页岩气多级压裂断层动态滑移规律研究

刘 豪 刘怀亮 刘 宇 曹 伟 连 威 李 军，

(1.中国石油大学(北京) 2.北京华美世纪国际技术有限公司 3.四川宝石花鑫盛油气运营服务有限公司 4.中国石油大学(北京)克拉玛依校区)

0 引 言

在页岩气勘探开发过程中，为了提高生产效率和降低作业成本，常采用“水平井+多级压裂”的方法，但这种工艺会使套管受力状态发生变化，严重时甚至会使套管发生变形，导致页岩气井产量下降。四川泸州页岩气区块多级压裂过程中套管变形现象严重，套管变形量最大可达55.78 mm，套管变形后桥塞无法下入指定位置，严重时造成丢段，影响了页岩气的高效开发[1-3]。

基于以上问题，国内外学者开展了大量套管变形方面的研究。陈朝伟等[4-5]认为，压裂过程中压裂液沿天然裂缝或层理面进入断层，激活断层滑动，从而造成套管剪切变形；王素玲等[6]进行了页岩层剪切滑移对套管塑性应变的模拟；郭雪利等[7]基于震源机制原理，建立了断层滑移下套管变形机制，反演了断层滑移距离，认为断层滑移与套管剪切变形关系密切；刘鹏林等[8]建立了一种考虑断层上、下部地层对断层滑移影响的页岩断层滑移模型，并计算得到断层滑移量的变化规律；A.A.DANESHY等[9]分析认为，压裂时形成不均匀地应力使得断层沿着弱界面、破裂面移动，导致套管受到不同程度的拉伸与剪切破坏；李军等[10]基于断裂力学理论，建立水力裂缝激活断层及滑移量的力学计算模型，认为压裂参数、地层性质以及断层性质对断层滑移量影响明显；张华礼等[11]认为套管穿越断层/裂缝是其剪切变形的内因，多级压裂导致地层活化是其剪切变形的诱因；S.T.CHIPPERFIELD等[12]认为多级压裂过程中，形成的复杂裂缝网络会使套管受到剪切、滑移、错断等复杂的力学作用，并引起地应力场的改变，最终导致套管变形。

国内外研究均指出套管变形与压裂引起的断层滑移存在密切联系，但对于断层激活和滑移量规律的研究还不够深入，并没有建立断层滑移量动态演化规律计算模型。笔者基于有限元模拟软件，建立了多级压裂激活断层的动态演化规律模型，并分析了压裂参数、断层性质、地层性质等对断层滑移量的影响。研究成果可为页岩气套管变形控制措施提供借鉴。

1 泸州区块页岩气井套管变形失效特征分析

泸州区块存在断层发育、地层倾角变化频繁等复杂地质条件，区块整体为走滑断层应力状态，压裂采用高泵压泵送压裂液，致使井底压力多在100 MPa以上，极易引发断层滑移。现场资料显示，在多级压裂改造过程中，部分压裂井以及邻井的套管出现了多处不同程度的变形，导致后续压裂作业无法顺利泵送桥塞，迫使压裂改造段数缩减，严重影响了页岩气高效、安全开发，并增加了生产成本。

1.1 套管变形形状特征

使用井径成像测井仪MIT(Mutil-Finger Image Tool)检测套管的变形形式以及变形程度，其主要原理是基于24条沿套管内壁均匀分布的半径曲线FING01～FING24数据来获取套管变形的特征[13]。图1为泸州X1-3井MIT测井结果。多臂井径曲线图结果显示存在典型的剪切变形曲线，说明套管在多级压裂过程中承受非均匀载荷，使其受到侧向力的作用发生挤压或者剪切变形导致套管内径减小，使得桥塞无法正常通过。变形点处最小内径58.52 mm，平均内径97.97 mm，最大内径135.82 mm，最大变形量55.78 mm，最大变形程度48.80%，变形长度大于10 m，从变形级别来讲，属于五级变形损伤。

图1 泸州X1-3井MIT24测井解释图Fig.1 MIT24 log interpretation of Well X1-3

1.2 套管变形与工程因素相关性分析

多级压裂过程中施工泵压、排量对套管受力状态影响较大[14-16]，巨大的施工压力加载到套管内壁上，会使套管在内壁上产生较大的应力集中。图2为最大等效应力随井口施工压力的变化曲线。从图2可以看出，随着井口施工压力增加，套管应力也呈现增加趋势，二者几乎呈线性增长关系。为此，本文分析了套管变形点与施工泵压和排量之间的关系。

图2 最大等效应力随井口施工压力的变化曲线[14]Fig.2 Variation of maximum equivalent stress with wellhead pressure[14]

对该区块已有资料的井进行统计分析，结果如图3、图4所示。从图3可以看出，压裂排量小于14 m3/min时，套变点数量只有1个；但当排量大于14 m3/min时，套变点数量呈线性增加；在16～17 m3/min时套变点数量最多，排量最大时套边点数略微减少。由图4可知，随着泵压的增加，套变点数量增加，施工泵压由75 MPa增加至90 MPa过程中，套管变形点数量逐渐增加，同样在临近最大泵压时套变点数量达到最大。这是由于在水力压裂过程中大排量、高泵压使水力压裂缝网复杂度增加，导致水力裂缝可能与天然裂缝以及断层之间沟通，使得断层发生滑移的可能性急剧增加。因此，在压裂施工时应合理优化排量与泵压，避免激活断层，使断层产生滑移导致套管变形，影响页岩气高效开发。

图3 套变点数量与排量关系Fig.3 Number of casing deformation points vs.displacement

图4 套变点数量与泵压关系Fig.4 Number of casing deformation points vs.pump pressure

页岩气多级压裂过程中套管承受地面泵压和静液柱压力，水泥环则对套管提供一定的保护和支撑，并减小地应力对套管的挤压作用，从而达到缓解套管载荷的目的[17]。当水泥环存在缺失、微裂隙、微环隙时，会使套管受力状态恶化，严重时使套管变形[18]。统计该区块套管变形点位置处固井质量，结果如表1所示。

从表1可以看出，套管变形位置处固井质量大部分为优质，部分为合格。因此，可以得出套管变形和固井质量相关性较弱。固井质量对套管应力状态影响较大，但固井质量的优劣并不是影响套管变形的决定性因素[19-21]。从力学角度看，套管变形的根本原因是由于套管承受了巨大的非均匀外挤载荷所致[22]。

1.3 套管变形与断层滑移相关性分析

大多数套管变形形状符合剪切变形特征，说明套管变形与断层裂缝、岩性界面和层理的相关性较高。经过泸州区块套变点与断层分布的统计发现该区块套变点与断层重合度较高。图5为泸X1～X4平台断层分布与套管变形点对比结果。总计有16口井，其中11口发生套管变形(占比68.75 %)。12个套管变形点中有11个位于地层曲率异常或裂缝带处，重合比例高达91.6 %。因此，可以认为套管变形与井筒穿过断层具有密切联系，进一步说明了套管变形与断层的相关性。

以泸州X1-3井为例，分析套管变形与断层、微地震信号分布之间的关系，结果如图6、图7所示。由图6和图7可知，天然裂缝发育带与图中所示水平井筒均呈大角度相交，同时多级压裂过程中套管变形位置处微地震信号与井筒呈大角度相交。主要原因是多级压裂过程导致近井筒地层地应力状态产生了显著变化，导致地层发生错动，从而引起套管变形。

图6 泸X1-3井第8段微地震信号(左为俯视图，右为侧视图)Fig.6 Microseismic signals of Well X1-3 at stage 8 (Left：top view；Right：side view)

通过上述统计结果与现场套变资料分析，套管变形损坏多发生在某一级压裂后的未压裂段，且与断层位置重合度较高。可以认为多级压裂引起套管变形是一个不断累积的过程，压裂液在高泵压、大排量的条件下注入储层产生人造裂缝，人造裂缝与天然裂缝沟通，导致压裂液进入断层。因此在后续压裂过程中，压裂液源源不断进入断层内导致断层面内正应力不断降低，摩擦因数减小，达到临界值时断层激活，导致套管发生剪切变形。

2 断层滑移量数值模型

2.1 套管变形分析

X1平台中1、2、4井完成压裂后采用多臂井径测量，发现X1-3井出现套管变形，如图8所示。从X1-1井的第3～5段压裂的微地震信号分布来看，微地震信号与断层高度重合，均分布在裂缝带两侧，说明裂缝带被沟通。

X1-3井自身第4段压裂时的微地震监测发现微地震信号分布与裂缝走向重合，且发生了较大的震级，第5段套管处发生变形，如图9所示。这说明压裂从远端沟通裂缝造成断层激活，发生滑移引发第5段套管处变形。

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

图9 X1-3井第4段微地震信号(左为俯视图，右为侧视图)Fig.9 Microseismic signals of Well X1-3 at stage 4

泸203井区所在的福集向斜发育4组构造断裂：北东-南西向、北西-南东向、北北西-南南东向和近南北向。泸203井区内发育的复杂断裂系统为压裂激活断裂并引发套变提供了可能。引发严重套变的断裂方位角为60°～80°。60°断裂引发套变频数最高，说明该井区套变与断裂方位角相关，且60°方位角断裂为高套变风险断裂[23]。

在上述对套管变形失效分析的基础上，建立二维水平井多级压裂断层滑移动态演化有限元模型。采用有限元软件 ABAQUS 分析多级压裂过程中断层动态滑移演化规律。

2.2 网格模型

为了消除边界对断层的影响，将模型尺寸设置为700 m×500 m，储层厚度与盖层厚度之比为1∶5，使压裂改造区和断层远离模型边界，断层与井筒夹角为60°。模型如图10所示。根据工程实际多级压裂工艺，按照图10中①～⑤的顺序模拟五级压裂。对模型嵌入Cohesive孔隙压力单元，利用Cohesive孔隙压力单元的损伤开裂模拟裂缝的扩展行为。模型的网格类型为流固耦合单元-CPE4P，模拟饱和多孔介质的页岩储层，预设水力裂缝和天然裂缝的单元类型为COH2D4P，以此来实现水力裂缝扩展过程。网格划分过程中选用自由网格和非均匀密度划分方式。以泸州区块X1-3井为例，根据现场压裂设计，该区块压裂段长为40～80 m。为方便计算，模型设定压裂段长为50 m。

图10 数值模型示意图Fig.10 Schematic diagram of numerical model

2.3 材料参数及边界条件

2.3.1 材料参数

地应力及初始孔隙压力由物理模型案例井所处区块的探井确定。根据钻井井史中的测量数据得到页岩地层中的初始孔隙压力为35 MPa，初始地应力如下：最小、最大和垂向地应力分别为90、100、93 MPa。

模型相关的地质力学参数和压裂施工参数如表2所示。

表2 有限元数值模型参数表Table 2 Parameters of finite element numerical model

2.3.2 边界条件设置

模型的x和y方向施加法向位移为0的约束，使模型边界在3个方向上均不发生位移和旋转。 采用有限元软件ABAQUS中Predefined功能施加地层地应力。共设置7个分析步：第1个分析步采用Geostatic模块平衡模型地应力；其余6个分析步采用Soil模块，设置5个分析步注入压裂液和1个分析步停止注入压裂液并泄压。采用集中注入点进行压裂，每段压裂结束后，停止注入压裂液，同时进行下一段压裂，完成五级压裂后，停止注入压裂液并泄压。注入压裂液时间设置为300 s，泄压时间设置为3 600 s。

3 结果分析

3.1 多级压裂中地层孔隙压力动态变化

页岩气水平井多级压裂过程中不同施工时间下的地层孔隙压力分布如图11所示。从图11可以发现，储层孔隙内被注入大量压裂液，地层孔隙压力不断变大，且随着压裂级数增加，近井筒储层地层孔隙压力表现出累积效应。多级压裂过程中，压裂流体在垂直井筒方向主要波及水力裂缝沟通区域，沿垂直井筒方向地层压力变化梯度明显。压裂级数越大，沿井筒轴向地层孔隙压力受压裂液“累积效应”影响愈发显著。在第3级压裂完成后，可以明显发现，沿井筒轴向方向压裂流体波及范围超出所在的水力压裂区域。受第3段残余压裂液影响，压裂时近井筒位置形成局部高压(最大处可达57 MPa)，压裂液通过水泥环微环隙、近井筒天然裂缝、大尺度天然裂缝3种途径进入并沟通断层，压裂液沿断层带扩散致使断层活化[24-25]。

图11 地层孔隙压力在不同压裂级数条件下的变化Fig.11 Variation of formation pore pressure under different fracturing stages

3.2 不同压裂施工条件下断层滑移演化规律

3.2.1 注入点流量

压裂时注入点的流量能够影响水力裂缝内流体压力，进而会影响裂缝尖端局部应力场，最终会影响断层的受力状态。考虑到数值模型的收敛性，在实际设置参数时将尽可能符合现场实际工况，因此，分别将注入点流量设定为0.005、0.010和0.015 m2/s。不同注入点流量下断层的滑移量动态变化规律如图12所示。选取断层滑移激活点处作为研究对象，在压裂液进入断层面内的初始阶段会提取到明显的位移变化特征，随着压裂时间的增加，滑移量会小幅度的增加，最终趋于平稳。注入点流量越大，断层激活越早，且注入点流量每增加0.005 m2/s，断层滑移量大约会增加0.013 m。

图12 不同注入点流量条件下对断层滑移量的影响Fig.12 Influence of flow rates at different injection points on fault slip

3.2.2 注入时间

分别将模拟时间设定为15、20和25 min，计算得到不同压裂时间下断层滑移量的动态演化规律，如图13所示。由图13可知，断层滑移量随模拟时间的延长而增加，水力裂缝与断层相交位置滑移量最大可达50 mm。由于压裂液进入断层沿着水力裂缝方向流动，断层激活点处压力累积后压裂液向压力较小方向流动，所以在断层滑移激活点位置会出现两端滑移量突变的情况。压力累计导致断层下半部分的滑移量略大于上半部分。不同模拟时间下断层滑移量变化如图14所示。由图14可知，第三级压裂开始前断层被激活开始滑移，滑移初始阶段滑移量迅速增长，而后增长速率逐渐减小，最终趋于平稳。图15为断层滑移量数值计算结果。图15验证了上述分析。因此，在进行压裂作业时，应合理优化作业时间与注入量，降低侵入断层面内压裂液的体积，从而避免断层激活影响后续施工作业。

图13 断层不同位置处滑移量动态变化规律Fig.13 Dynamic variation of slip at different positions of fault

图14 不同压裂时间下断层滑移量的变化Fig.14 Variation of fault slip under different fracturing times

图15 断层滑移量数值计算结果Fig.15 Numerical calculation of fault slip

3.2.3 压裂液黏度

根据相关压裂设计资料，分别将压裂液黏度设定为1、3和5 mPa·s，计算得到不同压裂液黏度下断层滑移量的动态演化规律，如图16所示。由图16可知，不同压裂液黏度条件下断层滑移量相差较小，在断层滑移量差距最大区域，仅相差1 mm，断层滑移量差距并不明显。因此，压裂液黏度不是影响断层滑移量的主要因素。

图16 压裂液黏度对断层滑移量的影响Fig.16 Influence of fracturing fluid viscosity on fault slip

3.3 不同断层参数条件下断层滑移演化规律

3.3.1 断层长度

根据地震资料解释该断层长度约为160 m，将此数据作为模拟时基础断层参数。多级压裂影响下不同长度的断层滑移量动态变化规律如图17所示。由图17可知：断层长度越长，断层激活越晚，在激活的初始阶段位移量均迅速增加；断层长度越短时随着模拟时间的延长滑移量增长速率减小越快，最终趋于平稳。且不同长度的断层均最终均趋于平稳。断层长度越长，断层滑移量越大。断层长度从120 m增加到160 m，断层滑移量平均增加5.4 mm；而断层长度从160 m增加到200 m，断层滑移量平均增加7.5 mm，增长幅度为38.9 %。

3.3.2 断层与井筒夹角

图18所示为断层与水平井筒夹角对断层滑移量的影响规律。由图18可知，断层与水平井筒夹角越小，断层越易滑动。选取断层与井筒的夹角分别为45°、60°和75°分析可知，夹角增大30°达到断层激活条件的时间增加81.5 %。断层与井筒的夹角45°时，断层滑移量最大可达48 mm。相同模拟时间下，随着夹角的增加，断层滑移量逐渐减小，且夹角越大，断层滑移量减小的幅度越大。由45°增加到75°，断层滑移量平均减小14.1 mm。这是由于在水力压裂过程中，裂缝扩展导致的地应力变化主要发生在水平方向。同时可以发现，模拟时间越长，不同断层与井筒夹角所对应的断层滑移量的变化趋势均逐渐增大。综上两者分析，在施工过程中应注意断层位置和长度，若井筒与断层夹角较小，且断层长度较长时，会使得断层产生较大的滑移量。

图18 断层与井筒夹角对断层滑移量的影响Fig.18 Influence of angle between fault and wellbore on fault slip

3.4 不同地层特征条件下断层滑移演化规律

图19 水平地应力差对断层滑移量的影响Fig.19 Influence of horizontal in-situ stress difference on fault slip

根据资料显示，泸州区块页岩地层受构造运动影响，水平地应力存在明显差异(最小水平地应力为90 MPa，最大水平地应力为100 MPa)，分析水平地应力差对断层滑移量的影响，结果如图19所示。由图19可知，在相同压裂时间下，水平地应力差越大，越易发生滑动。这是由于在水平地应力差较大时，水力压裂过程中，裂缝不均匀扩展产生的剪应力场导致断层面内正应力不足以平衡剪应力。因此，在达到临界值时会激活断层滑移。同时可以发现，水平地应力差越大，断层越早被激活。随着压裂时间的延长，不同水平地应力差所对应的断层滑移量的变化趋势均逐渐增大。高水平地应力差下断层滑移量与低水平地应力差下的滑移量相比，两者差值可达14.1 mm。

4 结 论

在分析泸州地区套管变形失效特征和相关性的基础上，考虑水力裂缝沟通并激活断层的实际情况，建立了多级压裂条件下断层滑移动态演化数值模型，分析了压裂参数、断层参数及地应力与断层滑移量之间的动态演化规律，形成以下结论。

(1)泸州区块套管变形呈剪切特征，且与断层位置重合度较高；套管变形点集中在高泵压、大排量压裂段；固井质量对套管变形影响程度较弱。

(2)多级压裂导致近井筒位置孔隙压力随压裂逐级增加，有效地应力降低，地应力增加。

(3)断层滑移量在断层滑移激活点处滑移量最大，沿两端逐渐减小，在断层末端趋近于0。断层滑移量随压裂时间延长、注入点流量变大而增加，控制压裂时间、压裂液体积可以有效降低断层滑移量，避免套管严重变形；压裂液黏度不是断层滑移量变化的主要影响因素。

(4)断层长度、断层与井筒的夹角与其滑移量关系密切。对于断层长度较大储层，在压裂改造中需要注意压裂设计方案优化；优选钻井设计中井眼轨迹，避免与断层夹角过小；断层滑移量与水平地应力差具有正相关性，压裂改造应避开断层。