不同裂縫傾角誘導(dǎo)井底巖爆動(dòng)態(tài)演化數(shù)值模擬

羅成波, 何 龍, 蔣祖軍, 李 皋, 歐 彪, 孟英峰,肖國(guó)益, 嚴(yán)焱誠(chéng), 王希勇, 賈紅軍

(1.中國(guó)石化西南油氣分公司石油工程技術(shù)研究院, 德陽 618000； 2.西南石油大學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 成都 610599；3.中國(guó)石化西南油氣分公司, 成都 610041； 4.中國(guó)石油塔里木油田公司, 庫(kù)爾勒 841000)

氮?dú)忏@井鉆遇致密砂巖裂縫圈閉導(dǎo)致井底巖爆是QL1井惡性井噴事故的根本誘因,針對(duì)巖爆的動(dòng)態(tài)演化過程進(jìn)行系統(tǒng)分析并形成正確認(rèn)識(shí)是恢復(fù)氮?dú)忏@井技術(shù)良性發(fā)展的緊迫需要[1]。

氮?dú)忏@井井底巖爆——氮?dú)忏@井鉆遇高壓裂縫圈閉,當(dāng)裂縫與井底之間有一定距離時(shí),由于裂縫與井底之間是低滲透的致密砂巖,裂縫內(nèi)氣體不會(huì)向井筒滲流泄壓,裂縫內(nèi)的壓力作為一種靜壓力作用于致密砂巖,井底壓力為環(huán)空氣柱低壓；當(dāng)井底足夠接近裂縫時(shí),裂縫內(nèi)高壓與井筒低壓形成的高壓差導(dǎo)致致密砂巖巖石墻局部應(yīng)力集中,使巖石瞬間崩裂、破碎,大量坍塌碎屑和釋放的高壓氣體噴入井內(nèi),釋放巨大能量,稱之為氮?dú)忏@井的井底巖爆。

氮?dú)忏@井中這種“巖石突然爆碎并與天然氣一起猛烈噴出”的工程現(xiàn)象,從未在中外氣體鉆井的文獻(xiàn)、專著、工程記錄中報(bào)道過,這種現(xiàn)象是第一次在鉆井工程中發(fā)現(xiàn)[1-3]。該現(xiàn)象與煤礦、金屬礦及隧道廠房等工程領(lǐng)域中的巖爆發(fā)生的機(jī)制有相似之處,但又有很大不同。

煤礦、金屬礦及隧道廠房等工程領(lǐng)域中的巖爆是指在開挖或其他外界擾動(dòng)下,地下工程巖體中聚積的彈性變形勢(shì)能突然釋放,導(dǎo)致圍巖爆裂、彈射的動(dòng)力現(xiàn)象[4-8],且力學(xué)誘因?yàn)榈貞?yīng)力和開挖擾動(dòng)應(yīng)力或者遠(yuǎn)場(chǎng)擾動(dòng)應(yīng)力,其中開挖擾動(dòng)應(yīng)力或者遠(yuǎn)場(chǎng)擾動(dòng)應(yīng)力為主要誘因,而氮?dú)忏@井井底巖爆的力學(xué)誘因?yàn)榈貞?yīng)力、開挖擾動(dòng)應(yīng)力和裂縫內(nèi)的圈閉高壓,其中裂縫內(nèi)的圈閉高壓為主要誘因。兩種巖爆的相同點(diǎn)為都具有很強(qiáng)的突發(fā)性、隨機(jī)性和危害性。

現(xiàn)應(yīng)用多物理場(chǎng)耦合分析軟件COMSOL Multiphysics 4.3進(jìn)行巖爆的動(dòng)態(tài)演化數(shù)值模擬。建立井底逐漸接近裂縫的數(shù)值模型,基于致密砂巖巖體內(nèi)部微裂縫起裂時(shí)對(duì)應(yīng)的等效塑性應(yīng)變?yōu)榕袛鄻?biāo)準(zhǔn),分別采用CWFS-DP(cohesion weakening and frictional strengthening-Drucker-Prager)強(qiáng)度準(zhǔn)則、DP(Drucker-Prager)強(qiáng)度準(zhǔn)則及MC強(qiáng)度準(zhǔn)則進(jìn)行平行數(shù)值計(jì)算,研究氮?dú)忏@井井底巖爆的動(dòng)態(tài)演化過程。

1 數(shù)值模型

構(gòu)建簡(jiǎn)化的裂縫傾角為0°的幾何模型。裂縫傾角為0°的實(shí)體以及線框模型如圖1和圖2所示，由井筒、致密砂巖及簡(jiǎn)化的裂縫面構(gòu)成。

圖1 幾何模型實(shí)體圖Fig.1 Geometric model entity diagram

圖2 幾何模型線框圖Fig.2 Geometric model wireframe

幾何模型尺寸:模型長(zhǎng)4 m,寬4 m,高3 m,井筒半徑為0.18 m。

1.1 材料屬性

致密砂巖基質(zhì)的物理及力學(xué)參數(shù)如表1所示。

表1 致密砂巖基質(zhì)的基本物理及力學(xué)參數(shù)

1.2 應(yīng)力邊界條件

QL1井地應(yīng)力及孔隙壓力參數(shù):上覆地應(yīng)力為47 MPa,水平最大地應(yīng)力為50 MPa,水平最小地應(yīng)力為49 MPa,井底壓力為0.38 MPa,裂縫圈閉高壓為30 MPa。

1.3 位移邊界條件

模型的下表面邊界為裂縫內(nèi)高壓氣體對(duì)致密砂巖基質(zhì)的靜壓力,前后表面邊界條件為在x方向位移為0,左右表面邊界條件為在y方向位移為0,上表面邊界條件為在z方向位移為0,井筒表面邊界條件為環(huán)空氣柱壓力,如圖3所示。

圖3 完整模型邊界條件示意圖Fig.3 Schematic diagram of boundary conditions

2 巖爆計(jì)算理論模型

Hajiabdolmajid等[9]在Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則的基礎(chǔ)上,基于巖石損傷演化理論,提出了內(nèi)聚力弱化-摩擦力強(qiáng)化的硬巖本構(gòu)模型,如圖4所示。該本構(gòu)模型在高地應(yīng)力條件下硬巖脆性破壞深度和范圍的模擬效果較好,具有良好的工程應(yīng)用前景。

σ3為圍壓；σ1為軸壓；為有效圍壓；為內(nèi)聚力弱化塑性參數(shù)；為摩擦力強(qiáng)化塑性參數(shù)圖4 脆性破壞過程中裂紋演化對(duì)巖石強(qiáng)度的影響示意圖Fig.4 Schematic diagram of crack evolution on rock strength during brittle failure

基于CWFS模型,則Mohr-Coulomb和Drucker-Prager模型可以分別演化為式(2)和式(4)[9-12]。

2.1 Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則

τ=c+σtanφ

(1)

(2)

式中:τ為沿平面剪應(yīng)力,MPa；c為內(nèi)聚力,MPa；σ為垂直平面正應(yīng)力,MPa；φ為內(nèi)摩擦角,(°)；εp為等效塑性應(yīng)變,%。

2.2 Drucker-Prager強(qiáng)度準(zhǔn)則

(3)

(4)

式中:

I1=σii=σ1+σ2+σ3=σx+σy+σz

(5)

為應(yīng)力第一不變量；

(6)

為應(yīng)力偏量第二不變量；

α、K為僅與巖石內(nèi)摩擦角φ和內(nèi)聚力c有關(guān)的實(shí)驗(yàn)常數(shù)，即

(7)

(8)

Martin等[18]用圖5所示的計(jì)算方法獲得的Lacdu Bonnet花崗巖的微裂縫起裂應(yīng)力σci=0.4σf,本節(jié)計(jì)算井底巖爆動(dòng)態(tài)演化過程,需要使用微裂縫起裂應(yīng)力時(shí)的等效塑性應(yīng)變,因此,借助圖5所示的方法,結(jié)合致密砂巖三軸實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù),確定三軸應(yīng)力狀態(tài)時(shí)致密砂巖微裂縫的起裂應(yīng)力為σci=0.43σf。微裂縫起裂時(shí),巖體內(nèi)出現(xiàn)新的微裂縫,微裂縫主要是沿著礦物晶體之間的晶體邊界或者顆粒之間的孔隙隨機(jī)形成新的微裂縫,此時(shí)內(nèi)聚力開始下降,摩擦力開始增加,滿足CWFS-DP準(zhǔn)則的使用條件。

ε1為軸向應(yīng)變；ε3為徑向應(yīng)變；εv為體積應(yīng)變；為微裂縫體積應(yīng)變；σci為微裂縫起裂應(yīng)力；σcd為裂縫非穩(wěn)定擴(kuò)展應(yīng)力；σf為峰值應(yīng)力圖5 致密砂巖三軸實(shí)驗(yàn)圖Fig.5 Triaxial experiment on tight sandstone

3 計(jì)算結(jié)果分析

圖6～圖9分別為井底塑性破壞區(qū)動(dòng)態(tài)演化直至產(chǎn)生井底巖爆過程示意圖。

裂縫傾角為0°導(dǎo)致巖爆動(dòng)態(tài)演化分析過程如圖6所示。裂縫傾角為15°導(dǎo)致巖爆動(dòng)態(tài)演化分析過程如圖7所示。裂縫傾角為30°導(dǎo)致巖爆動(dòng)態(tài)演化分析過程如圖8所示。裂縫傾角為45°導(dǎo)致巖爆動(dòng)態(tài)演化分析過程如圖9所示。

圖6 井底塑性破壞區(qū)動(dòng)態(tài)演化過程Fig.6 Diagram of dynamic evolution on plastic failure zone at bottom hole

圖7 井底塑性破壞區(qū)動(dòng)態(tài)演化過程Fig.7 Diagram of dynamic evolution on plastic failure zone at bottom hole

圖8 井底塑性破壞區(qū)動(dòng)態(tài)演化過程Fig.8 Diagram of dynamic evolution on plastic failure zone at bottom hole

圖9 井底塑性破壞區(qū)動(dòng)態(tài)演化過程Fig.9 Diagram of dynamic evolution on plastic failure zone at bottom hole

從圖6～圖9可知,塑性破壞區(qū)首先出現(xiàn)在井底附近和裂縫面附近,中間區(qū)域未出現(xiàn)破壞區(qū),且塑性破壞區(qū)隨著井底和裂縫之間距離的減小而逐漸增大,破壞區(qū)增大的方向是從裂縫方向往井底延伸,直至塑性破壞區(qū)貫通井底,井筒低壓和裂縫內(nèi)的高壓連通,井底巖爆發(fā)生。

4 DX1井巖爆發(fā)生過程錄井?dāng)?shù)據(jù)分析

DX1井井底巖爆發(fā)生后隨鉆監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)分析如圖10～圖13所示。

圖10 大鉤載荷及套管壓力Fig.10 Diagram of hook load and casing pressure

圖11 鉆壓及鉆時(shí)Fig.11 Weight on bit and drilling time

從圖10和圖11可知,A點(diǎn)和D點(diǎn)表示監(jiān)測(cè)到井底巖爆,高壓氣體攜帶巖屑沖擊鉆具,產(chǎn)生瞬間巨大上頂力,從圖中看出,懸重降低10 t左右,鉆壓升高100 kN,說明瞬間上頂力為10 t左右。圖10中的BC段以及圖11中的EF段,鉆具上提,在鉆具上提過程中,聚集在鉆頭附近的巖屑被從裂縫中持續(xù)流出的高壓高速氣體排出,鉆具的失重現(xiàn)象逐漸消失。圖11中的GH段,在鉆具下放劃眼過程中,鉆壓一直都有數(shù)值,說明巖爆后產(chǎn)生局部井段砂堵,然后下放劃眼過程中產(chǎn)生的摩擦力導(dǎo)致鉆壓一直都有數(shù)值。從圖10中可知,套管壓力的數(shù)值始終為0,說明巖爆產(chǎn)生的巖屑并未在排砂管線處形成堵塞,可以推測(cè)此次巖爆為烈度較小的巖爆。

圖12中顯示了兩種排砂管線壓力,是由于在排砂管線的上游和下游安裝了兩個(gè)傳感器。從圖12可知,當(dāng)巖爆發(fā)生以后,裂縫中的高壓氣體攜帶被破碎的巖屑運(yùn)移至排砂管線,此時(shí),距離巖爆發(fā)生2～3 min,因此,排砂管線壓力升高,由于巖屑的不均勻排出,導(dǎo)致壓力波動(dòng),此階段持續(xù)大概5 min。

圖12 排砂管線壓力Fig.12 Pressure diagram of sand discharge pipeline

圖13 返出甲烷濃度Fig.13 Returned methane concentration

從圖12可知,未產(chǎn)氣時(shí),壓差Δp=3.5 kPa,產(chǎn)氣,但未發(fā)生巖爆時(shí),Δp=4 kPa,將14:29至14:33時(shí)間短的Δp曲線段,近似為矩形,Δp=8 kPa,總共持續(xù)了5 min,可計(jì)算巖爆發(fā)生以后,排出的巖屑總量大約為0.25 m3。

從圖13可知,巖爆碎屑被排出后,被碎屑堵塞的天然氣排出,因此甲烷濃度升高,而后逐漸進(jìn)入穩(wěn)定狀態(tài)。

5 結(jié)論

(1)井底巖爆動(dòng)態(tài)演化過程即是井底逐漸接近高壓裂縫圈閉,塑性破壞區(qū)首先出現(xiàn)在井底附近和裂縫面附近,中間區(qū)域未出現(xiàn)破壞區(qū),且塑性破壞區(qū)隨著井底和裂縫之間距離的減小而逐漸增大,且破壞區(qū)增大的方向是從裂縫方向往井底延伸,直至塑性破壞區(qū)貫通井底,井筒低壓和裂縫內(nèi)的高壓連通,井底巖爆發(fā)生。

(2)井底巖爆動(dòng)態(tài)演化過程分析研究可以充分解釋DX1井隨鉆監(jiān)測(cè)參數(shù)的異常變化,其研究結(jié)果不僅可為巖爆的防治提供理論基礎(chǔ),而且在石油工程領(lǐng)域?yàn)樯畈繋r體動(dòng)力學(xué)失穩(wěn)研究提供了一個(gè)新的視角。