分布式光纤监测技术具有监测敏感性高、监测数据可靠的优势^[1–2]，可用于水平井压裂及生产实时监测与评价，实现以簇为单位的流量精细监测和裂缝扩展动态监测。目前，该技术已在北美实现规模化应用，但我国尚处起步阶段。E. H. Holley等人^[3–4]首次采用分布式光纤测温系统（DTS）瀑布图，分析了一口水平井压裂各簇的进液情况；P. A. Sooksprasong等人^[5]采用分布式光纤声波传感（DAS）/DTS技术，评价了致密气水平井分段压裂中裂缝起裂、扩展及桥塞封隔效果；K. Somanchi等人^[6]利用分布式光纤监测结果，评价了极限限流射孔压裂工艺对各簇进液的影响；T. Jacobs等人^[7]将该技术作为压裂改造效果评价、人工裂缝形态及几何参数获取和暂堵转向压裂效果评价的首选方法。近年来，国内在页岩油气领域开展了分布式光纤压裂监测试验，吴宝成等人^[8]在新疆油田石炭系火山岩储层开展了套管外敷分布式光纤压裂监测评价试验，发现存在各簇进液不均匀现象，提出了暂堵或重复压裂改造工艺，以促进各簇裂缝均匀进液扩展，从而较大幅度地提高储层改造体积；吕振虎等人^[9]利用管外光纤监测技术监测段内各射孔簇在暂堵前后进液量的变化，提出了暂堵方案改进措施；桑宇等人^[10]采用邻井光纤应变监测技术，监测了泸州区块 2 口井拉链式压裂过程，揭示了井间窜通特征。

目前，国内主要基于数值模拟及室内试验进行页岩气分段多簇压裂及暂堵转向评价分析^[11–15]，但受制于模型的理想化假设和储层非均质特征，需要进一步结合高精度监测手段，获取更为全面的认识。为此，笔者首次在川南页岩气2口水平井开展了套管外敷分布式光纤声波传感监测现场试验，结合光纤声波数据和压裂施工数据，分析了多簇压裂改造中影响各簇流量变化的因素，包括孔眼不完善及近井扭曲效应、簇间流量分配动态变化及段间封隔失效，并基于监测评价结果提出了促进各簇均衡进液的技术措施。

1.   套管光纤压裂监测技术及方案

1.1   光纤结构及监测原理

套管外永置式光纤技术包括DTS和DAS技术。DAS技术主要通过测量光信号的强弱反推出声音或振动强度，其原理是基于光的后向瑞利散射效应，利用窄线宽激光源在光纤中产生相干瑞利散射对光纤应变变化的高度敏感性，结合光反射原理，对与分布式光纤相作用的环境振动与声波信息进行长距离、高时空精度的监测^[16]。基于分布式光纤传感原理，该技术可广泛用于井筒活动监测、压裂液剖面监测、微地震监测和应变监测等^[17]。

国外学者对DAS信号强度与进液流量的关系进行了分析^[18–19]，声音强度与监测位置流量之间呈现明显的统计学一致性，声音信号的强度越大，表明监测位置产生的液体震动强度越大，即流量越高。结合压裂改造实际情况，可知套管外光纤监测位置的物理空间并不是一直不变的，射孔孔眼可能随着压裂的进行逐渐磨蚀变径，压裂过程中某一簇可能在开始没有产生裂缝，导致该射孔簇没有进液，也可能某一射孔簇在压裂过程中产生了新的破裂点和裂缝，使监测位置的进液量突然增大。这些信息需要与监测的DAS信号结合起来分析，才能得出相对可靠的认识，并指导压裂施工参数调整。结合页岩气水平井分段多簇射孔和压裂工艺，采用高频DAS信号（1 000～2 000 Hz）作为流体产生震动的对应参考依据。

1.2   管外光纤压裂监测工艺流程

套管外永置式光纤压裂监测工艺将光纤通过特制卡槽固定在生产套管外部并随套管入井，如图1所示，固井后永久置于管外环空。压裂段射孔前，采用磁感探测光纤方位，如图2所示，将井筒圆周划分为“避射区”、“风险过渡区”和“安全区”等3类区域，进而结合压裂设计在安全区实施避光纤射孔，从而确保光纤的完整性。压裂过程中，压裂流体在射孔簇位置产生声音或诱发温度变化，激发光纤信号，从而实现对各簇流量、桥塞坐封、暂堵转向等压裂关键信息的实时监测和评价。

图  1  永置式光纤压裂监测工艺流程

Figure  1.  Flow chart of permanent optic fiber fracturing monitoring

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图  2  光纤避射原理示意

Figure  2.  Principle of optic fiber breakage avoidance by perforation

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1.3   试验井压裂参数设计

试验井YS-A井、YS-B井均采用桥塞分段、电缆分簇加密射孔+大排量体积压裂工艺，并根据限流原理控制射孔数量，以提高簇开启效率。

YS-A井位于四川台坳川南低陡褶带叙永复向斜云山坝向斜南西翼，水平井设计箱体为龙一$_1^{\ \ 1}$小层+龙一$_1^{\ \ 2-1}$小层，主要岩性为龙马溪组灰黑色灰质页岩，井深2 550.00 m，垂深范围1 140.00～1 450.00 m，水平段长1 195.40 m，储层平均有效孔隙度4.3%，总有机碳含量平均3.5%，总含气量平均3.5 m³/t。YS-A井设计压裂段长1 165.50 m，共分为13段、125簇，主体段长90～100 m，主体簇间距6～9 m，单段射孔9～11簇，每簇4孔，簇长度0.50 m，单段36～44孔，孔径10.5 mm，单孔进液量0.32～0.38 m³/min。

YS-B井位于四川台坳川南低陡褶带叙永复向斜罗布向斜南西翼，水平井设计箱体为龙一$_1^{\ \ 1}$小层+龙一$_1^{\ \ 2-1}$小层，主要岩性为龙马溪组灰黑色灰质页岩，井深3 744.75 m，垂深范围2 245.00～2 450.00 m，水平段长 1 214.80 m，储层平均有效孔隙度4.1%，总有机碳含量平均3.8%，总含气量平均3.3 m³/t。YS-B井设计压裂段长1 081.10 m，共分为14段、103簇，主体簇间距6.50～8.50 m，采用极限限流原理控制孔数量，每簇5～6孔，簇长度0.50 m，单段35～36孔，孔径10.5 mm，单孔进液量0.38～0.40 m³/min。

2口井均以滑溜水体系为压裂液，主体黏度3～5 mPa·s，支撑剂采用70/140目石英砂+40/70目石英砂，用液强度22～26 m³/m，加砂强度2.5～3.0 t/m。选取2口井典型压裂段进行分析，具体压裂设计参数见表1。

表  1  试验井典型压裂段的设计参数

Table  1.  Design parameters of typical fracturing section of test well

井号	段序	段长/m	簇数量	簇间距/m	总孔数	施工排量/（m3·min−1）	平均单孔进液量/（m3·min−1）
YS-A	7	94.00	11	6.00～9.00	44	14	0.32
	9	96.00	11	6.00～9.00	44	14	0.32
YS-B	7	80.00	9	6.50～8.50	36	15	0.42
	11	61.00	7	6.50～8.50	35	14	0.40
	12	64.00	6	6.50～10.50	36	14～16	0.42
	14	59.00	7	6.50～8.50	35	14	0.40

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为了获取更多的参考依据，假设段内各簇近井裂缝均连通1条主裂缝，采用自主开发的压裂软件进行缝内净压力计算分析。若压裂过程中有新的裂缝产生或者主裂缝发生了转向，净压力必然会产生变化，以此与光纤DAS监测和解释结果相结合进行交互验证。

2.   光纤监测现场试验分析评价

2口水平井的光纤监测结果与压裂施工数据相结合，围绕水平井多簇压裂初期孔眼不完善及近井扭曲、压裂过程中流量分配动态变化及段间封隔失效等进行评价分析。

2.1   孔眼不完善及近井扭曲

压裂初期通常会受到射孔孔眼摩阻、近井扭曲摩阻影响，导致施工压力偏高，由于采取光纤避射措施，射孔相位角相对单一，可能会进一步加剧扭曲现象，结合光纤监测信号对该类现象进行了分析评价。

YS-B井第12段段长64.00 m，共射孔6簇，簇间距6.50～10.50 m，桥塞封堵球到位后，施工泵压升至75.0 MPa，升高15.0 MPa，随后施工泵压降低，DAS信号表明第2～6簇均出现比较明显的破裂显示（见图3）；随着排量提升至15 m³/min，第1～6簇开始整体进液，此时受孔眼不完善及近井扭曲效应的影响，孔眼及扭曲的摩阻较大，施工压力较高，且在65.0～70.0 MPa大幅波动，同时第1～6簇均呈现强DAS信号，与压力响应之间的相关性较好，分析认为出现该现象与压裂初期近井带压裂液湍流扰动有关，该情况可能导致流速与 DAS 信号响应不一致^[17]。随后，采用70/140目石英砂段塞打磨孔眼，施工压力逐渐降低，同时各簇DAS信号减弱后趋于稳定，反映出孔眼及近井的扭曲效应减弱，第1阶段主体泵压为57.3～60.1 MPa。中途采用停泵转向措施，停泵20 min后开泵，第6簇出现进液响应，随着排量提升至15 m³/min，第1～5簇稳定进液，仅第6簇出现强DAS信号，期间施工泵压最高升至63.0 MPa，较停泵转向前提高3.0 MPa，分析认为，由于在第1阶段第6簇改造程度较低，孔眼整体欠磨蚀，因此该压力升高主要受第6簇较高孔眼摩阻和近井扭曲的影响，随着第6簇孔眼冲蚀，施工泵压逐渐降低，DAS信号逐渐减弱，且第2阶段主体泵压为56.8～59.4 MPa，较第1阶段降低0.5～0.7 MPa，这与第2阶段的进液簇数量更多导致缝内流动摩阻更低相吻合。

图  3  YS-B井第12段光纤声波信号与压裂施工曲线

Figure  3.  Optic fiber acoustic signal and fracturing operation curve of the 12th segment of Well YS-B

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进一步分析孔眼不完善和近井扭曲诱发高强度DAS信号的机理发现，当压裂液高速进入射孔簇时，流体与射孔内壁或裂缝壁面发生剧烈摩擦与震动，产生强烈的高频率信号，声波能量较大，因此通过声波能量的变化能够定性识别射孔簇及裂缝是否开启。通常，声波能量由强逐渐变弱甚至消失，可能代表射孔簇成功起裂后经过携砂流体冲刷、打磨粗糙孔壁，导致流体摩擦噪音逐步减小；或者因为暂堵、裂缝扩展竞争等造成射孔簇流体供给完全停止，即裂缝停止扩展。一直无信号的位置，可能代表射孔簇未能起裂进液。初期无信号或信号较弱的射孔位置，如果暂堵后信号增强，则表明有可能产生了新裂缝并扩展延伸。

2.2   簇间流量分配动态变化

水平井分段多簇压裂过程中多簇流量的动态分配及簇有效性问题是压裂设计、压裂施工优化的重要依据，也是多簇压裂的核心理论问题之一^[20]。为此，结合压裂过程中支撑剂、暂堵转向和应力阴影等进行评价分析，以进一步深化对多簇流量分配的认识。

数值模拟评价表明，压裂初期孔眼摩阻较高有利于多簇裂缝均衡起裂和扩展，但随着射孔孔眼冲蚀，孔眼的限流能力显著下降，导致压裂段内各水力裂缝尺寸差异增大^[21]。例如，YS-B井第12段压裂初期第1～6簇均有进液，随着孔眼冲蚀、孔眼摩阻降低，第6簇突然终止进液，且在后续第1阶段施工过程中未恢复进液，期间第1～5簇均衡进液（见图3）。分析认为，造成这一现象的主要原因是，随着孔眼摩阻降低，限流作用减弱，由于第6簇最小水平主应力较其余簇高2.0～7.0 MPa，裂缝延伸难度更大，导致该簇进液终止。

水平井多簇压裂施工过程中，施工泵压的升降通常受到裂缝扩展状态或支撑剂运移状态的影响，如沟通天然裂缝/层理缝、缝高突变、缝长受阻或支撑剂缝内堵塞等均会在施工泵压上反映出来，但由于施工泵压的变化存在多解性，导致准确判断难度较大。结合光纤监测评价发现，施工泵压变化与有效进液簇数量变化之间呈现一定相关性，可以指导有效进液簇数量的评价和暂堵转向时机的选择。

YS-A井第9段段长96.00 m，共11簇，簇间距6.00～9.00 m，第2阶段压裂中后期，泵入40/70目石英砂、砂浓度350 kg/m³过程中，施工泵压升高3.0 MPa，净压力升高1.4 MPa，随后第3簇突然终止进液，第11簇进液增强（见图4）。

图  4  YS-A井第9段光纤声波信号与压裂施工曲线

Figure  4.  Optic fiber acoustic signal and fracturing operation curve of the 9th segment of Well YS-A

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YS-B井第11段段长61.00 m，共7簇，簇间距6.50～8.50 m，施工前期第1～6簇稳定进液，仅第7簇无进液响应；施工中后期泵压从50.0 MPa升至58.9 MPa，升高8.9 MPa，净压力升高1.9 MPa；施工最后阶段，泵入40/70目石英砂、砂浓度为210 kg/m³过程中，第1～3簇进液突然终止，第4～6簇进液增强，此时段内各簇之间的流量重新分配，同时第7簇开始出现微弱进液响应（见图5）。

图  5  YS-B井第11段光纤声波信号与压裂施工曲线

Figure  5.  Optic fiber acoustic signal and fracturing operation curve of the 11th segment of Well YS-B

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暂堵转向措施已成为提高簇效率的主要技术手段，当前被广泛运用，通常采用暂堵前后同排量升压幅值来判断暂堵转向的效果，结合光纤评价显示发现，升压幅值与暂堵有效性具有相关性，虽然暂堵可在一定程度上调控流量分配，但无法彻底解决非均衡扩展问题。

YS-A井第9段采用暂堵转向措施，停泵后投送暂堵剂75 kg，同排量下第3阶段的施工泵压较第2阶段升高6.6 MPa，净压力升高2.6 MPa，第3阶段压裂期间第3簇裂缝在第2阶段“休眠”后未再恢复进液，前期未进液的第11簇开始出现较强的进液响应，但中期进液响应减弱，且该段第1、2簇始终未见到进液响应（见图4）。

YS-B井第11段采用复合暂堵转向措施，停泵后投送ϕ19.0 mm暂堵球18颗和暂堵剂100 kg，相同排量下施工泵压升高16.7 MPa；第2阶段施工过程中，第1～3簇在第1阶段“休眠”后始终没有进液信号响应，第4～6簇DAS信号显著增强（见图5），反映出暂堵后孔眼及近井摩阻增加，第7簇出现断续的弱进液响应，具有一定的暂堵转向分流效果，但进液程度仍然受限，表现出“强者恒强”的优势缝主导特征^[8]。

YS-A井第7段压裂时，第1阶段施工期间第9、11簇基本无进液信号，第1次暂堵转向采用不停泵方式，在排量6 m³/min下投送50 kg暂堵剂，暂堵剂到位后施工泵压无明显变化，且各簇进液量无明显变化，第9、11簇仍然无DAS信号响应；第2次暂堵转向采用不停泵方式，在排量6 m³/min下投送ϕ19.0 mm暂堵球18颗和暂堵剂25 kg，相同排量下初始施工泵压提高7.0 MPa，第11簇流量明显增强，且持续稳定进液，第1、2簇流量减小且间断性进液，表明该段暂堵转向效果较好（见图6）。结合净压力分析来看，第1阶段净压力整体呈持续降低趋势；第2阶段净压力整体呈持续升高趋势，虽然未见到明显暂堵转向压力响应，但暂堵剂起到缝内局部封堵、增压作用；第3阶段压裂初期，净压力有瞬间升高和降低趋势，表明裂缝延伸受阻瞬间破裂地层产生了新的水力裂缝。

图  6  YS-A井第7段光纤声波信号与压裂施工曲线

Figure  6.  Optic fiber acoustic signal and fracturing operation curve of the 7th segment of Well YS-A

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值得注意的是，压裂施工期间采用“停泵−再启泵”方式也可以调控簇间流量分配。YS-B井第12段施工中途采用停泵转向措施，停泵20 min后再次启泵，第6簇恢复进液，且第6簇进液信号最强，第1～5簇进液信号强度较第1小节减弱，说明第6簇开启后，各簇进液流量被重新分配（见图3）。

结合光纤监测和压裂数据分析认为，水平井分段多簇压裂过程中，由于各簇流量分配存在差异，导致各簇缝宽非均匀分布，同时考虑井筒内支撑剂流动惯性、重力效应的附加影响^[22]，支撑剂在各簇间的分配同样存在差异，特别是趾端簇（如YS-A井第9段和YS-B井第11段）携砂液支撑剂浓度更高，在缝口或近井带形成砂桥后造成局部砂堵，从而加剧各簇改造的非均匀性^[23–24]，建议根据有效开启簇数量采取针对性转向措施，调整各簇流量分配，提升各簇进液的整体均衡性。从暂堵转向光纤监测结果来看，虽然暂堵压力响应（同等排量下暂堵后压力较暂堵前升高值）与暂堵转向效果具有一定相关性，但暂堵转向效果与簇间流量分配均衡性之间没有直接关系，若暂堵转向前各簇进液均衡性较好，暂堵后可能导致簇间流量分配不均衡，因此暂堵转向技术实施过程中，有必要评价各簇整体进液分布和有效进液簇，以保证转向措施的有效性。

2.3   段间封隔失效

基于2种典型的DAS信号响应特征，分析认为压裂过程中段间窜漏可能存在2类模式。其中，第一类是桥塞封隔失效导致的管内窜漏，压裂液沿井筒进入前序段，窜漏DAS响应特征主要表现为当前压裂段与窜漏位置之间无连续DAS信号响应，且前序段DAS信号响应集中在射孔簇位置（见图7及图8（a））。需要注意的是，YS-B井第14段段间窜漏时未见明显施工压力响应，这可能与窜漏程度较低、分流效应较弱有关。

图  7  YS-B井第14段光纤声波信号与压裂施工曲线

Figure  7.  Optic fiber acoustic signal and fracturing operation curve of the 14th segment of Well YS-B

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图  8  不同窜漏示意

Figure  8.  Different leakage types

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第二类是沿固井水泥环沟通前序段，窜漏DAS响应特征主要为当前压裂段与窜漏位置之间有连续的DAS信号响应，且前序段非射孔簇位置也有明显DAS信号响应（见图8（b）及图9），主要原因是由于簇间水泥环内有流体流动，从而激发连续光纤信号。结合施工压力看，YS-B井第7段出现2处压力陡降，且与光纤信号显示段间窜漏时相对应。由于段间窜漏影响因素较多，本文仅基于光纤信号响应特征作出上述分析，还需要根据井下电视、微地震和高频压力等其他监测手段联合诊断验证。

图  9  YS-B井第7段光纤声波信号与压裂施工曲线

Figure  9.  Optic fiber acoustic signal and fracturing operation curve of the 7th segment of Well YS-B

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3.   结　论

1）压裂初期受孔眼不完善、近井扭曲的影响，压裂液在近井带的湍流扰动易诱发较强的DAS信号响应，基于光纤信号的流量进行计算时，需要针对性的考虑。

2）压裂期间采用停泵转向、暂堵转向等措施，能够人工干预簇间流量分配，但转向效果受暂堵参数、裂缝状态等多因素影响，建议结合实时诊断评价结果确定和优化转向措施。

3）压裂段间窜漏存在2类光纤信号响应模式，可以根据压裂光纤实时监测数据判断桥塞失效、套管外水泥环互窜等特殊情况。对于窜漏程度较强、分流较大的情况，施工泵压一般会出现“断崖式陡降”；但对于窜漏程度较弱、分流较小的情况，施工压泵的响应不明显。