一种低渗透油气藏直井体积压裂储层改造体积预测方法与流程

本发明属于油气田开发领域，具体涉及一种低渗透油气藏储层直井体积压裂储层改造体积的预测方法。

背景技术：

低渗透储层物性差，孔隙结构复杂、面孔率低、吼道细小，常规压裂技术很难达到预期的增产效果。体积压裂技术是改造低渗透油气田，实现增产的一项重要工艺措施。水平井体积压裂是低渗透油气藏增产改造的主要技术手段，但我国的低渗透油气储层以陆相沉积为主，部分油田区块中(如长庆油田、吉林油田的部分区块)发育的低渗透储层具有成藏面积小，纵向上小层多，厚度薄的特征，水平井体积改造技术表现出一定的不适应性，使得直井体积压裂技术被大规模的应用于此类储层的开发。准确的压后储层改造体积解释结果有利于合理评价直井体积压裂效果，优化压裂施工设计和精确预测压后产量。目前国内外常用的体积压裂裂缝现场监测手段主要有微地震监测、测斜仪监测和分布式声传感裂缝监测。其中，微地震监测能够检测到复杂裂缝网络体的方位、缝长、缝宽、缝高和倾角，是目前应用较多的裂缝监测手段，但该方法技术成本高，不适合大规模多井次应用。若采用储层改造体积数学模型预测体积压裂储层改造体积，则可大大降低成本。现有的储层改造体积预测方法主要包括半解析法、产量拟合法和离散裂缝网络模拟法。半解析法和产量拟合法实施时对基础数据要求较高，前者需要采用目标区块部分井的微地震监测数据进行校准，才能得出可靠的预测结果，而后者则必须根据压后产量数据预测储层改造体积大小。离散裂缝网络模拟法虽不需要事先获取微地震监测数据和压后产量数据，但该方法的基础理论较为复杂，计算量大，模型收敛性差，不易实施。由此可知，现有的储层改造体积预测方法均存在一定程度的不足，不适合大量应用于现场实践。

综上所述，目前需要的低渗透油气藏直井体积压裂储层改造体积预测方法应具有以下两个特点：(1)实施时对基础数据要求较低，不需要事先获得大量的基础数据如微地震监测数据和压后产量数据等，就可直接预测体积压裂储层改造体积；(2)基础理论完善，思路简洁直观，可操作性强，且能获得准确的预测结果。

技术实现要素：

本发明的目的在于提供一种低渗透油气藏直井体积压裂储层改造体积预测方法，用于预测直井体积压裂后的储层改造体积，更具有操作性和准确性，为低渗透油气藏直井体积压裂压后效果评估与产量预测提供了有利的理论依据，克服了现有技术的不足。

为达到以上技术目的，本发明提供了以下技术方案。

首先，建立三维水力裂缝干扰模式下的地应力场计算模型，先分别计算出储层空间中任意一点处的水力裂缝诱导应力、压裂液滤失后的地层孔隙压力和孔隙弹性应力，再基于弹性力学基础理论将上述三种应力场与原始地应力场进行叠加获得三维水力裂缝干扰模式下的地应力场；其次，计算三维水力裂缝干扰模式下储层空间中的三向有效主应力的大小与方向；最后，在存在三维水力裂缝干扰的复杂地应力场条件下，计算分析储层空间中的天然裂缝是否发生张开或剪切破裂，将这两种破裂方式所波及到的总体积等效为储层改造体积。

一种低渗透油气藏直井体积压裂储层改造体积预测方法，依次包括以下步骤：

(1)计算水力裂缝在三维空间中产生的诱导应力。基于三维位移不连续理论，建立三维水力裂缝诱导应力场计算模型(Wu K.Numerical modeling of complex hydraulic fracture development in unconventional reservoirs[D].The University of Texas at Austin,2014)。计算三维空间中任意点i处的水力裂缝诱导应力大小，计算公式如下：

式中：

σ_xxⁱ、σ_yyⁱ、σ_zzⁱ、σ_xyⁱ、σ_xzⁱ、σ_yzⁱ分别为三维空间中任意点i处水力裂缝产生的正向诱导应力与剪切诱导应力，MPa；

均为边界影响系数；

N为水力裂缝被划分的总单元个数；

D_sL^j、D_sH^j、D_n^j分别为水力裂缝单元j上的切向与法向位移不连续量，可由式(2)中给出的条件，结合式(1)反求得到；

σ_zz^j为水力裂缝单元j上受到的沿原始最小地应力方向(平行于z轴)的正应力边界值，一般为水力裂缝壁面受到的净压力，MPa；

σ_xz^j、σ_yz^j均为水力裂缝单元j上受到的剪切应力边界值，一般为0，MPa；

p_net^j为水力裂缝单元j上受到的净压力，MPa。

(2)计算压裂液滤失后的地层孔隙压力。低渗透储层基质渗透率极低，可忽略压裂液向基质中的滤失。一般情况下，储层中发育的天然裂缝是压裂液滤失的主要通道，在低渗透储层中仅考虑压裂液沿天然裂缝的滤失行为。由于地层原始流体性质和储层岩石结构特征存在差异，在低渗透油藏与低渗透气藏中分别采用不同的方法计算压裂液滤失导致的地层孔隙压力变化值。具体计算公式如下(Warpinski N R,Wolhart S L,Wright C A.Analysis and Prediction of Microseismicity Induced by Hydraulic Fracturing[J].SPE Journal,2004,9(01):24-33)：

低渗透油藏：

低渗透气藏：

式中：

Pⁱ为压裂液滤失后地层中任意点i处的孔隙压力，MPa；

P₀为地层原始孔隙压力，MPa；

P_f为水力裂缝缝内液体压力，MPa；

λ、μ为任意滤失点i在三维水力裂缝椭球体坐标系中的坐标值，m²；

b为水力裂缝在井筒处的半缝高，m；

φ为天然裂缝孔隙度，无因次；

μ_l为压裂液粘度，mPa·s；

c为天然裂缝压缩系数，MPa^-1；

k为储层渗透率，D；

t为滤失时间，s；

L为水力裂缝长度，m；

x_i为任意滤失点i在三维直角坐标系中沿缝长方向(x轴方向)的坐标值，m；

y_i为任意滤失点i在三维直角坐标系中沿缝高方向(y轴方向)的坐标值，m。

(3)计算压裂液滤失后的地层孔隙弹性应力。压裂液的滤失会增加局部储层的孔隙压力，这种作用将会扰动水力裂缝周围的应力。在低渗透气藏储层中，可忽略孔隙弹性应力影响，但在油藏储层中，此孔隙弹性应力不能被忽略，其计算公式如下(Smith M B.Stimulation design for short,precise hydraulic fractures[J].Society of Petroleum Engineers Journal,1985,25(03):371-379)：

式中：

Δσⁱ为任意点i处地层孔隙压力变化产生的孔隙弹性应力，MPa；

A为孔弹性常数，无因次；

ν地层岩石泊松比，无因次；

为描述流体侵入的尺寸和形状的参数，无因次；

α为Biot系数，无因次；

h为天然裂缝半缝高，m。

(4)将上述三种应力场与原地应力场叠加获得新的地应力场，计算叠加后储层空间中的三向有效主应力的大小与方向。首先，基于弹性力学基础理论将上述三种诱导应力场与原地应力场进行叠加，其计算公式如下：

其次，将方程(6)代入方程(7)并求解方程(7)得到各应力场叠加后储层空间中的三向有效主应力的大小。

然后，计算各应力场叠加后储层空间中的三向有效主应力的方向，其计算公式如下：

式中：

σ_xx为水力裂缝产生的沿原始最大水平地应力方向(平行于x轴方向)的诱导应力，具体各点处的应力值为σ_xxⁱ，MPa；

σ_yy为水力裂缝产生的沿原始垂向地应力方向(平行于y轴方向)的诱导应力，具体各点处的应力值为σ_yyⁱ，MPa；

σ_zz为水力裂缝产生的沿原始最小水平地应力方向(平行于z轴方向)的诱导应力，具体各点处的应力值为σ_zzⁱ，MPa；

σ_xy、σ_xz、σ_yz均为水力裂缝产生的剪切诱导应力，具体各点处的应力值为σ_xyⁱ、σ_xzⁱ、σ_yzⁱ，MPa；

P为压裂液滤失后的地层中的孔隙压力，具体各点处的应力值为Pⁱ，MPa；

Δσ为压裂液滤失后的地层中的孔隙弹性应力，具体各点处的应力值为Δσⁱ，MPa；

σ_h为原始最小水平地应力，MPa；

σ_H为原始最大水平地应力，MPa；

σ_V为原始垂向地应力，MPa；

σ_i(i＝1,2,3)为以上三种应力场与原地应力场叠加以后储层空间中的三向有效主应力的大小，其中σ₁＞σ₂＞σ₃，MPa；

β_xi、β_yi、β_zi(i＝1,2,3)分别为以上三种应力场与原地应力场叠加以后储层空间中的各向有效主应力σ_i(i＝1,2,3)分别与x、y、z轴方向的夹角，0°～90°。

本发明中的所有计算以压应力为正，张应力为负。

(5)计算储层空间中天然裂缝张开破裂判定系数M、天然裂缝剪切破裂区域判定系数S，从而预测体积压裂储层改造体积，确定其长度、宽度和高度，获得储层改造体积大小。天然裂缝发育是低渗透油气藏获得理想体积压裂改造效果的必要条件。天然裂缝是储层力学上的薄弱环节，储层压裂改造过程中天然裂缝更易先于基岩发生张开或剪切破裂，从而在三维储层空间中形成复杂裂缝网络体，因此可将这两种破裂方式的总波及体积等效为储层改造体积。由于储层改造体积形态较为复杂，为方便计算储层改造体积大小，按照现阶段的常规计算思路将其等效成长方体。按照长方体计算体积大小的方式(“长×宽×高”)计算储层改造体积大小。

M为天然裂缝张开破裂判定系数，M>0则代表在水力压裂过程中该处的天然裂缝会发生张开破裂，其计算公式为：

S为天然裂缝剪切破裂区域判定系数，S>0则代表在水力压裂过程中该处的天然裂缝会发生剪切破裂，其计算公式为：

式中：

σ_n为天然裂缝壁面受到的正应力，MPa；

为天然裂缝面法向矢量与应力场叠加后的最大有效主应力σ₁的夹角，0°～90°；

θ为天然裂缝面法向矢量与应力场叠加后的最小有效主应力σ₃的夹角，0°～90°；

α为天然裂缝倾角即天然裂缝面法向矢量与y轴的夹角，0°～90°；

为天然裂缝走向与原始最大水平地应力(x轴方向)的夹角，0°～90°；

τ为天然裂缝面受到的剪切应力，MPa；

k_f为天然裂缝壁面摩擦系数，无因次；

σ_o为天然裂缝内聚力，MPa。

储层空间中S>0以及M>0的总波及体积即为直井体积压裂储层改造体积，通过观察该储层改造体积的俯视图和侧视图确定其长度、宽度和高度，按照“长×宽×高”方式计算获得储层改造体积大小。

本发明中涉及的计算公式和参数较多，若一一列出会显得过于累赘，为保证本发明的简洁直观，因此仅列出了主要的计算公式和参数，对于未给出的计算公式和参数则列出了相应的参考文献。

与现有技术相比，本发明的有益效果在于：(1)基于弹性力学基础理论和三维位移不连续法建立了考虑三维水力裂缝干扰模式下的复杂地应力场数学模型，计算分析了天然裂缝在复杂地应力场条件下的张开和剪切破裂行为，并基于体积压裂储层改造体积力学形成机理，将以上两种破裂方式的总波及体积等效为储层改造体积，给出了一种更加准确直观的直井体积压裂储层改造体积预测方法。(2)本方法简洁直观，可实施性强，在预测储层改造体积时不需要事先获得微地震监测数据或压后产量数据，弥补了现有的计算方法对基础数据要求较高的不足。

附图说明

图1为水力裂缝三维位移不连续法单元划分示意图。

图2为Q30井压裂后本方法预测结果俯视图与微地震事件监测结果俯视图。

图3为Q30井压裂后本方法预测结果侧视图与微地震事件监测结果侧视图。

具体实施方式

以下结合附图及现场运用实例，对本发明进一步详细说明。

以东部某油田的一口致密砂岩油藏直井(Q30)为例，该井完钻井深2550m,储层深度为2442.4～2446.2m，厚度为3.8m，油层平均孔隙度为9.2％，平均渗透率为0.62mD，属于低孔、低渗储层。本井采用大排量、低砂比、大液量低黏液体体系(以滑溜水为主)的技术做法进行体积压裂，最大限度使储层改造体积最大化，提高储层动用程度，从而提高单井产量。储层内天然裂缝发育，裂缝倾角较大约为80°，与最大水平地应力方向的夹角约为15°。其它基本参数见下表1所示。

表1 Q30井基本参数表

步骤1，采用表1中的数据，运用公式(1)、(2)计算出水力裂缝在三维地层空间中产生的诱导应力。图1展示了水力裂缝按照三维位移不连续法进行单元划分的具体方式以及地层中任意点i处水力裂缝产生的正向诱导应力和切向诱导应力。

步骤2，采用表1中的数据，运用公式(3)计算压裂液滤失后的地层孔隙压力(若是低渗透气藏则使用公式(4)进行计算)。

步骤3，采用表1中的数据，运用公式(5)计算压裂液滤失后的地层孔隙弹性应力(若是低渗透气藏，压裂液滤失产生的地层孔隙弹性应力可忽略)

步骤4，采用表1中的数据，结合步骤1～3的计算结果，运用公式(6)～(8)计算以上三种应力场与原地应力叠加后的新地应力场的空间三向有效主应力的大小和方向。

步骤5，采用表1中的数据，结合步骤4中的计算结果，运用公式(9)～(10)预测油井Q30体积压裂后的储层改造体积，通过观察该储层改造体积预测结果的俯视图和侧视图确定其长度、宽度和高度，按照“长×宽×高”方式计算获得储层改造体积大小。

观察图2和图3可知，采用以上步骤进行计算，预测Q30井体积压裂后的储层改造体积大小约为154×10⁴m³(长300m，宽78m，高66m)。Q30井压裂施工结束后，微地震监测解释结果显示储层中形成了一个改造体积约为141×10⁴m³(长300m，宽76m，高62m)的复杂裂缝网络体，与本发明预测结果十分接近。同时，Q30井压裂后微地震事件监测结果俯视图和侧视图与本方法预测结果的俯视图和侧视图基本重合。说明本发明提出的低渗透油气藏直井体积压裂储层改造体积预测方法较为合理，可为储层压裂施工参数优化设计，压后效果评价和压后产量精确预测提供有利的参考。