基于真三轴实验研究超稠油储集层压裂裂缝扩展规律

林伯韬，史璨，庄丽，游红娟，黄勇

（1.中国石油大学（北京）油气资源与探测国家重点实验室，北京 102249；2.韩国建设技术研究院，高阳 10223，韩国；3.中国石油新疆油田工程技术研究院，新疆克拉玛依 834000）

0 引言

风城油田位于准噶尔盆地西北缘北端，北以哈拉阿拉特山为界，东与夏子街接壤，西邻乌尔禾镇，地面海拔280～503 m，平均约380 m，侏罗系超稠油地质储量高达 3.7×108t。超稠油是油层温度下脱气原油黏度大于5×104mPa·s的稠油[1]；新疆风城超稠油在原位状态下黏度约为3.5×106mPa·s，在50 ℃时的地面脱气黏度为9 495～49 320 mPa·s[2]。超稠油密度高、黏度高，硅胶质、沥青质及蜡含量高，须通过热采方式开采[2-3]。当前，蒸汽辅助重力泄油（SAGD）是风城地区开采超稠油的关键技术。SAGD开采通常包括循环预热及生产两个阶段。循环预热时同时向上下水平井（分别称I、P井）井筒注蒸汽循环，通过热传导与热对流方式对井周原油加热降黏，使井周4～5 m内的超稠油具有流动性，由此建立SAGD两井的水力和热力连通，该过程通常持续若干个月甚至 1年。两井充分连通后进入生产阶段，I井持续注汽，P井持续采油。井周降黏后流动的原油在蒸汽压力及重力的综合作用下，沿平行于倒水滴状蒸汽腔外缘的方向流向生产井。该过程贯穿整个生产周期，持续几年至几十年不等[4-6]。

风城油田超稠油储集层泥质含量高、夹层发育、渗透率低、原油黏度高，导致SAGD预热阶段耗时长、蒸汽能耗高、产出液处理造成的环境压力大、见汽周期长等，严重制约预热及开发效果[3,7-9]。注汽预热前进行微压裂预处理在井周形成微裂缝，可以快速建立两井间的水力、热力连通，在节约注汽成本的同时减少产出液，降低环境处理压力，提高SAGD初期日产量[10-12]。微压裂预处理即向SAGD井控压、控排量分阶段挤注20～70 ℃液体（前期SAGD产出液），通过剪胀、张性扩容方式建立井周扩容带。该技术不仅能提高井周区域的储集层孔隙度、渗透率，建立较好的注采井连通性，缩短预热周期，还能以凝析液对流传热方式为主，大幅提高传热效率，改善后续注汽循环生产效果[11-12]。此外，在SAGD生产过程中，储集层内广泛分布的低渗夹层阻碍了蒸汽腔的发育和夹层上方原油向井筒的泄流，需要通过水力压裂沟通夹层上下方的储集层，从而改善SAGD生产效果，提高最终采收率。因此，需要明确超稠油储集层微压裂以及夹层中压裂裂缝扩展规律。部分学者通过拟三轴或真三轴压力条件下的注液压裂实验研究了疏松砂岩裂缝起裂及延伸的机理[13-20]，但实验研究均在纯砂岩样中开展，未考虑黏性胶结物（如稠油）的作用。Yuan等[11]、Lin等[21]认为储集层压裂不仅在井筒周围产生微裂缝，还形成类似椭圆状的垂直于最小水平主应力方向的扩容带。Saeedi等[22]提出在SAGD裸眼井下尾管，采用分段加砂压裂方式能够击穿超稠油储集层中的泥岩夹层并制造垂直缝，并通过扩展的Renshaw与Pollard准则[23]描述砂泥界面的穿层延伸，确定了该种压裂方式的可行性，但尚未有室内实验或现场应用证实此结论；此外，在疏松砂岩中的压裂通常表现为井筒扩径至压出短宽缝（储集层渗透率较低）[14-15,20]或滤失产生的均匀扩容带（储集层渗透率较高）[7,14-17]，所以在质地松软、塑性较强的储集层中起裂的裂缝是否能够击穿远离井筒的泥岩夹层仍有待商榷。

本文基于超稠油储集层及夹层的岩石力学和孔渗特征，考虑压裂液排量、黏度、射孔密度和起裂位置，开展真三轴水力压裂与 CT扫描实验，研究储集层-夹层互层样品中微裂缝和宏观裂缝的扩展规律。

1 地质与工程背景

针对均质且夹层较少的超稠油储集层，通过控制井口流量或压力，在注汽预热前对储集层进行微压裂预处理，可使I、P井间储集层均匀扩容，且在井周发育微米级裂缝（见图1），从而快速建立两井间的水力、热力连通，可缩短预热周期 60%以上。但当微裂缝汇集成的宏观裂缝完全沟通I、P井时，会导致SAGD后期生产发生汽窜。在原位地应力场和储集层岩性组构约束下，微压裂过程中微米级裂缝发育、延伸、汇集成毫米级宏观裂缝的机理尚不清晰，尤其对于物性差（泥质含量高）的超稠油储集层，亟需了解其微压裂的造缝机理及裂缝延伸规律，从而为现场精细控缝及提升改造效果提供科学指导，在提高产油量和采收率的同时规避汽窜风险。

图1 超稠油储集层SAGD微压裂预处理示意图[24]

超稠油储集层夹层厚度大（一般为0.5～3.0 m）、分布特征复杂、展布范围广和渗透率低等特点对SAGD开采过程中蒸汽腔的发育以及累计产量和最终采收率均有影响[22-27]。同时，夹层还阻碍蒸汽的上升、冷凝后蒸汽和加热后原油的泄流，导致蒸汽腔发育不均匀。井对（I、P井）之间若存在连续的较厚夹层，则会导致注汽周期变长、两井水力和热力连通困难；当井对之间存在夹层时，需要明确在储集层中微压裂是否可以间接压破井对间的夹层，建立夹层内的局部渗流通道。当夹层分布于井对上方时，蒸汽腔无法到达上部储集层，该区域大量的超稠油无法被采出。夹层同样严重阻碍了其他超稠油热采方式的热对流作用，导致热对流未波及的储集层区域原油无法采出或采出程度极低。通过套管完井的直井（通常为已有的探井或观察井）在夹层段下封隔器，辅助双水平井压裂改造（见图 2），能够在夹层中形成贯穿夹层顶底的渗流通道，明显改善储集层的渗流能力，可大幅度提高储集层的采油速度、动用程度和最终产量。因此，明确夹层中裂缝的扩展规律对改造夹层具有重要的科学指导意义。

图2 直井辅助SAGD双水平井压裂示意图

风城油田超稠油储集层中的夹层可分为泥质夹层与泥岩夹层两类，主要区别在于泥岩夹层固结成岩作用明显，弹性模量（1.1～2.5 GPa）远大于疏松程度类似储集层的泥质夹层（282～476 MPa），而其水测有效渗透率显著小于泥质夹层[28]；两类夹层水测有效渗透率均远低于储集层。同一井下取心筒获取的岩心呈现储集层、泥质夹层和泥岩夹层的分层交错分布，可见储集层具有明显的非均质性（见图3）。

图3 风城超稠油储集层及夹层井下岩心

综上所述，改造超稠油储集层研究的关键在于以下 3个方面：①储集层压裂过程中微裂缝汇聚成宏观裂缝的机理；②夹层中起裂的裂缝能否贯穿夹层，以及到达储集层后如何延伸；③在储集层中形成的微裂缝汇聚成宏观裂缝后，能否突破夹层。通过室内真三轴压裂物模实验阐明储集层、夹层中裂缝的扩展规律，可为设计现场储集层压裂改造方案提供指导。

2 实验设计及方法

2.1 常规三轴实验及岩石物理实验

天然储集层试样从井下岩心获取，稠油黏度极高，非均质性强，不同位置的储集层含油饱和度和黏土矿物含量差异大，无法制作多块岩石物理力学性质参数相近的真三轴立方体岩样。因此，本文采用人造储集层样品与人造夹层样品在钢制立方体模具中分层压制试样，从而精细控制各层的力学、渗流性质与几何分布。通过对人造与天然样品开展岩石物理、力学实验，确保人造样品和天然样品的相似性。

为保证人造样品在物理力学性质上能有效代替现场取心样品，分别压制与现场25 mm×50 mm标准岩心样品同等密度与成分的人造储集层样品和人造夹层样品，采用 ASTM-D7181（2001）标准[29]开展排水条件下的常规三轴剪切实验。控制孔隙压力为实际地层平均压力5 MPa，饱和系数为0.88～0.92，有效围压（围压与孔隙压力的差值）分别设为0.5，1.0，2.0，5.0 MPa。对从井下岩心获取的同尺寸圆柱状天然储集层、泥质夹层和泥岩夹层样品开展常规三轴实验和岩石物理实验。

2.2 真三轴实验

综合考虑前文的工程背景及需求，针对以下 3种情况制作压裂物模实验样品（见表1）：①纯储集层样品，在储集层中压裂，研究物性较差但较均质储集层的压裂规律（样品1）；②储集层-夹层互层样品，在泥岩夹层中压裂，研究压裂液排量、黏度与射孔密度的影响（样品 2—5）；③储集层-夹层互层样品，在储集层中压裂，研究裂缝到达泥岩界面时的延伸规律（样品 6）。

表1 实验样品及参数

样品1—6中储集层的砂泥比均为65∶35，与实际天然储集层一致；含油饱和度为70.6%，与天然油砂样品的饱和度（67.1%）相近。人造储集层样品采用石英砂和黏土混合制成，粒径分布和黏土矿物成分（高岭石、伊利石）均对标天然砂样；采用 20 ℃下黏度为7×104mPa·s的高黏硅油代替超稠油。所有试样均在壁厚为1 cm的正方体钢制容器中分层均匀压实而成；其中在储集层-夹层界面处，采用土力学模式，使用土工刀划制密集划痕再放置并压实上覆岩层，保证界面上下颗粒充分接触，避免人造平滑层理面的产生。

根据目前现场实际压裂施工的排量和黏度，根据柳贡慧等[30]提出的水力压裂模拟实验中的相似准则，通过相似比例系数以及单值条件量构成的相似准则条件，确定了三轴物理模拟实验的排量分别为 320 mm3/s和960 mm3/s，对应现场排量分别为 0.6 m3/min和 1.8 m3/min；压裂液黏度分别为1 mPa·s和150 mPa·s，对应现场压裂液黏度分别为6 mPa·s和900 mPa·s。

实验采用真三轴压裂实验设备[31]，为了通过 CT扫描分析压裂后微裂缝、宏观线性裂缝的扩展情况，压裂样品尺寸设定为100 mm×100 mm×100 mm。样品侧面共放置 8个声发射探头，用于监测压裂过程中裂缝扩展的声发射响应（见图4）。水力裂缝起裂位置声发射事件点较多、分布集中；且裂缝密度越大，裂缝处声发射事件点的分布越密集[32]。

图4 超稠油储集层真三轴压裂实验模型示意图

实验步骤如下：①在厚度为10 mm、预先放置井筒的钢制模具中采用土力学方法分层压实制成实验样品，设计的铝制井筒外径为5 mm，壁厚为1 mm，有2～4个（1～2排，每排对称共2个）模拟射孔的孔眼，孔眼内径为1.5 mm（见图4）。通过常规三轴测试，保证其物理力学性质与天然储集层或天然泥质夹层、泥岩夹层相近。②样品整体外侧涂覆聚乙烯树脂以防止水渗。③与传统真三轴致密岩样不同，本研究储集层样品较疏松，为了防止液体沿井筒筒壁泄漏至样品上表面，在正方体样品上方浇筑约10 mm厚的水泥薄层，因此，表1中样品1—6的厚度为90 mm；样品2—6中储集层和夹层的层厚均为30 mm。④在样品边界施加模拟深度处的三向地应力。根据前期现场小型压裂试验和室内 Kaiser声发射测试结果，得到该区块三向地应力σv、σH和σh的梯度分别为0.021，0.019，0.017 MPa/m。由此，以新疆风城SAGD开发区某直井（观察井）395 m深度处储集层为例，地应力σv、σH和σh分别为8.3，7.5，6.6 MPa。需要注意的是由于沉积环境和成岩过程的差异，夹层与其上下储集层的σH和σh值可能不同，未来需要通过原位测量明确层间水平地应力的差异，进一步改进压裂实验的应力边界施加方式。⑤根据表 1所设黏度、排量，通过伺服控制系统调节压裂过程中的注液参数，使用探头监测声发射信号。

3 实验结果分析和讨论

3.1 常规三轴实验及岩石物理实验

通常采用DP（Drucker-Prager）弹塑性本构模型来表征储集层的力学性质[10,12,24,33]，其屈服面函数表示为：

有效应力σij′的表达式见（2）式，疏松型地质体的αb取值为1.0[10,34]。

根据三轴剪切实验结果，线性拟合得到人造储集层与天然储集层受压屈服时平均有效应力与米泽斯应力关系曲线（见图5）。

图5 人造储集层与天然储集层平均有效应力与米泽斯应力的拟合结果

综合由图5得到的β与d值、常规三轴实验结果和岩石物理实验结果，可获得人造储集层和天然储集层的岩石物理力学参数如表2所示。

对比图5拟合结果和表 2中的力学、渗流参数可知，人造储集层较好地复制了天然储集层的弹塑性力学行为与渗流性状，可替代天然储集层进行真三轴压裂实验。

表2 人造储集层与天然储集层的岩石物理力学参数

采用DP本构模型分析天然泥质夹层、人造夹层与天然泥岩夹层的三轴测试结果，p′与q的拟合结果如图6所示。同样的方法得出人造夹层、泥质夹层和泥岩夹层的岩石物理力学参数（见表3）。

图6 3种夹层平均有效应力与米泽斯应力的拟合结果

表3 人造夹层与天然泥质夹层、天然泥岩夹层的岩石物理力学参数

对比p′-q拟合曲线与表3的参数可知，人造夹层的p′-q拟合结果和岩石物理力学参数大部分介于天然泥质夹层与天然泥岩夹层之间。由于本实验样品的天然泥质夹层、天然泥岩夹层代表了地层中夹层的两类极端情况，大部分夹层的力学性质介于两者之间，选用的人造夹层视为具备天然夹层的平均力学及孔渗性质。

3.2 真三轴压裂实验

样品1—6的压裂实验结果包括注液压力曲线、声发射事件、压裂后样品的 CT扫描图（见图 7—12）。其中X、Y、Z方向分别代表最小水平地应力、最大水平地应力、垂向地应力的加载方向。

图7 样品1压裂注液压力曲线及声发射事件（a）和CT扫描图（b—e）

压裂实验结束后，根据样品压裂后的CT扫描图像以及注液压力曲线，对不同实验条件下的裂缝扩展情况进行了分析。此外，采用ImageJ软件对CT扫描结果进行图像处理，并利用图像估算裂缝的宽度：首先对像素和距离的关系进行标定，在图像上沿样品的边长绘制直线，并且得到直线段上的像素数目；已知样品边长（100 mm）和对应直线段的的像素点总数，进而可以计算得到样品的分辨率（毫米/像素）；沿裂缝宽度绘制直线段，并且获取其像素个数，通过分辨率计算裂缝宽度。

图8 样品2压裂注液压力曲线及声发射事件（a）和CT扫描图（b—e）

图7所示为纯储集层中的压裂结果。由图7a可见，注液压力达到破裂压力（12.0 MPa）后呈现约0.5 MPa的压降，然后稳定于12 MPa左右，曲线近似水平。同时，声发射信号在起裂时（8 s）明显增强，但其强度直至卸压（60 s）均变化不大，表明微裂缝持续产生。从CT扫描图中可见，这些微裂缝更多以优势滤失通道的形式存在（红色细实线），而不是线性张开、具明显壁面特征的具有肉眼可识别开度的宏观裂缝。采用不同粗细的红色曲线来表征不同宽度的裂缝，可以看出压裂后井筒射孔孔眼附近同时产生了沿σH和σh方向延伸的裂缝，且缝宽均小于1 mm。

样品 2的压力曲线所示，压力在达到夹层的破裂压力（18.3 MPa）后突降，降至约12 MPa后有小幅度上升，之后趋于平稳。同时，声发射信号在起裂时（5 s）明显加强，直至卸压（28 s）信号强度无明显变化，表明这一阶段微裂缝持续发育并且扩展。结合压力曲线以及夹层和储集层的破裂压力分析，压裂时首先在夹层中产生宽约1.2 mm的宏观裂缝（图8d椭圆虚线部分），其后裂缝穿过界面在储集层中继续扩展。储集层中滤失加剧，形成单条宽度约为80 μm的微裂缝。

图9 样品3压裂注液压力曲线及声发射事件（a）和CT扫描图（b—e）

如图9a所示，样品3压裂注液压力达到破裂压力（23.8 MPa）后明显直降，说明此时样品产生宏观线性裂缝，滤失突然加剧，声发射信号急剧增加，其中宏观裂缝的缝宽为1.5～2.0 mm。注液30 s后压力在12 MPa附近出现4次较小波动后趋于平缓，同时声发射信号也维持在较高强度范围，表明裂缝穿过界面层扩展至储集层产生微裂缝，缝宽小于0.5 mm。由图9b可见，夹层内部形成了向四周延伸的宏观线性裂缝。其中沿σH方向的裂缝开度最大，裂缝贯穿夹层延伸至储集层中造成微裂缝，但延伸距离较短。相对于样品2，增大夹层中压裂液排量可增加裂缝宽度和裂缝在储集层中的延伸长度。需要注意的是，图9d蓝色椭圆区域中的黑色阴影部分并非裂缝，而是夹层俯视图中延伸方向与Y方向切线相交的裂缝壁面。

图10 样品4压裂注液压力曲线及声发射事件（a）和CT扫描图（b—e）

图10a所示样品4的压力曲线在12 MPa处产生多次剧烈的波动，声发射信号的增加滞后于初始起裂时间，但之后一直呈较强的状态（峰值大于60 dB）。由压裂后的CT图像可见，井筒壁与夹层的界面处既产生了单条向下延伸的穿层缝，又发育了沿夹层-储集层界面扩展的线性缝。这是因为井筒外壁和夹层胶结较弱，存在预制微裂缝，压裂液撑开微裂缝，并沿其向下延伸到达下部的夹层-储集层界面；黏度高的压裂液进入储集层后其滤失程度低，导致砂体受压形成塑性变形的孔隙扩容带[20]。储集层产生的塑性变形导致压力升高，形变到一定程度发育少许张性或剪切微裂缝后压力降落；由于滤失程度小又重新憋压，是导致起裂后压力明显波动的主要原因。

图11 样品5压裂注液压力曲线及声发射事件（a）和CT扫描图（b—e）

样品5的注液压力在95 s时小幅度降低，其后基本趋于稳定，在135 s和225 s处发生2次轻微压降（见图11a）。声发射信号在第1次压降约15 s后明显增强，强度保持稳定直至最后的降压。虽然压降没有样品2和样品3显著，但样品5压裂后在夹层和储集层中均产生了向四周扩展的宏观线性裂缝（见图11b—11e），两排孔眼附近裂缝发育、滤失明显（虚线圆区域），其中夹层中裂缝宽约2 mm，储集层中裂缝宽为0.06～1.20 mm。这表明增加夹层中的射孔密度显著提升了储集层与夹层互层样品的压裂改造效果。宏观裂缝产生后由于液体立刻进入储集层中，砂层的塑性变形导致的憋压在较大程度上抵消了由于夹层中宏观缝起裂产生的压降。

图12 样品6压裂注液压力曲线及声发射事件（a）和CT扫描图（b—e）

与样品2—5不同，样品6在储集层中压裂，上下均为夹层。样品6的压力曲线分为2个阶段：①当压力增加至储集层破裂压力（9.8 MPa）后，井筒周围出现微裂缝，导致压力突降（70 s），随着裂缝的扩展压力逐渐平稳；②当裂缝到达储集层和夹层的界面后，压力再次上升（130 s），当压力升至界面强度后裂缝沿界面延伸。同时声发射信号在注液时间为70 s和130 s时出现2个峰值。如图12c—12e所示，储集层发育微裂缝和滤失带（即储集层扩容带，图12d中虚线椭圆），而上下夹层均未产生裂缝。裂缝在储集层中的扩展规律与样品1类似，即在σH、σh两个方向产生微裂缝，缝宽 40～60 μm。

基于样品1—6的压裂结果，总结压裂液排量、黏度、射孔数（密度）及起裂位置影响下的储集层与夹层互层样品的压裂裂缝扩展规律（见表4）。

在纯储集层中压裂，层内可以形成贯穿样品并沿水平最大、最小地应力方向扩展的微裂缝。在储集层-夹层-储集层样品中的夹层部分压裂，穿层缝沿水平最大、最小地应力方向在储集层中扩展；增大压裂液排量，裂缝的穿层能力增强，在储集层中的延伸长度及缝宽增加；增大压裂液黏度会减小压裂液的滤失，倾向于造单条穿层裂缝，且易沿砂泥界面滤失；增加射孔密度，缝宽、缝长增加，穿层能力增强，且能够在储集层、夹层中形成复杂的宏观线性缝。在夹层-储集层-夹层样品的储集层中压裂，仅储集层形成微裂缝与扩容带，裂缝无法突破上下的预制夹层。

表4 压裂裂缝扩展规律

4 结论

在超稠油储集层中进行微压裂，裂缝扩展以微裂缝延伸和扩容带发育为主，难以形成宏观线性裂缝，且无法突破夹层，只能沿储集层-夹层的界面延伸。因此在直井辅助压裂改造储集层的实践过程中，相较于储集层，应该选择在泥岩或泥质夹层中进行压裂，从而达到更好的改造效果。在夹层中压裂施工时，为了更高效地突破夹层，施工排量应大于0.6 m3/min，从而增强裂缝的穿层能力；压裂液建议采用低黏度的前期SAGD产出水，增强裂缝的复杂程度；施工工艺可通过增加射孔密度来提高裂缝的穿层能力，增强裂缝的复杂度，增大其宽度和延伸长度。

超稠油储集层可通过优化压裂选层和施工参数实现储集层有效改造，建立储集层特定区域的高效渗流通道，从而缩短SAGD的预热周期，提高储集层的动用程度，减少蒸汽能耗和环境压力。

符号注释：

d——黏聚力，MPa；f——屈服面函数，MPa；I1——第一主应力不变量，MPa；J2——第二偏应力不变量，MPa2；pf——地层孔隙压力，MPa；p′——平均有效应力，MPa；q——米泽斯应力，MPa；sij——偏应力，i=1，2，3，j=1，2，3，MPa；αb——比奥系数；β——内摩擦角，（°）；σH——水平最大地应力，MPa；σh——水平最小地应力，MPa；σii′——有效应力，MPa；σij——总应力，i=1，2，3，j=1，2，3，MPa；σij′——爱因斯坦指标记法中的有效应力张量，i=1，2，3，j=1，2，3，MPa；σv——垂向地应力，MPa；σ11′，σ22′，σ33′——三向主有效应力，即有效应力张量中的对角线上的值，MPa。