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1821年，美国Dunkirk区块第一口工业性页岩气井开始投产，标志着页岩储层勘探开发正式开始。随后美国投入大量资金实施页岩地层的开发，逐渐形成一套先进的水平井钻井技术和多级压裂施工技术。受美国页岩储层成功开发影响，全球页岩储层勘探开发如火如荼地进行中。据权威专家测算，2010年美国页岩气总产量为1000亿立方米，约占美国当年天然气总产量的20% [1]。

页岩气田的开发方式不同于常规砂岩气田，在页岩气井中通常需要进行体积压裂施工才能获得工业产能。随着世界经济的发展，能源在发达国家和发展中国家中的经济地位日益剧增。随着各国石油科研技术人员对页岩储层特征和成藏条件的理解不断深化，压裂技术不断优化，页岩储层的勘探也向全世界范围扩展。

然而，在体积压裂施工之前，我们往往需要可靠的页岩储层基础物性参数。微注压降测试技术可以通过对所测试的压力变化资料进行流动状态识别，进而获得储层及裂缝相关参数。

由国内外文献资料可知，目前针对页岩气井的微注压降测试诊断技术大多是基于二维裂缝模型，基于三维裂缝模型的诊断技术相对较少。本文主要讨论微注压降测试诊断技术及其应用，首先建立页岩气井微注压降阶段泵注流体的渗流模型，然后根据压降导数曲线和压力导数曲线识别出页岩气井的各个流动形态；并且针对页岩气井的每个流动形态，建立考虑缝高变化的三维微注压降测试诊断模型，并对页岩储层参数、裂缝参数和压裂改造体积进行反演。这样可以为页岩气田的开发提供地质资料，为页岩气田压裂方案的调整和压裂参数的优化提供重要的依据。

岩石矿物特征：通常页岩矿物成分主要包括石英、碳酸盐岩、粘土矿物及少量的方解石、长石等[1]。不同盆地的页岩矿物组分存在较大差异。在美国主要的页岩区块中，石英的含量均大于30%。但各盆地间碳酸盐岩含量差异较大。碳酸盐岩含量在英福特页岩盆地中最高，达到56%，在伍德福德页岩盆地中最低，达到4%。与美国主要页岩储层相比，我国的页岩储层中脆性矿物含量、粘土矿物含量和石英矿物含量总体较高，而碳酸盐矿物含量总体较少。以四川盆地A区块某一页岩地层为例，石英平均含量为44.7%；粘土矿物平均含量为32.6%；碳酸盐岩矿物平均含量为10.5%[2]。当天然裂缝内嵌入的脆性矿物含量越高时，该页岩地层更容易完成体积压裂；反之，当页岩地层中伊利石、绿泥石含量较高时，该地层不容易压开裂缝。因此，脆性矿物含量和粘土含量很大程度上决定了页岩储层的脆性指数。

孔隙和喉道特征：页岩储层极其致密，其孔喉的分选性远远差于常规砂岩储层，以纳米级孔隙半径为主，导致孔隙度和渗透率极低[2]。根据基础资料可以总结出，密西西比盆地巴尼特区块页岩孔隙半径范围为5nm~750nm[3]，平均为100nm；在麦肯齐盆地，浅层页岩孔隙半径为25nm~1000nm，深层页岩孔隙半径缩小到2.5nm~25nm；我国四川盆地优质页岩储层孔隙半径约为100nm。北美以巴尼特区块页岩为例，孔隙度为4%~10%，渗透率为0.05 mD~1.0 mD；我国四川盆地威远区块B1页岩小层孔隙度为0.34%~8.1%，平均孔隙度在3.02%左右[4]；鄂尔多斯盆地B2页岩小层孔隙度为0.4%~1.5%，渗透率为0.012 mD ~0.653 mD。

气体赋存特征：页岩地层中，20%～85%气体是以吸附态形式赋存于有机质中，余下的15%~80%游离状态气体主要存在于纳米级孔隙和天然裂缝中。在页岩气井投入正式生产的初期，小层内的游离状态下的气体首先从地层流动到井筒 [5]；随着生产压力逐渐降低，解吸附出来的气体开始从页岩地层向上流动到井筒。

微注压降测试的定义：微注压降测试又称诊断性压裂注入测试，该测试技术的主要内容是以恒定的微小排量向地层泵注一定量的液体，使地层产生微小的破裂，并在井筒周围产生一个高于原始地层压力的区域，然后关井，微小裂缝内的液体在压差作用下滤失到地层，井筒压力逐渐下降到原始地层压力 [6]。该技术可以通过对所测试的气井压力变化资料进行流动状态识别，进而获得储层及裂缝相关参数。微注压降测试流程如图1.1所示。

图1.1 微注压降测试流程示意图

Fig. 1.1 A typical process diagram of a diagnostic injection/fall-off test

1979年，Nolte[7]提出了从储层压裂施工后的压降曲线上确定裂缝参数的分析技术。随后，他将压力降落分析方法进行改进，使该方法可用于二维裂缝模型。同年，Nolte[7]使用一种分析方法来建立裂缝闭合时间和泵注时间的G函数关系，当压力与G函数绘制出图版时，可以绘制出某一点的切线。根据裂缝闭合点切线斜率，我们可以计算出裂缝闭合阶段的流体总滤失系数、压裂液效率、裂缝几何形状和裂缝闭合时间。

1985年，Martins和Harper[8]对椭圆形裂缝进行了压力降落分析。他们认为平均压力下降的速度取决于流体滤失速率和裂缝复杂程度。他们指出，在已知裂缝长度和高度，或在径向裂缝的情况下，裂缝处于开启状态且复杂程度保持恒定。那段时间研究工作的重点主要是确定整体滤失系数。

1986年．Soliman[9]绘制出压力与时间的半对数导数曲线。在停泵时间之前，特征切线斜率1/4对应裂缝双线性流，切线斜率1/2对应地层线性流、切线斜率为0对应地层径向流[10]；在停泵时间之后，特征切线斜率-3/4对应裂缝双线性流，切线斜率-1/2对应地层线性流、切线斜率为-1对应地层径向流。1989年，Bourdet[11]运用Horner时间、Agarwal有效时间[12]与叠加时间计算出每个流动形态的特征直线的斜率，不过该方法仅适用于常规储层试井中，不适用于短期非常规储层测试中。1997年，Nolte[13]绘制出线性流时间平方的压降导数曲线，并利用切线斜率识别储层流动形态。

1987年，Castillo[14]认为：当滤失系数受到不可压缩滤饼控制，且与压力、粘度、渗透率有关时，Nolte提出的压降曲线分析方法是不合理的。运用压力及其导数与G函数时间的关系曲线、平方根时间曲线，他求解出了瞬时停泵压力，裂缝闭合压力，拟合压力、压裂液效率和压力敏感性储层的滤失系数。

1988年，Nolte[15]的后续工作涵盖了压裂液泵注阶段和裂缝闭合后的压力动态分析。从净压力与时间的双对数曲线的斜率中可以分析二维裂缝模型，观察到裂缝高度和裂缝闭合的情况，从而可以推断出二维裂缝模型基本参数，为后续的压裂施工提供了重要的资料。

1989 年，Meyer[16]归纳出了一个比G函数更为完善的分析。并且提出了一种可以耦合岩石弹塑性力学和流体力学的三维裂缝模型，这一模型的提出完善了传统的油气井停泵后压降曲线分析方法，并且比较全面地考虑了裂缝在三维地层中的延伸问题。

1991年，Nolte[17]在二维裂缝模型净压力变化曲线的基础上，考虑到裂缝缝长、裂缝复杂程度和裂缝高度的变化，研究了在非理想状态下的压力降落曲线分析方法，该分析方法拓展了储层压降曲线的分析理论。

“脉冲压裂测试”是用于确定地层渗透率和原始地层压力的流体注入试验。该测试的主要内容包括注入较小体积的滑溜水以产生短裂缝，然后在关井停泵期间记录储层压力的变化。裂缝闭合后的压力降落用于推断渗透率和储层压力。裂缝可以穿过近井筒受到污染区域，并使真实地层情况展现在压力动态中。

1993年，通过考虑裂缝的滤失特性，并且基于脉冲压裂测试理论，Gu[18]推导出了裂缝闭合后分析的沿裂缝长度分布的瞬时线源解。根据瞬时线源解，我们可以在停泵阶段识别储层的流动形态，进而求解裂缝参数和地层参数。他最后通过数值模拟软件和现场案例的分析结果证明了脉冲压裂测试在气藏中的适用性。

1996年，Barree和Mukherjee[19]改进了裂缝压降分析技术，使用裂缝数值模拟程序代码来产生非理想状态储层裂缝的压力动态变化，这种诊断工具允许识别压裂现场数据。模拟包括裂缝理想情况，裂缝闭合后延伸的情况，裂缝滤失与压力相关的情况，压力相关的滤失和裂缝复杂程度的情况，以及从边界层裂缝高度降低的情况。他在文章中绘制了这四种情况的G函数特征曲线，并分析G函数曲线形态的相对变化。

2005年，Soliman、Craig[20]等人认为非常规储层微注压降测试的主要目的是确定压裂设计的各项参数，包括裂缝闭合压力、瞬时停泵压力、裂缝延伸压力、地层滤失系数、原始地层压力、地层渗透率、裂缝导流能力等参数，并介绍了改变泵注排量测试、泵注-回流测试和泵注-停泵测试，识别出了在停泵阶段，油气井裂缝闭合后存在线性流、双线性流和径向流三种流动形态。

2005年，Soliman[21]提出了专门用于短期储层测试的压力导数曲线。在半对数压力导数曲线图版中，以作为时间轴可以根据曲线切线斜率划分出双线性流、线性流和径向流，其中双线性流在压降叠加导数斜率为-0.75，线性流在压降叠加导数斜率为-0.5，径向流在压降叠加导数斜率为-1。相对于前人研究的叠加时间导数，这种导数曲线图版对于流动形态的假设是独立的。

2007年，Barree、Craig [22]等人通过绘制出从原点到开始向下弯曲的曲线的切线来拟合出裂缝闭合压力。同年，他们总结出非常规储层G函数特征曲线有以下常见形态，如图1.2所示：

（1）图A为标准滤失，一阶导数dP/dG 为定值，叠加导数G*dP/dG曲线与一条经过原点的直线基本重合，表示泵注流体处于正常滤失状态；当叠加导数曲线G*dP/dG从该直线存在向下偏离的趋势时，可以判断出裂缝的闭合时间。

（2）图B为与滤失相关的压力（裂缝张开状态），当叠加导数曲线G*dP/dG 满足外推主线时，这条主线交叠加导数曲线两点，第一点在隆起的末端处，表示裂缝张开；第二点在叠加导数曲线G*dP/dG 向下偏离时，表示裂缝闭合。在裂缝张开和裂缝闭合之间，表示正常滤失[23]。

（3）图C为裂缝高度的衰减，叠加导数曲线G*dP/dG 通过一条下凹的压力曲线，表明在关井停泵过程中，裂缝高度不断减小。当叠加导数曲线G*dP/dG 向下偏离时，表示裂缝闭合。

（4）图D为裂缝端部的扩展，当叠加导数曲线G*dP/dG 沿着在原点上方的外推直线时，表示裂缝端部扩展。