水力破裂機(jī)制及其在蓋層和斷層穩(wěn)定性評(píng)價(jià)中的應(yīng)用

李廷微，孟令東，馮丹，周新娜，夏寧，魏志鵬

（1.東北石油大學(xué)CNPC斷裂控藏研究室，黑龍江 大慶 163318；2.中國(guó)石油大慶油田有限責(zé)任公司第九采油廠，黑龍江 大慶 163000；3.中海油田服務(wù)股份有限公司，天津 300450）

水力破裂機(jī)制及其在蓋層和斷層穩(wěn)定性評(píng)價(jià)中的應(yīng)用

李廷微1，孟令東1，馮丹1，周新娜2，夏寧2，魏志鵬3

（1.東北石油大學(xué)CNPC斷裂控藏研究室，黑龍江 大慶 163318；2.中國(guó)石油大慶油田有限責(zé)任公司第九采油廠，黑龍江 大慶 163000；3.中海油田服務(wù)股份有限公司，天津 300450）

水力破裂現(xiàn)象在世界上許多沉積盆地內(nèi)均有發(fā)現(xiàn)，是指由孔隙流體壓力增加導(dǎo)致的巖石破裂過(guò)程，包括孔隙流體壓力增加導(dǎo)致的新裂縫的形成和原有裂縫的張開兩方面。由于孔隙流體壓力不斷地積累和釋放，使得水力破裂表現(xiàn)為周期性和瞬時(shí)性的特點(diǎn)。水力破裂往往會(huì)引起蓋層和斷層發(fā)生油氣滲漏，通常以發(fā)生水力破裂所需的孔隙流體壓力增加量來(lái)定量評(píng)價(jià)水力破裂的風(fēng)險(xiǎn)性。深入研究水力破裂機(jī)理及形成條件，對(duì)進(jìn)一步認(rèn)識(shí)巖石中流體活動(dòng)、油氣運(yùn)移和油氣田安全開采等都具有重要的指導(dǎo)作用。文中在調(diào)研了大量國(guó)內(nèi)外文獻(xiàn)的基礎(chǔ)上，系統(tǒng)地闡述了水力破裂準(zhǔn)則、地質(zhì)條件以及水力破裂在蓋層和斷層穩(wěn)定性定量評(píng)價(jià)中的應(yīng)用，以對(duì)以后水力破裂的研究提供參考。

水力破裂；孔隙流體壓力；水力裂縫；油氣滲漏；破裂風(fēng)險(xiǎn)

0 引言

水力破裂，又稱天然水力破裂或水力張性破裂。它是指由孔隙流體壓力增加導(dǎo)致的巖石破裂作用，既包括孔隙流體對(duì)完整巖石的水力作用，又包括孔隙流體對(duì)巖石內(nèi)原有裂縫的水力作用［1-5］。國(guó)外對(duì)水力破裂的研究起始于20世紀(jì)60年代末期。在對(duì)節(jié)理生長(zhǎng)發(fā)育的研究中，Secor首先提出了天然張性破裂的機(jī)制，并指出由流體導(dǎo)致的張性破裂可以在地殼深部發(fā)育，使得地殼內(nèi)原有的裂縫張開，這種張開裂縫對(duì)地下水、油氣和成礦流體的運(yùn)移都起到重要的作用［1］。隨后，Phillips在對(duì)英國(guó)威爾士礦化正斷層形成機(jī)制的研究中，首次正式提出了水力破裂的概念［2］。據(jù)此，許多地質(zhì)學(xué)家開始對(duì)水力破裂作用進(jìn)行系統(tǒng)研究，詳盡闡釋了其作用機(jī)理及條件。通過(guò)對(duì)世界上許多沉積盆地，如澳大利亞Otway盆地、墨西哥灣盆地、北海盆地等研究，指出水力破裂是導(dǎo)致油氣滲漏的一種潛在風(fēng)險(xiǎn)［6-7］。搞清水力破裂的作用機(jī)制，對(duì)于研究巖石中的流體活動(dòng)、油氣運(yùn)移、油氣田安全開采、CO2穩(wěn)定埋存和儲(chǔ)氣庫(kù)安全運(yùn)行等，都具有重要指導(dǎo)作用。

1 水力破裂準(zhǔn)則

水力破裂是巖石脆性破裂的一種，一般發(fā)生于低圍壓低溫的堅(jiān)硬巖石內(nèi)［8-9］。目前，一般采用復(fù)合破裂準(zhǔn)則來(lái)研究巖石的脆性破裂，即壓性區(qū)域內(nèi)采用Mohr-Coulomb準(zhǔn)則，而張性區(qū)域內(nèi)采用Griffith準(zhǔn)則。相應(yīng)地，復(fù)合的破裂包絡(luò)線在壓性區(qū)域內(nèi)為直線，張性區(qū)域內(nèi)為拋物線（見圖1，其中：T為巖石抗張強(qiáng)度，Pa；μ為內(nèi)摩擦系數(shù)；C為巖石內(nèi)聚力，Pa）［1-2］。同時(shí)，由于孔隙流體壓力是導(dǎo)致水力破裂發(fā)生的關(guān)鍵因素，因此，根據(jù)Hubbert和Rubey 1959年提出的有效應(yīng)力原理來(lái)研究水力破裂的作用機(jī)理［10-12］。在流體飽和巖石內(nèi)，將正應(yīng)力分解為有效正應(yīng)力和孔隙流體壓力，則

式中：σ′為有效正應(yīng)力，Pa；σ為正應(yīng)力，Pa；p為孔隙流體壓力，Pa。

圖1 脆性破裂準(zhǔn)則示意

在考慮孔隙流體壓力作用的情況下，構(gòu)建由剪應(yīng)力τ和有效正應(yīng)力σ′組成的應(yīng)力圓，并將復(fù)合的破裂包絡(luò)線應(yīng)用于充滿孔隙流體的巖石，確定出巖石發(fā)生水力破裂的臨界有效應(yīng)力。

許多地質(zhì)學(xué)家將水力破裂稱為水力張性破裂［1，5，13］。根據(jù)有效差應(yīng)力Δσ′與巖石抗張強(qiáng)度T之間的關(guān)系，將巖石脆性破裂分為張性破裂、張性剪切破裂和剪切破裂3種類型，不同類型的脆性破裂需要不同的孔隙流體壓力和差應(yīng)力條件（見圖2）［14］。

圖2 巖石脆性破裂的3種類型

對(duì)于內(nèi)摩擦因數(shù)μ=0.75的巖石來(lái)說(shuō)：當(dāng)Δσ′≥6T時(shí)，發(fā)生剪切破裂，形成一組共軛剪切裂縫，形成的裂縫與最大主應(yīng)力σ1的夾角介于20～30°；當(dāng)4T≤Δσ′＜6T時(shí)，發(fā)生張性剪切破裂，形成的裂縫與最大主應(yīng)力σ1的夾角為低角度，且介于張性裂縫與剪切裂縫之間；當(dāng)Δσ′＜4T時(shí)，應(yīng)力圓與破裂包絡(luò)線相切于點(diǎn)（-T，0），發(fā)生張性破裂，形成與最小主應(yīng)力σ3方向垂直的張性裂縫［13-16］。

根據(jù)巖石發(fā)生張性破裂的孔隙流體壓力和應(yīng)力條件，可以得到水力破裂的判別準(zhǔn)則（見圖3）。

圖3 孔隙流體壓力增加導(dǎo)致的水力破裂及形成的水力裂縫

假設(shè)初始時(shí)刻巖石中充滿壓力為p1的孔隙流體，巖石所處的應(yīng)力狀態(tài)為圓O1；當(dāng)巖石中孔隙流體壓力增加至p2時(shí)，巖石發(fā)生水力破裂，巖石所處的應(yīng)力狀態(tài)為圓O2。在孔隙流體壓力增加的過(guò)程中，有效正應(yīng)力降低，差應(yīng)力不變，表現(xiàn)為應(yīng)力圓向靠近破裂包絡(luò)線方向移動(dòng)，位移量等于孔隙流體壓力的增加量（Δp=p2-p1），但應(yīng)力圓的大小不變（見圖3a）［2，14］。當(dāng)應(yīng)力圓與破裂包絡(luò)線相切于（-T，0）時(shí)，巖石發(fā)生水力破裂，形成與最小主應(yīng)力σ3方向垂直的水力裂縫（見圖3b，3c）。因此，水力破裂準(zhǔn)則可以表示為

式中：σ3′為最小有效主應(yīng)力，Pa。

也就是說(shuō)，當(dāng)孔隙流體壓力大于最小主應(yīng)力與巖石抗張強(qiáng)度之和，即最小有效主應(yīng)力表現(xiàn)為張力且大于巖石抗張強(qiáng)度時(shí)，發(fā)生水力破裂［1，6-8，13，16-21］。 因此，發(fā)生水力破裂需要σ3′＜0且T＞0，水力破裂不可能發(fā)育在松散的沉積物內(nèi)［17］。由于泥巖蓋層的抗張強(qiáng)度一般只有水平應(yīng)力的幾分之一，而自然界中斷層的內(nèi)聚力也比較小，一般不超過(guò)1 MPa［13］，因此，常常將水力破裂準(zhǔn)則簡(jiǎn)化為孔隙流體壓力大于最小主應(yīng)力。根據(jù)這種簡(jiǎn)化，對(duì)墨西哥灣超壓泥巖蓋層研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)孔隙流體壓力大于最小主應(yīng)力，即接近靜巖壓力的85%時(shí)，泥巖發(fā)生水力破裂，形成垂直的水力裂縫［22］。同樣地，對(duì)挪威Snorre油田的研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)儲(chǔ)層頂部的孔隙流體壓力達(dá)到靜巖壓力的82%，近似等于最小水平主應(yīng)力時(shí)，發(fā)生水力破裂使得泥巖的滲透性增加，導(dǎo)致油氣滲漏［23］。

2 水力破裂形成的地質(zhì)條件

水力破裂的發(fā)生與否主要受差應(yīng)力和孔隙流體壓力條件的控制，因此，從臨界差應(yīng)力和孔隙流體壓力2個(gè)方面來(lái)考慮水力破裂形成的地質(zhì)條件。

2.1 臨界差應(yīng)力條件

根據(jù)復(fù)合破裂準(zhǔn)則，剪切破裂發(fā)生于壓性區(qū)域內(nèi)，遵循Mohr-Coulomb準(zhǔn)則，即：

以最大有效主應(yīng)力σ1′和最小有效主應(yīng)力σ3′將式（4）重新改寫為

式中：φ為內(nèi)摩擦角，（°）。

根據(jù)式（2）、（3）、（5），可以得出同時(shí)發(fā)生水力破裂和剪切破裂的臨界差應(yīng)力為

若超過(guò)這個(gè)臨界值，則只能發(fā)生剪切破裂而不能發(fā)生水力破裂。因此，水力破裂是一種低差應(yīng)力狀態(tài)下的張性破裂［8，18，20］。

2.2 臨界孔隙流體壓力條件

根據(jù)孔隙流體因子的定義 （即孔隙流體壓力與單位面積的上覆巖層重力之比），將其表示為

式中：λ為孔隙流體因子；σv為垂直主應(yīng)力，Pa；ρ為巖石的平均密度，kg/m3；g為重力加速度，N/kg；z為研究處的深度，m。

由式（1）和（7）可以得到有效垂直主應(yīng)力：

根據(jù)Anderson模式，存在3種滿足上述條件的應(yīng)力系統(tǒng)，分別代表張性、走滑和壓性應(yīng)力的狀態(tài)［1］。由式 （2）、（3）、（5）、（7）、（8），可以確定出3種應(yīng)力系統(tǒng)下，地殼內(nèi)發(fā)生水力破裂所需要的臨界孔隙流體壓力（見圖4a）。

當(dāng)最大有效主應(yīng)力σ1′為垂直時(shí)，則：

當(dāng)中間有效主應(yīng)力σ2′為垂直時(shí)，假設(shè)σ1′=nσ2′（n為常數(shù)），則：

當(dāng)最小有效主應(yīng)力σ3′為垂直時(shí)，則：

根據(jù)式 （9）—（14），當(dāng)處于拉張或走滑應(yīng)力狀態(tài)時(shí)，較易發(fā)生水力破裂；而處于擠壓應(yīng)力系統(tǒng)時(shí)，發(fā)生水力破裂則需λ＞1（見圖4a）［8，13，18，20］。

3 水力破裂發(fā)育的最大深度

由于水力破裂是一種低差應(yīng)力狀態(tài)下的張性破裂，則根據(jù)張性破裂形成的差應(yīng)力條件Δσ′＜4T以及水力破裂準(zhǔn)則可知，當(dāng)發(fā)生水力破裂時(shí)，最大有效主應(yīng)力最大可取3T，即：

則根據(jù)式（8）和（15），可以確定出3種應(yīng)力系統(tǒng)下地殼內(nèi)發(fā)生水力破裂的最大深度（見圖4a）［18］。

當(dāng)最大有效主應(yīng)力σ1′為垂直時(shí)，則：

當(dāng)中間有效主應(yīng)力σ2′為垂直時(shí)，設(shè)σ1′=nσ2′，則：

當(dāng)最小有效主應(yīng)力σ3′為垂直時(shí)，則：

由式（16）、（17）、（18）可知：λ越接近于1，抗張強(qiáng)度越大，能夠發(fā)生水力破裂的深度越大（見圖4a，4b）；對(duì)于走滑應(yīng)力系統(tǒng)，σ1′與σ2′之比n越小，能夠發(fā)生水力破裂的深度越大（見圖4c）。因此，水力破裂可以在地下深處發(fā)生，形成水力裂縫［1］。

圖4 水力破裂的有利區(qū)域及深度范圍

4 應(yīng)用

在前文理論研究的基礎(chǔ)上，地質(zhì)學(xué)家針對(duì)孔隙流體壓力這一因素，先后提出了多種定量評(píng)價(jià)水力破裂風(fēng)險(xiǎn)的方法，但都是以發(fā)生水力破裂所需要的孔隙流體壓力增加量（Δp）來(lái)定量表征（見圖5）［16，24-27］。

圖5 水力破裂風(fēng)險(xiǎn)的評(píng)價(jià)

巖石發(fā)生水力破裂所需的孔隙流體壓力增加量表現(xiàn)為，應(yīng)力莫爾圓上，該巖石所處應(yīng)力狀態(tài)的點(diǎn)與復(fù)合破裂包絡(luò)線之間的水平距離。水平距離越小，Δp越小，水力破裂的風(fēng)險(xiǎn)越高；反之，風(fēng)險(xiǎn)越低［16，25］。

4.1 蓋層水力封閉機(jī)理及定量評(píng)價(jià)

從成因角度講，蓋層封閉可以分為薄膜封閉和水力封閉2種［4］。當(dāng)蓋層極為致密時(shí)，毛細(xì)管壓力過(guò)大，使得油氣不可能通過(guò)毛細(xì)管滲漏散失，因此，只能通過(guò)蓋層破裂使油氣發(fā)生滲漏［4，6］。蓋層的破裂通常由蓋層與儲(chǔ)層之間界面處孔隙流體壓力的增加來(lái)實(shí)現(xiàn)。當(dāng)孔隙流體壓力大于圍壓與抗張強(qiáng)度之和時(shí)，通常約為靜巖壓力的85%，蓋層發(fā)生水力破裂，儲(chǔ)層中的油氣通過(guò)水力裂縫進(jìn)行散失［6，22，28-29］。

如圖6所示，基于孔隙流體壓力對(duì)于水力破裂的影響，Gaarenstroom 1993年對(duì)北海盆地蓋層水力破裂風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行研究，定義最小水平主應(yīng)力σh與孔隙流體壓力p之差為保持力。當(dāng)最小水平主應(yīng)力一定時(shí)，孔隙流體壓力越大，則保持力越小，相應(yīng)地，水力破裂風(fēng)險(xiǎn)也越大（見圖6a）。研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)保持力低于7 MPa時(shí)，水力破裂的風(fēng)險(xiǎn)就會(huì)明顯增加（見圖6d）［24］。

4.2 水力破裂在斷層穩(wěn)定性評(píng)價(jià)中的應(yīng)用

動(dòng)態(tài)再活動(dòng)，是導(dǎo)致斷層不再穩(wěn)定的一種重要機(jī)制［25］。大量流體向斷層中不斷地充注，使得斷層內(nèi)孔隙流體壓力增加，進(jìn)而導(dǎo)致有效應(yīng)力降低。當(dāng)孔隙流體壓力大于巖石所受圍壓和抗張強(qiáng)度之和時(shí)，流體滲入的巖石發(fā)生水力破裂，引起斷層擴(kuò)張，使原本穩(wěn)定的斷層發(fā)生再活動(dòng)［2，16，25-31］。當(dāng)孔隙流體壓力等于靜水壓力時(shí)，水力破裂主要發(fā)育于淺處正斷層和走滑斷層內(nèi)，但當(dāng)孔隙流體壓力超過(guò)靜巖壓力時(shí)，水力破裂可以發(fā)育于逆斷層內(nèi)（見圖4a）。水力裂縫的張開對(duì)于斷層內(nèi)孔隙流體壓力的調(diào)節(jié)具有重要作用。對(duì)于水力破裂引起的斷層再活動(dòng)，地質(zhì)學(xué)家先后提出了2種定量評(píng)價(jià)方法。

1）Wiprut 2002年對(duì)北海北部由斷層再活動(dòng)導(dǎo)致的滲漏風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行評(píng)價(jià)，提出了臨界壓力擾動(dòng)（Critical pressure perturbation）的概念，將其定義為使有效正應(yīng)力降至能夠引起無(wú)內(nèi)聚力斷層滑動(dòng)所需的孔隙流體壓力增加量，臨界壓力擾動(dòng)用于評(píng)價(jià)無(wú)內(nèi)聚力斷層的穩(wěn)定性［32］（見圖6b）。

2）Mildren 2005年對(duì)澳大利亞南部Otway盆地內(nèi)斷層的水力破裂風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行研究，提出了一種新的地質(zhì)力學(xué)參數(shù)：斷層封閉性分析技術(shù)參數(shù) （Fault analysis seal technology）。這一參數(shù)運(yùn)用具有內(nèi)聚力的斷層巖石破裂包絡(luò)線來(lái)預(yù)測(cè)斷層再活動(dòng)的風(fēng)險(xiǎn)，以巖石破裂所需的孔隙流體壓力增加量來(lái)表征斷層再活動(dòng)的風(fēng)險(xiǎn)，與臨界壓力擾動(dòng)相比，考慮了巖石抗張強(qiáng)度的影響，能夠更加準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)再活動(dòng)的風(fēng)險(xiǎn)（見圖6c）。Mildren將Otway盆地內(nèi)Zema斷層的再活動(dòng)風(fēng)險(xiǎn)繪制在垂直于斷面的極點(diǎn)圖上，發(fā)生水力破裂所需的孔隙流體壓力增加量越小，水力破裂的風(fēng)險(xiǎn)性越高，部分?jǐn)鄬油队包c(diǎn)位于水力破裂風(fēng)險(xiǎn)性高的區(qū)域（紅色區(qū)域）內(nèi)，易于發(fā)生斷層再活動(dòng)（見圖6e）［16，25］。

圖6 蓋層和斷層水力破裂風(fēng)險(xiǎn)的定量評(píng)價(jià)方法及應(yīng)用

5 結(jié)論

1）水力破裂是由孔隙流體壓力增加導(dǎo)致的一種張性破裂。當(dāng)孔隙流體壓力大于最小主應(yīng)力與巖石抗張強(qiáng)度之和時(shí)，巖石發(fā)生水力破裂，形成與最小主應(yīng)力方向垂直的水力裂縫。

2）水力破裂的發(fā)生需要一定的地質(zhì)條件。只要滿足一定的差應(yīng)力和孔隙流體壓力條件，水力破裂就可以在地下深處發(fā)生，形成的水力裂縫能為地下水、成礦流體和油氣運(yùn)移提供高滲透性的通道。

3）水力破裂會(huì)破壞蓋層及斷層的穩(wěn)定性，導(dǎo)致圈閉內(nèi)油氣滲漏，因此，水力破裂作用是一種潛在的滲漏風(fēng)險(xiǎn)。水力破裂風(fēng)險(xiǎn)，可由發(fā)生水力破裂時(shí)所需的孔隙流體壓力增加量來(lái)定量評(píng)價(jià)，兩者呈負(fù)相關(guān)關(guān)系。

［1］Secor D T.Role of fluid pressure in jointing［J］.American Journal of Science，1965，263（8）：633-646.

［2］Phillips W J.Hydraulic fracturing and mineralization［J］.Journal of the Geological Society，1972，128（4）：337-359.

［3］Ozkaya I.Analysis of natural hydraulic fracturing of shales duringsedimentation［J］.SPE Production Engineering，1986，1（3）：191-194.

［4］Watts N L.Theoretical aspects of cap-rock and fault seals for singleand two-phase hydrocarbon columns ［J］. Marine and Petroleum Geology，1987，4（4）：274-307.

［5］Miller T W.New insights on natural hydraulic fractures induced by abnormally high pore pressures［J］.AAPG Bulletin，1995，79（7）：1005-1081.

［6］Ingram G M，Urai J L.Top-seal leakage through faults and fractures：the role of mudrock properties［J］.Geological Society，London，Special Publications，1999，158（1）：125-135.

［7］付廣，孟慶芬.烏爾遜凹陷大一段異?？紫读黧w壓力及其對(duì)油氣保存的作用［J］.斷塊油氣田，2004，11（2）：4-26.

［8］Nygard R，Gutierrez M，Bratli R K，et al.Brittle-ductile transition，shear failure and leakage in shales and mudrocks［J］.Marine and Petroleum Geology，2006，23（2）：201-212.

［9］陳勉，金衍，張廣清.石油工程巖石力學(xué)［M］.北京：科學(xué)出版社，2008：18-31.

［10］Terzaghi K.Die berechnung der durchlassigkeitsziffer des tones aus dem verlauf der hydrodynamischen spannungserscheinungen［J］.Sitz. Akad.Wiss.Wien，1923，132（3/4）：125-138.

［11］Hubbert M K，Rubey W W.Role of fluid pressure in mechanics of overthrust faulting I.Mechanics of fluid-filled porous solids and its application to overthrust faulting［J］.Geological Society of America Bulletin，1959，70（2）：115-166.

［12］Handin J，Hager R V Jr，F(xiàn)riedman M，et al.Experimental deformation of sedimentary rocks under confining pressure：Pore pressure tests［J］. AAPG Bulletin，1963，47（5）：717-755.

［13］Sibson R H.Structural permeability of fluid-driven fault-fracture meshes［J］.Journal of Structural Geology，1996，18（8）：1031-1042.

［14］劉亮明.淺成巖體引發(fā)的流體超壓與巖石破裂及其對(duì)成礦的制約［J］.地學(xué)前緣，2011，18（5）：78-89.

［15］Sibson R H.Controls on maximum fluid overpressure defining conditions for mesozonal mineralisation［J］.Journal of Structural Geology，2004，26（6）：1127-1136.

［16］Mildren S D，Hillis R R，Dewhurst D N，et al.FAST：A new technique for geomechanical assessment of the risk of reactivation-related breach of fault seals［J］.Evaluating Fault and Cap Rock Seals：AAPG Hedberg Series，2005（2）：73-85.

［17］Brace W F.An extension of the Griffith theory of fracture to rocks［J］. Journal of Geophysical Research，1960，65（10）：3477-3480.

［18］Sibson R H.Controls on low-stress hydro-fracture dilatancy in thrust，wrench and normal fault terrains［J］.Nature，1981，289（5799）：665-667.

［19］Jaeger J C.Extension failures in rocks subject to fluid pressure［J］. Journal of Geophysical Research，1963，68（21）：6066-6067.

［20］Behrmann J H.Conditions for hydrofracture and the fluid permeability of accretionary wedges［J］.Earth and Planetary Science Letters，1991，107（3）：550-558.

［21］Hilgers C，Kirschner D L，Breton J P，et al.Fracture sealing and fluid overpressures in limestones of the Jabal Akndar Dome，Oman Mountion［J］.Geofluids，2006，6（2）：168-184.

［22］Anderson R N，He W，Hobart M A，et al.Active fluid flow in the Eugene Island area，offshore Louisiana［J］.The Leading Edge，1991，10（4）：12-17.

［23］Caillet G.The caprock of the Snorre Field，Norway：A possible leakage by hydraulic fracturing［J］.Marine and Petroleum Geology，1993，10（1）：42-50.

［24］Gaarenstroom L，Tromp R A J，Jong M C，et al.Overpressures in the Central North Sea：Implications for trap integrity and drilling safety［C］//Parker J R Ed.Petroleum Geology of Northwest Europe，Proceedings of the 4th Conference.London：The Geological Society，1993：1305-1313.

［25］Reynolds S，Hillis R，Paraschivoiu E.In situ stress field，fault reactivation and seal integrity in the Bight Basin，South Australia［J］. Exploration Geophysics，2003，34（3）：174-181.

［26］Jones R M，Hillis R R.An integrated，quantitative approach to assessing fault-seal risk［J］.AAPG Bulletin，2003，87（3）：507-524.

［27］Mildren S D，Hillis R R.In situ stresses in the southern Bonaparte Basin，Australia：Implications for first-and second-order controls on stress orientation［J］.Geophysical Research Letters，2000，27（20）：3413-3416.

［28］Ungerer P，Burrus J，Doligez B，et al.Basin evaluation by integrated two-dimensional modeling of heat transfer，fluid flow，hydrocarbon generation，and migration［J］.AAPG Bulletin，1990，74（3）：309-335.

［29］Roberts S J，Nunn J A.Episodic fluid expulsion from geopressured sediments［J］.Marine and Petroleum Geology，1995，12（2）：195-204.

［30］付廣，張楠.超壓泥巖蓋層中斷裂垂向封閉性的定量評(píng)價(jià)［J］.斷塊油氣田，2009，16（4）：1-27.

［31］付廣，袁大偉.斷裂垂向封閉性演化的定量研究［J］.斷塊油氣田，2009，16（1）：1-5.

［32］Wiprut D，Zoback M D.Fault reactivation and fluid flow along a previously dormant normal fault in the northern North Sea［J］. Geology，2000，28（7）：595-598.

（編輯 王淑玉）

Hydraulic fracturing mechanism and its application in stability evaluation of caprock and fault

Li Tingwei1,Meng Lingdong1,Feng Dan1,Zhou Xinna2,Xia Ning2,Wei Zhipeng3
(1.Laboratory of CNPC Fault Controlling Reservoir,Northeast Petroleum University,Daqing 163318 China;2.No.9 Oil Production Plant,Daqing Oilfield Company Ltd.,PetroChina Daqing 163000,China;3.China Oilfield Services Limited,Tianjin 300450,China)

The phenomenon of hydraulic fracturing has been found in many sedimentary basins in the world.Hydraulic fracturing is a kind of rock failure process that is caused by the increase of pore fluid pressure,including both the formation of new fractures and the open of pre-existing fractures.Because pore fluid pressure continually accumulates and releases,hydraulic fracturing is characterized by episodic and transient.Hydraulic fracturing always causes hydrocarbon leakage in caprock and fault and the risk of hydraulic fracturing is evaluated by the increase of pore fluid pressure that is required to cause failure.The research on hydraulic fracturing mechanism and condition has an important implication for deepening insight into fluid dynamics in rock,hydrocarbon migration and oil/gas field safety exploitation.Based on reviewing a large number of literatures at home and abroad,this paper illustrates systematically hydraulic fracturing criteria,geologic condition and applications in quantitative evaluation of caprock and fault stability,which can provide a reference for the future study of hydraulic fracturing.

hydraulic fracturing;pore fluid pressure;hydraulic fracture;hydrocarbon leakage;fracturing risk

國(guó)家科技重大專項(xiàng)課題“中西部前陸盆地大型油氣田形成、分布與區(qū)帶評(píng)價(jià)”（2011ZX05003-001）；

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目“泥巖涂抹形成的地質(zhì)條件及有效封閉機(jī)理”（41272151）；

TE122

：A

10.6056/dkyqt201501010

2014-08-17；改回日期：2014-11-06。

李廷微，女，1989年生，在讀碩士研究生，研究方向?yàn)橛蜌獠匦纬膳c資源評(píng)價(jià)。E-mail：litingwei_@126.com。

李廷微，孟令東，馮丹，等.水力破裂機(jī)制及其在蓋層和斷層穩(wěn)定性評(píng)價(jià)中的應(yīng)用［J］.斷塊油氣田，2015，22（1）：47-52.

Li Tingwei，Meng Lingdong，F(xiàn)eng Dan，et al.Hydraulic fracturing mechanism and its application in stability evaluation of caprock and fault［J］.Fault-Block Oil&Gas Field，2015，22（1）：47-52.

中國(guó)石油科技創(chuàng)新基金研究項(xiàng)目“碳酸鹽巖內(nèi)斷裂帶內(nèi)部結(jié)構(gòu)及與油氣運(yùn)移和封閉”（212041）