壓裂氣井產(chǎn)量影響因素及壓裂設(shè)計(jì)優(yōu)化方法研究

桑 宇， 楊勝來, 陳 浩， 李圣濤

(1. 中國(guó)石油西南油氣田分公司工程技術(shù)研究院，四川廣漢 618300；2. 中國(guó)石油大學(xué)(北京)石油工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102249)

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壓裂氣井產(chǎn)量影響因素及壓裂設(shè)計(jì)優(yōu)化方法研究

桑 宇1， 楊勝來2, 陳 浩2， 李圣濤1

(1. 中國(guó)石油西南油氣田分公司工程技術(shù)研究院，四川廣漢 618300；2. 中國(guó)石油大學(xué)(北京)石油工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102249)

在單、雙相非達(dá)西流裂縫導(dǎo)流能力室內(nèi)實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上，測(cè)定了不同工況下的裂縫滲透率和非達(dá)西流系數(shù)，建立了產(chǎn)量預(yù)測(cè)方法，研究了氣井壓裂后產(chǎn)量的影響因素及敏感程度。研究表明，閉合應(yīng)力和鋪砂濃度是影響產(chǎn)量的兩個(gè)最主要因素，隨著閉合應(yīng)力增加，產(chǎn)量降低；隨著鋪置濃度增加，產(chǎn)量升高。而同樣的參數(shù)變化比例下，閉合應(yīng)力對(duì)產(chǎn)量的影響程度明顯大于鋪置濃度。兩相流的存在對(duì)產(chǎn)氣量影響非常大。壓裂井一旦氣水同產(chǎn)，氣產(chǎn)量將明顯降低，對(duì)于壓后產(chǎn)水的井，有必要盡可能提高鋪砂濃度。在此基礎(chǔ)上，建立了新的壓裂設(shè)計(jì)的優(yōu)化方法。

加砂壓裂； 產(chǎn)量預(yù)測(cè)； 非達(dá)西流； 氣水同產(chǎn)； 裂縫導(dǎo)流能力

水力加砂壓裂是目前世界范圍內(nèi)廣泛應(yīng)用的提高氣井產(chǎn)量的重要手段之一[1-5]。對(duì)于壓裂氣井的產(chǎn)量預(yù)測(cè)，目前多借助商業(yè)軟件。然而，與常規(guī)氣井不同，由于氣體在壓裂后填砂裂縫中的流動(dòng)速度比在地層中的流速快幾個(gè)數(shù)量級(jí)，多屬非達(dá)西流動(dòng)。因此，商業(yè)軟件等數(shù)學(xué)方法大多采用經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算β值，必然造成預(yù)測(cè)結(jié)果與真實(shí)值之間的較大偏差[6-9]。

此外，由于目前加砂壓裂面對(duì)的油藏地質(zhì)情況越來越復(fù)雜，壓裂后氣水同產(chǎn)的情況越來越多，如四川盆地廣安須六氣藏、合川須二氣藏等，而根據(jù)四川長(zhǎng)寧區(qū)塊的實(shí)際生產(chǎn)，表明頁(yè)巖氣井生產(chǎn)過程中也是明顯的帶水生產(chǎn)。但目前API導(dǎo)流能力實(shí)驗(yàn)大多基于達(dá)西定律，屬單相液體流動(dòng)，并不適用于壓裂氣井氣水同產(chǎn)井的產(chǎn)量預(yù)測(cè)研究?；诖耍疚姆謩e進(jìn)行了單、雙相非達(dá)西流實(shí)驗(yàn)，獲得了實(shí)測(cè)的裂縫滲透率和非達(dá)西流系數(shù)β并進(jìn)行了比較，分析了氣水同產(chǎn)對(duì)產(chǎn)量的影響程度。在此基礎(chǔ)上，綜合分析了壓裂氣井的產(chǎn)量影響因素及敏感程度，建立了新的壓裂設(shè)計(jì)優(yōu)化方法，最后結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，驗(yàn)證了該方法的可靠性。

1 非達(dá)西流效應(yīng)及產(chǎn)量公式

1973年，C. E. Cooke[10]提出了水力壓裂裂縫中存在非達(dá)西流現(xiàn)象的觀點(diǎn)，并對(duì)支撐裂縫非達(dá)西效應(yīng)進(jìn)行了系統(tǒng)的實(shí)驗(yàn)研究。研究發(fā)現(xiàn),由于流體在支撐裂縫中流速很快，根據(jù)慣性壓降定義(正比于流速的平方)，裂縫內(nèi)的慣性壓降很大。分析認(rèn)為慣性壓降并非由流態(tài)變化產(chǎn)生，孔隙介質(zhì)內(nèi)流體在高速流動(dòng)過程中與支撐劑顆粒的反復(fù)碰撞，才是造成流體運(yùn)動(dòng)方向改變，造成壓降損失的根本原因。此外，流體在大小孔道內(nèi)速度的不斷切換進(jìn)一步增加了壓降損失[11]。

1.1 非達(dá)西流實(shí)驗(yàn)分析方法

根據(jù)Forchheimer 給出的經(jīng)典的考慮黏性和慣性效應(yīng)的壓降公式：

(1)

等式兩邊同時(shí)除以μv，則公式(1)變?yōu)椋?/p>

(2)

式中，Δp為支撐裂縫兩端的壓差，MPa；L為支撐裂縫長(zhǎng)度，cm；μ為流體黏度，mPa·s；kf為支撐裂縫滲透率，μm2；v為流體流速，cm/s；ρ為流體密度，g/cm3；β為非達(dá)西流系數(shù)，(MPa·s2)/g。

(3)

在式(3)中，除kf和β外，由于Δp、μ、v等參數(shù)都可以由實(shí)驗(yàn)室測(cè)得，因此，模擬現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際井的閉合壓力、鋪砂濃度、地層溫度等條件，就可以測(cè)定一系列流體流速v對(duì)應(yīng)的y和a值，并且繪制在圖上，就可以很容易地獲得kf和β值，用于預(yù)測(cè)不同的壓裂設(shè)計(jì)參數(shù)下的氣井產(chǎn)量。

1.2 壓裂氣井產(chǎn)量計(jì)算公式

利用物質(zhì)平衡方程，在擬穩(wěn)態(tài)滲流條件下求解氣體滲流控制方程，對(duì)于壓裂形成垂直裂縫的井，經(jīng)過類比有SI單位制下產(chǎn)量計(jì)算公式(王曉冬等[12])：

(4)

其中：

(5)

(6)

(7)

對(duì)于氣井有：

(8)

式中，pe為地層壓力，MPa；pwf為井底流動(dòng)壓力，MPa；k為地層中氣相滲透率，10-3μm2；kf為裂縫中氣相滲透率，10-3μm2；h為支撐裂縫高度，m；w為支撐裂縫寬度，m；xf為支撐裂縫長(zhǎng)度，m；re為單井泄流半徑，m；μ為天然氣黏度，mPa·s；z為天然氣壓縮因子；β為非達(dá)西流系數(shù)，kPa·s2/g;T為地層溫度，K；q為天然氣產(chǎn)量，104m3/d。

由于表觀導(dǎo)流能力CfD是產(chǎn)量q的函數(shù)，因此式(4)是一個(gè)隱式，很容易通過迭代法計(jì)算出不同井底流壓pwf下的氣井產(chǎn)量q，從而來預(yù)測(cè)不同壓裂設(shè)計(jì)參數(shù)下的壓后產(chǎn)量。但是其中有個(gè)關(guān)鍵因素，就是裂縫滲透率Kf和非達(dá)西流系數(shù)β的確定。以往的作法大多是依靠經(jīng)驗(yàn)公式或者推導(dǎo)獲得，與實(shí)際的填砂裂縫工況可能會(huì)有較大的差異，影響預(yù)測(cè)的可靠性。本次研究通過模擬所設(shè)計(jì)裂縫的實(shí)際參數(shù)，通過導(dǎo)流能力實(shí)驗(yàn)實(shí)際測(cè)試得到最接近于氣井生產(chǎn)的Kf和β值，可以提高預(yù)測(cè)的準(zhǔn)確性。

2 單相非達(dá)西流動(dòng)下產(chǎn)量影響因素分析

2.1 室內(nèi)實(shí)驗(yàn)測(cè)定

根據(jù)式(3)，除kf和β外，Δp、μ、ρ、L等參數(shù)都是已知的定值，而流速v是人為設(shè)定的值，因此，在實(shí)驗(yàn)室內(nèi)測(cè)定一系列流體流速v對(duì)應(yīng)的y和a值，并且繪制在圖上，讀取數(shù)據(jù)曲線的斜率和截距，就可以很容易地獲得kf和β值。該模型依托于實(shí)驗(yàn)方法，獲取的kf和β值可靠，可以用來分析其影響因素。

因?yàn)閹r板的加工非常困難，加工成功率很低，而影響氣井產(chǎn)量的因素有很多，若全部做單因素分析，需要加工大量巖板。因此本文的研究采用了正交實(shí)驗(yàn)方法。

本次正交實(shí)驗(yàn)選擇了4因素3水平正交表。利用正交實(shí)驗(yàn)方法研究了閉合應(yīng)力、流動(dòng)壓力、支撐劑鋪置濃度、地層溫度等4個(gè)因素對(duì)裂縫滲透率kf和非達(dá)西流系數(shù)β的影響。每個(gè)因素均選取了高、中、低3組值進(jìn)行正交設(shè)計(jì)，具體取值見表1。實(shí)驗(yàn)方法參照《支撐劑充填層短期導(dǎo)流能力評(píng)價(jià)實(shí)驗(yàn)推薦方法》(SY/T 6302—2009)，采用陶粒充填的支撐裂縫來完成。

表1 變化因素取值設(shè)計(jì)

9組正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果如表2所示。

表2 正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果

對(duì)以上實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行平均化處理，結(jié)果見表3。

表3 非達(dá)西流實(shí)驗(yàn)結(jié)果平均化值

為了考察各因素對(duì)裂縫滲透率kf和β值的影響，利用正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果，計(jì)算各影響因素的極差和方差，結(jié)果見表4、表5。

表4 非達(dá)西流影響因素極差分析

表5 非達(dá)西流影響因素方差分析

注：為了方便分析，將β系數(shù)放大10 000倍來進(jìn)行方差分析。

通過正交分析(極差和方差分析)，可見各因素對(duì)裂縫滲透率kf和β值都有影響，但是影響程度不一樣。根據(jù)極差和方差分析結(jié)果，閉合應(yīng)力對(duì)β值和kf值有明顯影響，是影響壓裂后產(chǎn)量的主要因素之一；其次，鋪置濃度也對(duì)壓裂后產(chǎn)量有影響，但是影響程度不如閉合應(yīng)力，主要影響β值，對(duì)裂縫滲透率的影響相對(duì)更小；再次，流動(dòng)壓力和地層溫度對(duì)β值和裂縫滲透率影響并不明顯。

2.2 產(chǎn)量預(yù)測(cè)方法的驗(yàn)證

選用GA35井實(shí)際壓裂數(shù)據(jù)進(jìn)行產(chǎn)量計(jì)算，壓裂數(shù)據(jù)見表6。為分析本文所采用的產(chǎn)量計(jì)算方法的可靠性，將預(yù)測(cè)產(chǎn)量和實(shí)測(cè)產(chǎn)量進(jìn)行了對(duì)比，見表7。對(duì)比結(jié)果表明，通過室內(nèi)實(shí)驗(yàn)獲得的裂縫滲透率kf和非達(dá)西流系數(shù)β，帶入公式(8)計(jì)算，獲得的預(yù)測(cè)產(chǎn)量和實(shí)測(cè)產(chǎn)量吻合程度高，驗(yàn)證了該計(jì)算方法的可靠性。

表6 GA35井實(shí)際壓裂數(shù)據(jù)

表7 GA35井實(shí)際測(cè)試數(shù)據(jù)與壓裂數(shù)據(jù)對(duì)比表

注：采用鋪砂濃度5.0 kg/m2、閉合應(yīng)力30 MPa、中底液壓pwf為15.8 MPa條件下的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。

2.3 產(chǎn)量影響因素分析

實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，流動(dòng)壓力和地層溫度對(duì)β值和裂縫滲透率kf較小，因此，主要分析閉合應(yīng)力與鋪置濃度這兩個(gè)因素的影響形式。利用表6的基礎(chǔ)數(shù)據(jù)，改變其閉合壓力和鋪砂濃度兩個(gè)參數(shù)，預(yù)測(cè)其對(duì)應(yīng)的產(chǎn)量變化。

圖1、圖2是計(jì)算的不同井底流動(dòng)壓力pwf下對(duì)應(yīng)的產(chǎn)量q，即IPR曲線。由圖1、圖2可見，隨著閉合應(yīng)力增加，產(chǎn)量降低；隨著鋪置濃度增加，產(chǎn)量升高；而同樣的參數(shù)變化比例下，圖1的產(chǎn)量變化范圍明顯大于鋪置濃度，說明閉合應(yīng)力對(duì)產(chǎn)量的影響程度明顯大于鋪置濃度。在壓裂設(shè)計(jì)優(yōu)化時(shí)，必須充分重視閉合壓力對(duì)產(chǎn)量帶來的影響。

圖1 閉合應(yīng)力對(duì)產(chǎn)量的影響

Fig.1 The effect of closure stress on the production

圖2 鋪置濃度對(duì)產(chǎn)量的影響

Fig.2 The effect of sanding concentration on the production

分析認(rèn)為，低閉合應(yīng)力下，裂縫的孔隙度更大、滲透率更高，非達(dá)西流效應(yīng)越不明顯。隨著閉合應(yīng)力增加，裂縫可能由于支撐劑顆粒破碎，碎屑運(yùn)移堵塞流動(dòng)通道；同時(shí)顆粒受壓變形也會(huì)造成裂縫孔隙度減小，滲透率降低，慣性壓降隨之增大，非達(dá)西流效應(yīng)開始越來越明顯。實(shí)際生產(chǎn)中，閉合應(yīng)力的大小不能改變，但可通過選擇強(qiáng)度更高的支撐劑以減小閉合壓力對(duì)非達(dá)西效應(yīng)的影響[11]。此外，β值表征裂縫流動(dòng)通道的彎曲程度。通道彎曲程度越大，慣性壓降系數(shù)越大。為降低裂縫的非達(dá)西效應(yīng)，可增加裂縫的孔隙度以及滲透率，選擇粒徑較大、分選性較好、粒徑分布集中、圓球度較高、表面光滑且強(qiáng)度較高的支撐劑，以減小支撐劑破碎率[11]。

3 兩相非達(dá)西流動(dòng)下產(chǎn)量影響因素分析

壓裂氣井實(shí)際生產(chǎn)過程中，裂縫內(nèi)的單相流動(dòng)是不存在的，多數(shù)情況以兩相或三相流動(dòng)的形式存在。大量室內(nèi)實(shí)驗(yàn)和現(xiàn)場(chǎng)生產(chǎn)數(shù)據(jù)表明，多相流效應(yīng)的存在可能使壓裂裂縫滲透率降低一個(gè)數(shù)量級(jí)[13-15]。參照單相流情況下產(chǎn)量的預(yù)測(cè)方法，雙相流的產(chǎn)量預(yù)測(cè)仍使用非達(dá)西流數(shù)據(jù)處理方式。

3.1 氣水體積比的影響

為考察氣水同產(chǎn)井不同產(chǎn)水量對(duì)產(chǎn)量的影響，進(jìn)行了不同氣水體積比(產(chǎn)出流體中天然氣與水的體積比)條件下β值和裂縫滲透率kf的測(cè)試。根據(jù)氣藏生產(chǎn)資料，測(cè)試了天然氣產(chǎn)水0 m3至10 m3(每萬方氣量)的β值和裂縫滲透率kf，測(cè)試結(jié)果見表8。

從實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析，氣水體積比對(duì)β值和裂縫滲透率kf的影響非常大，說明氣井一旦見水后，產(chǎn)量將急劇降低。

表8 不同氣水體積比時(shí)β值和裂縫滲透率測(cè)試結(jié)果

用表6中的實(shí)際數(shù)據(jù)帶入公式(8)進(jìn)行產(chǎn)量模擬，結(jié)果如圖3、圖4所示。

圖3 單相流和兩相流產(chǎn)量對(duì)比(pc=30 MPa)

Fig.3 Comparison of production for single phase flow and two phase flow

圖4 不同氣水體積比時(shí)產(chǎn)量預(yù)測(cè)圖

Fig.4 Production forecast for different gas-water ratio

圖3表明，氣水同產(chǎn)對(duì)氣井的產(chǎn)量有至關(guān)重要的影響，氣井一旦產(chǎn)水，氣產(chǎn)量將急劇下降，因此在壓裂時(shí)，應(yīng)盡可能控制縫高，避免壓穿水層。圖4表明，隨著氣水體積比逐漸降低，即產(chǎn)水量的增加，氣井產(chǎn)氣量的降低非常迅速，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合。充分說明氣井壓裂中避開水層的重要意義。

分析認(rèn)為：裂縫內(nèi)氣液兩相流動(dòng)中，由于液相占據(jù)了部分流動(dòng)通道，隨著液相飽和度的增加，氣相流動(dòng)通道逐漸減少，氣相流動(dòng)速率增加，進(jìn)而產(chǎn)生附加非達(dá)西壓降，降低了裂縫的滲透率。從相對(duì)滲透率的角度考慮，氣相的存在使液相滲透率發(fā)生了很大變化。即便在很低的氣相飽和度下，液體相對(duì)滲透率也會(huì)快速下降，此時(shí)氣相的相對(duì)滲透率也較低，氣液兩相流動(dòng)都很困難?？梢娫诟吆蓺馄冢嘞嗔餍?yīng)可能會(huì)使氣井產(chǎn)量猛減甚至停產(chǎn)。另外，通過大量實(shí)驗(yàn)研究以及理論分析發(fā)現(xiàn)：氣液兩相的相間反應(yīng)可能是產(chǎn)量遞減的最主要原因。在儲(chǔ)層開發(fā)過程中，由于溫度、壓力的變化經(jīng)常出現(xiàn)氣-水、氣-凝析油共存的局面。多孔介質(zhì)流動(dòng)過程中，由于流動(dòng)能力上的巨大差異，多相流體在流動(dòng)過程中相互干擾、相互混合形成多個(gè)流動(dòng)能力很差的區(qū)域，堵塞流動(dòng)通道，嚴(yán)重影響支撐裂縫導(dǎo)流能力[11]。

3.2 閉合應(yīng)力與鋪置濃度的影響

為了對(duì)比單相、雙相非達(dá)西流影響因素的差異，同樣采用天然巖心，利用正交實(shí)驗(yàn)方法研究了閉合應(yīng)力、流動(dòng)壓力、支撐劑鋪置濃度、地層溫度等4個(gè)因素對(duì)裂縫滲透率kf和β值的影響。每個(gè)因素均選取了高、中、低3組值進(jìn)行正交設(shè)計(jì)，具體取值見表1。本次正交實(shí)驗(yàn)共安排了9套方案，為提高精度，對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了平均化處理，見表9。

表9 兩相流實(shí)驗(yàn)結(jié)果平均化值

為考察各因素對(duì)裂縫滲透率和β值的影響，利用正交實(shí)驗(yàn)結(jié)果，計(jì)算了各影響因素的極差和方差，見表10、表11。

表10 兩相流影響因素極差分析表

表11 兩相流影響因素方差分析表

注：為了方便分析，將β系數(shù)放大10 000倍來進(jìn)行方差分析。

通過正交分析(極差和方差分析)可見，兩相非達(dá)西流的影響規(guī)律與單相非達(dá)西流的有所不同：首先，相同條件下，兩相流與單相流相比，β值明顯升高，而裂縫滲透率kf明顯降低。說明兩相流動(dòng)對(duì)壓后產(chǎn)量非常不利，產(chǎn)氣量大幅降低。如圖3所示，兩相流的氣產(chǎn)量?jī)H為單相流的一半左右；其次，兩相流情況下，閉合應(yīng)力對(duì)β值和裂縫滲透率kf的影響與單相流類似，也很顯著；鋪置濃度對(duì)β值和裂縫滲透率kf影響明顯要比單相流時(shí)大得多，因此，對(duì)于壓后產(chǎn)水的井，有必要盡可能提高鋪砂濃度；再次，流動(dòng)壓力和地層溫度雖然不是最主要的影響因素，但是在兩相流時(shí)，這兩個(gè)因素的影響程度明顯比單相流有所增加。

4 應(yīng)用實(shí)例

β值和裂縫滲透率kf是壓裂氣井產(chǎn)量預(yù)測(cè)的兩個(gè)重要參數(shù)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：β值和裂縫滲透率kf是隨著裂縫條件和流體組成不同而不斷變化的。很顯然，單純依賴Fracpro PT等商業(yè)軟件很難準(zhǔn)確把握這兩個(gè)參數(shù)，獲得較準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)產(chǎn)量。因此，通過室內(nèi)實(shí)驗(yàn)確定不同條件下的β值和裂縫滲透率kf，并用于產(chǎn)量預(yù)測(cè)中，仍是目前最可靠、最合理的預(yù)測(cè)方法。

壓裂設(shè)計(jì)首先要選擇和確定支撐劑類型、粒徑和閉合應(yīng)力大小。之后分別對(duì)不同鋪砂濃度(從純氣開始)，測(cè)試不同氣液比條件下的β值和裂縫滲透率kf。根據(jù)這兩個(gè)參數(shù)，可進(jìn)行裂縫參數(shù)的優(yōu)化。例如，通過計(jì)算不同縫長(zhǎng)所對(duì)應(yīng)的產(chǎn)量，可選擇壓裂設(shè)計(jì)中的最優(yōu)縫長(zhǎng)。仍以GA35井為例，根據(jù)表3，通過實(shí)驗(yàn)測(cè)得的5.0 kg/m2鋪砂濃度、閉合應(yīng)力30 MPa條件下的β值和裂縫滲透率kf數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算，純產(chǎn)氣狀況下，該井不同縫長(zhǎng)對(duì)應(yīng)的壓后產(chǎn)量預(yù)測(cè)結(jié)果見圖5。從預(yù)測(cè)結(jié)果看，縫長(zhǎng)從50 m增加到300 m，產(chǎn)量增加了一倍左右。但縫長(zhǎng)達(dá)到250 m左右后，隨著縫長(zhǎng)的增加，產(chǎn)量增幅變緩。因此，就該井而言，從經(jīng)濟(jì)角度考慮，選擇250 m的目標(biāo)縫長(zhǎng)是最優(yōu)的。

圖5 不同縫長(zhǎng)的產(chǎn)量預(yù)測(cè)圖

Fig.5 Production forecast for different fracture length

按照這種方法，還可以進(jìn)行其他多個(gè)因素的優(yōu)化設(shè)計(jì)，如縫高、鋪砂濃度、支撐劑類型等。

5 結(jié)論

本文通過單相、雙相非達(dá)西流實(shí)驗(yàn)，獲得了不同工況下的裂縫滲透率kf和非達(dá)西流系數(shù)β，用來進(jìn)行壓后產(chǎn)量預(yù)測(cè)，經(jīng)驗(yàn)證，該方法比僅僅通過軟件計(jì)算來進(jìn)行模擬預(yù)測(cè)更加可靠。正交試驗(yàn)結(jié)果表明：影響壓后氣井產(chǎn)量的影響因素眾多，各因素的影響程度差別較大;其中，閉合應(yīng)力和鋪砂濃度是最主要的影響因素;另外，氣液比對(duì)產(chǎn)量也有較大影響。

(1) 對(duì)β值和裂縫滲透率kf影響最大的是閉合應(yīng)力，其次是鋪砂濃度。閉合應(yīng)力的增加會(huì)使產(chǎn)量明顯降低，而提高鋪砂濃度可以增加產(chǎn)量。對(duì)于閉合應(yīng)力較高的深井，應(yīng)該盡可能增加鋪砂濃度，獲得更高產(chǎn)量。

(2) 兩相流的存在對(duì)產(chǎn)氣量影響非常大。壓裂井一旦氣水同產(chǎn)，氣產(chǎn)量將明顯降低。因此，壓裂時(shí)必須有效控制縫高，盡量避免壓開含水層引起氣液兩相流動(dòng)，導(dǎo)致壓后低產(chǎn)。

(3) 提出了一個(gè)結(jié)果更為可靠的壓裂設(shè)計(jì)優(yōu)化方法：先進(jìn)行室內(nèi)實(shí)驗(yàn)建立不同裂縫條件下的β值和裂縫滲透率kf數(shù)據(jù)庫(kù)，之后利用獲得的β值和kf值進(jìn)行產(chǎn)量預(yù)測(cè)，對(duì)比分析不同裂縫參數(shù)條件下的產(chǎn)量變化情況，來確定縫長(zhǎng)、鋪砂濃度等參數(shù)的最優(yōu)目標(biāo)值。

[1] 雷群, 慕立俊，陸紅軍. 長(zhǎng)慶上古生界低壓低滲砂巖氣藏壓裂工藝技術(shù)[J].天然氣工業(yè), 2003, 23(5):66-69.

Lei Qun, Mu Lijun, Lu Hongjun. Fracturing techniques of sand gas reservoirs with low pressure and permeability in upper palaeozoic erathem of Changqing[J]. Natural Gas Industry, 2003, 23(5):66-69.

[2] 劉紅磊,熊煒,高應(yīng)運(yùn),等.方深1井頁(yè)巖氣藏特大型壓裂技術(shù)[J].石油鉆探技術(shù),2011,39(3):46-52.

Liu Honglei, Xiong Wei, Gao Yingyun, et al. Large scale fracturing technology of Fangshen 1 shale gas well[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2011, 39(3):46-52.

[3] 劉海,師存鵬,潘一,等. 叉狀壓裂多分支水平井電模擬實(shí)驗(yàn)[J]. 遼寧石油化工大學(xué)學(xué)報(bào), 2015, 35(3): 43-46.

Liu Hai, Shi Cunpeng, Pan Yi, et al. Electrolytic simulation experiment of fractured multilateral horizontal well[J]. Journal of Liaoning Shihua University, 2015, 35(3): 43-46.

[4] 焦紅巖. 水平井壓裂參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)研究[J]. 石油化工高等學(xué)校學(xué)報(bào), 2014, 27(1): 35-41.

Jiao Hongyan. Optimal design research to fracture parameters of horizontal well fracturing[J]. Journal of Petrochemical Universities, 2014, 27(1): 35-41.

[5] 郭春華,劉林,李玉華.新場(chǎng)氣田致密低滲透氣藏重復(fù)壓裂工藝技術(shù)[J].石油鉆探技術(shù),2006,34(4):77-79.

Guo Chunhua, Liu Lin, Li Yuhua. The research and application of re-frac in Xinchang gas field.[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2006, 34(4):77-79.

[6] 楊正明,張松,張訓(xùn)華,等.氣井壓后穩(wěn)態(tài)產(chǎn)能公式和壓裂數(shù)值模擬研究[J].天然氣工業(yè),2003,23(4): 74-76.

Yang Zhengming, Zhang Song, Zhang Xunhua, et al. The steady-state productivity formula after fracturing for gas wells and fracturing numerical simulation[J]. Natural Gas Industry, 2003,23(4): 74-76.

[7] 汪永利,蔣廷學(xué),曾斌.氣井壓裂后穩(wěn)態(tài)產(chǎn)能的計(jì)算[J].石油學(xué)報(bào),2003,24(4):65-68.

Wang Yongli, Jiang Tingxue, Zeng Bin. Productivity performance of hydraulically fractured gas well[J]. Acta Petrolei Sinica, 2003,24(4):65-68.

[8] 劉方玉,馬華麗,蔣凱軍,等.壓裂后氣井的產(chǎn)能評(píng)價(jià)方法分析[J].油氣井測(cè)試,2010,19(5):35-38.

Liu Fangyu, Ma Huali, Jiang Kaijun, et al. Analysis of methods of deliverability evaluation for fractured gas wells[J].Well Testing, 2010,19(5):35-38.

[9] 熊健,邱桃,郭平,等.非線性滲流下低滲氣藏壓裂井產(chǎn)能評(píng)價(jià)[J].石油鉆探技術(shù),2012,40(3):92-96.

Xiong Jian, Qiu Tao, Guo Ping, et al. Production evaluation of fractured wells in low permeability reservoirs with Nonlinear flow[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2012, 40(3):92-96.

[10] Cooke C E. Effect of fracturing fluids on fracture conductivity[J]. Journal of Petroleum Technology, 1975(5): 1273-1283.

[11] 王濤,何春明,劉建軍.多相非達(dá)西流對(duì)裂縫導(dǎo)流能力傷害研究[J]. 石油地質(zhì)與工程, 2009, 23(6):87-90.

Wang Tao, He Chunming, Liu Jianjun. Damage study of multiphase non-Darcy flow to fracture conductivity[J]. Petroleum Geology and Engineering, 2009, 23(6):87-90.

[12] 王曉冬,張奇斌,鄒艷華.表皮因子與滲流方式[J]. 油氣井測(cè)試, 2005, 14(2):1-3.

Wang Xiaodong, Zhang Qibin, Zou Yanhua. Skin factor and flow pattern[J]. Well Testing, 2005, 14(2):1-3.

[13] Karen E, Olson. Multiphase non-Darcy pressure drop in hydraulic fracturing[R]. SPE 90406, 2004.

[14] Barree R D. Realistic assessment of proppant pack conductivity of material selection[R]. SPE 84306, 2003.

[15] Lucas Bazan. Determining realistic fracture conductivity and understanding its impact on well performance-theory and field examples[R]. SPE 106301, 2007.

(編輯 王亞新)

Experiment on Influential Factors for Fractured Gas Well and Optimization in Fracturing Design

Sang Yu1, Yang Shenglai2, Chen Hao2, Li Shengtao1

(1. Engineering Research Institute, Southwest Oil & Gas Field Company, PetroChina, Guanghan Sichuan 618300,China;2.KeyLaboratoryofPetroleumEngineeringofMOE,ChinaUniversityofPetroleum,Beijing102249,China)

The conductivity of artificial fractures and coefficient of non-Darcy gas flow in gas wells are affected by many factors. It is difficult to predict them accurately through mathematical methods. To get a more accurate value through the experiments of actual fracture conductivity, laboratory tests are conducted to measure fracture permeability and non-Darcy flow coefficientβunder different conditions. Computational formula of productivity based on the experimental data is established and the influential factors of the production of the artificial fractured gas well are studied. The results show that closure pressure and sanding concentration are the most important factors affecting the productivity and that gas-water production will greatly decrease the productivity of the gas well. The optimization methods in fracturing design based on the experimental data is set, that is: obtaining fracture permeability and non-Darcy flow coefficientβunder different conditions through non-Darcy flow experiments and two-phase flow experiments, and then using them to forecast the productivity of fractured gas well, finally optimizing the fractured length, sanding concentration and other parameters accordingly.

Artificial fracture; Productivity evaluation; Non-Darcy flow; Gas production with water; Fracture conductivity

1006-396X(2015)05-0041-08

2015-03-09

2015-06-10

國(guó)家973資助項(xiàng)目：中國(guó)南方海相頁(yè)巖氣高效開發(fā)的基礎(chǔ)研究(2013CB228000)。

桑宇(1975-)，男，博士研究生，高級(jí)工程師，從事油氣田開發(fā)方面的研究；E-mail：sangy@petrochina.com.cn。

TE357.1+4

A

10.3969/j.issn.1006-396X.2015.05.009