基于避免斷層激活機(jī)制的組合壓裂模式研究

付海峰 劉鵬林 陳祝興 翁定為 馬澤元 李 軍，3

(1.中國石油勘探開發(fā)研究院 2.中國石油大學(xué)(北京)石油工程學(xué)院 3.中國石油大學(xué)(北京)克拉瑪依校區(qū)石油學(xué)院)

0 引 言

水平井多級壓裂是頁巖氣開發(fā)過程中的關(guān)鍵技術(shù)[1-2]。該技術(shù)在現(xiàn)場得到廣泛應(yīng)用的同時也帶來了水平井套管變形問題。頁巖氣井多級壓裂過程中發(fā)生的套管變形問題，導(dǎo)致壓裂管柱的下入遇阻、壓裂段被放棄壓裂(后簡稱“丟段”)，降低了頁巖氣井單井產(chǎn)量，嚴(yán)重阻礙了頁巖氣區(qū)塊的建井效率[3-6]。在四川頁巖氣區(qū)塊中，套管剪切變形占套管變形總數(shù)的60%以上，且套管變形點(diǎn)與斷層所處位置高度重合，學(xué)者們普遍認(rèn)為，水力壓裂誘發(fā)的斷層激活是頁巖氣井發(fā)生套管剪切變形的主要原因[7-9]。

目前學(xué)者們普遍認(rèn)為，斷層滑移是多級壓裂過程中大量壓裂液進(jìn)入斷層內(nèi)部，導(dǎo)致孔隙壓力增大，進(jìn)而誘發(fā)斷層激活導(dǎo)致。陳朝偉等[10]基于震源機(jī)制分析了斷層滑移的機(jī)理，確定了斷層滑移和地震級之間的關(guān)系。趙超杰[11]建立了天然裂縫+基質(zhì)組合壓裂模型，分析了壓裂過程中的斷層孔隙壓力變化規(guī)律。陳朝偉等[12]依據(jù)現(xiàn)場數(shù)據(jù)，分析了裂縫帶或斷層與套管變形間的關(guān)系，論證了斷層或者裂縫帶的激活是套管變形的主控因素。郭雪利等[13]基于震源機(jī)制關(guān)系，分析了斷層滑移量引起套管變形的機(jī)理，結(jié)果表明，斷層滑移量與套管變形量呈正相關(guān)。張鑫等[14]建立了斷層滑移數(shù)值模型，分析了不同斷層傾角下的套管剪切變形規(guī)律，表明斷層面與井眼軌跡垂直時套管變形量最大。席巖[15]研究了不同水泥環(huán)性能和套管壁厚等因素對套管變形量的影響，發(fā)現(xiàn)改變水泥環(huán)性能和套管壁厚對套管變形量影響較小。M.D.ZOBACK等[16-17]認(rèn)為壓裂過程中由于地層的非均質(zhì)性往往出現(xiàn)非對稱壓裂，進(jìn)而產(chǎn)生剪應(yīng)錯動。

隨著頁巖氣開發(fā)的深入，水力壓裂誘發(fā)斷層激活導(dǎo)致的套管變形問題日益突出，在四川瀘州區(qū)塊出現(xiàn)了水力壓裂導(dǎo)致相鄰水平井套管變形的現(xiàn)象。據(jù)統(tǒng)計，截至2022年6月，四川瀘州區(qū)塊發(fā)生套管變形井共計45口，其中32口井未進(jìn)行水力壓裂，占比高達(dá)71.11 %。根據(jù)地質(zhì)資料分析，未壓裂井附近均存在已完成壓裂井，且2口井被同一斷層貫穿。未壓裂井發(fā)生套管變形的原因是水力壓裂造成水平井間斷層激活。針對該問題，現(xiàn)場采用了增加套管壁厚和鋼級等方法，但對套管變形控制效果有限；降低壓裂強(qiáng)度等會導(dǎo)致頁巖氣井減產(chǎn)，且難以控制壓裂強(qiáng)度降低范圍，在現(xiàn)場推廣困難。

為此，建立了頁巖氣井井間斷層激活評價模型，揭示了3種常規(guī)壓裂模式下井間斷層激活機(jī)理，并基于此提出了避免壓裂誘發(fā)斷層激活的組合壓裂模式，采用拉鏈-順序-同步組合壓裂模式優(yōu)化斷層前多井多段壓裂順序，達(dá)到避免斷層提前激活、縮短水平井丟段長度的效果。研究結(jié)果可為頁巖氣水平井?dāng)鄬蛹せ罴疤坠茏冃慰刂铺峁├碚撝笇?dǎo)。

1 頁巖氣井井間斷層激活評價模型

1.1 物理模型及數(shù)值模型

1.1.1 物理模型

圖1a展示了四川瀘州區(qū)塊某平臺井眼軌跡和斷層、套管變形點(diǎn)的位置關(guān)系。將圖1a井眼軌跡、斷層和套管變形點(diǎn)提取簡化，進(jìn)而形成圖1b。其中，紅色條帶代表斷層，黑色條帶代表水平井井眼軌跡，彩色圓點(diǎn)代表X1-2井套管變形點(diǎn)，紅色圓點(diǎn)為井口。

根據(jù)井史資料，X1-1井全井段完成了水力壓裂；X1-2井尚未開始壓裂，X1-2井下入第1個壓裂段的壓裂管柱時在井深4 673 m處遇阻，井徑測量發(fā)現(xiàn)X1-2井發(fā)生套管變形。圖1c為X1-1井第9段水力壓裂時的微地震信號，微地震信號沿2#斷層貫穿X1-2井。這表明X1-1井水力壓裂導(dǎo)致X1-2井4 673 m處斷層滑移引發(fā)套管變形，造成管柱下入遇阻。

圖1 X1-2井地層裂縫識別圖(斷層貫穿多井)Fig.1 Identification map of formation fractures in Well X1-2 (fault penetrating multiple wells)

根據(jù)圖1中X1-2井及X1-1井井間斷層激活引發(fā)套管變形的工程實(shí)例，建立頁巖氣井井間斷層激活評價模型，物理模型如圖2所示。由2圖可知，模型中頁巖氣水平井編號分別為1#井和2#井，2口井分別具有10個壓裂段，編號為1～10。斷層貫穿2口井，分別在1-5段和2-7段與2口水平井相交，水平井壓裂方向?yàn)?-1段～1-10段。

圖2 物理模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of physical model

根據(jù)以上物理模型，建立頁巖氣井井間斷層激活評價數(shù)值模型，如圖3所示。圖3中，1 #井?dāng)鄬忧肮灿?個壓裂段，2 #井?dāng)鄬忧肮灿?個壓裂段。模型長和寬均為2 000 m，井間距為300 m，斷層與水平井夾角為75°，斷層與地層呈中心對稱，壓裂順序?yàn)閺挠抑磷蟆?/p>

圖3 數(shù)值模型示意圖Fig.3 Schematic diagram of numerical model

1.1.2 數(shù)學(xué)模型

壓裂液進(jìn)入地層后，孔隙壓力變化對地應(yīng)力產(chǎn)生誘導(dǎo)應(yīng)力，根據(jù)胡克定律和孔隙彈性理論[18-19]，孔隙壓力與地應(yīng)力間關(guān)系為：

(1)

對上述公式求導(dǎo)，可得孔隙壓力變化導(dǎo)致的誘導(dǎo)應(yīng)力場：

(2)

孔隙壓力增加導(dǎo)致了地層發(fā)生變形。求解近井筒地層應(yīng)力場變化時需要將巖石變形與地層滲流耦合進(jìn)行求解，兩者通過巖石變形導(dǎo)致的孔隙度、滲透率、飽和度等參數(shù)的變化而進(jìn)行耦合。地層內(nèi)流體控制方程如下。

頁巖地層壓裂液流動控制方程為：

(3)

流體滲流方程為：

(4)

地層變形誘發(fā)滲透率變化為：

(5)

式中：σij及εij分別為應(yīng)力(Pa)及應(yīng)變張量；εkk為z方向上的應(yīng)變張量；Δσij為誘導(dǎo)應(yīng)力，Pa；δij為克羅內(nèi)克符號；α為比奧系數(shù)；p及Δp分別為孔隙流體壓力及孔隙流體壓力變化量，Pa；E為地層彈性模量，Pa；ν為泊松比；t為壓裂液流動時間，s；ρw為液相的密度，kg/m3；vw為液相流速，m/s；qw為液相的源匯相，Pa·s/m3；k為地層形變誘發(fā)滲透率，μm2；ko、krw分別為地層初始滲透率和水相的相對滲透率，mD；μw為液相黏度，Pa·s；H為儲層埋深，m；Sw為含水飽和度，%；φ為孔隙度，%；εv為巖石體積應(yīng)變。

1.2 參數(shù)設(shè)置

地應(yīng)力及初始孔隙壓力由物理模型案例井所處區(qū)塊的探井確定。根據(jù)鉆井井史中的測量數(shù)據(jù)得到頁巖地層中的初始孔隙壓力為40 MPa。初始地應(yīng)力的設(shè)定如下：最小水平地應(yīng)力為90 MPa，最大水平地應(yīng)力為110 MPa，垂向地應(yīng)力為100 MPa。

地層和斷層巖石力學(xué)參數(shù)由現(xiàn)場實(shí)測得。假設(shè)除內(nèi)聚力外，斷層的巖石力學(xué)性質(zhì)與地層性質(zhì)相同，由于斷層內(nèi)部含有斷層泥，當(dāng)遇到壓裂液等液體時極易溶于水中，導(dǎo)致斷層受到輕微剪切就會發(fā)生破壞，所以設(shè)置斷層界面處的巖石內(nèi)聚力為0，具體參數(shù)見表1。

表1 巖石力學(xué)計算參數(shù)表Table 1 Calculation parameters of rock mechanics

(6)

由于斷層巖石與地層巖石性質(zhì)基本相同，故設(shè)定斷層滲透率與地層滲透率一致，同時為針對頁巖的非均質(zhì)性設(shè)定了地層滲透性的正交各向異性。通過微地震信號標(biāo)定多級壓裂時壓裂液影響范圍和地層等效滲透率可知，地層y方向滲透率為x方向的1.45倍。

根據(jù)現(xiàn)場壓裂設(shè)計，該區(qū)塊壓裂段為40～80 m，為方便計算，本文模型設(shè)定壓裂段長度為50 m，井底壓裂壓力根據(jù)壓裂設(shè)計中的泵壓和井深設(shè)定為120 MPa。

1.3 邊界條件及載荷設(shè)置

對模型施加位置約束來定義數(shù)值模型的位移邊界條件。分別設(shè)定模型4條邊為固定邊界，模型邊界在3個方向上均不發(fā)生位移和旋轉(zhuǎn)。

斷層內(nèi)流體沿斷層內(nèi)部傳播，流體不能滲透至斷層外側(cè)。斷層內(nèi)部滲透率與地層等效滲透率一致。斷層左側(cè)邊界設(shè)定滲透率為0。地層與斷層間接觸設(shè)定為綁定接觸。該接觸模式可保證斷層左側(cè)邊界只能進(jìn)行應(yīng)力傳導(dǎo)而不進(jìn)行流體擴(kuò)散。

對模型4條邊施加地層初始孔隙壓力，即保證地層邊界孔隙壓力為定值。同時，在壓裂開始前，地層的孔隙壓力被設(shè)定為初始孔隙壓力。通過試算發(fā)現(xiàn)在斷層前150 m進(jìn)行壓裂時，孔隙壓力增加對斷層界面處孔隙壓力和地應(yīng)力影響可忽略。

按壓裂段個數(shù)設(shè)置分析步，每個壓裂段為一個分析步。第一段壓裂開始時，井底壓力設(shè)置為壓裂壓力，該段壓裂結(jié)束后，該井段不再受到壓裂壓力的作用，取消激活該段孔隙壓力載荷，同時進(jìn)入下一分析步，激活下一壓裂段孔隙壓力載荷。

2 斷層激活評價機(jī)制

當(dāng)前研究多采用Mohr-Coulomb準(zhǔn)則對斷層激活狀態(tài)進(jìn)行判定，即三向地應(yīng)力減去孔隙壓力形成的莫爾圓與斷層巖石的摩爾包絡(luò)線相切或相交時，判定斷層為激活狀態(tài)[20-22]。前人的大部分研究只考慮了地層孔隙壓力變化的影響，在Mohr-Coulomb準(zhǔn)則中表現(xiàn)為莫爾圓向左側(cè)平移，如圖4a所示。采用這種方法可判定保持?jǐn)鄬臃€(wěn)定條件下的孔隙壓力最大增量。

由于頁巖斷層界面具有不透水的特性，多級壓裂導(dǎo)致斷層附近孔隙壓力升高的同時也會造成三向地應(yīng)力的改變。朱海燕等[23]發(fā)現(xiàn)，非常規(guī)油氣藏開發(fā)過程中地層孔隙壓力降低會導(dǎo)致地應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生變化。同理，地層孔隙壓力驟增也會影響地層三向地應(yīng)力狀態(tài)。斷層界面上應(yīng)力狀態(tài)會隨孔隙壓力的變化而變化，此時莫爾圓形態(tài)如圖4b所示。

斷層界面處三向地應(yīng)力變化后，莫爾圓半徑也會發(fā)生變化。僅考慮孔隙壓力增量來判定斷層激活的方法不符合工程實(shí)際，因此本文結(jié)合Mohr-Coulomb準(zhǔn)則，同時考慮斷層界面三向地應(yīng)力與孔隙壓力的變化，定義了斷層激活系數(shù)，建立了新的斷層激活評價機(jī)制。

圖4 多級壓裂變化前后的莫爾圓變化規(guī)律Fig.4 Change law of Mohr’s circle before and after multistage fracturing

根據(jù)莫爾圓與摩爾庫倫包絡(luò)線間的關(guān)系，設(shè)定Do為莫爾圓圓心到摩爾庫倫包絡(luò)線的距離，Ro為莫爾圓半徑，如圖5所示。定義斷層激活系數(shù)為η來描述斷層激活狀態(tài)，η為Do和Ro的比值。計算公式為：

(7)

(8)

(9)

式中：φ為斷層巖石的內(nèi)摩擦角，(°)；σ3為斷層界面處的最大地應(yīng)力，MPa；σ1為斷層界面處的最小地應(yīng)力，MPa；pp為斷層界面處的孔隙壓力，MPa；t為壓裂時間，h。

斷層所處的3種形態(tài)如圖6所示。由圖6可知，斷層激活系數(shù)η有3種形態(tài)：η>1時(見圖3a)，莫爾圓位于包絡(luò)線的右側(cè)，斷層處于非激活狀態(tài)；η=1時(見圖3b)，莫爾圓與包絡(luò)線相切，斷層處于臨界激活狀態(tài)；η<1時(見圖3c)，莫爾圓部分或全部位于包絡(luò)線左側(cè)時，斷層處于激活狀態(tài)。

圖5 斷層激活系數(shù)判定方法圖Fig.5 Decision method of fault activation coefficient

圖6 斷層所處的3種形態(tài)Fig.6 Three states of fault

3 常規(guī)壓裂模式下井間斷層激活演化規(guī)律

3.1 順序壓裂模式

順序壓裂工藝是先壓裂1 #井，待該井壓裂完成后再壓裂2 #井，壓裂順序?yàn)?-1 ～ 1-10。模型中斷層激活狀態(tài)僅需研究至斷層處壓裂段，因此數(shù)值模型中壓裂順序?yàn)?-1 ～ 1-5。順序壓裂過程中斷層激活狀態(tài)云圖及曲線如圖7和圖8所示。由計算結(jié)果可知，待1-4段完成后2#井位置處斷層處于臨界激活狀態(tài)，1-5段完成后2 #井位置處斷層完全激活，斷層激活長度達(dá)到700 m以上。由文獻(xiàn)[11]可知，該斷層激活長度下，斷層滑移量所造成的套管變形大于20 mm，套管內(nèi)徑遠(yuǎn)小于壓裂橋塞外徑，影響壓裂橋塞的下入。

圖7 順序壓裂工藝下的地層孔隙壓力云圖Fig.7 Nephogram of formation pore pressure under sequential fracturing technology

圖8 順序壓裂工藝下的斷層激活結(jié)果Fig.8 Fault activation results under sequential fracturing technology

因此，順序壓裂工藝條件下1 #井壓裂引發(fā)了2 #井套管變形，造成2-1 ～ 2-7段丟段，按壓裂段長度50 m計算，丟段長度可達(dá)350 m。四川頁巖氣井水平段長為1 500 m，順序壓裂工藝造成2 #井丟段率為23.3 %以上。

3.2 拉鏈?zhǔn)綁毫涯Ｊ?/h3>

拉鏈?zhǔn)綁毫咽菍? #井和2 #井壓裂段交替進(jìn)行壓裂，具體壓裂順序?yàn)椋?-1、2-1、1-2、2-2、1-3、2-3、1-4、2-4、1-5。圖9和圖10為拉鏈?zhǔn)綁毫压に囅碌貙涌紫秹毫炎兓茍D和各段壓裂完成后斷層激活狀態(tài)。由圖9和圖10可知：1-2段壓裂結(jié)束后，1 #井下部斷層首先發(fā)生激活，斷層激活長度為230 m，1 #井井眼軌跡與斷層相交處未激活，1 #井套管尚未受到斷層滑移的影響發(fā)生變形；1-3段壓裂結(jié)束后，1 #井位置處斷層發(fā)生激活，斷層激活長度為500 m，套管變形量已影響壓裂橋塞下入；1-4段壓裂結(jié)束后，2 #井位置處斷層激活，此時斷層激活長度超過800 m，2 #井發(fā)生套管剪切變形。拉鏈?zhǔn)綁毫压に囅? #井壓裂至2-3段，斷層前未壓裂段為2-4 ～ 2-7段，丟段長度為200 m，丟段率為13.33 %。

圖9 拉鏈?zhǔn)綁毫压に囅碌牡貙涌紫秹毫υ茍DFig.9 Nephogram of formation pore pressure under zipper type fracturing technology

圖10 拉鏈?zhǔn)綁毫压に囅碌臄鄬蛹せ罱Y(jié)果Fig.10 Fault activation results under zipper type fracturing technology

3.3 同步壓裂模式

同步壓裂工藝是對1 #井和2 #井相對應(yīng)位置同時進(jìn)行壓裂，具體壓裂順序?yàn)椋?-1+2-1、1-2+2-2、1-3+2-3、1-4+2-4。圖11和圖12為同步壓裂工藝下地層孔隙壓裂變化云圖和各段壓裂完成后斷層激活狀態(tài)。

圖11 同步壓裂工藝下的地層孔隙壓力云圖Fig.11 Nephogram of formation pore pressure under synchronous fracturing technology

圖12 同步壓裂工藝下的斷層激活結(jié)果Fig.12 Fault activation results under synchronous fracturing technology

由圖11和圖12可知：1-2和2-2段壓裂結(jié)束后，斷層激活狀態(tài)與拉鏈?zhǔn)綁毫压に囅嗨疲? #井下部斷層首先發(fā)生激活，斷層激活長度為230 m，1 #井井眼軌跡與斷層相交處未激活，1 #井套管尚未受到斷層滑移的影響發(fā)生變形；1-3和2-3段壓裂結(jié)束后，1 #井位置處斷層發(fā)生激活，斷層激活長度為500 m；1-4和2-4段壓裂結(jié)束后，2 #井位置處斷層激活，2 #井套管發(fā)生剪切變形。同步壓裂工藝下，2 #井壓裂至2-4段，斷層前未壓裂段為2-5 ～ 2-7段，丟段長度為150 m，丟段率為10.00%。

3.4 丟段長度與壓裂模式的關(guān)系

常規(guī)壓裂模式造成井間斷層激活后均會導(dǎo)致鄰井套管變形，發(fā)生壓裂段丟段，妨礙壓裂施工的順利進(jìn)行。由以上結(jié)果可知，順序壓裂造成鄰井?dāng)鄬忧拔磯毫讯稳堪l(fā)生丟段；拉鏈?zhǔn)綁毫雅c同步壓裂模式所造成的丟段長度與井間距、斷層和水平井夾角有關(guān)，如圖13所示。

圖13 不同壓裂工藝條件下丟段長度與水平井眼夾角間的關(guān)系Fig.13 Relationship between lost section length and dip angle of fault under different fracturing technology conditions

由圖13可知，壓裂段丟段長度隨斷層與井眼軌跡夾角和井距的增加而增加。井距300 m時，斷層與井眼軌跡夾角為80°～90°條件下，拉鏈?zhǔn)綁毫阉斐傻膩G段長度為150～200 m，同步壓裂所造成的丟段長度為100～150 m；井距400 m時，斷層與井眼軌跡夾角為80°～90°條件下，拉鏈?zhǔn)綁毫阉斐傻膩G段長度為150～230 m，同步壓裂所造成的丟段長度為100～180 m。拉鏈?zhǔn)綁毫涯Ｊ剿斐傻膲毫讯蝸G段長度比同步壓裂模式下丟段長度長。

4 避免壓裂誘發(fā)斷層激活機(jī)制的組合壓裂模式

4.1 拉鏈-順序-同步組合壓裂模式優(yōu)化原理簡介

由上節(jié)可知，單獨(dú)使用單種壓裂模式均會造成井間斷層激活，導(dǎo)致壓裂段丟段。因此，以避免斷層激活及降低丟段長度為目的提出了一種組合壓裂模式。圖14為拉鏈-順序-同步組合壓裂模式示意圖。本方法原理如下：在進(jìn)行斷層前壓裂段水力壓裂時，組合使用多種壓裂模式，對不同位置處壓裂段采用不同壓裂模式，優(yōu)化斷層前多井多段壓裂順序，避免完成同步壓裂步驟前井間斷層提前激活，保證同步壓裂后斷層前壓裂段無丟段，降低水平井的丟段長度。

圖14 拉鏈-順序-同步組合壓裂模式示意圖Fig.14 Schematic diagram of zipper-sequential-synchronous combined fracturing mode

具體步驟如下：

(1)對距離斷層較遠(yuǎn)壓裂段，采用更經(jīng)濟(jì)的拉鏈?zhǔn)綁毫涯Ｊ剑瑝毫阎?#井?dāng)鄬忧?個壓裂段距離，即拉鏈?zhǔn)綁毫?-1段、2-1段、1-2段和2-2段(根據(jù)計算結(jié)果可知，壓裂1-3段會導(dǎo)致斷層界面應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生變化，誘發(fā)1#井與斷層相交位置處斷層激活，因此1#井僅壓裂至1-2段)。拉鏈壓裂模式后保證1#井與斷層相交位置不發(fā)生激活。

(2)采用順序壓裂模式壓裂至2#井?dāng)鄬忧?段，即順序壓裂2-3段和2-4段，順序壓裂后保證2#井與斷層相交位置處不發(fā)生激活。

(3)采用同步壓裂模式壓裂1#井和2#井?dāng)鄬忧笆Ｓ辔磯毫讯危?-3段～1-5段和2-5段～2-7段，同步壓裂后保證斷層前未壓裂段全部完成壓裂。

(4)采用任意壓裂模式完成斷層后壓裂段壓裂。

4.2 組合壓裂模式優(yōu)化效果驗(yàn)證

依據(jù)上節(jié)所述原理，采用拉鏈-順序-同步組合壓裂模式進(jìn)行水力壓裂，優(yōu)化后壓裂順序?yàn)椋翰捎美準(zhǔn)綁毫涯Ｊ綁毫?-1段、2-1段、1-2段和2-2段；采用順序壓裂模式壓裂2-3段和2-4段；采用同步壓裂模式壓裂1-3～1-5段和2-5～2-7段。該方法下水平井井間斷層激活狀態(tài)云圖及結(jié)果如圖15和圖16所示。

由圖15和圖16可知：①壓裂前斷層激活系數(shù)為1.57，大于1，斷層處于穩(wěn)定狀態(tài)；②采用拉鏈?zhǔn)綁毫涯Ｊ綁毫阎?-2段后，井間斷層及井筒位置處斷層激活系數(shù)均大于1(如圖中黑線所示，井間斷層未激活，斷層未發(fā)生滑移，套管未發(fā)生變形)；③采用順序壓裂模式壓裂至2-4段，1#井與斷層交點(diǎn)位置處激活系數(shù)受2#井壓裂影響減小，但未達(dá)到臨界斷層激活系數(shù)，斷層未激活，此時壓裂段丟段長度為0；④采用同步壓裂模式對斷層前剩余未壓裂段(1-3～1-5段和2-5～2-7段)進(jìn)行同步壓裂，斷層前壓裂段全部壓裂完成，未造成壓裂段丟段。

圖15 拉鏈-同步-順序組合壓裂模式斷層激活狀態(tài)云圖Fig.15 Nephogram of fault activation state of zipper-synchronous-sequential combined fracturing mode

圖16 優(yōu)化后斷層激活狀態(tài)Fig.16 Fault activation state after optimization

采用拉鏈-順序-同步組合壓裂模式后可達(dá)到以下效果：①順序壓裂結(jié)束后，1#井和2#井井眼軌跡與斷層相交位置處斷層界面未發(fā)生激活，避免了同步壓裂前壓裂管柱下入遇阻對壓裂施工的影響；②同步壓裂后保證斷層前壓裂段全部完成壓裂，理想狀態(tài)下可達(dá)到斷層附近壓裂段不丟段的效果。因此，本方法通過采用多種壓裂模式對斷層前多井多段壓裂順序進(jìn)行組合優(yōu)化，避免了斷層提前激活對壓裂施工產(chǎn)生影響，大幅縮短了水平井丟段長度。

5 結(jié)論及建議

建立了頁巖氣井井間斷層激活評價模型，揭示了常規(guī)壓裂模式下井間斷層激活機(jī)理，提出了一種基于避免水力壓裂誘發(fā)斷層激活機(jī)制的組合壓裂模式。主要結(jié)論如下：

(1)建立了頁巖氣井井間斷層激活評價模型，結(jié)合Mohr-Coulomb準(zhǔn)則，對常規(guī)模式下井間斷層激活狀態(tài)進(jìn)行了評價。結(jié)果表明，常規(guī)壓裂模式下井間斷層均會被水力壓裂激活，從而造成相鄰水平井?dāng)鄬忧皦毫讯蝸G段。

(2)井間斷層激活后，順序壓裂模式導(dǎo)致鄰井?dāng)鄬忧皦毫讯稳縼G段；拉鏈?zhǔn)綁毫雅c同步壓裂模式丟段長度隨井間距增加而增加，隨斷層與水平井夾角增加而降低。

(3)提出了一種拉鏈-順序-同步組合壓裂模式，即采用多種壓裂模式優(yōu)化斷層前多井多段壓裂順序，從而避免水平井井間斷層提前激活、大幅縮短水平井丟段長度的目的。

(4)本文模型僅考慮了二維條件下井間斷層激活狀態(tài)，后續(xù)研究中可建立三維斷層激活評價模型，更準(zhǔn)確的評價斷層激活及其對套管變形的影響規(guī)律。