Natural Gas Geoscience >

2025 , Vol. 36 >Issue 2: 342 - 353

DOI: https://doi.org/10.11764/j.issn.1672-1926.2024.07.008

The law of zipper fracturing fracture propagation in deep shale gas wells under the influence of small faults

  • Qiang WANG , 1 ,
  • Yufeng WANG 1 ,
  • Ying SUN 2 ,
  • Jinzhou ZHAO 1 ,
  • Yongquan HU 1 ,
  • Yi SONG 3 ,
  • Yurou DU 3
Expand
  • 1. State Key Laboratory of Oil and Gas Reservoir Geology and Exploitation，Southwest Petroleum University，Chengdu 610500，China
  • 2. Exploration Branch of China Petroleum and Chemical Corporation Limited，Chengdu 610041，China
  • 3. Shale Gas Research Institute，PetroChina Southwest Oil and Gasfield Company，Chengdu 610051，China

Received date: 2024-05-19

  Revised date: 2024-08-02

  Online published: 2024-08-14

Supported by

The National Natural Science Foundation Joint Fund Project(U21B2071)

the Youth Fund of National Natural Science Foundation of China(52304041)

Fold

Abstract

To address the unclear understanding of the fracture propagation behavior during zipper fracturing between multiple wells in deep shale gas reservoirs affected by small faults， a flow-solid coupling model for horizontal well zipper fracturing fracture propagation， considering the influence of small faults， was established based on the finite discrete element method （FDEM）. A joint model with initial width， zero cohesion， and zero tensile strength was used to characterize small faults， and the fracturing model was validated using on-site microseismic data. Taking the deep shale gas reservoir in southern Sichuan as an example， the zipper fracturing fractures propagation and inter-well fractures intersection behavior under the influence of small faults were simulated and studied. The research results indicate that compared to natural fractures， small faults have a stronger ability to capture hydraulic fractures and block their crossing and propagation. Under the same conditions， the response well pressure increase through natural fractures is greater and the pressure response time is longer due to the influence of natural fractures with low flow conductivity and small faults with high flow conductivity and high filtration loss. As the approach angle of the small fault decreases， the distance between the small fault and the response well increases， the number and bandwidth of the small fault layers decrease， and the misplacement distance of the perforation holes in the two wells increases. Consequently， the increase in response well pressure decreases， and the corresponding pressure response time shows a decreasing trend. This study provides important insights for the zipper fracturing design of deep shale gas wells with small fault development.

Key words： Minor fault; Deep shale gas; Zipper fracturing; Finite-discrete element; Intersection law

Cite this article

Qiang WANG , Yufeng WANG , Ying SUN , Jinzhou ZHAO , Yongquan HU , Yi SONG , Yurou DU . The law of zipper fracturing fracture propagation in deep shale gas wells under the influence of small faults[J]. Natural Gas Geoscience, 2025 , 36(2) : 342 -353 . DOI: 10.11764/j.issn.1672-1926.2024.07.008

0 引言

随着我国中浅层页岩气的高效规模化开发，深层—超深层页岩气开发将成为保障我国能源安全的又一主战场［1-2］。三维立体井工厂配合长水平井多段多簇压裂技术作为中浅层页岩气高效开采的主要作业模式，也将成为深层—超深层页岩气增产上产的关键。但随着该模式应用于深层页岩气开发，受高应力差、天然裂缝、小断层发育及压裂设计施工参数不合理等因素影响，拉链式压裂过程中井间裂缝窜扰问题日益凸显［3-4］。因此，深入认识井间拉链式压裂裂缝窜通规律成为当前深层页岩气开发亟待开展的工作。
小断层发育是以川南深层页岩气储层为代表的重要特点之一［如图1（a）为川南深层页岩气w平台目标储层中小断层的分布］。由于小断层尺度大，壁面之间不具有黏聚力，具有高导流、高滤失特征，在多井之间形成潜在窜通通道，拉链式压裂过程中压裂裂缝易借助小断层与邻井已压裂裂缝窜通，从而导致窜扰现象频发。目前，国内外学者主要针对天然裂缝对水裂缝扩展规律的影响开展了研究。DAHI-TALEGHANI等［5］、DEHGHAN等［6］分别基于物理学模拟和数学模拟的方法研究了不同逼近角天然裂缝对水力裂缝扩展规律的影响，结果表明水力裂缝与天然裂缝相交后主要呈现直接穿过、捕获和阻挡3种作用机制。YANG等［7］、XU等［8］采用DDM-FVM方法研究水力裂缝与天然裂缝相互作用行为及裂缝网络的形成过程，结果表明应力差、排量、黏度、簇间距大小都会影响裂缝网络的形成。YI等［9］基于相场法研究了多孔介质中水力裂缝扩展的影响因素，结果表明逼近角、天然裂缝抗张强度、地应力差越小，越易造成沿天然裂缝的扩展。WANG等［10-11］、HU等［12］基于有限—黏聚单元方法研究了水力裂缝与天然裂缝相互作用机制，揭示了SRV变化的影响规律。上述研究虽然针对天然裂缝影响的单井水力裂缝扩展规律进行了大量研究，但未开展多井及小断层影响的水力裂缝扩展研究。
图1 川南深层页岩气w平台小断层分布及施工压力监测曲线

（a）w平台小断层刻画图；（b）2井压裂时响应井压力上涨情况

Fig.1 Distribution map of minor faults and construction pressure monitoring curve chart at the w platform in the deep shale gas of Southern Sichuan

随着井工厂作业模式的广泛应用，井间裂缝相互作用的影响已不可忽视，一些学者对此进行研究［13-16］。冯其红等［17］、张皓宇等［18］采用扩展有限元方法模拟分析了改进式拉链式压裂裂缝扩展规律，结果表明簇间距、段间距、井间距可以有效降低诱导应力。WANG等［19］建立三维有限—离散元模型模拟多裂缝相互作用行为，结果表明改变簇间距减小会增加缝间应力阴影效应，改进式交替压裂顺序可有效降低缝间应力干扰。寇园园等［20］基于离散元方法研究了水平主应力差、压裂液排量以及井间距对裂缝扩展形态的影响。杨鹏等［21］基于位移不连续法研究了多井压裂裂缝扩展过程，结果显示增加压裂间隔时长与井间距、簇间距可有效降低裂缝间应力干扰，更利于多裂缝均匀扩展。王林生等［22］、王文东等［23］将理论分析与数模相结合对水平井压裂窜扰形成机理和影响规律进行了分析。虽然前人参照井工厂作业模式研究了双水平井井间裂缝扩展规律及窜扰形成机理，但均未考虑小断层的影响。
针对页岩储层中尺度不一的断层，目前学者们开展了一些探索性研究，FISHER等［24］根据现场实验数据发现断层对水力裂缝扩展方向及裂缝形态具有重要影响。REAGAN等［25］研究了断层存在对储层封闭性及压裂液对地层水污染的重要影响。赵海军等［26］、冯雪磊等［27］对天然裂缝与断层进行了对比研究，发现两者对裂缝扩展规律的影响存在很大差异，结果表明断层的存在会改变水力裂缝破坏区域及扩展方位，且还会形成高渗流通道。任岚等［28］建立非均匀应力场模型和压裂缝网扩展模型，研究了断层参数对地应力和缝网的影响。上述研究虽然表明了断层对裂缝扩展具有显著影响，但对断层影响下井间裂缝扩展规律及其引发窜通的相关机理仍缺乏研究。
基于此，本文采用有限—离散单元方法，建立了考虑小断层影响的多水平井拉链式压裂模型，以川南深层页岩气w平台地质参数为依据，研究分析了具有不同特征小断层对拉链压裂裂缝扩展及井间窜通规律的影响。如图1（a）所示，可以看到深层页岩气储层中分布有大量小断层，受其影响，在2井压裂过程中，1井、3井及4井井口压力都分别出现了不同程度上涨［图1（b）］，可见小断层对井间压裂窜通具有重要影响。通过本文研究，可以明确小断层引发井间窜通的物理机制，深刻认识小断层特征对窜扰程度的影响规律，为现场高效、安全压裂施工作业提供有力保障。

1 基于有限—离散单元法的拉链式压裂理论模型

1.1　有限—离散单元方法基本思想

根据MUNJIZA［29］等提出的有限—离散单元方法理论，将深层页岩气储层考虑为由岩石基质、天然裂缝或断层构成的完整体［图2（a）］。岩石基质进行三角单元的有限元剖分，并在所有三角单元边界上插入0厚度节理单元。当节理单元未破坏时，所有节理单元的力学参数都相同，从而实现针对具有连续性岩石基质的模拟［图2（d）］。裂缝或断层则通过设置局部区域内节理单元的力学性质参数来进行表征［图2（b），图2（c）］。对于天然裂缝，主要通过定义黏聚力、抗张强度及内摩擦角等参数进行表征，由于断层具有较大流体滤失及几乎为0的抗张强度特征，本文则通过定义具有一定初始宽度、较大滤失系数、零黏聚力及抗张强度的节理单元来表征断层［图2（c）］。压裂过程中，随着流体不断注入及流体压力增加，当流体压力超过节理单元断裂极限，节理单元则发生断裂形成裂缝［图2（e）］。该方法相较于常规离散元方法，其新颖点在于采用了更加高效的NBS接触对判断算法，该算法的接触判断耗时与单元数量成线性关系；同时采用了基于势的接触力计算算法，该算法不需对角点进行圆角化，避免了角与角接触处理存在的困难，实现了各类型角接触处理的统一化、标准化。由于模型采用的显示求解，求解消耗的内存少，易实现程序并行化运算。因此，可以对多井拉链式压裂这类大规模工程问题进行求解。
图2 基于有限—离散单元方法的岩体、裂缝及小断层表征

Fig.2 Characterization of rock mass， fractures and minor faults based on finite-discrete element method

1.2　裂缝扩展模型

1.2.1　井筒流动模型

基于基尔霍夫定律，井底压力可以通过井筒沿程摩阻、孔眼摩阻及缝口压力表示［30］：
p w = f w + f p + p f i n
各簇裂缝流入流量满足质量守恒定律：
Q = ∑ k = 1 n h f q k
式中：p w为各压裂段入口压力，Pa；f w为井筒沿程摩阻，Pa；f p为孔眼摩阻，Pa； p f i n为各簇裂缝入口压力，Pa；Q为注入总流量，m3/s； q k为第k簇裂缝流入流量，m3/s； n h f为总裂缝簇数，簇。

1.2.2　裂缝内流动模型

对于任意节理单元，当节理单元张开度或滑移量增加到超过某一极限值后，将发生断裂形成裂缝。对于裂缝内流体流动，如2（e）图所示，p 1和p 2分别为压力节点1和节点2处的压力，节点2与节点1的总压差为［31］：
Δ p = p 2 - p 1 + ρ w g ( y 2 = y 1 )
根据立方定律，节点之间流量可以通过两者间的压力差值进行表示：
q 21 = 1 12 μ α 3 Δ p L
式中：Δp为节点1与节点2的总压差，Pa；p 1为裂缝初始端节点压力，Pa；p 2为裂缝末端节点压力，Pa；ρ w为流体密度，kg/m3；g为重力加速度，m/s2；y 1、y 2分别为节点1和节点2的y轴坐标，m；q 21为节点1、2间的流量，m2/s（二维）；μ为流体黏度，Pa·s；L为2个压力节点之间的距离，m； α为断裂节理单元的平均张开度，m，其取决于断裂节理单元的平均法向位移un。
作用于连接断裂节理单元的2个三角形单元边缘上的流体总压力为：
f u = p 1 + p 2 2 L
断裂节理单元左右两侧与岩石基质单位时间内的流体交换量为［31］：
Q e + = h c ( p p + - p c ) L Q e - = h c ( p p - - p c ) L
式中：fu 为断裂节理单元的2个三角形单元边缘上的流体总压力，N；p 1为裂缝初始端节点压力，Pa；p 2为裂缝末端节点压力，Pa；L为裂缝长度，m； Q e +、 Q e -分别为节理单元左右两侧与岩石基质单位时间内的流体交换量，m2/s； p p +和 p p -分别为裂隙两侧岩石基质孔隙压力，Pa； p c为裂缝内流体压力，Pa；h c为裂缝与岩石基质之间的流体交换系数，（m·s）/Pa。

1.2.3　节理单元断裂模型

本文定义了节理单元存在3种断裂模式（图3），分别是拉伸破坏（I型）、剪切破坏（II型）和拉剪混合破坏（混合模式I—II型）。模型采用损伤因子D来定量表征节理单元的破坏，取值在0~1之间，当D= 0时，节理单元没有损伤；当D=1时，表示节理单元破裂形成裂缝［32］。
图3 二维FDEM中节理单元的破坏模式

（a）拉伸破坏；（b）剪切破坏；（c）拉剪混合破坏

Fig.3 Failure modes of joint elements in two-dimensional FDEM

节理发生I型、II型、I—II型破坏时的损伤因子可以表示为：
o - o p / o r - o p = D                                                             ( I 型 ) s - s p / s r - s p = D                                               ( I I 型 ) o - o p / o r - o p 2 + s - s p / s r - s p 2 = D                                           ( 混合 模式 I — I I )
式中：o为法向张开量，m；o p为临界法向张开量，m；o r为最大法向张开量，m；s为切向滑移量，m；s p为临界剪切滑移量，m；s r为最大剪切滑移量，m；D为损伤因子，无因次。

1.3　流—固耦合模型

1.3.1　流体与岩石基质变形关系

有限—离散单元模型中的流固耦合过程其实是裂缝开度变化与地层应力、缝内流体流动状态变化之间的关系。压裂过程中，黏性流体在裂缝中憋压将对裂缝壁面产生法向流体压力，节理单元则在力的作用下发生张开或闭合，而裂缝开度变化（即岩体变形）相应地将对裂缝内流体流动产生影响，进而影响壁面所受流压大小。因此必须将流体对裂缝壁面力的作用以及岩体变形对流体流动的影响均考虑到［31］。裂缝壁面所受的力可以表示为：
F = p c n n L
裂缝开度变化可以表示为上一时步与当前时的差值：
△ w = w n + 1 - w n
根据质量守恒定律，流体压力变化可以由下式计算：
p c n + 1 = p c n + K w V ∑ q △ t - △ V
式中： F 为作用于网格块体上的力，N；p c为流体压力，Pa； n 为节理单元边上的法向量，无因次；L为裂缝长度，m；w为裂缝开度，m；n、n+1分别为上一时间步与当前时间步，无因次； K w为流体的体积模量，Pa；V为节理单元的体积，m2（二维）；q为单位时间注入流量，m2/s（二维）； △ t为单位时间步长，s； △ V为当前时间步与上一时间步节理单元的体积变化，m2（二维）。

1.3.2　地层应力平衡方程

对于任意连续体应力分布都可由位移计算得到，而位移计算可归结为节点位移的计算。根据FDEM，模拟域可以被离散为有限数量的三角形单元，其质量、载荷、位移、速度和加速度场可以用节点值表示。根据节点质量、接触力、三角形单元变形引起的反作用力和节点单元的黏结应力，结合牛顿第二定律，这些节点的位置和速度可以由运动方程确定［33］：
M x ¯ ¯ + C x ¯ ¯ = F c x + F e x + F j x + F e x t x
式中： M 为质量矩阵，N·（s2/m）； C 为阻尼矩阵，N·（s/m），均为对角矩阵， C = λ I，其中 I 为单位矩阵； λ为阻尼系数，Pa·s； x 为节点位移向量，m； x ¯为节点速度向量，m/s； x ¯ ¯为节点加速度向量，m/s2； F c为节点上的接触力矢量，N； F e为三角单元变形诱导产生的节点力矢量，N； F j为节点上的黏结力，N； F ext为节点上的外力矢量，N。

1.3.3　接触力计算方程

在有限—离散单元方法中采用是MUNJIZA等［34］提出的NBS算法来判断单元节点的接触关系。该算法的接触判断耗时与单元数呈线性关系，接触判断效率高。节点接触力由法向接触力和切向接触力2部分构成，法向接触力由罚函数法计算，切向接触力可由库仑摩擦法计算。对于2个三角形单元之间接触（图4），其中法向接触力为：
f n = p n ∫ Γ β t ⋂ β c g r a d φ c P c - g r a d φ t P t d A
图4 离散单元接触对受力示意

Fig.4 Schematic diagram of force on contact pairs of discrete elements

MAHABADI等［35］在二维FDEM中根据摩尔库伦摩擦准则，提出了切向接触力的计算方法：
f t n + 1 = f t n - p t Δ u t
式中：f n为法向接触力，Pa； p n为法向罚参数，Pa/m；β t、β cf靶体，目标体； β t ⋂ β c为靶体β t和目标体β c重叠区域，无因次；grad为梯度，m-1； P c为接触三角单元 β c重叠区域内的一点，无因次； P t为接触三角单元 β t重叠区域内的一点，无因次； φ t P t、 φ n P c分别为重叠区域内 P t、 P c处的势，无因次；A为三角单元重叠区域面积，m2； f t 为切向接触力，Pa； p t为切向罚参数，Pa/m； Δ u t为某一时刻接触点的相对位移，m。

1.3.4　三角单元应力计算

三角形单元的总应变可以通过三角形单元当前位移和初始位移计算得到。然后根据应力—应变本构关系，得到具有黏性阻尼的各向同性线弹性三角形单元的应力［36］：
T = 1 d e t F E 1 + v E d + E 1 - v E s + 2 λ D
式中： T为应力张量，Pa； F为变形梯度，无因次； E为弹性模量，Pa； v为泊松比，无因次； E d为格林应变张量，无因次； E s为圣维南应变张量，无因次； D为应变速率张量，s-1； λ为阻尼系数，Pa·s。

2 模型验证

2.1　矿场实例验证

以川南深层页岩气x平台4井第5段为例，基于现场施工及地层资料，建立裂缝扩展验证模型。该压裂段存在一条小断层带，小断层与水平井筒呈45°夹角，受小断层影响压裂裂缝扩展轨迹存在较大转向。压后生产数据表明，该压裂段有效延伸裂缝簇数为3簇，施工排量为16 m³/min，压裂液总量为1 800 m³，平均液体黏度5 mPa·s，簇间距为20 m，故建立尺寸为300 m×80 m地层模型，地层杨氏模量40 GPa，内聚力20 MPa，抗拉强度15 MPa，内摩擦角30°，沿着x方向为最大主应力方向，地应力大小为102 MPa，沿着y方向为最小主应力方向，地应力大小为90 MPa。模拟结果如图5（a）所示，可以看到受小断层阻挡作用，水平井筒左侧三簇压裂裂缝与小断层相交后全部被小断层捕获，大量压裂液滞留于小断层内，阻碍了压裂裂缝沿最大水平主应力方向向地层深部延伸。根据现场微地震数据发现，该段压裂共监测到事件点103个，受小断层捕获的影响，微地震事件点止于小断层右侧，缝网延伸长度范围约为246 m，其中西侧约为111 m，东侧约为135 m，宽约78 m，高度约62 m。对比微地震监测侧视图［图5（b）］与模拟结果云图发现，微地震信号点分布与压裂改造区域的形态、长度及宽度保持一致。模拟结果与微地震数据基本吻合，证明了该模型的准确性。
图5 基于本文模型的模拟结果与现场微地震信号点分布

Fig.5 Simulation results based on the proposed model and the distribution of microseismic signal points in the field

2.2　精度验证

为进一步说明本文模型的可靠性，分别对模拟时间步长和网格尺寸大小2个参数进行了敏感性分析，研究了在不同时间步长和网格尺寸大小条件下1 000 s模拟时长内迭代次数的变化动态。结果如图6所示，分别表示时间步长为2 s、2.5 s、5 s、和10 s时，网格尺寸大小为0.5 m、1 m、2 m和5 m时，模拟结果达到收敛条件的迭代次数。对比分析发现，时间步长和网格尺寸迭代次数变化趋势相似，模拟器的不稳定性主要发生在模拟阶段的早期阶段，且随着时间步长和网格尺寸的增加，模拟早期达到收敛的迭代次数均相应增加。虽然时间步长和网格尺寸对于模拟过程有一定影响，但是时间步长和网格尺寸分别迭代次数在300 s和260 s后可以稳定在2~3次。综合可得，本文模型采用的迭代方法是具有可靠性和鲁棒性的。
图6 不同时间步长和网格尺寸条件下结果收敛所对应的迭代次数

（a）不同时间步长条件下对应的迭代次数；（b）不同网格尺寸条件下对应的迭代次数

Fig.6 The number of iterations corresponding to the convergence of results under different time steps and grid sizes

3 数值模拟结果分析

3.1　物理模型构建

如图2（c）所示，为模拟研究深层页岩储层中小断层对拉链式压裂窜扰规律的影响，首先需要合理表征页岩储层中的小断层。为此，根据小断层分布地质资料，将局部位置节理单元初始开度设置为0.001 m，黏聚力设置为0（f c = 0），抗张强度为0，以此实现对小断层物理性质的表征。根据w平台2井岩石力学参数建立如图7所示物理模型。模型尺寸为200 m（y）×100 m（x），划分离散单元数量为32 640，每段射孔1簇。小断层由定义了特定岩石力学参数的节理单元构成，小断层处于两水平井之间。为准确观察到拉链式压裂过程中裂缝相交后的窜扰行为，模拟包括3个阶段：①1井压裂；②1井压裂结束后，停泵一段时长（净压力降低，压裂液通过岩石壁面滤失）；③2井压裂。2口井所有压裂施工参数保持一致。主要输入参数如表1所示。基于该物理模型及输入参数，研究了天然裂缝与小断层、小断层逼近角、小断层距离井筒距离、射孔错位距离及小断层数量对拉链式压裂裂缝扩展及窜通规律的影响。
图7 双水平井拉链式压裂物理模型及离散剖分网格

Fig.7 Physical model of zipper fracturing of double-horizontal wells and discrete grid

表1 主要模拟输入参数

Table 1 Main simulation input parameters

参数名称 数值 参数名称 数值
孔隙度/% 4 基质—内聚力/MPa 20
垂向主应力/MPa 94 基质内摩擦角/（°） 30
水平最小主应力/MPa 88 基质抗张强度/MPa 15
两向主应力差/MPa 10 小断层内聚力/MPa 0
地层压力（系数） 1.8 小断层抗张强度/MPa 0
弹性模量/GPa 39 小断层内摩擦角/（°） 30
泊松比 0.24 1小断层开度/m 0.001
压裂液黏度/（mPa·s） 4 1井、2井压裂时间/h 1
单簇注入排量/（m3/min） 3 停泵时间/h 1

3.2　小断层逼近角的影响

从图1（a）可以看出小断层总是以不同夹角与水平井筒相交。 基于本文模型，模拟研究了不同逼近角小断层对拉链压裂窜通规律的影响。图8（a）—图8（c）代表小断层逼近角分别为30°、45°、60°及75°时3个阶段结束时刻的裂缝轨迹，可以看到不论是1井或2井压裂过程中，压裂裂缝与4种逼近角度的小断层相交后都是被小断层捕获，并未出现相交后穿越小断层扩展的行为。图8（d）为相同条件下，将小断层替换为天然裂缝后，拉链压裂结束时的裂缝轨迹。结果显示只有逼近角为30°与45°时水力裂缝被天然裂缝捕获，而天然裂缝逼近角为60°与75°时，两井压裂裂缝都穿过了天然裂缝，呈现出相互吸引延伸的趋势。对比逼近角为30°与45°的小断层与天然裂缝扩展轨迹可以看到，当压裂裂缝被小断层捕获后，流体将快速充填整个小断层并增加其开度，而天然裂缝则是部分被打开。观察云图发现天然裂缝条件下形成的裂缝长度明显大于小断层条件时裂缝长度，主要由于小断层具有一定开度，滤失性较大，导流能力较强，流体优先充满小断层内部体积，然后再造新缝，流体体积损耗相对较大，而天然裂缝条件下滤失作用则相对较小，故形成的水力裂缝相对更长。因此，相对于天然裂缝，小断层对压裂裂缝沿水平最大主应力方向扩展的阻挡作用更加显著。
图8 不同小断层与天然裂缝逼近角下拉链式压裂裂缝扩展轨迹

Fig.8 Trajectory of zipper fracturing fracture propagation under approach angles of different minor faults and natural fractures

进一步分析2井压裂过程中1井（亦称为响应井）的压力涨幅（2井压裂结束时，1井受裂缝窜通影响，其当前压力相对于1井压裂结束后最低压力的涨幅值）及压力响应时间（1井压裂结束后压力变化趋势由降变增的时刻，以2井压裂时间作为参考）情况，如图9所示。从图9可以看出，随着小断层逼近角的增加，1井压力涨幅逐渐减小，对应的压力响应时间增加。针对相同逼近角天然裂缝窜通的情况，也有与小断层类似的变化规律。但同等条件下，由于原始天然裂缝不具有导流而小断层具有高导流高滤失，通过天然裂缝窜通后的压力涨幅相对更大，响应时间相对更长。
图9 不同逼近角小断层与天然裂缝下拉链压裂裂缝窜通后1井（响应井）压力涨幅及对应压力响应时间

Fig.9 The pressure increase and corresponding pressure response time of Well 1 （response well） after fracture intersection of the zipper fracturing under minor faults and natural fractures with different approach angles

3.3　小断层距离井筒距离的影响

由监测到的蚂蚁体分布可知，小断层与水平井筒的距离存在随机性。本节以水平井1作为参考对象，研究了小断层中心位置与水平井筒之间距离（d d）对拉链压裂压力窜通规律的影响。图10代表距离分别为20 m、40 m、60 m、80 m，小断层逼近角为45°时，拉链压裂结束后的裂缝扩展轨迹，图11则为响应井对应的压力涨幅及压力响应时间。从图10中裂缝轨迹可以看到，小断层距离某一井筒越近时，该井越易与小断层窜通，并且越易导致小断层两端形成新的裂缝。图11则表明在先压1井后压2井条件下，与1井距离越大，1井压力涨幅越大，对应压力响应时间越早。这是由于距离越大，相对2井距离则越小，2井压裂裂缝越易较早通过小断层与1井压裂裂缝窜通，从而造成更大的压力涨幅。
图10 小断层与井筒不同距离（d d）下2井压裂结束时的压裂裂缝扩展轨迹

Fig.10 Fracture propagation trajectories at the end of hydraulic fracturing in Well 2 under different distances between minor faults and wellbore

图11 小断层与井筒不同距离下拉链压裂裂缝窜通后压力涨幅及对应压力响应时间

Fig.11 The pressure increase and corresponding pressure response time after fracture intersection of the zipper fracturing under different distances between minor faults and wellbore

3.4　带状小断层的影响

从图1（a）可以看出，小断层并非完全是宽度小的线型，局部还存在呈带状且具有一定宽度的小断层。本节通过预置多条大尺度节理单元构建了具有一定宽度的小断层，从而近似表征带状小断层。如图12所示，保持小断层岩石力学参数相同，令每条小断层逼近角为45°，平行间距为2 m，分别研究了由1~4条小断层构成的带状小断层对拉链式压裂裂缝扩展及窜扰行为的影响。图12、图13分别为不同带状小断层对应的拉链式压裂裂缝扩展轨迹和压力涨幅及对应的压力响应时间。从裂缝扩展轨迹可以看出，当小断层数量超过2条后，压裂过程中断层内部之间形成了窜通裂缝，为两井裂缝窜通构建了流动通道。窜通后结果表明，受小断层层数增加导致压裂液滤失量增加的影响，随小断层层数及带宽的增加，响应井（1井）压力涨幅呈递减趋势，对应压力响应时间呈增长趋势。
图12 不同小断层层数下2井压裂结束时的压裂裂缝扩展轨迹

of minor fault layers

Fig.12 Fracture propagation trajectories at the end of hydraulic fracturing in Well 2 under different number

图13 不同带状小断层下拉链压裂裂缝窜通后压力涨幅及对应压力响应时间

Fig.13 The pressure increase and corresponding pressure response time after fracture intersection of the zipper fracturing under different zonal minor faults

3.5　两井孔眼错位距离的影响

拉链式压裂设计中，相邻井射孔位置对压裂裂缝扩展及窜通有重要影响。本节研究了相邻两井孔眼错位距离（d s）对两井压裂裂缝扩展及窜通规律的影响。图14代表两井孔眼错位距离分别为0 m、10 m、20 m、30 m时拉链式压裂结束后的裂缝轨迹，图15则为响应井对应的压力涨幅及响应时间情况。模拟结果表明，4种情况下的裂缝轨迹差异不大，借助小断层的搭接作用，两井之间压裂裂缝都形成了窜通，但窜通后的响应情况差异较大。窜通结果表明随着孔眼错位距离的增加，1井压力涨幅逐渐增加，对应压力响应时间则逐渐缩短。这是由于当孔眼错位距离越大时，射孔孔眼与小断层的距离越小， 2井压裂裂缝越易与小断层搭接，在具有高导流性质的小断层影响下，导致1井压力更早上涨。
图14 不同孔眼错位距离（错位距离d s）下2井压裂结束时刻的裂缝轨迹分布

Fig.14 Fracture propagation trajectories at the end of hydraulic fracturing in Well 2 under different hole dislocation distances （dislocation distance d s）

图15 不同射孔错位距离下拉链压裂裂缝窜通后压力涨幅及对应压力响应时间

Fig.15 The pressure increase and corresponding pressure response time after fracture intersection of the zipper fracturing under different perforation dislocation distances

4 结论

小断层是深层页岩气储层重要的地质结构特征之一，对多井之间拉链式压裂裂缝扩展轨迹具有重要影响。
（1）相对于天然裂缝，小断层具有更强的捕获水力裂缝及阻挡水力裂缝穿越的能力。受天然裂缝低导流及小断层高导流高滤失影响，随着小断层逼近角的增加，响应井压力涨幅减小，对应的压力响应时间增长。对于相同逼近角天然裂缝窜通的情况，也有类似的变化规律，但相同条件下，利用天然裂缝窜通后的压力涨幅相对更大，响应时间相对更晚。
（2）小断层距离井筒越近，该井越易与小断层窜通，越易导致小断层两端形成新的裂缝；小断层与响应井距离越大，响应井压力涨幅越大，对应压力响应时间越早。
（3）压裂过程中多层小断层内部之间易形成窜流裂缝，为井间压裂裂缝窜通构建流动通道；受小断层层数增加导致压裂液滤失量增加的影响，随小断层层数及带宽的增加，响应井压力涨幅越小，对应压力响应时间越长。
（4）受大尺度小断层影响，当孔眼错位距离越大，孔眼距离小断层越近，压裂裂缝越易通过小断层搭接致使响应井压力更早上涨。
实际拉链式压裂设计中，应考虑小断层的特殊性，针对具有不同特征小断层的压裂段，应在深入认识其影响规律下，更具特殊性的开展压裂设计。

References

Publishing order | Descend order by publishing year | Descend order by cited within
1
马新华， 谢军. 川南地区页岩气勘探开发进展及发展前景［J］. 石油勘探与开发， 2018， 45 （1）： 161-169.

MA X H， XIE J. The progress and prospects of shale gas exploration and exploitation in southern Sichuan Basin， NW China［J］.Petroleum Exploration and Development，2018，45（1）：161-169.

2
雷群，管保山，才博，等. 储集层改造技术进展及发展方向［J］. 石油勘探与开发， 2019， 46（3）： 580-587.

LEI Q， GUAN B S， CAI B， et al.Technological progress and prospects of reservoir stimulation［J］.Petroleum Exploration and Development， 2019， 46（3）： 580-587.

3
赵金洲， 雍锐， 胡东风，等. 中国深层—超深层页岩气压裂：问题、挑战与发展方向［J］. 石油学报，2024，45（1）：295-311.

ZHAO J Z， YONG R， HU D F， et al. Deep and ultra-deep shale gas fracturing in China：Problem， challenges and directions［J］. Acta Petrolei Sinica， 2024，45 （1）： 295-311.

4
赵金洲， 王强， 胡永全，等. 多孔眼裂缝竞争起裂与扩展数值模拟［J］. 天然气地球科学， 2020， 31（10）： 1343-1354.

ZHAO J Z， WANG Q， HU Y Q， et al. Numerical simulation of multi-hole fracture competition initiation and propagation［J］. Natural Gas Geoscience， 2020， 31（10）： 1343-1354.

5
DAHI TALEGHANI A，GONZALEZ CHAVEZ M，YU H， et al. Numerical simulation of hydraulic fracture propagation in naturally fractured formations using the cohesive zone model［J］.Journal of Petroleum Science and Engineering，2018，165： 42-57.

6
DEHGHAN A N. An experimental investigation into the influence of pre-existing natural fracture on the behavior and length of propagating hydraulic fracture［J］. Engineering Fracture Mechanics， 2020，240：107330.

7
YANG C X，YI LP，YANG Z Z，et al. Numerical investigation of the fracture network morphology in multi-cluster hydraulic fracturing of horizontal wells：A DDM-FVM study［J］. Journal of Petroleum Science and Engineering，2022，215：110723.

8
XU W J，LI Y M，ZHAO J Z，et al.Simulation of a hydraulic fracture interacting with a cemented natural fracture using displacement discontinuity method and finite volume method［J］. Rock Mechanics and Rock Engineering，2020，53（7）：3373-3382.

9
YI L P，LI X G，YANG Z Z，et al. Phase field modeling of hydraulic fracturing in porous media formation with natural fracture［J］. Engineering Fracture Mechanics， 2020， 236： 107206.

10
WANG Q， HU Y Q， ZHAO J Z， et al. Numerical simulation of fracture initiation， propagation and fracture complexity in the presence of multiple perforations［J］.Journal of Natural Gas Science and Engineering，2020，83：103486.

11
王强， 赵金洲， 胡永全， 等. 页岩气老井重复压裂时机优化方法［J］. 石油勘探与开发， 2024， 51（1）： 1-9.

WANG Q， ZHAO J Z， HU Y Q， et al. Optimization method of refracturing timing for old shale gas wells［J］. Petroleum Exploration and Development， 2024， 51（1）： 1-9.

12
HU Y Q，WANG Q，ZHAO J Z，et al.Numerical simulation of complex fracture geometry caused by hydrodynamics in shale with pre-existing weak planes［J］.Journal of Petroleum Science and Engineering，2021，199：108306.

13
王强， 赵金洲， 胡永全， 等. 页岩水力裂缝网络形态及激活机制研究［J］. 西南石油大学学报（自然科学版）， 2022， 44（6）： 71-86.

WANG Q， ZHAO J Z， HU Y Q， et al. Investigation on the morphology and activation mechanism of hydraulic fracture ne-twork in shale［J］. Journal of Southwest Petroleum University （Science & Technology Edition），2022，44（6）：71-86.

14
朱海燕， 黄楚淏， 唐煊赫. 裂缝性页岩储层水力压裂多簇裂缝扩展的FEM-DFN数值模拟［J］. 岩石力学与工程学报， 2023， 42（S1）： 3496-3507.

ZHU H Y，HUANG C H，TANG X H.Numerical simulation of multi-cluster fractures propagati on in naturally fractured shale reservoir based on finite element method-discrete［J］.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2023，42（S1）：3496-3507.

15
易良平， 杨长鑫， 杨兆中， 等. 天然裂缝带对深层页岩压裂裂缝扩展的影响规律［J］. 天然气工业， 2022， 42（10）： 84-97.

YI L P，YANG C X，YANG Z Z， et al. Influence of natural fracture zones on the propagation of hydraulic fractures in deep shale［J］. Natural Gas Industry，2022，42（10）：84-97.

16
KUMAR D， GHASSEMI A. A three-dimensional analysis of simultaneous and sequential fracturing of horizontal wells［J］. Journal of Petroleum Science and Engineering，2016，146：1006-1025.

17
冯其红， 李东杰， 时贤， 等. 页基于扩展有限元的水平井改进拉链式压裂数值模拟［J］. 中国石油大学学报（自然科学版）， 2019， 43（2）： 105-112.

FENG Q H，LI D J，SHI X，et al. Numerical simulation of modified zipper-type hydraulic fracture propagation in horizontal wells based on extended finite element method［J］. Journal of China University of Petroleum（Edition of Natural Science）， 2019， 43（2）： 105-112．

18
张皓宇， 陈军斌， 王涛， 等. “井工厂”不同压裂模式下裂缝扩展规律数值模拟研究［J］. 中南大学学报（自然科学版）， 2022， 53（9）： 3561-3574.

ZHANG H Y，CHEN J B，WANG T，et al. Numerical simulation of fracture propagation in different fracturing modes of “well factory”［J］.Journal of Central South University（Science and Technology），2022，53（9）：3561-3574.

19
WANG Y L，LIU X G.Stress-dependent unstable dynamic propagation of three-dimensional multiple hydraulic fractures with improved fracturing sequences in heterogeneous reservoirs：Numerical cases study via poroelastic effective medium model［J］.Energy & Fuels，2021，35（22）：18543-18562.

20
寇园园， 陈军斌， 聂向荣， 等. 基于离散元方法的拉链式压裂效果影响因素分析［J］.石油钻采工艺，2023，45（2）：211-222.

KOU Y Y，CHEN J B，NIE X R，et al. Analyzing the factors influencing zipper fracturing based on discrete element method［J］.Oil Drilling & Production Technology，2023，45（2）：211-222.

21
杨鹏， 张士诚， 邹雨时，等. 井平台多井压裂裂缝扩展、支撑剂运移规律与参数优化［J］. 石油勘探与开发，2023，50（5）： 1065-1073.

YANG P， ZHANG S C， ZOU Y S， et al. Fracture propagation， proppant transport and parameter optimization of multi-well pad fracturing treatment［J］. Petroleum Exploration and Development，2023，50（5）：1065-1073.

22
王林生， 梁利喜， 覃建华， 等. 玛湖砾岩油藏水平井压裂井间窜扰特征与机制分析［J］. 油气地质与采收率， 2023， 30（6）： 129-137.

WANG L S，LIANG L X，QIN J H，et al. Characteristics and mechanism of inter-well interference in horizontal well fracturing in Mahu conglomerate reservoirs［J］.Petroleum Geology and Recovery Efficiency，2023，30（6）：129-137.

23
王文东， 喻文锋， 高攀， 等. 页岩气井间压裂窜扰机理及影响规律［J］. 天然气工业， 2024， 44（1）： 128-138.

WANG W D，YU W F，GAO P，et al. Mechanisms and impact patterns of fracture hits between shale gas wells［J］. Natural Gas Industry， 2024， 44（1）： 128-138.

24
FISHER K，WARPINSKI N.Hydraulic-fracture-height gro-wth：Real data［J］.SPE Production & Operations，2012，27（1）： 8-19.

25
REAGAN M T， MORIDIS G J， KEEN N D， et al. Numerical simulation of the environmental impact of hydraulic fracturing of tight/shale gas reservoirs on near-surface groundwater： Background， base cases， shallow reservoirs， short-term gas， and water transport［J］. Water Resource Research， 2015， 51（4）： 2543-2573.

26
赵海军， 马凤山， 刘港，等. 不同尺度岩体结构面对页岩气储层水力压裂裂缝扩展的影响［J］.工程地质学报，2016，24（5）：992-1007.

ZHAO H J，MA F S，LIU G，et al. Influence of different scales of structural planes on propagation mechanism of hydraulic fracturing［J］.Journal of Engineeing Geology，2016，24（5）：992-1007.

27
冯雪磊， 马凤山， 赵海军， 等. 断层影响下的页岩气储层水力压裂模拟研究［J］. 工程地质学报， 2021， 29（3）： 751-763.

FENG X L，MA F S，ZHAO H J，et al.Numerical simulation of hydraulic fracturing in shale gas reservoirs under fault influence［J］.Journal of Engineering Geology，2021，29（3）：751-763.

28
任岚， 于志豪， 赵金洲， 等. 深层页岩气断层属性对压裂缝网的影响［J］. 特种油气藏， 2023， 30（2）： 95-100.

REN L，YU Z H，ZHAO J Z， et al. Influence of fault attributes of deep shale gas on fracturing fracture network［J］. Special Oil & Gas Reservoirs，2023，30（2）：95-100.

29
MUNJIZA A， ROUGIER E， JOHN N W M. MR linear contact detection algorithm［J］. International Journal for Numerical Methods in Engineering，2006，66（1）：46-71.

30
陈铭， 张士诚， 胥云，等. 水平井分段压裂平面三维多裂缝扩展模型求解算法［J］. 石油勘探与开发，2020，47（1）：163-174.

CHEN M， ZHANG S C， XU Y， et al. A numerical method for simulating planar 3D multi-fracture propagation in multi-stage fracturing of horizontal wells［J］. Petroleum Exploration and Development，2020，47（1）：163-174.

31
YAN C Z， JIAO Y Y. A 2D fully coupled hydro-mechanical finite-discrete element model with real pore seepage for simulating the deformation and fracture of porous medium driven by fluid［J］. Computers & Structures， 2018， 196： 311-326.

32
YAN C Z，FAN H W，HUANG D R，et al.A 2D mixed fracture-pore seepage model and hydromechanical coupling for fractured porous media［J］.Acta Geotechnica，2021，16（10）：3061-3086.

33
严成增，郑宏，孙冠华，等. 基于 FDEM-Flow 研究地应力对水力压裂的影响［J］. 岩土力学， 2016， 37（1）： 237-246.

YAN C Z，ZHENG H，SUN G H，et al. Effect of in-situ stress on hydraulic fracturing based on FDEM-Flow［J］.Rock and Soil Mechanics，2016，37（1）：237-246.

34
MUNJIZA A，ROUGIER E，LEI Z，et al. FSIS：A novel fluid-solid interaction solver for fracturing and fragmenting solids［J］. Computational Particle Mechanics，2020，7（5）：789-805.

35
MAHABADI O K， LISJAK A， MUNJIZA A， et al. Y-Geo： New combined finite-discrete element numerical code for geomechanical applications［J］. International Journal of Geomechanics. 2012， 12（6）： 676-688.

36
严成增，郑宏，孙冠华，等. 模拟水压致裂的二维 FDEM-flow 方法［J］. 岩石力学与工程学报，2015，34（1）：67-75.

YAN C Z，ZHENG H，SUN G H， et al. A 2D FDEM-flow method for simulating hydraulic fracturing［J］. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering， 2015， 34（1）： 67-75.

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