林伯韜

1 中國石油大學(xué)(北京)油氣資源與探測國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102249

2 中國石油大學(xué)(北京)石油工程學(xué)院，北京 102249

3 中國石油大學(xué)(北京)人工智能學(xué)院，北京102249

0 引言

疏松砂巖普遍具有弱膠結(jié)、高孔高滲、強(qiáng)度低、塑性強(qiáng)的特點(diǎn)，裂縫起裂與延伸機(jī)理較為復(fù)雜[1-5]；無法用傳統(tǒng)的脆性、線彈性斷裂力學(xué)理論來解釋、預(yù)測其壓裂裂縫的發(fā)育及擴(kuò)展行為[6-8]。雖然“壓裂”、“裂縫”常用于描述疏松砂巖的儲(chǔ)層改造機(jī)理及變形性狀，但其縫尖的擴(kuò)展延伸與傳統(tǒng)強(qiáng)膠結(jié)巖石的壓裂過程存在本質(zhì)區(qū)別，體現(xiàn)明顯的塑性變形特征?？p尖塑性變形特征越明顯，裂縫起裂的縫內(nèi)凈壓力越高，縫尖區(qū)域的剪切破壞作用愈強(qiáng)[9]。砂的剪脹性對疏松砂巖巖層的裂縫延伸有重要的影響，剪脹性(體現(xiàn)為剪脹角)越強(qiáng)，保持裂縫延伸的壓力越高[10]。弱膠結(jié)疏松砂巖的水力裂縫屬于密集型裂縫，在流體侵蝕和孔隙壓力升高的共同作用下使裂縫尖端發(fā)生塑性剪切破壞，隨后尖端在拉伸應(yīng)力的作用下擴(kuò)展延伸[11]。而在較低排量下通過微壓裂在疏松砂巖中起裂時(shí)，弱膠結(jié)疏松砂巖呈現(xiàn)與地應(yīng)力方向無特定規(guī)律的迂曲微裂縫形態(tài)，寬度為40 μm～1 mm[12]。為與宏觀裂縫/線性裂縫區(qū)分，將寬度小于1 mm的裂縫稱為微裂縫[12]。

微壓裂指向裸眼完井、篩管完井或套管射孔完井的井筒控壓或控排量分階段注液，建立井周擴(kuò)容帶和微裂縫，以增加井周孔隙度、滲透率，提高井的可注性，建立井間的水力連通，并改變井周地應(yīng)力原始分布的工程技術(shù)，目前多用于疏松砂巖儲(chǔ)層的改造。通過對疏松砂巖儲(chǔ)層開展微壓裂施工，可達(dá)到擴(kuò)容增滲、解堵、及改變原始井周地應(yīng)力場的作用效果。擴(kuò)容增滲可提高儲(chǔ)層可注性；解堵能夠有效解除井壁污染，恢復(fù)井的注采能力；改變井周應(yīng)力場則有利于后續(xù)大規(guī)模壓裂造復(fù)雜縫網(wǎng)。

疏松砂巖儲(chǔ)層開展微壓裂時(shí)，前期注水階段維持井底壓力低于地層破裂壓力約0.5 MPa內(nèi)，在后期造微裂縫階段，提高井底壓力使其略微高于破裂壓力約0.5 MPa內(nèi)[13-14]。在微裂縫產(chǎn)生前，首先在井周產(chǎn)生擴(kuò)容帶，即孔隙骨架被撐大、滲透率增加的區(qū)域；隨著液體持續(xù)進(jìn)入儲(chǔ)層，擴(kuò)容帶動(dòng)態(tài)擴(kuò)展，經(jīng)歷一段時(shí)間后井周地層起裂產(chǎn)生微裂縫[15-20]。井周的擴(kuò)容帶發(fā)育程度、微裂縫是否產(chǎn)生與產(chǎn)生時(shí)機(jī)、以及擴(kuò)容與造縫的競爭機(jī)制，則取決于疏松砂巖儲(chǔ)層的泥質(zhì)含量、瀝青質(zhì)含量、孔隙度及滲透率、砂巖彈塑性力學(xué)屬性和施工的壓力、排量[5,21]。因此，不能基于單一的儲(chǔ)層巖性識(shí)別來評價(jià)其擴(kuò)容或微裂縫的機(jī)理及程度。

本文引入土力學(xué)的概念與方法，結(jié)合地質(zhì)力學(xué)機(jī)理，全面探討疏松與砂巖儲(chǔ)層在微壓裂注水過程中儲(chǔ)層擴(kuò)容與井周微裂縫起裂擴(kuò)展的力學(xué)機(jī)理。在此基礎(chǔ)上，逐一介紹已有的擴(kuò)容效果定量計(jì)算方法和微裂縫產(chǎn)生情況分析方法，并闡述微壓裂的現(xiàn)場應(yīng)用技術(shù)與成功案例。最后，特別提出針對儲(chǔ)層實(shí)時(shí)微壓裂效果的自動(dòng)化評價(jià)及預(yù)測方法。

1 疏松砂巖儲(chǔ)層微壓裂擴(kuò)容及微裂縫起裂機(jī)理

1.1 微壓裂擴(kuò)容及造縫機(jī)理

微壓裂為井筒注水與地應(yīng)力差共同作用的結(jié)果，目的是在井周撐大孔隙空間、形成擴(kuò)容帶和造微裂縫。井周儲(chǔ)層由此產(chǎn)生的力學(xué)變形行為包括孔隙彈性、塑性和斷裂，如圖1所示。孔隙彈性變形主要體現(xiàn)為張性擴(kuò)容的彈性部分，即孔隙骨架的彈性體應(yīng)變，或近似表達(dá)為單元體積流體的增量。塑性變形包括剪切擴(kuò)容(剪脹)和塑性張性擴(kuò)容：(1)剪切擴(kuò)容為剪切作用下砂粒發(fā)生不可逆的翻轉(zhuǎn)；(2)塑性張性擴(kuò)容為增大孔壓至撐開砂體骨架并產(chǎn)生塑性體應(yīng)變，實(shí)為張性擴(kuò)容的塑性部分。斷裂變形為當(dāng)井筒注液程度較高時(shí)，孔隙壓力與地應(yīng)力差共同作用產(chǎn)生不規(guī)則的剪切型、拉張型微裂縫，寬度小于1 mm。同時(shí)存在一臨界注液程度(注液量或注液排量)，當(dāng)超過這一程度時(shí)，地層產(chǎn)生類似于致密地層的宏觀線性主裂縫。

圖1 微壓裂力學(xué)變形機(jī)理分類Fig. 1 Classification of mechanical deformation mechanism of microfracturing

疏松砂巖儲(chǔ)層在微壓裂中的擴(kuò)容力學(xué)機(jī)理見圖2。為進(jìn)一步說明微觀結(jié)構(gòu)的影響，圖2列舉了兩類疏松砂巖，砂粒內(nèi)嵌咬合的疏松砂巖和砂粒接觸點(diǎn)少或基本不接觸的疏松砂巖，兩者的擴(kuò)容行為。出于疏松砂巖結(jié)構(gòu)成分一般性的考量，圖2中將砂粒簡化為圓球，并且暫時(shí)忽略膠結(jié)物的作用。由圖1可知，擴(kuò)容包括孔隙彈性變形和塑性變形兩部分，為除裂縫以外的力學(xué)變形。

圖2 砂粒內(nèi)嵌程度高低情況下的剪脹和張性擴(kuò)容Fig. 2 Shear dilation and tensile dilation of sand grains when they are either weakly or strongly interlocked

圖2(a)為內(nèi)嵌咬合、砂粒排列較為緊密的弱膠結(jié)疏松砂巖的結(jié)構(gòu)示意圖。為方便對比，取平行四邊形表示的代表性單元體積展開討論。圖2(a)中的體積Va=LaHa。當(dāng)發(fā)生剪脹時(shí)，上下層砂粒錯(cuò)動(dòng)并發(fā)生翻轉(zhuǎn)，平行四邊形的體積變?yōu)閂b=LbHb(圖2(b))。忽略同層砂粒間的相對位移，則有Lb≈La；同時(shí)，Hb＞Ha，所以有Vb＞Va，對應(yīng)的體應(yīng)變即為εv1=(Vb-Va)/Va。圖2(c)為砂粒排列松散、彼此接觸點(diǎn)少或不接觸的疏松砂巖(例如砂粒間為泥、蠟、瀝青、膠質(zhì)等膠結(jié)物充填)。類似存在Ld≈Lc，Hd＞Hc，但Hd僅略大于Hc(對比圖2(c)和(d))；因此，Vd僅比Vc稍大，對應(yīng)的體應(yīng)變?chǔ)舦2小于εv1。圖2(e)、(f)分別為兩類疏松砂巖的張性擴(kuò)容圖示；即注液導(dǎo)致孔隙壓力增加，平均有效應(yīng)力(有效圍壓)減小，骨架被等向撐開。由于砂粒不接觸的疏松砂巖(圖2(f))在排水條件下骨架的體積模量K較小，其對應(yīng)的彈性張性擴(kuò)容程度較高(詳見1.2節(jié))，后續(xù)的塑性張性擴(kuò)容量也較大。

1.2 孔隙彈性機(jī)理

若從連續(xù)介質(zhì)力學(xué)角度出發(fā)(即暫不考慮裂縫的產(chǎn)生)，疏松砂巖儲(chǔ)層擴(kuò)容的彈性部分可采用Biot孔隙彈性力學(xué)的理論來描述其物理機(jī)理。若不考慮熱學(xué)及化學(xué)作用，各向同性疏松砂巖孔隙介質(zhì)的線彈性本構(gòu)方程(柔度方程)可表示為[22]：

其中，εv為體應(yīng)變(無量綱)；ζ為單位體積的流體體積增量(無量綱)；σ為平均應(yīng)力(Pa)；pp為孔隙壓力(Pa)；K為排水條件下孔隙介質(zhì)骨架的體積模量(Pa)；1/K為排水條件下的壓縮系數(shù)(Pa-1)；α為Biot系數(shù)(無量綱)；B為Skempton系數(shù)(無量綱)。式(1)和(2)隱含了有效應(yīng)力原理的應(yīng)用，即只有孔隙介質(zhì)的骨架上傳遞的應(yīng)力才能導(dǎo)致其發(fā)生變形。對于疏松砂巖而言，Biot系數(shù)α可取值為1.0[23]，應(yīng)用于巖石力學(xué)的Biot有效應(yīng)力原理即簡化為土力學(xué)中的Terzaghi有效應(yīng)力原理。在飽和條件下，其Skempton系數(shù)B也取值為1.0，由此，體應(yīng)變?chǔ)诺韧趩挝惑w積孔隙流體體積的變化ζ。

孔隙介質(zhì)力學(xué)的應(yīng)力符號(hào)習(xí)慣與材料力學(xué)一致，即拉伸應(yīng)力為正，壓縮應(yīng)力為負(fù)。因此，式(1)與(2)中的平均應(yīng)力為負(fù)值代表介質(zhì)受壓縮應(yīng)力作用。由兩式可知，當(dāng)儲(chǔ)層某處的平均應(yīng)力(圍壓)σ增加(以負(fù)值表達(dá)，絕對值減小)或孔隙壓力p增大時(shí)，該處ε體應(yīng)變和體積增量ζ均為正值，表明此處孔隙體積增大，流體流入，且圍壓減小和孔隙壓力增大的作用相等。同時(shí)，壓縮系數(shù)1/K越大(體積模量K越小)，儲(chǔ)層的彈性擴(kuò)容程度越高。

1.3 塑性變形機(jī)理

摩爾—庫倫(Mohr-Coulomb，簡寫為MC)模型較適用于剪切變形行為受內(nèi)聚力—摩擦力控制的材料，如致密砂巖；并不適用于描述材料特殊的塑性行為，包括幾乎不能承受拉張應(yīng)力、只能承受有限圍壓、膨脹和壓縮取決于剪應(yīng)力與有效圍壓的比例[24]，且未能考慮中間主應(yīng)力的作用。在描述疏松砂巖的塑性變形時(shí)，德拉克—普拉格(Drucker-Prager，簡寫為DP)模型為較合適的彈塑性力學(xué)本構(gòu)模型，能克服摩爾庫倫模型的上述不足之處，更加符合疏松砂巖的彈塑性行為表征[25]。最常用的DP模型為其線性模式，屈服面為[26]：

式(3)中各參數(shù)表達(dá)式為[26]：

式(3)～(7)中，p為應(yīng)力張量σ的跡(tr)的平均值，即平均應(yīng)力(Pa)；q為屈服應(yīng)力(Pa)；β和d分別為線性DP模型的摩擦角(°)和黏聚力(Pa)；σeff為米澤斯等效應(yīng)力(Pa)；r為第三應(yīng)力不變量(Pa)；κ為表述中主應(yīng)力σ2對屈服面形狀影響的系數(shù)(無量綱)：如認(rèn)為常規(guī)三軸拉伸和剪切的屈服應(yīng)力q無區(qū)別，則κ= 1；在常規(guī)三軸實(shí)驗(yàn)中，q=σ1-σ3；sij為偏應(yīng)力分量(Pa)。若考慮孔隙流體的影響，上述各應(yīng)力分量均為有效應(yīng)力。當(dāng)應(yīng)力路徑未達(dá)屈服面時(shí)，巖石僅發(fā)生彈性變形，彈性應(yīng)變可由式(8)計(jì)算[26]：

其中，εije和σije為應(yīng)變和應(yīng)力分量的增量，Sijkl為柔度張量的分量。當(dāng)計(jì)算塑性應(yīng)變增量時(shí)，采用非關(guān)聯(lián)的流動(dòng)法則(流動(dòng)法則為塑性應(yīng)變率的度量，非關(guān)聯(lián)指塑性勢面與屈服面不一致)[27]：

式(9)～(11)中，g為表征塑性勢面的函數(shù)(Pa)；ψ為剪脹角(o)；λ為塑性乘子(無量綱)；εijp為11方向的塑性增量，可通過單軸抗壓實(shí)驗(yàn)(軸向即為11方向)的硬化曲線得出[26-27]。剪脹角ψ可由曲線的線性擬合的軟化階段與水平軸的夾角φs獲取[26-27]：

由式(3)可知，線性DP模型的臨界破壞線投影到p-q平面為一條直線(圖3)。排水條件下，剪脹、剪縮和彈性張性擴(kuò)容的應(yīng)力路徑亦見圖3。

圖3 線性DP準(zhǔn)則投影到p-q平面的屈服面及3種應(yīng)力路徑Fig. 3 The yield surface of the linear DP criterion when projected to the p-q plane and the three stress paths

考慮地層某深度具有初始三向應(yīng)力狀態(tài)σv，σH和σh，地層孔隙壓力為pp；其初始平均圍壓為pT=(σv+σH+σh)/3=(σ1+σ2+σ3)/3=tr(σ)/3，初始平均有效圍壓為p=pTpp=p0，如圖3中的點(diǎn)A所示。點(diǎn)A代表地層該深度處的常規(guī)三軸力學(xué)實(shí)驗(yàn)試樣，當(dāng)對其剪切時(shí)，若初始有效圍壓p0較低，則試樣沿AB到達(dá)破壞線fs時(shí)發(fā)生塑性屈服，產(chǎn)生剪脹，應(yīng)力路徑沿BC行進(jìn)。若p0較高，則試樣(A’)發(fā)生剪縮(體積隨剪切軸應(yīng)變增加而減小)，應(yīng)力路徑為A’B’ C’(見圖3)。剪脹對應(yīng)應(yīng)變軟化(q減小)，而剪縮對應(yīng)應(yīng)變硬化(隨著軸應(yīng)變增加q增大)。同時(shí)，AB與A’B’的斜率均為3，這是因?yàn)樵诔Ｒ?guī)三軸力學(xué)實(shí)驗(yàn)進(jìn)行剪切時(shí)，圍壓σ3不變，Δp=Δ[(σ1+2σ3)/3-pp]=Δσ1/3(排水條件下孔隙壓力不變)；Δq=Δ(σ1-σ3)=Δσ1。當(dāng) 發(fā) 生 等 向 張 性 擴(kuò) 容 時(shí)，σ1=σ3，Δq=0，Δp=Δ[(σ1+2σ3)/3-pp]=Δp=Δ(σ3-pp)，應(yīng)力路徑沿水平AD行進(jìn)。然而，由于常規(guī)三軸力學(xué)實(shí)驗(yàn)設(shè)備的限制，試樣內(nèi)的孔隙壓力不可能大于圍壓，因此試樣的應(yīng)力路徑最多只能到達(dá)O點(diǎn)(圖3)。若現(xiàn)場針對儲(chǔ)層某處繼續(xù)增大孔壓，則應(yīng)力路徑延伸至F點(diǎn)超過抗拉強(qiáng)度St，該處產(chǎn)生微裂縫。需要指出的是，由常規(guī)三軸力學(xué)實(shí)驗(yàn)獲取的屈服點(diǎn)擬合的fs破壞線與p軸相交得到的St通常高于實(shí)際地層的抗拉強(qiáng)度[27]。比如，新疆風(fēng)城某區(qū)塊超稠油儲(chǔ)層通過現(xiàn)場微壓裂儲(chǔ)層改造壓力曲線估算出的St為0.64 MPa，而DP破壞線擬合出的St值為1.74 MPa[4]；后者為前者的兩倍多。因此，有學(xué)者提出DP模型在拉伸階段應(yīng)為內(nèi)彎的曲線，這樣可使破壞線fs更準(zhǔn)確地刻畫實(shí)際的抗拉強(qiáng)度[27]。

圖3中張性擴(kuò)容的應(yīng)力路徑AD在fs破壞線下方，止于F點(diǎn)，表示在到達(dá)F前僅發(fā)生彈性變形。顯然，線性DP模型無法刻畫塑性張性擴(kuò)容或壓實(shí)的力學(xué)行為。描述塑性張性擴(kuò)容(即塑性體應(yīng)變)需要借助帶蓋帽的DP模型；相關(guān)細(xì)節(jié)可參考Lin等人[21]的論述。同時(shí)需要指出的是，實(shí)際儲(chǔ)層在微壓裂階段處于復(fù)雜的有效應(yīng)力狀態(tài)，其變形可能為張性擴(kuò)容與剪脹或剪縮的混合模式，不同于圖3中純粹的張性擴(kuò)容或剪脹、剪縮的模式。

疏松砂巖彈塑性變形帶來孔隙體積的變化，伴隨的水相有效滲透率的演化規(guī)律可近似采用Kozeny-Poiseuille方程來描述[21,28]?？紤]熱膨脹效應(yīng)的Kozeny-Poiseuille方程可由式(13)表示[4,29-30]。

其中kw為水相有效滲透率(m2)；kw0為初始水相有效滲透率(m2)；φ0為初始孔隙度(%)；αT為砂巖骨架的體積熱膨脹系數(shù)(K-1)；ΔT為溫度增幅(K)；式(13)中，體應(yīng)變?chǔ)舦壓縮為正，膨脹為負(fù)。顯然，式(13)刻畫的是滲流各向同性的情況，所計(jì)算的滲透率隨擴(kuò)容和溫度動(dòng)態(tài)演變。事實(shí)上，由于地層與地應(yīng)力的力學(xué)各向異性，在微壓裂注液過程中，疏松砂巖儲(chǔ)層中相對井筒各區(qū)域的滲透率呈現(xiàn)完全各向異性，且其大小和方向均隨時(shí)間發(fā)生動(dòng)態(tài)變化。針對滲流的完全各向異性，Lin等[5]建立了考慮溫度并基于應(yīng)變張量動(dòng)態(tài)演變的滲透率張量模型，可用于非均質(zhì)儲(chǔ)層全井段微壓裂時(shí)的滲透率動(dòng)態(tài)剖面計(jì)算。

1.4 斷裂力學(xué)機(jī)理

已有的針對疏松砂巖壓裂的研究多集中于研究疏松砂巖裂縫起裂及延伸機(jī)理，最常用的實(shí)驗(yàn)手段為擬三軸[9-10,30-32]或真三軸[1-3,33-34]加載條件下的注液壓裂實(shí)驗(yàn)，思路仍近似致密儲(chǔ)層壓裂的相關(guān)研究。上述兩類實(shí)驗(yàn)的相應(yīng)文獻(xiàn)中[9-10,30-34]，實(shí)驗(yàn)樣品通常由混合不同比例的高嶺土和石英砂而成，楊氏模量為1.8～3 GPa，泊松比為0.3～0.4，孔隙度為37%～42%，水的有效滲透率為500 mD～20 D，平均圍壓為0.8～24 MPa，排量為7.5～50 mL/min。

在疏松砂巖壓裂裂縫形態(tài)及擴(kuò)展規(guī)律方面，諸多學(xué)者存在不同的認(rèn)識(shí)。Bohloli等[10]認(rèn)為與致密巖層中的拉伸裂縫為主導(dǎo)形式不同，疏松砂巖中裂縫以剪切型裂縫為主。強(qiáng)膠結(jié)的致密巖層壓裂后，裂縫尖端附近為拉張區(qū)域，且縫內(nèi)存在液體的滯后區(qū)(壓裂液前端滯后于縫尖)。Germanovich等[35]采用硅酮/瓜膠壓裂細(xì)石英砂發(fā)現(xiàn)，弱膠結(jié)的疏松砂巖壓裂后，裂縫附近區(qū)域均為受壓狀態(tài)，且不存在液體的滯后區(qū)。他們?nèi)〕鰤毫押蟮牧芽p體，發(fā)現(xiàn)該固結(jié)體呈現(xiàn)為包括裂縫開度和壁面濾失/擴(kuò)容層的“厚裂縫”形式，呈現(xiàn)明顯的塑性變形特征。Omori等[32]發(fā)現(xiàn)井筒割縫附近儲(chǔ)層區(qū)域具備較高的滲透率時(shí)，壓裂不會(huì)形成裂縫而是造成一個(gè)圍繞割縫的橢球狀擴(kuò)容體；而當(dāng)其滲透率較低時(shí)，形成附帶擴(kuò)容區(qū)域的線性裂縫；后者亦為Ito等[2]通過真三軸壓裂實(shí)驗(yàn)證實(shí)。Zhou等[31]開展了聚合物壓裂人工壓實(shí)砂樣的實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)砂樣發(fā)生剪脹擴(kuò)容，絕對滲透率的增加幅度達(dá)40%；而泵壓達(dá)到最小外界施加應(yīng)力2.5倍時(shí)其內(nèi)部才發(fā)生線性裂縫的起裂，且裂縫的迂曲度較高。

大量文獻(xiàn)資料表明，在膠結(jié)強(qiáng)的致密儲(chǔ)層中，壓裂裂縫以垂直于最小地應(yīng)力方向的拉張型宏觀裂縫為主[30]。同樣，疏松砂巖儲(chǔ)層中裂縫方向一般亦垂直于最小地應(yīng)力方向，但在高排量或低砂比條件下容易產(chǎn)生多分支縫或雁行短縫[36-37]。同時(shí)據(jù)Saeedi等[38]統(tǒng)計(jì)，加拿大阿爾伯塔地區(qū)350 m以上深度具有較高地應(yīng)力的超稠油儲(chǔ)層壓裂能夠在油砂層中產(chǎn)生垂向裂縫。Yuan 等[18]則認(rèn)為，油砂壓裂不僅產(chǎn)生井筒周圍的微裂縫，還形成類似橢圓狀的垂直于水平最小地應(yīng)力方向的擴(kuò)容帶。由于研究的試樣材料和實(shí)驗(yàn)條件的區(qū)別，和現(xiàn)場壓裂裂縫監(jiān)測資料的匱乏，國內(nèi)外針對疏松砂巖儲(chǔ)層壓裂裂縫的形態(tài)及擴(kuò)展規(guī)律并未形成統(tǒng)一的認(rèn)識(shí)。

在裂縫起裂擴(kuò)展的影響因素方面，關(guān)鍵因素包括巖石力學(xué)參數(shù)、濾失系數(shù)(或滲透率)、原位地應(yīng)力、壓裂液類型與黏度、加砂比例與排量[30,35]；特別針對砂體材料、壓裂液類型、壓裂液黏度和壓力對裂縫起裂擴(kuò)展的影響已有較為深入的實(shí)驗(yàn)研究。砂粒粒徑、級(jí)配和黏土的比例對裂縫的延伸具有重要影響，比如在石英砂中混入硅粉則會(huì)導(dǎo)致裂縫壁面的濾失性降低、脆度增大、起裂壓力減小，而混入黏土?xí)?dǎo)致濾失和脆度同時(shí)降低、起裂壓力增高[35]。隨著砂體中粉土和黏土含量的增加，砂體的滲透率各向異性增強(qiáng)。瀝青質(zhì)與其它膠結(jié)物若在孔隙空間存在，造成的砂體(例如油砂)的巖石物理、力學(xué)性質(zhì)與上述石英砂和黏土的混合物存在明顯的區(qū)別：其楊氏模量僅為282～673 MPa，水的有效滲透率僅為0.008～2.9 mD，遠(yuǎn)低于大多疏松砂巖的剛度和滲透率[4]。泥質(zhì)含量對壓裂裂縫形態(tài)也有顯著影響。針對泥質(zhì)疏松砂巖開展室內(nèi)真三軸物模實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，隨著泥質(zhì)含量增加，巖樣塑性增大，裂縫開度變小，形態(tài)越來越彎曲，呈現(xiàn)羽狀分支縫[34]。泥質(zhì)含量越高，滲透率越低，越容易起裂，且裂縫延伸壓力越低，剪切與拉伸破壞同時(shí)發(fā)生；相反，泥質(zhì)含量較低的疏松砂巖滲透率較高，濾失量較大，延伸壓力一直維持在高于破裂壓力的水平[3]。在壓裂液性質(zhì)的影響方面，通過對圓柱狀砂體施加圍壓與軸壓后(軸壓為圍壓1.5倍)開展壓裂實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，注入二甲基硅油或交聯(lián)液在多數(shù)情況下會(huì)導(dǎo)致井周的濾失、井眼附近剪脹帶的形成與井眼的擴(kuò)張，而注入膨潤土泥漿或混合石英粉砂的交聯(lián)液則容易產(chǎn)生明顯的剪切裂縫，同時(shí)主裂縫周圍伴隨有交叉狀的細(xì)小分支縫。此外，容易在井筒射孔或篩管處造泥餅的壓裂液能夠憋壓造明顯的線性縫，而較易滲入砂體內(nèi)部的壓裂液則不容易造縫[11,30,39-40]。造壁性能好的高黏壓裂液容易在高滲疏松砂巖中造長直縫；相反，低黏度壓裂液則傾向于造短彎縫；同時(shí)，疏松砂巖裂縫起裂時(shí)的縫內(nèi)凈壓力一般也較同等圍壓下的致密儲(chǔ)層高；其大小主要決定于圍壓，圍壓越大，靜壓力越高；縫內(nèi)凈壓力受儲(chǔ)層滲透率、排量、流變性影響微小[10,35,41]。此外，亦有學(xué)者認(rèn)為淺層疏松軟巖中的裂縫延伸規(guī)律主要受巖石斷裂韌性而不是壓裂液黏度控制[35,42-43]。林伯韜等[12]通過對稠油油砂試樣開展真三軸壓裂發(fā)現(xiàn)，黏度低時(shí)易形成多條垂直縫，而黏度高時(shí)傾向于形成單條穿層裂縫和沿界面延伸的線性縫。對于純砂樣而言，裂縫的起裂及延伸僅受泵壓而不受壓裂液黏度的影響[31]。

除了三軸壓裂實(shí)驗(yàn)，有學(xué)者還嘗試通過剪切實(shí)驗(yàn)研究疏松砂巖的裂縫性狀。例如Franquet等[44]通過剪切實(shí)驗(yàn)和KGD模型分析發(fā)現(xiàn)，疏松砂巖水力壓裂造成的應(yīng)力路徑能導(dǎo)致儲(chǔ)層楊氏模量發(fā)生變化；差應(yīng)力系數(shù)越大，楊氏模量減小幅度越大，形成的裂縫越寬。一些學(xué)者亦從微觀層面通過滲流實(shí)驗(yàn)及有限體積、有限差分法模擬研究砂粒在注水過程發(fā)生的運(yùn)移和其造成的砂體侵蝕，發(fā)現(xiàn)當(dāng)局部流體的拖曳力超過臨界值時(shí)，較小的砂粒開始移動(dòng)、運(yùn)移和再沉積，造成微觀滲流通道的形成和沿滲流通道區(qū)域的孔隙度、滲透率的改變[45-47]。值的一提的是，與致密儲(chǔ)層形成線性宏觀裂縫不同，疏松砂巖儲(chǔ)層由于質(zhì)地松軟，顆粒間距大，膠結(jié)強(qiáng)度低，支撐劑嵌入嚴(yán)重，裂縫的導(dǎo)流能力未能有效通過支撐劑的作用來保證。

疏松砂巖壓裂、微壓裂儲(chǔ)層力學(xué)變形及裂縫擴(kuò)展規(guī)律可總結(jié)如表1所示。由于各因素相互關(guān)聯(lián)且作用復(fù)雜，目前尚未具備多因素影響下刻畫裂縫擴(kuò)展規(guī)律的定量化表征。此外，若儲(chǔ)層產(chǎn)生微裂縫，則微裂縫發(fā)育區(qū)域的水相有效滲透率平均約為未有微裂縫區(qū)域的6倍左右[13]。然而，針對不同地質(zhì)類型、不同微裂縫發(fā)育程度的疏松砂巖地層，其水相有效滲透率的增幅情況究竟如何，還需開展進(jìn)一步的實(shí)驗(yàn)研究。

表1 疏松砂巖壓裂/微壓裂儲(chǔ)層力學(xué)變形及裂縫擴(kuò)展規(guī)律匯總Table 1 Summary of mechanical deformation and fracture propagation principles

2 微壓裂擴(kuò)容及微裂縫起裂分析方法

2.1 實(shí)驗(yàn)分析方法

研究微壓裂擴(kuò)容力學(xué)行為的實(shí)驗(yàn)方法主要借助常規(guī)三軸巖石力學(xué)實(shí)驗(yàn)，借此分析其彈塑性應(yīng)力應(yīng)變特征，獲取相應(yīng)的力學(xué)本構(gòu)參數(shù)和滲流參數(shù)，細(xì)節(jié)步驟可見Agar等[48]、Wong等[49]、Lin等[21]的實(shí)驗(yàn)工作。探索微裂縫起裂、擴(kuò)展及擴(kuò)容帶發(fā)育規(guī)律，則需要借助真三軸壓裂實(shí)驗(yàn)，詳見Ito等[2]、林伯韜等[12]、Wang等[50]的實(shí)驗(yàn)工作。若要直接觀測微裂縫和擴(kuò)容帶，真三軸壓裂實(shí)驗(yàn)需要測試小尺寸巖樣(例如100 mm×100 mm×100 mm)和同時(shí)采用X射線CT掃描[8,12]，因?yàn)槭杷缮皫r無法通過敲開樣品暴露渲染示蹤劑的裂縫面。Wang等[50]針對1050 mm×410 mm×410 mm尺寸的壓實(shí)油砂試樣開展了微壓裂實(shí)驗(yàn)，通過溫度傳感器監(jiān)測連通系數(shù)的增長情況，間接刻畫了擴(kuò)容帶的發(fā)育情況。調(diào)研與疏松砂巖微壓裂力學(xué)研究相關(guān)的文獻(xiàn)[12,21,50-54]，可總結(jié)研究該力學(xué)行為的實(shí)驗(yàn)類型及實(shí)驗(yàn)?zāi)康牧信e如表2所示。

表2 疏松砂巖微壓裂力學(xué)研究相關(guān)的實(shí)驗(yàn)類型及其目的Table 2 Types and targets of laboratory tests related to investigation on microfracturing behavior in unconsolidated sandstone

2.2 解析分析方法

若不考慮疏松砂巖的塑性變形、蠕變行為和裂縫發(fā)育，孔隙彈性力學(xué)的解析分析方法可用于分析疏松砂巖注水?dāng)U容行為，計(jì)算時(shí)間域和空間域下的儲(chǔ)層單井應(yīng)力、應(yīng)變、位移、壓力分布。在處理三維各向同性孔隙彈性力學(xué)問題上，Detourney等[55]較早推導(dǎo)出了直井在非靜水壓應(yīng)力場、定壓條件下的井周圍巖孔隙彈性響應(yīng)解析解。Abousleiman等[56]應(yīng)用Cui等[57]提出的井周應(yīng)力邊界條件，建立了可用于定向井和水平井的有限井段定排量注水引發(fā)的井周圍巖孔隙彈性響應(yīng)解析解；進(jìn)一步地，Chen等[58]給出了更準(zhǔn)確的應(yīng)力邊界條件下的解析解(考慮井壁處的徑向應(yīng)力σrr不為零)。針對橫觀各向同性孔隙彈性巖體，Abouleiman等[59]、Ekbote等[60-61]提出了定壓注入情況下，Chen等[62]推導(dǎo)了有限井段定排量注入情況下的解析解；然而，該類各向異性的限定條件為井筒必須正交于巖層。在熱及化學(xué)—力學(xué)耦合方面，Cheng[63]探討了各向同性彈性體孔隙熱彈性的解析解，而Ghassemi等[64]、Ekbote等[60-61]則給出了耦合熱傳導(dǎo)、化學(xué)滲吸力和各向異性(即橫觀各向同性，如前所述)形式下的解析解。需要說明的是，上述解法均為靜力條件的解(定壓或定排量)；Xia等[65-66]考慮運(yùn)動(dòng)方程的慣性項(xiàng)，推導(dǎo)了各向同性孔隙彈性巖體、水泥環(huán)、套管組合在3種瞬態(tài)井筒壓力加載(瞬時(shí)定壓加載、線性加載至定值、三角形脈沖)作用下的動(dòng)力條件解析解。

上述解析方法在解法上均采用傅立葉變換處理時(shí)間域、應(yīng)用拉普拉斯變換處理空間域問題，分別將對應(yīng)的偏微分方程轉(zhuǎn)換為線性方程組求解，最后用半無限積分開展傅立葉反變換和使用Stehfest方法進(jìn)行拉普拉斯反變換。解析方法的優(yōu)勢是計(jì)算迅速快捷，不存在迭代和收斂的系列問題，計(jì)算結(jié)果可作為數(shù)值解的驗(yàn)證基準(zhǔn)。在工程應(yīng)用上，解析方法存在幾點(diǎn)明顯的局限性：(1)暫時(shí)無法應(yīng)對多井同時(shí)注水情況；(2)目前無法解決分階段注水(比如提壓、提排量)的分析問題；(3)地層滲透率為常數(shù)，未考慮儲(chǔ)層不同區(qū)域的滲透率隨擴(kuò)容產(chǎn)生的增幅，也無法刻畫滲流的各向異性。在分析疏松砂巖地層時(shí)，該局限性容易帶來顯著的計(jì)算誤差；(4)無法準(zhǔn)確處理離井筒較近的滲流邊界問題；(5)無法完全考慮水平井的井周應(yīng)力各向異性；(6)若考慮地層的彈性力學(xué)各向異性，無法處理井眼與地層不正交的情況，也無法處理多地層合壓、同時(shí)注水情況；(7)暫時(shí)無法解決彈塑性力學(xué)變形及蠕變問題。這些局限性均可通過數(shù)值方法，特別是有限差分、有限元和離散元方法來克服。

2.3 有限元及有限差分分析方法

有限元及有限差分是處理巖體流固耦合滲流及變形計(jì)算的常用方法，可靈活處理復(fù)雜地質(zhì)構(gòu)造、巖性分布和工程步驟帶來的數(shù)值計(jì)算問題。Yuan等[17-18]、Xu等[19]基于擴(kuò)展型(線性)德拉克—普拉格(DP)彈塑性力學(xué)本構(gòu)模型，采用有限元流固耦合計(jì)算分析直井小型壓裂引起的疏松砂巖儲(chǔ)層孔隙彈塑性力學(xué)響應(yīng)及井周儲(chǔ)層變形，由此刻畫擴(kuò)容帶的發(fā)育特征。Lin等[25]評價(jià)了線彈性、擴(kuò)展型和帶蓋帽的DP模型的計(jì)算結(jié)果，發(fā)現(xiàn)雖然實(shí)驗(yàn)表明疏松砂巖儲(chǔ)層如油砂能夠呈現(xiàn)明顯的剪脹擴(kuò)容和塑性體應(yīng)變特征[21]，但現(xiàn)場的地應(yīng)力和排量條件難以引發(fā)塑性變形。Lin等[5]應(yīng)用有限元定量評價(jià)并展現(xiàn)了疏松稠油油砂儲(chǔ)層雙水平井全井段井周三維微壓裂擴(kuò)容效果；采用帶蓋帽的DP本構(gòu)模型，考慮了塑性體應(yīng)變(塑性張性擴(kuò)容)、沿井段的非均質(zhì)性和巖體的彈性力學(xué)、滲流各向異性，其中滲透率張量為應(yīng)變張量動(dòng)態(tài)變化的函數(shù)。通過將現(xiàn)場施工的分階段變排量數(shù)據(jù)作為有限元計(jì)算的邊界條件，發(fā)現(xiàn)有限元預(yù)測與現(xiàn)場監(jiān)測的井底壓力BHP吻合良好，由此驗(yàn)證了方法的可靠性[5]。如前所述，現(xiàn)場疏松砂巖儲(chǔ)層微壓裂的排量、壓力條件多在微裂縫產(chǎn)生前造成彈性擴(kuò)容(彈性張性擴(kuò)容)；若在設(shè)備條件允許的情況下，繼續(xù)緩慢增大排量或壓力，則最終將在井壁處產(chǎn)生塑性擴(kuò)容，即剪切擴(kuò)容(剪脹)和塑性張性擴(kuò)容[67]。

上述研究大多將儲(chǔ)層某處的滲透率設(shè)為隨孔隙度變化(彈塑性擴(kuò)容)的單調(diào)標(biāo)量函數(shù)，未同時(shí)考慮變形和滲流的各向異性。Lin等[5]的方法能夠刻畫彈性、塑性和隨變形與滲流呈現(xiàn)各向異性的擴(kuò)容，以及隨之產(chǎn)生的各方向的滲透率演變規(guī)律；從孔隙介質(zhì)力學(xué)角度來看最接近真實(shí)儲(chǔ)層的力學(xué)行為，但未能模擬微裂縫起裂的行為及其對儲(chǔ)層變形、滲流及傳熱的影響。進(jìn)一步地，Lin等[13]提出了發(fā)生剪切屈服和產(chǎn)生微裂縫的兩種井周儲(chǔ)層破壞模式，有效刻畫了擴(kuò)容、微裂縫起裂與擴(kuò)展區(qū)域、通過微裂縫提升的滲流能力和導(dǎo)致的熱對流作用。該方法基于平面應(yīng)變幾何模型和摩爾庫倫力學(xué)本構(gòu)的有限差分解法，可適應(yīng)于多水平井注水、微壓裂和分階段注水的各類工況，但需要進(jìn)一步拓展為三維情況。

雖然非線性有限元在處理流固及力化耦合方面呈現(xiàn)更強(qiáng)的算力和收斂性，考慮到油藏模擬器多基于有限差分，后者亦有獨(dú)特的適用性。例如，Chalaturnyk等[68-69]在稠油油藏壓裂改造和后期熱采計(jì)算上，開展了地質(zhì)力學(xué)和油藏模擬的有限差分耦合計(jì)算；相較基于有限元的地質(zhì)力學(xué)分析與基于有限差分的油藏模擬耦合[70-71]，全部采用有限差分計(jì)算方式在地質(zhì)模型網(wǎng)格劃分和節(jié)點(diǎn)設(shè)置上呈現(xiàn)出更高的一致性。

2.4 離散元分析方法

離散元方法是研究疏松砂巖水力壓裂的有效手段之一。離散元方法屬于非連續(xù)數(shù)值方法，其優(yōu)勢為無需預(yù)設(shè)裂縫延伸方向，能真實(shí)反映疏松砂巖的非連續(xù)性和非均質(zhì)性[72]。Cook等[73]應(yīng)用二維離散元模擬平臺(tái)MIMES(Modeling Interacting Multibody Engineering Systems)還原了弱膠結(jié)疏松砂巖的注液及裂縫擴(kuò)展過程，發(fā)現(xiàn)水力裂縫的走向與水平最大地應(yīng)力方向一致，仍然呈現(xiàn)致密地層的壓裂特征。Gil[74-75]通過PFC(Particle Flow Code)建立了疏松砂巖壓裂離散元模型，研究剪切及漏失對弱膠結(jié)疏松砂巖的影響，顯示其剪切破壞較拉伸破壞更為明顯。Manchanda[76]獲得的不同圍壓作用下弱膠結(jié)疏松砂巖微裂縫擴(kuò)展的離散元計(jì)算結(jié)果也顯示了類似規(guī)律。李寧靜[34]等通過PFC2D模擬不同泥質(zhì)含量疏松砂巖在流固耦合作用下的壓裂裂縫擴(kuò)展規(guī)律，發(fā)現(xiàn)泥質(zhì)含量的升高導(dǎo)致水力裂縫分支作用加強(qiáng)，形成的破碎帶愈加明顯。針對膠結(jié)更弱甚至未固結(jié)疏松砂巖的壓裂過程及裂縫擴(kuò)展規(guī)律，de Pater等[30]，Zhang等[77]開展了實(shí)驗(yàn)及離散元數(shù)值模擬研究，探討了流體黏度、排量，滲透率及彈性模量等因素對砂巖壓裂效果的影響模式。此外，Li等[78]建立了描述疏松砂巖水力壓裂過程的流—固—熱耦合離散元模型，探究了注入流體與地層間的熱對流及熱傳導(dǎo)，揭示了熱應(yīng)力對裂縫起裂延伸及應(yīng)力交換具有顯著影響，展示了離散元方法應(yīng)用于多場耦合復(fù)雜工程問題的可能性?？梢?，離散元方法在疏松砂巖壓裂的研究中具有廣泛的適用性，能夠反映不同骨架結(jié)構(gòu)及礦物組成的疏松砂巖的力學(xué)特征。然而，僅基于離散元方法難以建立特定力學(xué)性質(zhì)的堆積模型，多場耦合理論尚不完善，且計(jì)算量大、計(jì)算效率低，限制了其大規(guī)模的工程應(yīng)用[79]。

從疏松砂巖微壓裂力學(xué)研究的角度出發(fā)，歸納2.2～2.4節(jié)所述各類計(jì)算方法的特點(diǎn)、優(yōu)點(diǎn)、不足之處和處理裂縫擴(kuò)展的能力，可列表如表3所示。

表3 疏松砂巖微壓裂力學(xué)研究相關(guān)的計(jì)算方法對比分析Table 3 Comparison of calculation methods related to microfracturing in unconsolidated sandstone

3 微壓裂技術(shù)的現(xiàn)場應(yīng)用

目前已有的微壓裂技術(shù)的現(xiàn)場應(yīng)用場景主要可分為3塊：超稠油儲(chǔ)層改造、疏松砂巖井筒解堵和致密地層地應(yīng)力場主動(dòng)干預(yù)。以下分章節(jié)闡述相關(guān)技術(shù)應(yīng)用并給出現(xiàn)場的實(shí)際工程案例。

3.1 在超稠油儲(chǔ)層改造中的應(yīng)用

微壓裂最早被應(yīng)用于超稠油儲(chǔ)層的擴(kuò)容改造中。超稠油儲(chǔ)層一般是指油層溫度下脫氣原油黏度高于5×104mPa·s的稠油儲(chǔ)層[80]，其泥質(zhì)含量、密度、黏度高，孔隙骨架充填硅膠質(zhì)、瀝青質(zhì)及蠟，蒸汽輔助重力泄油(SAGD)熱采為主流的開發(fā)方式[20,81]。SAGD開采主要分為預(yù)熱與生產(chǎn)兩個(gè)階段。在預(yù)熱階段，向上下平行的兩口篩管完井的水平井(間隔4～5 m，上下井分別稱為I、P井)井筒注220～250oC的蒸汽并使其循環(huán)，通過熱傳導(dǎo)和熱對流方式使I、P井附近區(qū)域的超稠油降黏至流動(dòng)狀態(tài)，形成包圍兩井的蒸汽腔，為生產(chǎn)階段提供原油流動(dòng)條件。該過程通常持續(xù)幾個(gè)月至1年，若超稠油儲(chǔ)層泥質(zhì)含量較高、夾層發(fā)育，則預(yù)熱時(shí)間更長。在生產(chǎn)階段，I井持續(xù)注汽，P井轉(zhuǎn)抽采油，蒸汽腔內(nèi)原油在蒸汽壓力和重力雙重作用下沿平行于倒水滴狀汽腔外緣流向生產(chǎn)井，持續(xù)幾年至幾十年不等[68,82]。

超稠油儲(chǔ)層滲透率低、非均質(zhì)性強(qiáng)，導(dǎo)致預(yù)熱周期長、能耗高、產(chǎn)出液處理成本大，嚴(yán)重制約SAGD預(yù)熱及開發(fā)效果。預(yù)熱前對雙水平井微壓裂改造，可有效改善井間區(qū)域的孔滲性能，快速建立兩井的水力、熱力連通，大幅縮短預(yù)熱周期，從而顯著減小經(jīng)濟(jì)成本和環(huán)境污染。Collins[15-16]針對加拿大阿爾伯塔海相超稠油儲(chǔ)層最早提出了微壓裂儲(chǔ)層改造技術(shù)，認(rèn)為通過注液提高井周壓力，可利用地應(yīng)力差造成儲(chǔ)層擴(kuò)容，通過宏觀剪切裂縫面與井眼走向的相對角度來探討井間是否建立連通。Yuan等[17-18]，Xu等[19]進(jìn)一步針對該類儲(chǔ)層，計(jì)算分析了直井注水導(dǎo)致的張性和剪切擴(kuò)容，通過小型壓裂試驗(yàn)的壓力曲線開展歷史擬合分析，模擬井周孔隙度的動(dòng)態(tài)擴(kuò)容情況。Lin等[4-5,13,21]、林伯韜等[12,20,67]針對陸相非均質(zhì)超稠油儲(chǔ)層開展了系列室內(nèi)力學(xué)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算分析，揭示了SAGD雙水平井分階段微壓裂過程中的儲(chǔ)層地質(zhì)力學(xué)響應(yīng)，分析了油藏幾何形態(tài)、儲(chǔ)層物性、注液溫度、力學(xué)及孔滲參數(shù)對儲(chǔ)層擴(kuò)容效果(包括孔隙壓力、孔隙度、滲透率剖面)的影響，并刻畫了井周微裂縫的發(fā)育區(qū)域，提出了表征井間水力連通程度的系數(shù)及其計(jì)算方法。超稠油SAGD雙水平井微壓裂導(dǎo)致的儲(chǔ)層力學(xué)響應(yīng)機(jī)制如圖4所示。

圖4 超稠油SAGD雙水平井微壓裂導(dǎo)致的儲(chǔ)層力學(xué)響應(yīng)[21]Fig. 4 Mechanical response of the ultra-heavy oil formation upon microfracturing in SAGD dual wells[21]

雖然常規(guī)三軸剪切實(shí)驗(yàn)表明新疆風(fēng)城陸相超稠油油砂剪脹量可高達(dá)7%，靜水壓實(shí)驗(yàn)表明張性擴(kuò)容量高達(dá)10%，但現(xiàn)場微壓裂的施工壓力、排量和總注液量難以造成實(shí)驗(yàn)室呈現(xiàn)的擴(kuò)容效果。林伯韜等[67]通過有限元分析新疆風(fēng)城某均質(zhì)超稠油儲(chǔ)層的現(xiàn)場擴(kuò)容效果(微裂縫起裂前，已注102 m3)發(fā)現(xiàn)，孔隙度增長最大量僅為0.28%，集中在緊貼井筒處；同時(shí)，剪脹程度極低甚至可忽略不計(jì)，擴(kuò)容的主要部分為彈性的張性擴(kuò)容量。即便后期加大注液直至微裂縫產(chǎn)生，最終注入量達(dá)300～400 m3，亦難以產(chǎn)生超過1%的擴(kuò)容量[5,13]。換句話說，在微裂縫產(chǎn)生前，儲(chǔ)層的力學(xué)響應(yīng)基本處于孔隙(熱)彈性力學(xué)響應(yīng)的范疇。由此可以推測，微壓裂的效果并不像早期業(yè)界預(yù)想那樣可高效改造儲(chǔ)層，而是通過使原本不連通的束縛水轉(zhuǎn)化為可流動(dòng)連通的自由水，致使后期開始注汽時(shí)，井間連通的孔隙水快速汽化并相互溝通，形成區(qū)域的熱對流效應(yīng)。同時(shí)，Lin等[13]發(fā)現(xiàn)，微裂縫的產(chǎn)生顯著加快了熱對流作用，使得80oC注入液迅速降至接近地層原始溫度(20oC)，地層溫度增加幅度很小，最大值僅為緊貼井筒的9.4oC，無法有效降黏瀝青質(zhì)成分，即超稠油的原油介質(zhì)未發(fā)生相變。

微壓裂施工后，判斷I、P井間的水力連通可通過關(guān)閉其中一口井，另一口提壓，觀測關(guān)閉的井的壓力響應(yīng)。比如新疆風(fēng)城某SAGD雙水平井微壓裂施工后關(guān)閉P井，保持I井注液并提壓400 kPa，在25 h后觀測P井壓力升高350 kPa，則水力連通程度較高，連通系數(shù)為350/400=0.88。兩井的熱力連通可通過關(guān)閉P井，I井繼續(xù)注液，若P井中預(yù)埋的熱電偶監(jiān)測到回溫響應(yīng)，則具備響應(yīng)的熱電偶長度范圍對應(yīng)儲(chǔ)層的熱力連通效果凸顯[5,13]。一般來說，水力連通可視為等同于熱力連通，因?yàn)榍罢咴斐傻臒釋α骷幢憩F(xiàn)為后者呈現(xiàn)的溫度響應(yīng)(可視后者為前者的另一種表現(xiàn)形式)。若沿儲(chǔ)層中井筒方向下入分布式光纖測溫傳感器，可通過井筒注水、關(guān)井回溫階段的溫度分布反演沿井筒方向的吸水剖面、地層溫度及地層孔隙壓力分布[83]，由此可動(dòng)態(tài)、定量地評價(jià)沿井筒注入流量的分布規(guī)律和往儲(chǔ)層注液導(dǎo)致的擴(kuò)容效果。

自2012年起，超稠油儲(chǔ)層的微壓裂技術(shù)(亦稱快速啟動(dòng)技術(shù))在新疆準(zhǔn)噶爾盆地風(fēng)城油田陸續(xù)推廣應(yīng)用。該油田2012開始首次現(xiàn)場試驗(yàn)，2014年起逐步推廣微壓裂技術(shù)?，F(xiàn)場采用“循環(huán)洗井—低壓擠注—提壓擴(kuò)容—連通判斷—深化改造”5階段啟動(dòng)模式，以壓力和流量為核心控制參數(shù)，逐步形成擴(kuò)容高滲帶，并力求在井周形成微裂縫。前3階段持續(xù)50～70 h，通過緩慢提壓、提排量，控制井底壓力增長至小于破裂壓力約0.5 MPa(擴(kuò)容階段)；在判斷連通之后的深化改造階段持續(xù)10 h以內(nèi)，于較短時(shí)間內(nèi)加大排量使得井底壓力略微大于破裂壓力并小幅波動(dòng)(造微裂縫)。結(jié)合微壓裂作業(yè)專用的多功能撬裝管匯系統(tǒng)及工藝流程，配套壓力、排量數(shù)據(jù)實(shí)時(shí)采集儀器與分析軟件，精細(xì)調(diào)控施工過程的SAGD注采水平井壓差、擴(kuò)容半徑，保障了不同類型的超稠油儲(chǔ)層的高效連通。截止2020年，已應(yīng)用于5井區(qū)61井組(122井次)，以I、II類超稠油油藏為主，施工的SAGD井微壓裂成功率100%，井周形成3～5 m帶微裂縫的高滲擴(kuò)容帶，平均縮短時(shí)間153天，縮短預(yù)熱周期60%，減少蒸汽用量54%。目前，新疆油田計(jì)劃加大該技術(shù)在非均質(zhì)性更強(qiáng)、滲透率更低的III類油藏的應(yīng)用(I、II、III類超稠油油藏主要以原油黏度劃分，III類最高)。

III類劣質(zhì)陸相超稠油儲(chǔ)層通常分布大量泥夾層，水測有效滲透率均遠(yuǎn)低于儲(chǔ)層，其可分為泥巖夾層和泥質(zhì)夾層兩類：泥巖夾層的固結(jié)成巖程度明顯，而泥質(zhì)夾層的剛度接近儲(chǔ)層。例如新疆風(fēng)城的疏松砂巖儲(chǔ)層，泥巖夾層的彈性模量為1.1～2.5 GPa，而泥質(zhì)夾層的模量為282～476 MPa，對應(yīng)儲(chǔ)層的模量為652～673 MPa[4,20]。兩類夾層需采用不同的實(shí)施方法進(jìn)行改造。針對泥巖夾層，可在套管完井的直井中的夾層位置下封隔器，在封隔段(夾層厚度范圍內(nèi))射孔并壓裂夾層，施工排量大于600 L/min。宜采用低黏壓裂液，比如鄰近SAGD井生產(chǎn)階段的產(chǎn)出液；同時(shí)增加射孔密度，以增強(qiáng)裂縫的復(fù)雜度和穿層能力，從而在局部有效溝通上下儲(chǔ)層部分[12]。需要特別指出的是，從油砂層中壓裂無法突破上下方的泥巖夾層[12]。即便嘗試采用多分支井(魚骨井)穿透夾層后開展微壓裂改造，也僅能影響分支井貫穿夾層附近區(qū)域的油砂儲(chǔ)層。針對泥質(zhì)夾層，可在直井中下封隔器封隔包括上儲(chǔ)層、夾層和下儲(chǔ)層的區(qū)域，射孔后開展微壓裂，排量可略大于儲(chǔ)層微壓裂施工的排量，壓裂液同樣采用前期SAGD產(chǎn)出液[84]。

3.2 在井筒解堵中的應(yīng)用

疏松砂巖儲(chǔ)層膠結(jié)性差，出砂造成的儲(chǔ)層孔道嚴(yán)重堵塞和產(chǎn)層砂埋，以及微粒運(yùn)移造成的近井地帶污染，均會(huì)對油井生產(chǎn)造成不良影響[85-87]。特別是在注水過程中，以點(diǎn)狀接觸為主的碎屑顆粒在拖曳力作用下克服顆粒間的摩擦力和膠結(jié)作用，容易脫落運(yùn)移；微粒成分尤其是黏土礦物水化分散運(yùn)移，造成井筒附近儲(chǔ)層污染，地層的可注性(地層對注入液的吸收程度，英文為injectivity)降低。該類地層的解堵方式多用反洗沖砂、酸化解堵、脈沖射流、機(jī)械振動(dòng)等方式。酸化解堵是目前疏松砂巖注水井污染的常用處理方式，如應(yīng)用稠化酸多級(jí)注入、暫堵轉(zhuǎn)向酸化、機(jī)械分段酸化等水平井酸化方式[88]，但隨著注水進(jìn)行其有效性逐漸降低，且成本高昂[86-87]。酸化解堵試圖溶蝕井周污染區(qū)域，雖然短期內(nèi)能建立高滲通道，但溶蝕殘余的巖石及黏土微粒隨著注水運(yùn)移，仍傾向于聚集成團(tuán)并重新造成污染。

應(yīng)用微壓裂技術(shù)，可對井筒造成3種解堵作用：(1)注水反洗井筒，流體拖曳黏土等微粒，使其重新從井筒回歸儲(chǔ)層的孔隙中，如圖5(a)所示。(2)利用孔隙彈性力學(xué)效應(yīng)，形成井周擴(kuò)容帶，在壓力下降后仍舊能夠在較長時(shí)間內(nèi)維持?jǐn)U容后的井周孔隙體積。(3)預(yù)處理井周地應(yīng)力制造微裂縫網(wǎng)絡(luò)，形成迂曲高滲通道，在井周局部恢復(fù)流體通道。作用(2)、(3)的原理如圖5(b)所示。為了更好地刻畫微裂縫，采用直井的例子展示。林伯韜等[12]發(fā)現(xiàn)，疏松砂巖微壓裂后微裂縫可同時(shí)在σH、σh兩個(gè)方向產(chǎn)生，且發(fā)育不規(guī)則；而在σH延伸較廣(見圖5(b))。然而，這3種作用機(jī)理對解堵效果的貢獻(xiàn)程度與它們的控制因素尚不明朗，亟待通過設(shè)計(jì)特定的室內(nèi)實(shí)驗(yàn)來深入研究。

圖5 3種微壓裂應(yīng)用于解堵的作用機(jī)理Figure 5 Three mechanisms that occur in plug removal during microfracturing

微壓裂技術(shù)在2016年應(yīng)用于渤中油田8口注水井的解堵施工中，其中5口注水井的注水量大幅提高，3口注水井的注入壓力顯著降低，注水量略有提高或保持不變；8口井的視吸水指數(shù)提高比在1.5～3之間[86]。據(jù)與現(xiàn)場工程師溝通了解，這些井?dāng)U容增注的有效期大多維持在半年至一年左右。

3.3 在人工干預(yù)地應(yīng)力場中的應(yīng)用

通過往井筒注水改變井周區(qū)域地應(yīng)力的大小及方向已是業(yè)內(nèi)共識(shí)[89]。微壓裂亦可應(yīng)用于致密儲(chǔ)層的壓裂改造，其核心思想是通過人工干預(yù)井周、井間、段簇間的有效地應(yīng)力場，使其有利于后期大規(guī)模加砂壓裂，實(shí)現(xiàn)預(yù)期造縫目標(biāo)。針對致密儲(chǔ)層，可在射孔后先行嘗試可控小規(guī)模注液，使壓裂液先行擠入井周儲(chǔ)層的層理與天然裂縫等巖體缺陷中，開啟層理與天然裂縫面并溝通多個(gè)相鄰層理或裂縫間的壓力。同時(shí)逐漸滲入孔隙空間，人工干預(yù)井周有效地應(yīng)力場的分布，促使宏觀裂縫朝有利方向擴(kuò)展。同時(shí)，通過在孔壁注液擴(kuò)容并造微裂縫，亦可降低孔間的應(yīng)力陰影效應(yīng)，減小射孔磨阻，降低起裂壓力。

本文作者采用前期建立的考慮復(fù)雜縫網(wǎng)流固耦合計(jì)算的有限元法[90]，初步分析了通過微壓裂人工干預(yù)井間地應(yīng)力場的現(xiàn)場案例。研究對象為新疆瑪湖油田某砂礫巖油藏井區(qū)兩口已生產(chǎn)5年多的水平井。老井的長期生產(chǎn)會(huì)導(dǎo)致老井(母井)之間的地層壓力虧空，見圖6(a)；地應(yīng)力的大小降低且方向發(fā)生偏轉(zhuǎn)，嚴(yán)重的區(qū)域地應(yīng)力方向會(huì)發(fā)生90°轉(zhuǎn)向，見圖6(b)。因此，若直接壓裂部署在地應(yīng)力方向嚴(yán)重偏轉(zhuǎn)的加密井(子井)，則會(huì)導(dǎo)致裂縫沿井筒方向擴(kuò)展，無法有效改造井周儲(chǔ)層。通過應(yīng)用微壓裂技術(shù)對加密井區(qū)域注水增能，一方面可以補(bǔ)充老井生產(chǎn)導(dǎo)致的地層壓力虧空，補(bǔ)充地層能量(圖6(c))；另一方面可以改造儲(chǔ)層地應(yīng)力，緩解老井長期生產(chǎn)導(dǎo)致的地應(yīng)力方向偏轉(zhuǎn)(圖6(d))，并且可以縮小兩向應(yīng)力差(圖7)，主動(dòng)創(chuàng)造更有利于復(fù)雜縫網(wǎng)形成的地應(yīng)力條件。同時(shí)，若在老井井壁造微裂縫，亦有助于降低后期重復(fù)壓裂時(shí)的起裂壓力，優(yōu)化壓裂施工條件。

圖6 微壓裂對地層壓力和地應(yīng)力方向的影響Fig. 6 Influences of microfracturing on formation pressure and geostress orientation

圖7 微壓裂對水平應(yīng)力差的影響Fig.7 Influences of microfracturing on the horizontal stress difference

4 微壓裂效果自動(dòng)化預(yù)測及評價(jià)技術(shù)

地層的可注性不僅受其固有的巖石物理、力學(xué)性質(zhì)和非均質(zhì)性影響，還與生產(chǎn)操作息息相關(guān)[90-91]。地層的可注性(injectivity)通常用吸水指數(shù)和視吸水指數(shù)表示。前者為日注水量與生產(chǎn)壓差的商數(shù)；后者為注入量與井口壓力的商數(shù)。由于井口壓力與生產(chǎn)壓差相比較易獲取，注入液為水時(shí)，可適當(dāng)忽略井筒磨阻，采用視吸水指數(shù)來表征地層的可注性。疏松砂巖地層的視吸水指數(shù)常?？捎糜谠u價(jià)注水井的注入效果，或可注性的高低程度，因此可用于表征儲(chǔ)層井周微壓裂改造或是解堵的效果。由于井口壓力和排量可以實(shí)時(shí)監(jiān)測，產(chǎn)生大量的工程數(shù)據(jù)；因此，可基于物理規(guī)律，借助數(shù)據(jù)分析與處理技術(shù)實(shí)時(shí)、動(dòng)態(tài)地分析視吸水指數(shù)(以下簡稱吸水指數(shù))，定量評價(jià)井周儲(chǔ)層的微壓裂效果。下面以SAGD雙水平井微壓裂改造儲(chǔ)層、建立井間水力連通性為案例，介紹自動(dòng)化方法在效果評價(jià)中的應(yīng)用。

首先，自動(dòng)識(shí)別擴(kuò)展型地破試驗(yàn)和小型壓裂試驗(yàn)所得的關(guān)鍵壓力點(diǎn)，獲得破裂壓力和水平最大、最小地應(yīng)力。由于SAGD雙水平井所在的超稠油儲(chǔ)層質(zhì)地松軟、塑性強(qiáng)，現(xiàn)場測試一般選取較為致密的泥巖夾層中進(jìn)行，以取得較為典型的試驗(yàn)曲線進(jìn)行分析。以擴(kuò)展型地破試驗(yàn)的壓力自動(dòng)識(shí)別為例。濾除壓力的微小波動(dòng)，當(dāng)相鄰數(shù)據(jù)差值小于給定閾值時(shí)，視當(dāng)前數(shù)據(jù)未發(fā)生變化；同時(shí)當(dāng)數(shù)據(jù)小于另一給定閾值時(shí)，視當(dāng)前數(shù)據(jù)為零。繼而通過排量識(shí)別出實(shí)際泵注的工作區(qū)間，破裂壓力與裂縫重張壓力即為兩次開泵后的數(shù)值最高點(diǎn)；濾波處理后的泵注區(qū)間內(nèi)連續(xù)出現(xiàn)同一值最頻繁處則視為裂縫延伸壓力階段。關(guān)井后，取終點(diǎn)為閉合壓力，第一個(gè)相對平穩(wěn)段的起點(diǎn)為瞬時(shí)停泵壓力。

其次，使用Python語言編程數(shù)據(jù)處理的算法。調(diào)用NumPy和Pandas模塊，針對現(xiàn)場數(shù)據(jù)開展數(shù)據(jù)清洗和數(shù)據(jù)預(yù)處理，去除雜亂無效數(shù)據(jù)，提取有用參數(shù)為后期數(shù)據(jù)處理做準(zhǔn)備。設(shè)定微裂縫起裂的準(zhǔn)則為：(1)吸水指數(shù)顯著上升；(2)井口出現(xiàn)明顯壓降；(3)井底壓力短暫超過地層破裂壓力。新疆某SAGD井I井垂深366 m，P井垂深371 m，平均深度為368.5 m，水平段長390 m。三向地應(yīng)力梯度分別為0.021，0.017，0.014 MPa/m，鄰近地層擴(kuò)展型地破試驗(yàn)測得抗拉強(qiáng)度為0.23 MPa?；趥鹘y(tǒng)致密地層計(jì)算方法可得破裂壓力為6.04 MPa，而基于疏松砂巖計(jì)算方法可得破裂壓力為6.63 MPa[13]。將上述3個(gè)準(zhǔn)則寫成函數(shù)程序并通過Matplotlib模塊，使吸水指數(shù)、井口壓力和注液時(shí)間的關(guān)系曲線自動(dòng)成圖，見圖8。程序自動(dòng)識(shí)別在51～55 h時(shí)(見圖8中的深紅虛線方框)，P井同時(shí)滿足3個(gè)準(zhǔn)則，在大部分井段產(chǎn)生了微裂縫；I井不滿足條件(3)但滿足(1)和(2)，表明在局部薄弱區(qū)域可能造成微裂縫。

圖8 新疆風(fēng)城某SAGD井的吸水指數(shù)隨井口壓力和注液時(shí)間的變化Fig. 8 Evolution of injectivity indices of a SAGD well in Fengcheng oilfield, Xinjiang, with wellhead pressure and injection time

該井深化改造后才開展連通判斷。I、P井關(guān)井后3 h，記錄井底壓力降至4.94 MPa和4.78 MPa。繼而，現(xiàn)場工程師重新打開P井注液，提升井底壓力至6.4 MPa，持續(xù)20 min后，迅速停止注液并關(guān)閉P井。P井井底壓力維持在6.1 MPa左右，持續(xù)78 min；觀察到I井井底壓力在20 min內(nèi)略微上升，從40 kPa升至94 kPa。這說明井間具備壓力響應(yīng)條件，可視為兩井局部連通。但是，從上述分析可知，由于I井未能均勻沿全井段產(chǎn)生微裂縫，P井注液未能迅速地傳遞大部分壓力增幅至I井，導(dǎo)致短時(shí)間內(nèi)體現(xiàn)的兩井之間的連通系數(shù)較低。需要指出的是，若靜置等待更長時(shí)間，則I井壓力會(huì)繼續(xù)上升，連通系數(shù)將繼續(xù)增加。通過NumPy數(shù)組計(jì)算模塊和Pandas數(shù)據(jù)分析模塊，可方便地計(jì)算連通系數(shù)等效果評價(jià)參數(shù)。

上述微壓裂的應(yīng)用基本還停留在信息化、自動(dòng)化程度，由于現(xiàn)實(shí)條件的諸多限制，尚未能實(shí)現(xiàn)軟硬件耦合的智能化方案。未來可嘗試在地質(zhì)及工程資料搜集、現(xiàn)場測試、室內(nèi)實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬分析的基礎(chǔ)上，搜集整理大量地質(zhì)力學(xué)數(shù)據(jù)，綜合應(yīng)用多種機(jī)器學(xué)習(xí)算法，訓(xùn)練這些數(shù)據(jù)，建立多因素預(yù)測變量(如連通系數(shù)，或吸水指數(shù))的前饋神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)(BP-ANN)和預(yù)測變量隨時(shí)間變化的循環(huán)神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)(RNN)。將智能算法寫入控制器，可代替人工方式，智能動(dòng)態(tài)監(jiān)測與控制現(xiàn)場施工設(shè)備(如閥門、泵)。同時(shí)，實(shí)現(xiàn)基于智能專家決策系統(tǒng)的施工日志的自動(dòng)生成、上傳和展示。

5 結(jié)論

本文系統(tǒng)分析了疏松砂巖儲(chǔ)層微壓裂的力學(xué)機(jī)理，闡述了評價(jià)微壓裂效果的實(shí)驗(yàn)及數(shù)模研究方法，介紹了微壓裂技術(shù)在儲(chǔ)層改造、解堵、地應(yīng)力場干預(yù)中的應(yīng)用方法及現(xiàn)場案例；最后，提出了微壓裂效果自動(dòng)化評價(jià)技術(shù)，引出智能化研究的展望。研究所得主要結(jié)論如下。

(1)微壓裂指通過控壓、控排量方式分階段向井筒注液擴(kuò)容井周儲(chǔ)層，后期在略高于地層破裂壓力的條件下略微壓開井周儲(chǔ)層造微裂縫，從而達(dá)到建立井間連通、解除井壁儲(chǔ)層污染、主動(dòng)干預(yù)儲(chǔ)層地應(yīng)力場的目的。其力學(xué)變形行為包括孔隙彈性、塑性和斷裂變形。孔隙彈性變形為由有效圍壓改變導(dǎo)致的彈性張性擴(kuò)容，具備時(shí)間效應(yīng)且受儲(chǔ)層滲透率影響。塑性變形包括塑性張性擴(kuò)容和剪脹。斷裂變形為生成剪切及張性微裂縫，體現(xiàn)為形狀不規(guī)則的微裂縫帶。若繼續(xù)增大排量和注液量，則最終導(dǎo)致宏觀線性裂縫的產(chǎn)生。

(2)室內(nèi)實(shí)驗(yàn)為研究微壓裂機(jī)理不可或缺的步驟。解析解為數(shù)值計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證的標(biāo)準(zhǔn)，但其適用性和魯棒性較為欠缺。在數(shù)值計(jì)算上，有限元為評價(jià)宏觀工程尺度問題的最優(yōu)手段，但未能描述微裂縫起裂的行為。有限差分可提供與后期油藏模擬完全耦合的網(wǎng)格模型，但計(jì)算精度較低。離散元能夠刻畫微觀尺度砂粒的運(yùn)移和基質(zhì)的破壞，在微裂縫表征上具備天然優(yōu)勢。針對某一特定工程案例，建議綜合應(yīng)用多種數(shù)值方法，以全面分析儲(chǔ)層多尺度的微壓裂力學(xué)行為。

(3)在超稠油SAGD雙水平井間儲(chǔ)層改造的應(yīng)用中，現(xiàn)有施工的井底壓力、排量、注液量和儲(chǔ)層油砂的剪脹潛力，使井間區(qū)域基本產(chǎn)生彈性張性擴(kuò)容而不足以激發(fā)剪脹作用。短期超過破裂壓力的井底壓力可在井周造微裂縫，但彈性擴(kuò)容和微裂縫隨井口壓降緩慢閉合，因此應(yīng)在改造結(jié)束后立刻對雙水平井注汽。此外，微壓裂無法通過擴(kuò)容或微裂縫擴(kuò)展突破泥巖或泥質(zhì)夾層。微壓裂解堵主要通過反洗井筒、擴(kuò)容儲(chǔ)層和造微裂縫開展，在維持解堵效果上比酸化解堵更為持久，建議將該技術(shù)與酸化解堵同時(shí)開展。通過微壓裂的持續(xù)注液可主動(dòng)干預(yù)、改造老井的井周應(yīng)力場，為新井規(guī)模壓裂創(chuàng)造有利于造縫的地應(yīng)力條件。此外，微裂縫的產(chǎn)生可以降低井周的起裂壓力，利于重復(fù)壓裂。

(4)通過數(shù)據(jù)分析與處理技術(shù)，可自動(dòng)識(shí)別擴(kuò)展型地破試驗(yàn)等現(xiàn)場測試的關(guān)鍵壓力點(diǎn)，客觀求解水平最大、最小地應(yīng)力和破裂壓力。進(jìn)一步地，通過開發(fā)判斷擴(kuò)容至微裂縫起裂的決策程序，可實(shí)時(shí)分析井周微裂縫產(chǎn)生事件和井間的連通程度，達(dá)到“自動(dòng)化分析與評價(jià)”的應(yīng)用階段。未來需要拓展智能化技術(shù)的應(yīng)用，比如使用機(jī)器學(xué)習(xí)算法實(shí)時(shí)預(yù)測微壓裂效果，并結(jié)合硬件設(shè)備，最終上升至“定制化智能微壓裂施工”的應(yīng)用階段，全面取代人工決策與操作。