的层状样品进行了真三轴压裂试验，研究发现垂直应力和最大水平应力之间的较大应力对比有利于从中间层开始的裂缝的垂直传播。高杰等[7]利用砂煤天然露头进行物模实验研究水力裂缝的穿层扩展机理，实验结果表明煤层中起裂不利于裂缝穿层，当地层界面胶结好且在砂岩中起裂时，有利于裂缝穿层。程远方等[8-10]结果表明应力差为4～6MPa时，水力裂缝形态在垂直裂缝和水平裂缝之间转变；虽然天然裂缝和割理对水力裂缝起裂和延伸有影响，但是起决定作用的是煤层地应力状态。对于地应力的计算，以往的研究大多是基于室内压裂测试数据来探究地应力对裂缝高度以及裂缝形态以及扩展规律的影响[11-13]，但由于层间或层内的不同岩性岩石的物理特性、力学特性和地层孔隙压力异常等方面的差别造成了地应力分布的非均匀性，依靠实测获得层内或层间地应力的分布规律，这是不切实际的，在没有实际的压裂测试地层应力时，测井数据是唯一资料来源，结合分层地应力解释模型，可分析层内或层间地应力大小，研究地应力对多储层合压可行性以及最佳层位的选择，进一步分析工艺参数对裂缝扩展行为的影响。

本文通过临兴区块井区地质、测井、测试、压裂、岩心等资料，对典型煤层及顶底板砂岩页岩的力学性质进行分类测试，计算由上覆压力与构造作用所产生的水平应力大小，从力学机理上分析裂缝延伸到典型煤层与隔层界面处沿缝高方向的可能扩展行为，以期为该区块多层合压现场施工提供参考。

1 分层地应力的计算

地应力剖面确定一般流程为：①选取应力计算模型；②测井数据计算弹性模量、泊松比；③计算构造系数；④计算应力剖面。其中，获取构造系数有三种方法：①煤声发射实验，但无法读取Kaiser点；②小型测试压裂数据，但无现场数据；③先通过顶底板(非煤)岩心实验确定应变，由煤层应变反演煤层地应力，计算煤层构造系数

1.1 砂泥岩地层最大最小主应力计算

对于砂泥岩地层，假设地层为均质各向同性的线弹性体，并假定在沉积后期地质构造运动过程中，地层与地层之间不发生相对位移，所有地层两水平方向的应变均为常数，由于临兴地区地层倾角一般在1°～3°，所选择模型[14]如下：

式中，A、B为最大、最小水平主应力构造系数；σH，σh，σz为水平最大、最小地应力和上覆压力，MPa；Pp为孔隙压力，MPa；μs、Es为地层静态泊松比和弹性模量；α为有效应力系数，取0.85[15]。从式(1)可知，准确计算地应力需要知道地层弹性模量、泊松比、上覆压力、孔隙压力、构造应力系数。上覆压力为井在地层增量上的密度积分，孔隙压力计算公式为[16]：

Δtnorm=136+204.323×e-0.001Z

(3)

Pn=0.00981ρ/h

(4)

式中，σV为上覆岩层压力，MPa；Pn为静水孔隙压力，由液柱自身的重力所引起的压力，它的大小与液体的密度、液柱的垂直深度有关，MPa；ρ为液体的密度，g/cm3；h为液柱的垂深，m；Δtnorm为深度点正常趋势线上的声波时差，ms/m；Δt为声波测井中地层实际的声波传播时差，ms/m；x可取1。

地层的动态弹性模量和泊松比可以根据测井数据求取，静态弹性模量和泊松比只能结合实验测量结果，拟定动态和静态之间的关系，进而获取各个地层的静态值[17，18]；构造应力系数通过反演来标定。

动态弹性模量Ed和泊松比μd：

式中，Vp为纵波速度、Vs为横波速度，m/s。

静态弹性模量Es与泊松比μs：

μs=0.07+0.48μd

Es=0.272Ed

(6)

由于构造系数是不确定的，所以需要利用实测数据反求出构造系数，再带入上式求出区块中其他井的应力剖面。基于Kaiser原理，室内实验手段是测量砂泥岩地层最大最小主应力的有效方式[19]。实验采用TAW-1000型岩石力学三轴应力测试系统进行。试样为取自临兴中区块的砂岩，在垂直岩心轴线平面内取三块岩样，加工成标准样(直径25mm、长度50mm)，预加0.5MPa的轴向压力。岩样垂直方向取一块，以层界面走向作为取心走向，在水平方向，沿增量为45°的方向取三块。试样取样方向如图1所示，测试结果见表1。

图1 LX-1井试样取样方向

表1 静态岩石力学参数实验结果

试样Kaiser效应点应力值由测量值加上围压σ0计算[20]：

σV=σ⊥

(9)

式中，σx、σy、σz、σxy45°分别为x、y、z、xy45°方向Kaiser点应力值，MPa；θ为主应力相对于x方向的水平投影角，(°)。

根据表1可以看出地层弹性模量在20GPa以上，平均为24.57GPa，泊松比在0.246左右。根据上覆压力与孔隙压力计算得到最大水平主应力构造系数A=0.335，最小水平主应力构造系数B=0.17。利用式(1)计算得到LX-1井顶板砂岩的最大水平主应力为39.19MPa，最小水平主应力为32.84MPa。

1.2 煤层最大最小地应力计算

对于煤层，利用组合弹簧模型计算地应力带来的误差很大[21，22]，此时需要采取应力反演求出。对于该区块而言，构造应力影响微弱，断层发育规模较小，可将相邻地层的构造应变近似看成是相等的，求出的砂泥岩的应变也是煤层的应变，参考文献[23]求得最大应变为0.005，最小应变为0.0017。

地层水平应力由上覆压力以及构造作用共同产生，因此需要根据反演得到的某一口井煤层的最大最小主应力之后，按照式(1)反求出煤层的构造应力系数，将其应用于整个区块。

1.2.1 构造作用引起水平应力分量

采用有限元软件ANSYS建立构造应力计算模型如图2所示，模型左端和下部施加位移为0的约束，右端施加0.5mm和0.17mm的位移约束，以计算由构造作用带来的最大和最小水平应力，结果如图3所示。

图2 构造作用产生的水平应力分量的模型

图3 构造作用引起的地应力(Pa)

上部和下部砂岩中，由构造作用带来的最大地应力分量在11～13.3MPa，构造作用带来的最小地应力分量在6.4～7.4MPa；煤层中，由构造作用带来的最大地应力分量在2～3MPa，由构造作用带来的最小地应力分量为0.8MPa。

1.2.2 上覆压力引起水平应力分量

给定模型左右以及下部位移为0的约束，在上部施加上覆压力，计算出由上覆压力产生的水平应力(图4)，可知上部和下部砂岩受到的水平应力为24～26MPa；煤层受到的水平应力为28～29MPa。

综合上覆压力与构造作用引起的水平应力分量，可以得到煤层的最大最小水平主应力值(见表2)，通过计算可得煤层构造系数为0.22与0.42。

图4 由上覆压力引起的水平应力分量(Pa)

表2 LX-A井构造作用及重力引起的水平应力分量

2 地应力的现场验证

对LX-A井进行了现场压裂工作，压裂层位为本溪组8+9#号煤(1928.6～1937.7m)，射孔层段为1930～1934m，孔密为16孔/m，压裂液为清水+1.92KCl，支撑剂为20/40目(30m3)+30/50目(18m3)+40/70目(2m3)。压裂施工曲线如图5 (a)所示，将小型压裂测试部分曲线放大，如图5(b)所示。

图5 LX-A压裂曲线

小型压裂测试采用2—8—2m3/min的形式注入压裂液，从图中可以看出随着排量的增加，套压也逐渐增大，但是在图中白色圆框处出现了压力降低的现象，认为此处的压力为地层破裂时对应的套压，其值为44MPa。根据摩阻数据库，得到本井的管柱摩阻为12.9MPa，其他摩阻为5.72MPa，液柱压力为18.9MPa，因此地层破裂压力为43.5MPa，地层最小主应力为28.5MPa。前文计算知最小主应力为28.8MPa左右，破裂压力为41MPa左右。计算破裂压力与实测破裂压力相差2.5MPa(6.1%)，最小主应力与实测值相差0.3MPa(1.1%)，计算结果与实测结果相差较小，这说明计算得到的结果可信度较高。

3 可压性分析

多个储层是否能合层压裂，不仅仅看裂缝能否进入各个地层中，裂缝达到各个地层时的形态也是重点[24]。若目标层破裂压力远低于上下部地层，压裂裂缝的长度延伸到一定距离后才能突破进入拟合压层位，这个距离过长压裂液量耗费过多，特别是对于煤层这类易漏失的地层而言，压裂效果可能很差[25]。所以要研究应力差带来的影响。

岩石的抗拉强度St可通过下式求得：

式中，Vcl为泥质含量。

断裂韧性：

KI=0.1397St-0.273

(15)

选取四口不同类型井进行分析，分别为一层煤层(LX-A)、上部煤层下部砂岩气层(LX-B)、上部砂岩气层下部煤层(LX-D)以及煤层-砂岩气层-煤层(LX-C)。四口井地质结构以及应力构造系数见表3。

表3 合压井地质结构及应力构造系数

图6 上覆压力与构造作用引起的水平应力分量

3.1 一层煤层(LX-A)

通过反演方法得出构造系数计算出煤层地应力如图6 (a)所示。可以看出，煤层由构造作用引起的应力分量很小，基本在1～2MPa，但在其他层位中则明显高于煤层；而上覆压力引起的应力分量则相反，在其他层位中则低于煤层2～3MPa，总体说来相差不大。煤层的最大最小主应力相差很小，而砂泥岩气层则相差较大(见图7 (a))，地层的上覆压力高于垂直缝破裂压力，再加上射孔有降低垂直缝破裂压力的作用，所以不论在哪个层位起裂，均会产生垂直缝。同时由于上覆压力高于垂直缝破裂压力，说明形成水平缝的破裂压力高于垂直缝破裂压力，在裂缝扩展到地层界面后，裂缝在受到应力遮挡后达到一定长度会穿透隔层(见图8 (a))。由于煤层较厚，且上底板应力高于煤层，具备一定应力遮挡效果，目标煤层可压。

图7 地应力剖面

图8 断裂韧性剖面

3.2 上部煤层下部气层(LX-B)

由构造作用引起应力分量在煤层中很小，在砂岩中则很大(见图6 (b))。上覆压力引起的应力分量在煤层为29～30MPa，比砂岩中高出2～3MPa。计算得到煤层的最小主应力与最大主应力都较小(见图7 (b))，与煤层弹性模量小，泊松比大相符合。在煤层裸眼压裂时，形成垂直缝的破裂压力为42～43MPa，上覆压力为50MPa，因此可以判断在煤层起裂会产生垂直裂缝。在裂缝从煤层起裂达到地层界面后，裂缝在高度方向止裂。由于上覆压力大于气层垂直缝的破裂压力，因此裂缝不会在界面扩展，而是在缝长方向延伸至一定长度后突破界面进入隔层(见图8 (b))，对煤层单独压裂是可行的；若是要压开下部气层则需要进一步计算来判断其可压性。

3.3 部气层下部煤层(LX-D)

由上覆压力引起煤层地应力分量高于目标层与上部气层，在2MPa左右；由构造作用引起煤层地应力分量在2～3MPa，远小于气层(见图6(c) )。目标层与上部气层的最大、最小地应力以及破裂压力都相同，其破裂压力在38MPa左右，比煤岩中高出2.5～3MPa(见图7 (c))。目标层向上延伸至1716m时破裂压力才有所增加，才有应力遮挡作用。而煤层向下延伸至1752 m破裂压力增加到40MPa，才会有应力遮挡的作用(见8 (c))。在1710～1768m范围内，垂直缝破裂压力小于水平缝破裂压力，因此产生垂直缝，在地层界面时，会突破界面，而不产生 “工”型缝。从目标气层起裂，在裂缝达到上部气层与下部煤层过程中，无应力遮挡，因此可合压。

3.4 煤层-砂岩气层-煤层(LX-C)

从图6(d)可看出上覆压力引起地应力分量在煤层中比气层中高出2～3MPa。构造作用在煤层中引起的最小主应力分量为0.5MPa，最大为1.5MPa；在气层中引起的最小主应力分量为5～6MPa，最大为12～14MPa。气层形成垂直裂缝的破裂压力为43MPa，上、下煤层形成垂直缝的破裂压力分别为40MPa、41MPa。由于垂直缝破裂压力小于上覆压力(相差6～8MPa)，所以必然产生垂直缝，而且在裂缝扩展到界面时，将直接突破界面，不会沿着界面扩展。结合图7(d)与图8(d)可知由于气层破裂压力比煤层大，当裂缝扩展到上下部煤层界面时，煤层最小主应力以及破裂压力将会对裂缝高度的扩展基本没有阻碍作用，使得缝高方向更容易直接突破入煤层中，地层压力对合压无影响，因此从气层起裂时，可合压。

4 结 论

基于鄂尔多斯盆地东缘临兴区块地质、测井、测试、压裂、岩心等资料，通过室内实验测量煤层顶底板地应力，对煤层地应力进行反演计算，通过现场试验对其模型准确性进行验证，并对可行性进行逐类分析，得出主要结论与认识如下：

1)4口井多层有限元反演计算得出，煤层最小主应力为28MPa左右，破裂压力为40～42MPa。LX-A现场施工地层破裂压力为43.5MPa，地层最小主应力为28.5MPa，计算破裂压力与实测破裂压力相差2.5MPa(6.1%)，最小主应力相差0.3MPa(1.1%)，计算结果与实测结果相差较小，可信度较高。

2)存在多层储层时，煤层为最下部层位，则不能从此煤层起裂；煤层在上部，气层在下部，则从煤层起裂；若上部储层条件较好，则避免压开下部煤层；合压层之间间隔不能超出7～10m；煤层为射孔层时，煤层与隔层破裂压力值不能超出5MPa，从砂岩气层起裂则无此要求。

3)从煤层起裂时，裂缝达到界面后缝高方向将停止扩展，当缝长达到一定的程度后，裂缝突破隔层，进入上下部地层；从砂岩气层起裂时，裂缝达到界面后，可直接突破隔层。