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    煤層水力壓裂應(yīng)力與裂隙演化的細(xì)觀規(guī)律

    2022-07-01 14:19:34李全貴鄧羿澤胡千庭張躍兵宋明洋劉繼川石佳林
    煤田地質(zhì)與勘探 2022年6期
    關(guān)鍵詞:方向區(qū)域模型

    李全貴,鄧羿澤,胡千庭,張躍兵,宋明洋,劉繼川,石佳林

    (1.重慶大學(xué) 煤礦災(zāi)害動(dòng)力學(xué)與控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,重慶 400044;2.重慶大學(xué) 資源與安全學(xué)院,重慶 400044)

    煤炭資源開(kāi)采過(guò)程中,水力壓裂技術(shù)作為煤層強(qiáng) 化增透的一種技術(shù)手段,在一定程度上能提高煤層的透氣性,降低瓦斯抽采達(dá)標(biāo)時(shí)間,提高抽采濃度,弱化煤層頂?shù)装鍙?qiáng)度[1-3]。在壓裂工程實(shí)踐中,利用縫槽或?qū)蚩卓刂屏严稊U(kuò)展方向,形成壓裂縫網(wǎng),可實(shí)現(xiàn)壓裂區(qū)域的整體增透[4]。然而,裂隙的擴(kuò)展方向除了受原始地應(yīng)力及縫槽的影響,也會(huì)因煤層物性參數(shù)、壓裂工藝方法的差異表現(xiàn)出不同的壓裂效果,對(duì)后續(xù)煤層開(kāi)采產(chǎn)生影響。因此,開(kāi)展水力壓裂應(yīng)力演化特征及裂隙形態(tài)的研究尤為重要,對(duì)提高水力壓裂技術(shù)的科學(xué)性,評(píng)估壓裂效果有重要意義[5]。

    前人在理論方面開(kāi)展壓裂增透效果的影響因素研究。程玉剛[6]探究了水力割縫對(duì)水力壓裂裂隙導(dǎo)向起裂擴(kuò)展的導(dǎo)向機(jī)理,白雪元等[7]建立了拉格朗日元與離散元耦合的連續(xù)-非連續(xù)數(shù)值解法,其計(jì)算出的定向射孔水力壓裂結(jié)果對(duì)比GKD 模型理論解有較高的正確性,董卓等[8]依托ANAYS 軟件,探究了材料泊松比、注水壓力對(duì)裂紋偏轉(zhuǎn)角及裂紋擴(kuò)展路徑的影響,得出上述參數(shù)的擬合公式及相關(guān)系數(shù)。Wang Tao[9]、劉順[10]等通過(guò)對(duì)水力裂縫與天然裂縫在不同傾角、間距、應(yīng)力條件下的交錯(cuò)延伸規(guī)律進(jìn)行量化模擬,優(yōu)化了水力裂縫與非連續(xù)天然裂縫網(wǎng)絡(luò)的交互模型。在物理實(shí)驗(yàn)研究方面,Ge Zhaolong[11]、ChengYugang[12]等通過(guò)實(shí)驗(yàn)室真三軸實(shí)驗(yàn),研究人工預(yù)置縫槽對(duì)水力裂縫擴(kuò)展的作用,為煤礦井下體積壓裂提供了新的技術(shù)手段。吳擁政等[13]對(duì)煤礦井下砂巖進(jìn)行大尺寸原位取樣,得出原生層理方向與水平應(yīng)力差影響起裂壓力及壓裂曲線,這為煤礦頂板壓裂參數(shù)設(shè)計(jì)提供參考。賈奇鋒等[14]以不同煤體結(jié)構(gòu)煤為研究對(duì)象,重點(diǎn)研究了水力裂縫與天然裂隙交互問(wèn)題,得出不同煤體結(jié)構(gòu)煤的水力裂縫延伸規(guī)律,為裂隙發(fā)育下的抽采孔布置提供了依據(jù)。

    前人的研究著重于水力壓裂中不同因素對(duì)裂縫最終擴(kuò)展形態(tài)的影響,對(duì)壓裂過(guò)程中裂隙與應(yīng)力演化規(guī)律的分析較少。筆者采用離散元數(shù)值方法,以導(dǎo)向壓裂為背景,采用應(yīng)力路徑、裂縫熱點(diǎn)圖等分析手段,對(duì)壓裂過(guò)程進(jìn)行細(xì)觀分析,考察不同壓裂排量、泊松比、天然裂隙密度等條件下水力壓裂裂隙擴(kuò)展過(guò)程中應(yīng)力與裂隙的細(xì)觀演化規(guī)律,以期為水力壓裂范圍監(jiān)測(cè)提供支撐。

    1 數(shù)值模型的構(gòu)建

    1.1 細(xì)觀參數(shù)的確定

    基于離散元的顆粒流程序(Particle Flow Code,PFC)對(duì)煤體破裂等非連續(xù)介質(zhì)力學(xué)問(wèn)題能更加直觀地體現(xiàn)[15]。模型中介質(zhì)通過(guò)剛性顆粒模擬,顆粒之間使用平行黏結(jié)模型進(jìn)行固定,該模型能傳遞力和力矩,適合模擬煤巖類材料[16]。

    煤層的宏觀力學(xué)參數(shù)選自文獻(xiàn)[17] 中使用的煤層數(shù)據(jù),該煤層平均厚度6.23 m,密度1.28 g/cm3,單軸抗壓強(qiáng)度32.22 MPa,抗拉強(qiáng)度2.83 MPa,彈性模量均值1.81 GPa。由于細(xì)觀參數(shù)與宏觀參數(shù)沒(méi)有良好的對(duì)應(yīng)性,本文采用試錯(cuò)法[18]對(duì)單軸壓縮及巴西劈裂數(shù)值模擬實(shí)驗(yàn)進(jìn)行參數(shù)標(biāo)定。

    單軸壓縮模擬試樣尺寸為50 mm×100 mm,顆粒數(shù)量為8 838;巴西劈裂模擬試樣直徑為50 mm,顆粒數(shù)量為3 419。標(biāo)定結(jié)果如圖1、圖2 所示,宏觀參數(shù)見(jiàn)表1,細(xì)觀參數(shù)具體數(shù)值見(jiàn)表2,圖中紅色線段表示加載過(guò)程中試樣產(chǎn)生的裂隙。

    表2 模型細(xì)觀參數(shù)Table 2 Model mesoscopic parameters

    圖1 單軸壓縮標(biāo)定結(jié)果Fig.1 Calibration results of uniaxial compression

    圖2 巴西劈裂標(biāo)定結(jié)果Fig.2 Calibration results of Brazilian split

    表1 試樣宏觀參數(shù)與模型宏觀參數(shù)的比較Table 1 Comparison between sample macro parameters and model macro parameters

    D.O.Potyondy 等[19]指出,平行黏結(jié)模型表現(xiàn)出的強(qiáng)度僅與單軸壓縮實(shí)驗(yàn)相匹配,在模擬巴西劈裂實(shí)驗(yàn)時(shí),拉伸強(qiáng)度會(huì)過(guò)高,與實(shí)際值相差較大,但本文標(biāo)定過(guò)程將抗拉強(qiáng)度誤差控制在5%以內(nèi),標(biāo)定結(jié)果基本符合要求。

    1.2 流固耦合的實(shí)現(xiàn)方式

    在模型中煤體通過(guò)圓形顆粒進(jìn)行表征,為了表達(dá)流體與基質(zhì)之間的耦合關(guān)系,引入管域模型[20]。將模型中顆粒之間構(gòu)成的空間視為“域”,用于存儲(chǔ)流體,如圖3a 中紅色線段圍成的多邊形;顆粒和顆粒之間存在一個(gè)供“域”之間進(jìn)行流體交換的“管道”,如圖3b所示。該“管道”的流量q由微觀滲透性系數(shù)k、開(kāi)度a、2 個(gè)“域”之間的壓差Δp和管道長(zhǎng)度L共同決定,遵循Hagen-Poiseuille 方程:

    圖3 管域模型Fig.3 Pipe-domain model

    由上式可以看出,開(kāi)度a會(huì)影響通過(guò)流體管道的流量大小,即模型的滲透性。而開(kāi)度a的大小由顆粒之間的接觸狀態(tài)決定,假設(shè)存在一個(gè)初始開(kāi)度a0,當(dāng)顆粒之間為拉應(yīng)力時(shí):

    當(dāng)顆粒之間為壓應(yīng)力時(shí):

    式中:λ為縮放因子;d為兩顆粒之間的距離,m;R1、R2為顆粒半徑,m;F0為管道開(kāi)度降為初始開(kāi)度一半時(shí)的法向力,N;F為顆粒當(dāng)前接觸力,N。

    模擬的水力壓裂過(guò)程是以時(shí)間步進(jìn)行的,在一個(gè)Δt時(shí)間步內(nèi),由于流域之間流體交換導(dǎo)致的流域壓力變化主要受流體體積壓縮模量的影響。假設(shè)某個(gè)流域有N條流體管道與之連接,則在一個(gè)時(shí)間步內(nèi),流域內(nèi)的壓力變化[21]為:

    式中:Kf為流體的體積模量,Pa;Vd為流域體積,m3;ΔVd為流域體積的變化量,m3。

    流域內(nèi)的水壓也會(huì)對(duì)周圍的顆粒產(chǎn)生體積力,并作用在顆粒表面,如圖3c 所示。則顆粒受到的合力為:

    式中:p為域內(nèi)壓強(qiáng),Pa;ni為域中心指向球心的單位矢量;D為顆粒直徑,m。

    模型整個(gè)耦合過(guò)程主要體現(xiàn)為以下3 點(diǎn):顆粒之間接觸狀態(tài)的變化影響著流體通道的過(guò)水能力,從而影響局部材料滲透率;流體在流域之間的交換引起流域之間的壓力變化;流域壓力會(huì)對(duì)周圍顆粒產(chǎn)生推移作用。

    在整個(gè)過(guò)程中,交替使用前文的流動(dòng)方程和壓力方程來(lái)實(shí)現(xiàn)水力壓裂現(xiàn)象。為了使模型穩(wěn)定運(yùn)行,需要保證域內(nèi)的壓力變化小于擾動(dòng)壓力,當(dāng)兩者相等時(shí)可以求出臨界時(shí)間步長(zhǎng)[22]:

    式中:N為流域所連接的管道數(shù);r為流域周圍顆粒的平均半徑,m;α為小于1 的安全系數(shù)。

    為了保證在壓裂過(guò)程中水壓能有效地傳遞,規(guī)定產(chǎn)生的裂縫若由水壓導(dǎo)致,則該裂縫對(duì)應(yīng)的2 個(gè)流域內(nèi)的液體壓強(qiáng)等于2 個(gè)域壓力值中的較大值,在保證模型穩(wěn)定的同時(shí)提高了計(jì)算效率[23]。

    2 模擬方案設(shè)計(jì)

    本文采用PFC2D軟件建立了200 mm×200 mm 的二維離散元模型,模型正中心設(shè)置半徑為7 mm 的壓裂孔,并在與X軸方向夾角45°的位置預(yù)置了長(zhǎng)度為3.5 mm 的導(dǎo)向槽模擬導(dǎo)向壓裂過(guò)程[24-25]。依據(jù)文獻(xiàn)[26],該煤樣所在礦區(qū)煤層平均埋深760 m,最大水平主應(yīng)力為最小水平主應(yīng)力的1.82 倍,故在模型X軸施加7.28 MPa 載荷,Y軸施加4.00 MPa 載荷模擬煤樣所處的實(shí)際地應(yīng)力。為了描述壓裂孔附近的應(yīng)力演化狀態(tài),應(yīng)力監(jiān)測(cè)區(qū)域共設(shè)置3 個(gè),使用測(cè)量圓進(jìn)行監(jiān)測(cè),距離右側(cè)邊界50 mm,均勻垂向布置,用于繪制整個(gè)壓裂過(guò)程中不同區(qū)域的應(yīng)力路徑曲線,如圖4 所示。

    模型的四周為透水邊界,所有顆粒的運(yùn)動(dòng)遵循牛頓第二定律與力-位移定律。模型中采用光滑節(jié)理模型來(lái)模擬天然裂隙處的力學(xué)性質(zhì),天然裂隙的長(zhǎng)度及角度分布服從冪律分布,統(tǒng)計(jì)通過(guò)固定參考線的裂隙數(shù)量控制天然裂隙的密度。

    在現(xiàn)有的研究中,壓裂排量、泊松比、天然裂隙密度等因素作為水力壓裂研究的熱點(diǎn),它們的改變之所以導(dǎo)致壓裂結(jié)果不盡相同,是因?yàn)檫@些因素的存在改變了壓裂孔周圍的應(yīng)力分布狀態(tài),使局部應(yīng)力發(fā)生了重新分布。因此,模擬方案包括以上3 個(gè)因素,每個(gè)因素3 個(gè)水平,除去1 組重復(fù)實(shí)驗(yàn),共8 組,模擬壓裂時(shí)間均為140 s。具體模擬實(shí)驗(yàn)方案見(jiàn)表3。

    表3 水力壓裂模擬方案設(shè)計(jì)Table 3 Scheme design of hydraulic fracturing simulation

    3 結(jié)果分析及討論

    通過(guò)繪制壓裂過(guò)程中的裂紋熱點(diǎn)圖及監(jiān)測(cè)區(qū)域的應(yīng)力路徑,分析不同影響因素下水力壓裂區(qū)域應(yīng)力與裂隙細(xì)觀演化規(guī)律。

    在裂隙表征方面,由于離散元模型精度的原因及顆粒的不連續(xù)性,宏觀裂隙的擴(kuò)展方向并不能由微裂隙的擴(kuò)展方向直接表示,而是通過(guò)微裂隙在一個(gè)時(shí)間段內(nèi)各個(gè)方向上的分布比重體現(xiàn)的,如圖5、圖6d 所示。裂隙熱點(diǎn)圖可表明壓裂過(guò)程中每隔4 s 各個(gè)角度范圍內(nèi)的裂隙擴(kuò)展數(shù)量,灰色虛線為比重參考線,代表每個(gè)時(shí)間間隔內(nèi)角度的平均值,均值處于90°表明宏觀裂隙沿原有方向擴(kuò)展。在應(yīng)力表征方面,應(yīng)力路徑能描述某一區(qū)域及其附近局部主應(yīng)力的變化情況,通過(guò)統(tǒng)計(jì)不同時(shí)間點(diǎn)每個(gè)監(jiān)測(cè)區(qū)域的最大主應(yīng)力,并將其按時(shí)間順序連接成線得到;根據(jù)最大周向拉應(yīng)力準(zhǔn)則,一定程度上可用于判斷該區(qū)域在壓裂過(guò)程中裂隙在每個(gè)時(shí)間點(diǎn)擴(kuò)展方向的可能性及附近裂隙尖端的應(yīng)力狀態(tài)[26],黃色虛線(圖6g、圖6h、圖6i)為恒定應(yīng)力比參考線,代表σ2/σ1的比值。

    圖5 微裂隙擴(kuò)展形態(tài)Fig.5 Schematic diagram of microcrack propagation

    3.1 不同排量下水力壓裂應(yīng)力與裂隙細(xì)觀演化規(guī)律

    圖6 為不同排量下水力壓裂裂隙分布、裂隙熱點(diǎn)及應(yīng)力路徑對(duì)比。當(dāng)煤體物性參數(shù)一致時(shí)(方案設(shè)計(jì)1、2、3 號(hào)實(shí)驗(yàn)),如圖6a—圖6c 所示,壓裂排量越大,壓裂半徑越大;壓裂平均半徑從20 mL/min 條件下的26 mm 增加到了60 mL/min 條件下的58 mm,增加為原來(lái)的2.2 倍。從圖6d—圖6f 中可以看出,壓裂排量越大,裂隙產(chǎn)生的時(shí)間越早,即起裂時(shí)間越短,且高排量情況下,裂隙擴(kuò)展的大事件數(shù)量及有信號(hào)的時(shí)間段都有較大增加。當(dāng)壓裂排量為60 mL/min 時(shí),出現(xiàn)了裂隙的二次擴(kuò)展現(xiàn)象,在90~130 s 時(shí)出現(xiàn)了裂隙擴(kuò)展的空白期;可能原因是較高壓裂排量導(dǎo)致了裂隙的快速擴(kuò)展,而在裂隙擴(kuò)展后由于裂隙容水體積迅速增加,導(dǎo)致水壓下降明顯,不足以讓裂隙尖端產(chǎn)生足夠的應(yīng)力條件使裂隙繼續(xù)擴(kuò)展,致使裂隙擴(kuò)展暫時(shí)停滯。3 種排量下,雖然起裂初期微裂隙角度均值偏離90°較大,但產(chǎn)生的裂隙數(shù)量較少,對(duì)裂隙原有的擴(kuò)展方向影響程度不明顯;起裂經(jīng)過(guò)20 s 后,微裂隙均值主要分布在90°~120°范圍內(nèi),隨著微裂隙數(shù)量的逐漸增加,宏觀裂隙擴(kuò)展方向由45°向90°推進(jìn),偏轉(zhuǎn)程度逐漸增加。

    圖6 不同排量下水力壓裂應(yīng)力與裂隙細(xì)觀演化特征Fig.6 Mesoscopic evolution of hydraulic fracturing stress and fracture at different flow rates

    應(yīng)力演化方面,如圖6g—圖6i 所示,由于壓裂孔和導(dǎo)向槽的存在,3 個(gè)區(qū)域內(nèi)的初始地應(yīng)力狀態(tài)均有一定程度的偏移,其中2 號(hào)區(qū)域偏移程度最大,均向著低局部應(yīng)力比值的方向發(fā)展。20 mL/min 和40 mL/min排量下,壓裂過(guò)程中3 個(gè)測(cè)量區(qū)域內(nèi)的應(yīng)力演化方向及最終應(yīng)力路徑曲線形狀較為相似,而在60 mL/min排量下,上述特征會(huì)有明顯的改變。在壓裂排量為20 mL/min 和40 mL/min 時(shí),1 號(hào)區(qū)域和2 號(hào)區(qū)域的局部主應(yīng)力向著更高應(yīng)力比的方向發(fā)展,且2 號(hào)區(qū)域σ2/σ1的增加更為明顯。隨著1 號(hào)區(qū)域和2 號(hào)區(qū)域σ2/σ1的增加,裂隙擴(kuò)展逐漸偏向X軸方向。而3 號(hào)區(qū)域的σ2/σ1值在1.5~2.0 的范圍內(nèi)波動(dòng),其數(shù)值與原始地應(yīng)力狀態(tài)比值大致相同,但數(shù)值在壓裂過(guò)程中不斷增大,應(yīng)力集中現(xiàn)象較為明顯。說(shuō)明隨著壓裂的進(jìn)行,裂隙尖端附近的應(yīng)力比值在不斷增大,使得裂隙的后續(xù)擴(kuò)展受局部地應(yīng)力的影響逐漸增加,從而偏離原有的擴(kuò)展方向。在壓裂排量為60 mL/min 時(shí),1 號(hào)區(qū)域與3 號(hào)區(qū)域應(yīng)力演化方向類似,且σ2/σ1相較原始比值變化不大;而2 號(hào)區(qū)域σ2/σ1在壓裂后期向著比值較小的方向發(fā)展,說(shuō)明隨著壓裂排量的升高,裂隙沿原有方向的擴(kuò)展能力也會(huì)隨之加強(qiáng),抵抗一部分由于局部地應(yīng)力作用而產(chǎn)生的裂隙偏轉(zhuǎn)現(xiàn)象,與圖6c 所示結(jié)果相對(duì)應(yīng)。

    3.2 不同泊松比下水力壓裂應(yīng)力與裂隙細(xì)觀演化規(guī)律

    當(dāng)壓裂排量為40 mL/min 時(shí)(方案設(shè)計(jì)2、4、5 號(hào)實(shí)驗(yàn)),如圖7a—圖7c 所示,隨著試件泊松比的升高,壓裂半徑急劇降低,壓裂平均半徑從ν=0.16 條件下的82 mm 減少到了ν=0.35 條件下的16 mm。由圖7d—圖7f 中可以看出,煤體泊松比的變化對(duì)試件的起裂時(shí)間影響不明顯,3 個(gè)試件均在壓裂80 s 后起裂,但泊松比會(huì)嚴(yán)重影響試件最終的裂隙發(fā)育情況及裂隙擴(kuò)展的大事件數(shù)量,因此,具有較高泊松比的煤體更難壓裂。

    圖7 不同泊松比下水力壓裂應(yīng)力與裂隙細(xì)觀演化特征Fig.7 Mesoscopic evolution of hydraulic fracturing stress and fracture under different Poisson’s ratios

    應(yīng)力演化特征如圖7g—圖7i 所示,ν=0.16 試件的應(yīng)力演化趨勢(shì)表現(xiàn)出與壓裂排量為60 mL/min 的情況類似,1 號(hào)和3 號(hào)區(qū)域σ2/σ1保持在1.5~2.0 附近波動(dòng),而2 號(hào)區(qū)域σ2/σ1先升高再降低。ν=0.35 試件的應(yīng)力演化趨勢(shì)表現(xiàn)出與壓裂排量為20 mL/min 的情況類似,3 號(hào)區(qū)域σ2/σ1保持在1.5~2.0 附近波動(dòng),而1 號(hào)和2號(hào)區(qū)域σ2/σ1一直處于上升趨勢(shì)。在不含天然裂隙試件的應(yīng)力演化過(guò)程中,除去水壓對(duì)地應(yīng)力的擾動(dòng)作用,只有裂隙擴(kuò)展對(duì)局部地應(yīng)力的分布會(huì)有影響,此處未考慮壓裂過(guò)程中瓦斯流動(dòng)及煤體遇水軟化造成的孔隙壓力變化。結(jié)合裂隙分布圖可以得出,水力壓裂過(guò)程中,壓裂孔附近的應(yīng)力演化方向及最終應(yīng)力路徑曲線形狀受當(dāng)前裂隙擴(kuò)展情況影響顯著,而這種裂隙擴(kuò)展情況無(wú)論是壓裂排量還是泊松比所導(dǎo)致,并不會(huì)影響其與應(yīng)力路徑的對(duì)應(yīng)關(guān)系。

    3.3 不同天然裂隙密度下水力壓裂應(yīng)力與裂隙細(xì)觀演化規(guī)律

    當(dāng)壓裂排量和煤體力學(xué)參數(shù)一定時(shí)(方案設(shè)計(jì)6、7、8 號(hào)實(shí)驗(yàn)),如圖8a—圖8c 所示,天然裂隙密度越高,水力裂隙的形狀越復(fù)雜,且裂隙擴(kuò)展的方向性幾乎沒(méi)有規(guī)律可循??赡茉蚴窃谳^高的天然裂隙密度條件下,如碎裂煤或碎粒煤,供壓裂液濾失的通道顯著增加,導(dǎo)致新裂隙產(chǎn)生較少,壓裂液更多的是對(duì)原有天然裂隙的擴(kuò)展。從圖8d—圖8f 中可以看出,在相同的壓裂條件下,隨著天然裂隙密度的升高,起裂時(shí)間并沒(méi)有發(fā)生較為明顯的改變,均在壓裂60 s 后開(kāi)始起裂;但在60~140 s 裂隙擴(kuò)展階段,微裂隙在各個(gè)角度上的數(shù)量都有顯著的降低趨勢(shì);且微裂隙角度均值波動(dòng)程度逐漸增大,沒(méi)有明顯的偏向性。因此,天然裂隙發(fā)育程度高的煤體,其水力裂隙走向受天然裂隙影響明顯,且多條水力裂隙被天然裂隙捕獲,擴(kuò)展方向受限。

    圖8 不同天然裂隙密度下水力壓裂應(yīng)力與裂隙細(xì)觀演化特征Fig.8 Mesoscopic evolution of hydraulic fracturing stress and fracture under different natural fracture density

    應(yīng)力演化特征如圖8g—圖8i 所示,隨著天然裂隙密度的增加,3 個(gè)區(qū)域應(yīng)力演化的規(guī)律性逐漸減弱,且應(yīng)力變化幅度逐漸減?。怀跏嫉貞?yīng)力狀態(tài)的偏移程度相較于完整試件更加明顯,偏離值上升了一個(gè)數(shù)量級(jí),偏離范圍由0.1~1.0 MPa 增至1.0~5.0 MPa,偏離位置也由于天然裂隙的隨機(jī)性而無(wú)法預(yù)測(cè)。

    天然裂隙密度較低時(shí),如裂隙發(fā)育程度較低的原生結(jié)構(gòu)煤,應(yīng)力演化方向及最終應(yīng)力路徑曲線形狀與壓裂排量為60 mL/min 的情況類似,3 號(hào)區(qū)域均在壓裂后期由局部高地應(yīng)力比值向低應(yīng)力比值方向發(fā)展。天然裂隙密度中等時(shí),上述應(yīng)力特征與壓裂排量為20 mL/min 和40 mL/min 的情況類似,1 號(hào)區(qū)域應(yīng)力狀態(tài)整體變化不大,σ2/σ1在1.5~2.0 之間波動(dòng);3 號(hào)區(qū)域σ2/σ1不變但σ1隨σ2的增大而增大;2 號(hào)區(qū)域σ2/σ1在不斷增大,由1.6 增加到10.0 以上,該區(qū)域裂隙沿X軸擴(kuò)展的概率隨壓裂過(guò)程逐漸增大。當(dāng)天然裂隙密度較高時(shí),如碎裂煤,由于天然裂隙的影響,3 個(gè)區(qū)域內(nèi)的應(yīng)力演化特征沒(méi)有較好的規(guī)律性,多個(gè)區(qū)域出現(xiàn)了應(yīng)力演化方向的反轉(zhuǎn)現(xiàn)象,應(yīng)力狀態(tài)更加隨機(jī),難以預(yù)測(cè)。

    因此,高裂隙發(fā)育的煤層地應(yīng)力狀態(tài)更加復(fù)雜,煤層整體地應(yīng)力狀態(tài)并不能代表局部應(yīng)力狀態(tài),對(duì)于該類煤層的增透方案設(shè)計(jì)需要因地制宜。

    3.4 工程應(yīng)用模式探討

    研究結(jié)果表明,壓裂排量的增加導(dǎo)致壓裂半徑也隨之增加,但泊松比較高的煤層水力裂隙很難擴(kuò)展,這一結(jié)論與董卓等[11]的研究結(jié)果得到很好地相互印證。因此,針對(duì)泊松比較高的煤層,壓裂方案設(shè)計(jì)需要考慮更多的因素;而天然裂隙發(fā)育過(guò)高的煤層,裂隙的擴(kuò)展方向幾乎無(wú)法預(yù)測(cè),并且由于壓裂液濾失嚴(yán)重,存在無(wú)法蹩壓的現(xiàn)象,需要更大的壓裂排量達(dá)到相同的壓裂效果。

    另一方面,低壓裂排量、中天然裂隙密度和高泊松比試件的應(yīng)力演化方向及最終應(yīng)力路徑曲線形狀類似,而高壓裂排量、低泊松比和低天然裂隙密度試件的上述應(yīng)力特征類似,對(duì)比其宏觀裂隙分布圖,可以得出某一區(qū)域應(yīng)力路徑的演化特征能夠反映出裂隙的擴(kuò)展?fàn)顟B(tài),并且這種應(yīng)力演化特征與裂隙擴(kuò)展?fàn)顟B(tài)的對(duì)應(yīng)關(guān)系只與當(dāng)前地應(yīng)力情況及裂隙擴(kuò)展情況有關(guān),而與何種因素導(dǎo)致的這種裂隙擴(kuò)展?fàn)顟B(tài)關(guān)系不大。因此,該方法為壓裂范圍的監(jiān)測(cè)提供了一條新的思路:在壓裂前期,現(xiàn)場(chǎng)可設(shè)置幾組應(yīng)力監(jiān)測(cè)區(qū)域記錄并評(píng)估壓裂區(qū)的應(yīng)力路徑曲線和縫網(wǎng)擴(kuò)展情況,在后續(xù)壓裂施工過(guò)程中可將此次應(yīng)力路徑曲線與先前的壓裂數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析,結(jié)合其他壓裂范圍監(jiān)測(cè)手段如微震、瞬變電磁等,可更加精確地判斷該次壓裂縫網(wǎng)的擴(kuò)展范圍。但天然裂隙發(fā)育的煤層由于應(yīng)力分布的復(fù)雜性,該方法并不適用。

    4 結(jié) 論

    a.隨著壓裂排量的增加,壓裂半徑逐漸增大,并且出現(xiàn)了裂隙的二次擴(kuò)展現(xiàn)象;不同壓裂排量下的應(yīng)力演化方向及最終應(yīng)力路徑曲線形狀有著明顯的不同,低排量條件下裂隙附近的應(yīng)力比值逐漸增大,而在高排量條件下先增大后減小。

    b.煤層泊松比越大,平均壓裂半徑越低,但對(duì)起裂時(shí)間及裂隙的擴(kuò)展形態(tài)影響不明顯;低泊松比與高壓裂排量試件的應(yīng)力演化方向及最終應(yīng)力路徑曲線形狀較為類似,高泊松比與低壓裂排量試件的上述特征較為類似。

    c.煤體天然裂隙的發(fā)育情況對(duì)水力裂隙的擴(kuò)展起著關(guān)鍵性作用,天然裂隙密度越高,裂隙形態(tài)越復(fù)雜,擴(kuò)展越?jīng)]有方向性,且新產(chǎn)生的裂隙很少;含天然裂隙煤體初始應(yīng)力狀態(tài)相較于原生結(jié)構(gòu)煤偏移更加明顯,應(yīng)力演化方向在高天然裂隙發(fā)育情況下還會(huì)出現(xiàn)反轉(zhuǎn)現(xiàn)象。

    d.通過(guò)不同因素下水力壓裂裂隙擴(kuò)展形態(tài)及應(yīng)力路徑特征的對(duì)比分析,得出應(yīng)力演化方向及最終應(yīng)力路徑曲線形狀受當(dāng)前裂隙擴(kuò)展?fàn)顟B(tài)的影響顯著,現(xiàn)場(chǎng)可通過(guò)在壓裂區(qū)域進(jìn)行應(yīng)力監(jiān)測(cè),結(jié)合微震等其他壓裂監(jiān)測(cè)手段,更為精確地判斷壓裂縫網(wǎng)的擴(kuò)展范圍。

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