大斜度井多簇压裂裂缝扩展规律

许文俊; 贾正哲; 赵彦昕; 王清霖; 戴一冉; 陈裕; 康思源; 刘春亭

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2508151

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (30) :13020-13032 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2508151

论文：石油、天然气工业

大斜度井多簇压裂裂缝扩展规律

许文俊 ¹^,²^,³ ,
贾正哲 ¹^,⁴^,^* ,
赵彦昕 ¹^,²^,³ ,
王清霖 ¹ ,
戴一冉 ¹ ,
陈裕 ¹ ,
康思源 ¹ ,
刘春亭 ⁵

作者信息 +

Fracture Propagation Law of Multi-cluster Fracturing in Highly Deviated Wells

XU Wen-jun ¹^,²^,³ ,
JIA Zheng-zhe ¹^,⁴^,^* ,
ZHAO Yan-xin ¹^,²^,³ ,
WANG Qing-lin ¹ ,
DAI Yi-ran ¹ ,
CHEN Yu ¹ ,
KANG Si-yuan ¹ ,
LIU Chun-ting ⁵

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摘要

大斜度井多簇水力压裂技术是提高低渗透油气藏开发效率的关键增产手段。针对该技术在穿越多层系储层过程中存在的穿层扩展困难、多簇裂缝非均衡发育等工程难题,基于有限元法与黏聚力单元法构建了适用于大斜度井多簇裂缝扩展行为的数值模型,并通过克里斯蒂安诺维奇-格特斯玛-德克勒克(Khristianovic-Geertsma-de Klerk,KGD)模型解析对模型准确性进行了验证。在此基础上,综合考虑裂缝均衡扩展与穿层效果,提出“改造效率指数”作为压裂效果的定量评价指标,系统研究了大斜度井多簇裂缝演化规律及其主控因素。研究结果表明:适当增大井斜角、减少射孔数、提高施工排量、降低簇数有利于提升压裂改造效果;在低黏度滑溜水体系下,压裂液黏度对裂缝扩展的影响较小,可忽略。各参数对改造效果的影响程度依次为:射孔簇数 > 施工排量 > 射孔数 > 井斜角 > 压裂液黏度。结合目标区块的地质与工程特性,确定“改造效率指数≥0.8”为压裂改造达优判据,推荐四簇压裂排量≥12 m³/min,六簇排量≥18 m³/min。现场微地震监测验证了推荐参数的合理性与推广价值。

Abstract

Multi-cluster hydraulic fracturing in highly deviated wells is a key stimulation technique for enhancing the development efficiency of low-permeability oil and gas reservoirs. To address engineering challenges such as cross-layer fracture propagation difficulties and uneven multi-cluster fracture growth during stimulation across multi-layered reservoirs, a numerical model for simulating multi-cluster fracture propagation in highly deviated wells was developed by combining the finite element method with the cohesive zone method, and its accuracy was verified against KGD (Khristianovic-Geertsma-de Klerk) analytical solution. On this basis, a “stimulation efficiency index” was proposed as a quantitative indicator to evaluate fracturing performance, taking into account both fracture growth uniformity and cross-layer propagation. The evolution characteristics and controlling factors of multi-cluster fractures in highly deviated wells were systematically investigated. The results show that increasing the well deviation angle appropriately, reducing the number of perforations, increasing the pumping rate, and lowering the number of clusters are beneficial to improving fracturing performance. Under low-viscosity slickwater conditions, the effect of fluid viscosity on fracture propagation is negligible. The relative importance of the parameters affecting stimulation performance is ranked as follows: number of clusters > pumping rate > number of perforations > deviation angle > fluid viscosity. Considering the geological and engineering characteristics of the target block, a stimulation efficiency index ≥0.8 is recommended as a criterion for optimal fracturing. The optimal design parameters are a pumping rate of ≥12 m³/min for four-cluster fracturing and ≥18 m³/min for six-cluster fracturing. Field microseismic monitoring confirmed the rationality and applicability of the proposed parameters.

Graphical abstract

关键词

大斜度井 / 多簇压裂 / 裂缝扩展 / 有限元 / 黏聚力单元

Key words

highly deviated wells / multi-cluster fracturing / fracture propagation / finite element method / cohesive zone method

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许文俊, 贾正哲, 赵彦昕, 王清霖, 戴一冉, 陈裕, 康思源, 刘春亭. 大斜度井多簇压裂裂缝扩展规律[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(30): 13020-13032 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2508151

XU Wen-jun, JIA Zheng-zhe, ZHAO Yan-xin, WANG Qing-lin, DAI Yi-ran, CHEN Yu, KANG Si-yuan, LIU Chun-ting. Fracture Propagation Law of Multi-cluster Fracturing in Highly Deviated Wells[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(30): 13020-13032 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2508151

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大斜度井因其具备穿行多套地层的优势,已在低渗-致密油气藏的高效开发中得到广泛应用并取得良好成效。然而,当前对于大斜度井多簇水力裂缝扩展规律的认识仍较为有限。相较于水平井,大斜度井中的裂缝起裂与延伸过程受井斜角、方位角及储层非均质性等多种因素耦合作用影响,致使裂缝拓展路径更加复杂、形态难以预测^[1-4]。因此,亟须开展针对大斜度井多簇裂缝扩展行为的系统研究,为压裂参数优化与增产效果提升提供理论支撑。

在多簇裂缝扩展理论研究方面,中外学者已取得一系列进展,尤其是在水平井分段多簇压裂领域,已形成较为完善的应力阴影量化、流量分配模型等理论体系。例如,曲占庆等^[5]、杨兆中等^[6]和曾青冬等^[7]围绕水平井多段多簇压裂裂缝扩展开展了数值模拟研究,分析了簇间距、应力干扰等因素对多簇裂缝扩展及压裂效果的影响,表明合理增大簇间距有利于减弱裂缝间应力干扰,促进多簇裂缝均衡扩展。李爱波^[8]和赵亮^[9]进一步针对层状致密储层中的裂缝穿层问题开展研究,表明储层层间差异及压裂参数配置对裂缝纵向扩展能力具有重要影响。黄刘科等^[10]和陈景华等^[11]则从多簇裂缝竞争扩展与簇间流量分配角度开展研究,指出裂缝间的竞争效应及压裂液非均匀分配是影响多簇裂缝均衡发育的重要因素。贺沛等^[12]指出,尽管增加射孔簇数能够扩大裂缝总体规模,但过多的簇数会显著增强应力干扰,反而降低裂缝发育均匀性。因此,优化簇数与簇间距配置是实现有效改造的关键。侯静^[13]采用扩展有限元方法,系统分析了簇间距、段内簇数、施工排量及压裂液黏度对裂缝扩展的影响,认为适当增大簇间距、减小段内簇数以及提升施工排量能明显降低缝间应力干扰,促进多簇裂缝均匀发育。王燚钊^[14]进一步从裂缝穿层角度出发,探讨了簇间距与界面性质对裂缝流量分布与延伸能力的影响,认为较大簇间距有助于削弱应力阴影、提升裂缝穿层能力,但多簇干扰会强化界面应力集中,进而限制穿层行为。Gu等^[15]和付世豪^[16]运用有限元+黏聚力单元法揭示了层间界面对裂缝垂向扩展的抑制作用,但多数研究局限于界面属性分析,忽视了层间结构复杂性对裂缝拓展路径的系统影响。罗迪^[17]通过物理模拟结合数值实验研究了砂泥互层中裂缝形态,发现裂缝受层理、界面属性及应力干扰等多重因素耦合控制,呈现T形、“工”形与Y形等多种模式,指出合理配置射孔与施工参数有助于提升穿层效率。近年来,部分学者也尝试引入更先进的监测手段与数值算法评估大斜度井压裂效果。例如,Hao等^[18]基于有限元法探讨了复杂岩性储层中大斜度井压裂缝网的动态演化机制与参数优化方案;Wang等^[19]则结合分布式光纤应变监测数据,深入揭示了压裂过程中大斜度段裂缝扩展的动态演化机制。

尽管已有研究主要聚焦于水平井,对于大斜度井多簇裂缝的扩展机制,学界尚处于初步探索阶段。侯冰等^[20]通过室内真三轴实验研究了井斜角、方位角及射孔相位角对斜井裂缝起裂压力及扩展形态的影响,发现方位角增大将导致起裂压力升高、裂缝趋于复杂化,射孔角度增加亦易诱导次生裂缝与扩展偏转。然而,实验受制于设备与试样尺寸限制,难以全面反映实际地质与力学条件,定量指导能力有限。为此,部分学者尝试借助数值模拟方法开展研究^[21-22],如王伯军等^[21]采用位移不连续法研究斜井多裂缝扩展的干扰机制,发现裂缝间距越小,相互干扰越强,显著影响裂缝展布形态。但总体而言,现有研究尚未建立考虑射孔、施工与地质条件耦合的多因素分析框架,亦缺乏对复杂层间结构中裂缝纵向扩展行为的系统量化指标,难以支撑大斜度井的压裂优化设计。

基于此,基于有限元法与黏聚力单元法,现构建适用于大斜度井多簇裂缝扩展的流固耦合数值模型,系统考虑应力阴影效应、层间岩性差异及隔夹层结构等因素的耦合作用机制。通过KGD解析解对模型准确性进行验证,并结合单因素分析与正交试验设计,全面评估井斜角、射孔数、施工排量、压裂液黏度与簇数等关键参数对裂缝形态演化的影响规律及其主控关系,进而为大斜度井多簇压裂参数优化及现场改造效果提升提供理论支撑与技术参考。

1 数学模型

由于层状储层在水力压裂过程中裂缝高度远小于其延伸长度,且裂缝内部流体压力沿缝长方向分布较为平稳,因此可采用二维平面应变模型对裂缝扩展行为进行合理简化与准确刻画^[23]。基于此,采用有限元法结合黏聚力单元法,构建了适用于大斜度井多簇裂缝扩展的二维流固耦合数值模型,用于分析多因素耦合作用下的裂缝扩展规律。

1.1 流固耦合控制方程

在水力压裂过程中,岩石骨架的变形行为与裂缝内部流体的渗流过程相互影响、密切耦合。为描述应力与流体流动之间的相互作用关系,采用有效应力原理构建流固耦合控制方程,具体为

(1)∫_V(${\stackrel{-}{\mathit{\sigma }}}_{\mathit{e}\mathit{f}\mathit{f}}$-p_wI)δεdV=∫_StδvdS+∫_VfδvdV

式(1)中:$\stackrel{-}{\mathit{\sigma }}$为有效应力矩阵,Pa;p_w为孔隙压力,Pa;I为单位矩阵,无量纲;δε为虚应变率矩阵,s^-1;δv为虚速度向量,m/s;t为表面力向量,N/m²;f为体力向量,N/m³;V为计算域体积,m³;S为计算域的边界表面,m²。

岩石骨架孔隙中流体渗流的质量守恒方程为

(2)${\int }_{\mathit{V}}^{}\frac{1}{\mathit{J}}\frac{\mathrm{d}}{\mathrm{d}\mathit{t}}$(Jρ_wϕ_w)dV+${\int }_{\mathit{S}}^{}$ρ_wϕ_wn^Tv_wdS=0

式(2)中:J为岩石体积变化率,无量纲;ρ_w为流体密度,kg/m³;ϕ_w为孔隙度,无量纲;n为表面S的外法向量,无量纲。流体在岩石内的流动速度v_w满足达西定律:

(3)v_w=-$\frac{1}{{\mathit{\varphi }}_{\mathrm{w}}\mathit{g}{\mathit{\rho }}_{\mathrm{w}}}$k$\left(\frac{\partial {\mathit{p}}_{\mathrm{w}}}{\partial \mathit{x}}-{\mathit{\rho }}_{\mathrm{w}}\mathit{g}\right)$

式(3)中:x为空间矢量,m;g为重力加速度向量,m/s²;k为岩石骨架渗透率张量,m/s。

1.2 裂缝起裂与扩展准则

采用黏聚力(cohesive)单元模拟水力裂缝的起裂与扩展过程,引入二次名义应力准则作为起裂判据,其表达式为

(4)${\left(\frac{<{\mathit{\sigma }}_{\mathrm{e}\mathrm{f}\mathrm{f}}>}{{\mathit{\sigma }}_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}^{0}}\right)}^{2}$+${\left(\frac{{\mathit{\tau }}_{\mathrm{e}\mathrm{f}\mathrm{f}}}{{\mathit{\tau }}_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}^{0}}\right)}^{2}$=1

式(4)中:<σ_eff>为cohesive单元不能模拟压缩破坏;σ_eff为cohesive 单元的法向名义应力,Pa;τ_eff为 cohesive 单元的切向名义应力,Pa;σ_max⁰为法向损伤起始临界名义应力,即法向抗拉强度,Pa;τ_max⁰为切向损伤起始临界名义应力,即抗剪强度,Pa。

裂缝扩展过程通过刚度退化模型描述,引入损伤因子D量化材料损伤程度,其表达式为

(5)$\left\{\begin{array}{l}{\mathit{\sigma }}_{\mathrm{n}}=\left\{\begin{array}{ll}(1-\mathit{D}){\mathit{\sigma }}_{\mathrm{n}},& {\mathit{\sigma }}_{\mathrm{n}}\ge 0\\ {\mathit{\sigma }}_{\mathrm{n}},& {\mathit{\sigma }}_{\mathrm{n}}<0\end{array}\right.\\ {\mathit{\tau }}_{\mathrm{s}}=(1-\mathit{D}){\mathit{\tau }}_{\mathrm{s}}\end{array}\right.$

式(5)中:σ_n和τ_s分别为在当前应变下,根据未损伤前线弹性准则计算得到的法向应力和切向应力;D为损伤因子,无量纲,取值范围0~1,当D=0时,材料未发生损伤,当D=1时,材料完全损伤。此时水力裂缝开始扩展(图1),损伤因子的计算公式为

(6)D=$\frac{{\mathit{\delta }}_{\mathrm{f}}({\mathit{\delta }}_{\mathrm{m}}-{\mathit{\delta }}_{\mathrm{o}})}{{\mathit{\delta }}_{\mathrm{m}}({\mathit{\delta }}_{\mathrm{f}}-{\mathit{\delta }}_{\mathrm{o}})}$

式(6)中:δ₀和δ_f为初始损伤时的位移和单元完全破坏时的位移,m;δ_m为加载过程中达到的最大位移,m。

1.3 裂缝内流体流动方程

Cohesive单元完全损伤后形成导流通道,建立包含切向流动与法向滤失的双重流动机制。切向流动有助于裂缝的扩展,而法向流动则表示部分压裂液被滤失到地层中,其流动机制如图2所示。

假设压裂液为不可压缩的牛顿流体,其切向流动的计算公式为

(7)q=-$\frac{{\mathit{w}}^{3}}{12\mathit{\mu }}▽$p

法向流动的计算公式为

(8)$\left\{\begin{array}{l}{\mathit{q}}_{\mathrm{t}}={\mathit{c}}_{\mathrm{t}}({\mathit{p}}_{\mathrm{f}}-{\mathit{p}}_{\mathrm{t}})\\ {\mathit{q}}_{\mathrm{b}}={\mathit{c}}_{\mathrm{b}}({\mathit{p}}_{\mathrm{f}}-{\mathit{p}}_{\mathrm{b}})\end{array}\right.$

式中:q为切向流量,m³/s; ▽p为Cohesive单元长度方向上的压降梯度,Pa/m;w为缝宽,m;μ为压裂液黏度,Pa·s;q_t、q_b分别为流入单元上下表面的法向流量,m³/s;c_t、c_b分别为上下表面的滤失系数,m³/(Pa·s);p_t和p_b分别为裂缝上下表面处的孔隙压力,Pa;p_f为裂缝内的流体压力,Pa。

1.4 井筒内流体分配方程

由多个交汇单元(蓝色)和管道单元(绿色)构成的管网系统,可用于模拟大斜度井多射孔簇间的流体流量动态分配过程,其结构示意如图3所示。该管网系统中的流体遵循质量守恒定律与能量守恒定律,表达式为

(9)Q₀=$\stackrel{\mathit{n}}{\sum _{\mathit{i}=1}}$Q_i

(10)P₀=$\stackrel{\mathit{n}}{\sum _{\mathit{i}=1}}$(P_i+P_pf,_i+P_s,_i)

式中:Q₀为管网总注入流量,m³/min;Q_i为第i个连接单元的流出流量(即第i个射孔簇的注入流量),m³/min;P₀为管网注入节点的流体压力,Pa;P_i为第i个连接单元流出节点的压力(即第i个射孔簇注入口的流体压力),Pa;P_pf,_i为流体流经第i个管单元产生的压力降,Pa;P_s,_i为流体流经第i个连接单元产生的压力降(射孔摩阻压降),Pa;i为射孔簇编号,i=1,2,…,n;n为单段射孔簇总数。

在对单元压力损失进行建模时,若忽略冲蚀效应,那么单元的压力损失模型可依据伯努利方程构建,即

(11)ΔP_perf=0.807 249$\frac{\mathit{\rho }}{{\mathit{N}}^{2}{\mathit{D}}_{\mathrm{p}}^{4}{\mathit{C}}^{2}}{\mathit{Q}}_{\mathit{i}}^{2}$

式(11)中:D_p为射孔孔眼直径,m;N为单个射孔簇的射孔数量;C为经验系数,取值范围0.5~0.95, 本文统一取0.95^[24]。

2 模型验证

采用 ABAQUS 有限元分析软件对所构建的流固耦合模型进行数值求解。为评估网格划分尺寸对模拟结果精度的影响,以经典KGD(Khristianovic-Geertsma-de Klerk) 水力裂缝扩展模型解析解为对比基准,开展了网格敏感性分析。具体地,构建了一个尺寸为 40 m × 40 m 的均质裂缝扩展模型,分别采用 0.25 m × 0.25 m(1/160)、0.5 m × 0.5 m(1/80)和 1 m × 1 m(1/40)3种网格划分方案进行对比,相关参数如表1所示。KGD 模型中水力裂缝半长与注入点裂缝宽度的解析解表达式为

(12)$\left\{\begin{array}{l}\mathit{L}\left(\mathit{t}\right)={\left(\frac{1}{4\mathrm{\pi }}\right)}^{\frac{1}{3}}{\left[\frac{\mathit{E}\mathit{q}\mathit{t}}{(1-{\mathit{\upsilon }}^{2}){\mathit{K}}_{\mathrm{I}\mathrm{C}}}\right]}^{\frac{2}{3}}\\ \mathit{W}\left(\mathit{t}\right)={\left(\frac{32}{{\mathrm{\pi }}^{2}}\right)}^{\frac{1}{3}}{\left[\frac{{\mathit{K}}_{\mathrm{I}\mathrm{C}}\mathit{q}\mathit{t}(1-{\mathit{\upsilon }}^{2}{)}^{2}}{{\mathit{E}}^{2}}\right]}^{\frac{1}{3}}\end{array}\right.$

式(12)中:L(t)为t时刻水力裂缝半翼缝长,m;E为弹性模量,MPa;q为单位裂缝高度排量,m²/s;t为压裂液注入的时间,s;υ为泊松比,无因次;K_IC为岩石断裂韧性,MPa·m^1/2;W(t)为t时刻注入点的水力裂缝宽度,m。

如图4所示,当采用0.5 m × 0.5 m 网格(即模型尺寸的1/80划分标准)时,模拟结果与解析解高度一致,能够满足工程精度要求。同时,与更细的0.25 m × 0.25 m网格相比,该方案显著降低了计算耗时,具备更高的计算效率。因此,在后续实际工况模拟中统一采用1/80的网格划分标准,并根据模型尺寸进行等比缩放,以在确保计算精度的基础上有效提升计算效率。

3 裂缝穿层扩展影响因素分析

3.1 模型建立与模拟方案

为了真实反映储层非均质性对裂缝纵向扩展的制约作用,基于项目组前期实测资料,并结合环江油田巴19区长7段公开储层地质特征^[25]作为佐证,构建了一个尺寸为 59 m × 40 m 的大斜度井单段四簇水力裂缝扩展流固耦合数值模型。模型采用 0.5 m × 0.5 m 的精细网格划分,以确保模拟精度。如图5所示,模型垂向划分为7个层位,其中第①、③、⑤、⑦小层为隔层,第②、④、⑥小层为储层,各层厚度分别为6.5、10、1、7、1、8、6.5 m。随着深度增加,储层的地应力和岩石强度逐渐增大,水力裂缝的起裂与延伸难度也相应增强。压裂段内设置4个射孔簇,簇间距分别为10、14、13 m。在压裂段内布置4个射孔簇,簇间距依次为 10、14、13 m。为研究不同单一因素对裂缝扩展行为的影响,在保持其他参数不变的前提下,分别对特定参数进行调控开展对比分析。模型的主要输入参数如表2所示。

为系统研究井斜角、射孔数、施工排量、压裂液黏度及簇数等五类关键参数对大斜度井多簇水力裂缝扩展规律的影响,分别为每类参数设定3个水平值,共设计并开展了11组数值模拟。为确保不同模拟工况下水力裂缝扩展形态具有可比性,所有算例均在总注入体积一致的前提下进行。上述施工排量(7.2~12 m³/min)及压裂液黏度等参数的设定范围,主要依据目标区块现场实际压裂装备的额定施工能力与前期常规作业经验,以确保模拟结果具备直接的工程指导意义。具体参数设置方案如表3所示。

3.2 影响因素分析

各组案例的模拟结果如图6所示,多簇裂缝在扩展过程中表现出显著的非均质性和穿层扩展特征差异。大斜度井压裂的优势在于能够同时动用多套储层,其理想状态是每簇裂缝均能贯穿3套目标储层(第②、④、⑥小层)。考虑到大斜度井压裂需兼顾裂缝沿井筒的均匀发育与纵向上的有效穿层,为科学、定量地评估大斜度井多簇压裂的综合改造效果,引入改造效率指数与均衡改造指数作为评价指标,其计算公式为

(13)$\left\{\begin{array}{l}{\mathit{T}}_{\mathit{i}}=\frac{{\mathit{L}}_{\mathit{i}}}{{\mathit{L}}_{\mathrm{t}\mathrm{o}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{l}}}\\ {\mathit{T}}_{\mathrm{a}\mathrm{v}\mathrm{e}}=\frac{1}{\mathit{N}}\stackrel{\mathit{N}}{\sum _{\mathit{i}=1}}{\mathit{T}}_{\mathit{i}}\\ {\mathit{T}}_{\mathrm{\sigma }}=\frac{1-\sqrt{\frac{1}{\mathit{N}}\stackrel{\mathit{N}}{\sum _{\mathit{i}=1}}({\mathit{T}}_{\mathit{i}}-{\mathit{T}}_{\mathrm{a}\mathrm{v}\mathrm{e}}{)}^{2}}}{{\mathit{T}}_{\mathrm{a}\mathrm{v}\mathrm{e}}}\end{array}\right.$

式(13)中:T_ave为改造效率指数,其值越大,储层压裂改造效果越好,无因次;T_σ为均衡改造指数,其值越大,多簇裂缝发育越均衡,无因次;N为单段射孔簇数,簇;T_i为第i簇水力裂缝穿层率,无因次;L_i为第i簇水力裂缝贯穿储层的有效厚度(如图7所示,按照支撑剂3倍粒径准则进行统计,即水力裂缝宽度大于3倍支撑剂粒径认定为有效裂缝,目标工区主体选用20~40目支撑剂),m;L_total为总储层厚度(第②、④、⑥小层厚度之和),m。

3.2.1 井斜角

如图8所示,随着井斜角由90°减小至60°,均衡扩展指数由0.60下降至0,改造效率指数由0.73下降至0.50,两项指数变化趋势一致,多簇裂缝发育均衡性与整体穿层改造效率均显著下降。从图6(a)进一步观察可见,井斜角减小过程中,第3簇和第4簇水力裂缝的缝宽逐渐增大,穿层能力显著增强。然而,在井斜角为60°的工况下,第1簇裂缝位于起裂难度最大的储层(第②小层),仅在该层内有限扩展,未能实现有效的穿层发育。尽管第3簇与第4簇裂缝具备较强的垂向扩展能力,但其增益不足以弥补第一簇水力裂缝穿层受限所带来的整体能力下降。造成上述现象的根本原因在于,井斜角变化对水力裂缝穿层能力的影响,是缝间应力干扰与簇间起裂扩展难度差异两种机制共同作用的结果。当井斜角减小时,一方面,射孔簇分布于更多储层,导致簇间起裂与扩展难度差异加剧;另一方面,井斜角减小导致缝间距进一步缩短(图5),增强了多簇裂缝之间的应力干扰,使压裂液分配更加不均,进一步放大簇间裂缝穿层能力的差异。具体而言,当井斜角为90°和75°时,缝间应力干扰是限制裂缝穿层扩展能力的主导因素;而当井斜角进一步减小至60°时,簇间非均质性导致的起裂扩展难度差异则成为主控因素。综上可见,随着井斜角的逐步减小,裂缝穿层能力的主控机制呈现出由“缝间应力干扰主导”向“簇间起裂扩展难度差异主导”的演化趋势。综上可见,井斜角不仅直接决定了各簇裂缝的初始起裂层位,更通过改变簇间距深刻影响着缝间应力场分布。随着井斜角的逐步减小,裂缝穿层能力的主控机制呈现出由“缝间应力干扰主导”向“簇间起裂扩展难度差异主导”的显著演化趋势。

3.2.2 射孔数

如图9所示,随着射孔数由4孔增加至12孔,均衡扩展指数由0.77下降至0.37,改造效率指数由0.82下降至0.65,两项指数变化趋势一致,多簇裂缝发育均衡性与整体穿层改造效率均显著下降。结合图6(b)可以进一步观察到,随着射孔数的增加,外侧裂缝表现出更大的缝宽和缝高,而内侧裂缝的缝宽与缝高则明显减小,尤其是第2簇裂缝在8孔工况下几乎停止发育。造成这一现象的主要原因在于,射孔数增加使得单孔流量下降,从而降低了孔眼摩阻。已有研究表明,适当提高孔眼摩阻有助于缓解裂缝间的诱导应力干扰^[24]。当孔眼摩阻降低后,缝间应力干扰效应加剧,导致各射孔簇之间的压裂液分配更不均衡,流体均匀性变差,进而削弱了整体的穿层改造效果。具体来看,外侧裂缝因获得更多流体注入而具备更高的水力能量,具备较强的穿层扩展能力;而中间簇裂缝则因受缝间应力干扰影响较大,流体供给受限,发育程度较差,难以实现有效的垂向延伸,最终显著制约了整个裂缝系统的穿层能力。

3.2.3 施工排量

如图10所示,随着施工排量由7.2 m³/min上升至12 m³/min,均衡扩展指数由0.25上升至0.75,改造效率指数由0.58上升至0.81,两项指数变化趋势一致,多簇裂缝发育均衡性与整体穿层改造效率均显著上升。进一步从图6(c)可以看出,随着注入排量的增加,第1簇和第4簇裂缝始终保持良好的穿层扩展能力,而第2簇与第3簇裂缝的穿层能力逐渐增强,且第3簇裂缝的发育始终优于第2簇。这一现象的根本原因在于,随着施工排量的提高,孔眼处的摩阻压降随之上升[式(10)],有助于平衡各簇裂缝之间的应力干扰,使每簇裂缝的进液量同步提升,裂缝内净压力的上升速率加快,裂缝扩展的驱动力显著增强^[26]。具体而言,第3簇所在储层起裂压力较低,因而更易于率先起裂;随着排量的进一步增加,裂缝扩展条件得到优化,第3簇裂缝获得更多流体供给,得以实现跨层延伸。综上所述,注入排量的增大不仅强化了第3簇裂缝的扩展能力,也为第2簇裂缝的发育与穿层扩展创造了更为有利的条件,从而促进多簇裂缝的均衡发育,整体提升储层的改造均匀性与穿层效果。

综上所述,提高施工排量能够有效克服缝间应力阴影的不利影响。大排量不仅强化了优势裂缝(如第3簇)的扩展能力,也为劣势裂缝(如第2簇)的发育与穿层扩展创造了更为有利的水动力条件,进而从全局上促进多簇裂缝的均衡发育,大幅提升储层的改造均匀性与穿层效果。

3.2.4 压裂液黏度

如图11所示,随着黏度由5 mPa·s上升至20 mPa·s,均衡扩展指数和改造效率指数基本未变,两项指数变化趋势一致,多簇裂缝发育均衡性与整体穿层改造效率均基本不变。图6(d)进一步显示,在不同黏度条件下,第1簇与第4簇裂缝均成功穿透3套储层与两套隔层,而中部的第2簇与第3簇裂缝穿层数量较少,尤其是第2簇裂缝,仅在储层②中出现有限延伸,未能实现有效穿层。究其原因,在低黏度滑溜水体系中,压裂液黏度的变化对多簇裂缝间流体分配格局的调节作用有限。外侧簇裂缝由于远离缝间应力干扰的核心区,能够优先获得充足的流体供给,从而维持较强的扩展能力;相比之下,中部簇裂缝则受到相邻裂缝应力场的叠加干扰以及流体竞争分配的双重限制,裂缝扩展空间受限,穿层能力明显不足。值得注意的是,尽管已有研究表明,提高压裂液黏度有助于增强水力裂缝穿层扩展能力,但在本研究工区采用低黏滑溜水体系(≤20 mPa·s)的实际条件下,裂缝间的供液不均问题仍未得到有效改善,导致中部簇裂缝的穿层效果提升不明显。综上所述,在当前滑溜水体系下进一步提升压裂液黏度的调控效应有限。为进一步改善裂缝分布均匀性与穿层扩展能力,建议后续施工中考虑采用冻胶压裂液体系,以增强压裂液的携砂能力和裂缝支撑能力,从而实现更优的纵向延伸效果与整体改造效率。

3.2.5 簇数

如图12所示,随着射孔簇数由3簇增加至5簇,均衡扩展指数由0.77下降至0.35,改造效率指数由0.86下降至0.55,两项指数变化趋势一致,多簇裂缝发育均衡性与整体穿层改造效率均显著下降。进一步从图6(e)可见,在不同射孔簇数条件下,多簇裂缝间的竞争扩展行为导致各簇裂缝穿层能力差异显著。当前排量条件下,3种模拟案例中(单段3簇、4簇和5簇压裂),均仅有3簇裂缝能够实现相对充分的穿层扩展。当射孔簇数增加至5簇时,外侧的第1簇与第5簇裂缝发育最为充分,第3簇次之,而中间的第2簇与第4簇裂缝发育明显受限,穿层能力显著不足。其根本原因在于,外侧裂缝由于起裂位置上的空间优势,在多簇裂缝扩展的早期阶段优先占据较多的流体资源,形成主导裂缝,进而加剧对相邻簇裂缝的缝间应力干扰,使第2簇与第4簇裂缝进液能力受限、扩展受阻。尽管外侧裂缝的充分发育提升了局部的改造强度,但其过量的流体占比反而削弱了整体多簇裂缝系统的穿层均衡性,降低了总体改造效率。相较而言,位于中部的第3簇裂缝受外侧簇裂缝诱导应力的叠加作用相对较小,其所受干扰以远距离为主,裂缝扩展条件相对更优,因此发育情况略优于第2簇与第4簇。综上所述,射孔簇数的增加未必带来线性增长的改造效果。在给定排量条件下,簇数过多将导致裂缝间强烈竞争与流量分配失衡,削弱中间簇裂缝的扩展能力,最终影响整体改造效率。因此,合理优化射孔簇数与排量匹配关系,是提升大斜度井分段多簇压裂改造效果的关键。

3.3 影响因素主次分析

由上述分析可知,井斜角、射孔数、施工排量及簇数是影响大斜度井分段多簇压裂改造效果的主要因素。各参数变化过程中,均衡改造指数与改造效率指数变化趋势高度一致,故后续研究仅选取改造效率指数作为压裂效果的评价指标。为明确各参数的影响程度及其优先级,采用四因素三水平的正交试验设计方法^[27],并基于3.1节建立的数值模型开展模拟研究。基础参数设定见表2和表3,正交试验方案及模拟结果如表4和表5所示。

其中,A、B、C、D分别表示井斜角、射孔数、施工排量和簇数4个影响因素;I_jX表示因素X在第j水平下对应的改造效率指数平均值,其中X=A、B、C、D,j=1、2、3;T_X表示因素X在3个水平下改造效率指数平均值的极差。由表5可知,I₁A> I₂A > I₃A、I₁B > I₂B > I₃B、I₃C>I₂C>I₁C、I₁D>I₂D>I₃D,表明井斜角增大、射孔数减少、施工排量增大以及簇数减少均有利于提升压裂改造效果,该结论与前文分析结果一致。进一步比较各因素的极差值,依次为:T_D>T_C>T_B>T_A,表明簇数对压裂效果的影响最为显著,其次依次为施工排量、射孔数和井斜角。结合3.2节相关分析,在低黏滑溜水压裂液体系下,液体黏度对压裂改造效果影响较小,可忽略不计。综上,影响大斜度井压裂改造效果的因素重要性排序为:簇数 > 施工排量 > 射孔数 > 井斜角 > 压裂液黏度。此外,综合3.2与3.3节的模拟结果可知,当改造效率指数≥0.8时(如图6中案例4、案例7、案例10,图13中案例1、案例3、案例8),各簇裂缝均能有效起裂并贯通至少两套储层,整体改造效果显著。因此,建议将改造效率指数0.8作为压裂改造效果达优的判定阈值。

4 现场应用

以项目组实际跟踪的目标区块ZX井为例,该井井斜角为80°,共实施7段压裂改造。由于第1段未采用分簇射孔工艺,重点分析第2~7段。各段均采用4孔射孔设计,簇间距为12 m。根据第3.3节对影响大斜度井压裂改造效果因素的重要性排序分析可知,在簇数、射孔数及井斜角固定的条件下,施工排量是提升裂缝扩展均衡性与储层改造效果的关键调控参数。基于此,采用前文建立的数值模型与优选准则(改造效率指数≥0.8),对单段4簇(第2~4段)与6簇压裂模式(第5~7段)的合理排量进行了模拟优化。模拟结果表明,推荐排量:4簇模式≥12 m³/min,6簇模式≥18 m³/min,如图14所示。现场实施时,第2~7段的实际排量依次为14、10、10、19、19、19 m³/min(表6)。如图15所示,微地震监测响应特征与数值模拟预测结果高度吻合。当施工排量高于推荐临界值(第2、5、6、7段)时,微地震监测俯视图中事件点分布密集且均匀,侧视图显示事件波及高度较大,这从宏观物理现象上证实了多簇裂缝扩展均衡、纵向穿层效果显著;反之,当排量低于临界值(第3、4段)时,事件点分布稀疏,缝高发育受限,压裂改造效果明显下降。上述现场对比结果充分验证了所建优化模型及推荐排量的合理性,进一步证明了研究成果在复杂工况下压裂参数优化的工程适用性与推广价值。

5 结论

(1)基于有限元法与黏聚力单元法,构建了适用于大斜度井多簇裂缝扩展模拟的数值模型,并通过KGD解析完成网格精度校核。综合考虑裂缝均衡扩展与穿层效果,提出“改造效率指数”作为压裂效果的定量评价指标,结合单因素分析与正交试验方法,系统揭示了多簇裂缝演化特征及其主控因素。

(2)大斜度井多簇压裂改造效果影响因素的重要性排序为:射孔簇数 > 施工排量 > 射孔数 > 井斜角 > 压裂液黏度。适度减少射孔数、增大井斜角、降低簇数及增大排量有助于裂缝均衡扩展与穿层贯通,其机制主要受缝间应力干扰与层间岩性-应力差异耦合作用控制。

(3)推荐将“改造效率指数≥0.8”作为压裂达优判据,该判据在类似低渗—致密砂泥互层状储层的工程应用中具有较好的普适性与推广价值。基于所建模型开展实例井应用研究,确定单段4簇压裂排量≥12 m³/min,6簇排量≥18 m³/min。现场微地震监测结果验证了优化方案的有效性,有效实现了多簇裂缝均衡扩展与穿层压裂目标,展现出良好的工程适用性与推广价值。

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基金资助

湖北省自然科学基金(2022CFB690)

油气钻采工程湖北省重点实验室开放基金(YQZC202302)

长江大学2023年第十六批大学生创新创业训练计划项目(Yz2023256)

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Received	Published	Revised
2025-11-26	2026-10-28	2026-05-09
Online Date
2026-11-10

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