Experimental study and application of hydraulic fracturing in underlying coal seam
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摘要:
采空区下伏煤层气资源储量丰富,长期未能有效开发。水力压裂技术是一种提高煤层气采收率的有效手段,上覆煤层的开采与重新压实会直接影响采空区下伏煤层水力裂缝的扩展行为。通过大尺寸(300 mm×300 mm×300 mm)真三轴水力压裂试验,分析了不同加卸载应力扰动程度下煤体的力学与声发射响应特征,提出了表征煤体损伤程度的损伤变量$T$,明晰了损伤与水力裂缝起裂与扩展规律之间的关系。结果表明:采空区下伏煤体垂向应力加载阶段引起的损伤显著大于卸载阶段,垂向加载应力不超过11 MPa时,煤体处于弹性阶段,损伤极少;加载至11~15 MPa,处于屈服阶段,损伤大幅增加;加载至15~18 MPa,处于强化阶段,煤体孔裂隙逐渐被压实。损伤变量$T$可以有效表征煤体内部损伤程度,Tc为煤体未经过加卸应力扰动时的损伤变量。$T = {T_{\mathrm{c}}}$时,煤体内部的损伤程度与未经过加卸载应力扰动的煤体损伤程度相当;$ T>{T}_{{\mathrm{c}}} $时,煤体呈应力损伤态,$T$越大,损伤程度越高;$ T<{T}_{{\mathrm{c}}} $时,煤体呈应力压实态,$T$越小,压实程度越高。煤体应力损伤程度与破裂压力呈负相关,高损伤程度使得煤体更容易破裂,井筒近端容易形成主水力裂缝,有利于开展水力压裂。煤体的压实程度与破裂压力呈正相关,高压实程度使得水平应力差对水力裂缝扩展的影响减弱,井筒近端水力裂缝发育,不易形成主水力裂缝,阻碍水力压裂开展。基于研究成果制定了采空区下伏煤层水力压裂施工方案优化原则并在现场应用,优化后的方案水力压裂造缝能力显著提高。
Abstract:The coalbed methane resource under goaf is rich, but has not been effectively developed for a long time. Hydraulic fracturing technology stands as an effective means to augment coalbed methane recovery. The extraction and re-compaction of overlying coal seam will directly affect the expansion behavior of hydraulic fractures in the underlying coal seam. Though the large-scale (300 mm×300 mm×300 mm) true triaxial hydraulic fracturing experiments, the mechanical and acoustic emission response characteristics of coal were analyzed under different levels of loading and unloading stress perturbations. The damage variableTwas proposed to characterize the degree of coal damage, and the relationship between damage and the initiation and expansion patterns of hydraulic fractures was elucidated. The results revealed that, the damage induced by vertical stress loading in the underlying coal significantly exceeded that in the unloading stage. When the vertical loading stress was below 11 MPa, the coal remained in an elastic stage with minimal damage. Loading between 11~15 MPa corresponded to the yielding stage, witnessing a substantial increase in damage. Loading between 15~18 MPa led to the strengthening stage, the pores and fractures of coal were gradually compacted. Damage variablesTcan effectively characterize the degree of internal damage of coal. WhenT=Tc, the internal damage of coal was comparable to that of a coal that has not disturbed by loading and unloading stress.Tc is the damage variable of coal without loading and unloading stress disturbance. WhenT>Tc , the coal exhibited a stress-damaged state, with higher values ofTcorresponding to increasing damage levels. Conversely, whenT<Tc, the coal demonstrated a stress-compacted state, with smaller values ofTindicating higher compaction degrees. The degree of stress damage in coal was negatively correlated with the fracture pressure, a high degree of damage made coal more prone to fracture, and it was favor to form the primary hydraulic fractures near the wellbore, which was conducive to hydraulic fracturing. The degree of compaction of coal was positively correlated with fracture pressure. The high degree of compaction weakened the effect of horizontal stress difference on hydraulic fracture expansion, and the hydraulic fracture near the wellbore was more developed, which hindered the formation of primary hydraulic fractures. Based on the research results, the principle of hydraulic fracturing construction scheme optimization for underlying coal seam in goaf was formulated and applied in the field. The hydraulic fracturing ability of the optimized scheme was significantly improved.
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Keywords:
- goafs /
- underlying coal seam /
- coalbed methane /
- hydraulic fracturing /
- damage variable /
- fracture expansion
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0. 引 言
断层对瓦斯具有封闭和通道的双重作用,断层封闭时阻碍瓦斯的运移,开启时成为瓦斯运移的通道。魏国营等[1]研究发现,在煤层采掘过程中,封闭性断层附近瓦斯涌出异常增大,且局部构造应力集中,构造煤发育;而开放性断层附近煤层瓦斯涌出量较低,煤层瓦斯含量也较原始煤层区有显著下降。断层对瓦斯的封闭能力,决定着局部煤层瓦斯的赋存状态,影响煤矿瓦斯治理设计或煤层气井点布局。科学判识断层的封闭能力,定量评价断层封闭性对井下煤与瓦斯突出危险性预测及地面煤层气高效开发具有重要技术支撑作用。
断层封闭性指受力断层对煤层瓦斯封堵并阻止流体运移的约束作用[2]。根据瓦斯在地质空间上的运移方向不同,可分为垂向封闭性和侧向封闭性,分别表示断层在垂向和侧向阻滞瓦斯运移的能力。SMITH[3]最早从理论上论述了断层的封闭性机理,此后众多国内外学者对断层封闭性进行了大量的研究工作,并提出了许多基本控制因素和封闭性评价方法。泥岩和页岩具有极低的渗透性和较高的毛细压力,当煤储层和这类岩石对置接触时,断层往往具有很好的封闭性。断层两盘岩性配置关系是决定断层是否封闭的重要条件之一[4]。野外断层露头观测表明[5],断层不是一个简单的二维平面,而是复杂的三维结构体。断层活动过程中,断层两盘相对移动,刮擦两侧岩石,导致碎屑被带入断裂带,转化为断层岩[6]。断裂充填物物性和断层岩成岩程度不同,断层的封闭性也存在差异文献[7-8]从断裂带的内部结构评价断层的封闭能力。文献[9-11]考虑了断层岩压实成岩作用与成岩时间对封闭性的影响。P. Ted DOUGHTY[12]详细论述了断层生长的不同阶段,泥岩涂抹的形成与演化特征对断层封闭性的影响。FU等[13]分析了不同脆、韧性泥岩盖层中的断层变形机制,采用上覆泥岩盖层的并列厚度来定量评价断层的垂向封闭性。此外,高孔隙流体压力往往使断层张开成为流体运移的通道[14]。童亨茂[15]考虑了构造应力与孔隙压力对断层封闭性的联合作用,采用封闭系数来定量表述断层的封闭与开启。总之,决定断层封闭性的本质因素是储层和断层之间的排替压力差[16],排替压力是烃类进入水湿岩石最大连通喉道所需的压力[17]。影响断层封闭性的因素众多,根据主控因素不同,往往有针对性地选择不同的评价方法。在以往的断层封闭性定量研究中,学者多选取地层流体压力、断层岩与储层的排替压差、断层面正应力、断裂带泥质含量等作为定量评价的主要影响因素,代表性的定量评价方法有单因素评价方法如:考虑地应力和地层流体压力的封闭系数法[15]、计算断裂带泥岩拖曳长度和泥质含量的泥岩涂抹法[18-19]、围岩和断层排替压力差法[6],以及多因素综合评价方法,如连通概率法[20]、模糊数学综合评价法[21-22]等。
断裂带结构完整性和断层应力状态稳定性是决定局部地质构造气密性的决定性条件,其中断裂带或断层内泥岩厚度计算是一项重要工作,目前在该方面进行的关联研究工作并不多见。断层封闭性的量化研究,需集中分析断裂带结构特征、内嵌泥岩赋存和断层端面特定的受力状态,并结合具体的顶底板条件开展讨论。在系统分析断裂带多元结构特征的基础上,从断层端面受力分析入手,考虑煤层顶底板封闭性能,结合断裂带内部组合结构,拟提出一种描述断层内嵌泥岩等效厚度的计算方法,量化特定应力环境下的断层封闭性,并通过工程案例予以验证,用于指导煤矿瓦斯灾害防治或煤层气工程开发。
1. 断层对煤层瓦斯的封闭机制
1.1 侧向封闭
断层侧向封闭性与断层两盘岩层对接关系、两盘与断裂填充物之间排替压力的相对大小、泥岩涂抹的形成有关[16]。当断裂带只发育滑动面且处于闭合状态,断裂本身不具备封闭能力时,断层侧向封闭性与两盘岩性配置有关,若煤层的排替压力小于对接盘的岩层排替压力,则断层具有侧向封闭性,反之,断层侧向开启,如图1所示。当断层断裂带发育时,断层的侧向封闭性与煤层瓦斯压力和断裂带的排替压力大小有关。煤层瓦斯压力小于断裂带的排替压力时,断层侧向封闭,否则,断层两盘瓦斯产生定向流动,甚至沿断裂带逸散气体,降低局部气体压力,如图2所示。然而,与常规油气不同,由于煤层对瓦斯的吸附特性,瓦斯要穿过断裂带侧向运移,需要克服更大的阻力[23]。断裂带的排替压力又与断裂带充填物的泥质含量(或泥岩厚度)以及后期成岩作用有关。相同条件下,泥质含量越高(或泥岩厚度越大),成岩作用越强,断层的侧向封闭性越好。
此外,断层在发育活动过程中,沿断裂带分布的非渗透性泥状物受到拖曳、挤压、研磨等作用,在断层面上形成涂抹层,使断层的封闭能力得到增强,如图3所示。由于泥岩涂抹层在形成过程中受到的巨大压力作用,泥质颗粒侵入到砂质颗粒中,发生动力变质、热变质和重结晶作用,使其成分均一化、孔渗性明显降低,因此具有非常高的排替压力[24]。
1.2 垂向封闭
断层垂向封闭性存在的前提是煤层围岩具有一定的阻止煤层瓦斯运移的能力。当围岩封闭瓦斯气体能力差时,煤层瓦斯从顶底板散失,断层垂向封闭性分析也就失去了意义。对于常规油气开发而言,文献[25]给出了区域性围岩的封闭性能参考指标,根据煤层瓦斯的气体性质和顶底板岩性特点,笔者结合全国主要矿区煤矿瓦斯抽采参数和部分山西沁水盆地煤层气井测试结果,统计并总结煤层围岩封闭性分类,分类结果见表1。
表 1 围岩封闭性能分类Table 1. Classification of surrounding rock sealing ability封盖类型 排替压力/MPa 渗透率/μm2 裂隙发育 厚度/m 屏蔽层 >5 <9.87×10−8 差 >5 半屏蔽层 >2 <9.87×10−7 中 >2 透气层 <2 <9.87×10−6 好 当围岩封闭性良好时,断层的垂向封闭性主要受断裂带结构的影响。从宏观上看,断裂带主要由滑动破碎带和诱导断裂带组成[5],如图3所示。断层活动过程中,两盘岩体相互剪切、研磨,形成滑动破碎带。滑动破碎带一般位于断裂带中央,是承受应力最大最集中的部位,消耗断层活动过程中的大部分能量,以发育各种断层角砾岩、碎裂岩、断层泥为特征[17]。诱导断裂带主要分布于断层两侧的有限区域或断层末端的应力释放区[7],并逐渐过渡到正常围岩。诱导断裂带由煤岩被纵横交错的断裂切割形成,具碎裂结构,并随距离断层的增大破碎性逐步降低,该区域通常成为瓦斯运移的有效通道。
不同的断层结构和煤岩性质,整体结构的脆、塑性不同,断层活动强度不同,断裂带结构具有差异性,滑动破碎带与诱导断裂带并不一定同时发育,可将其划分为一元型、二元型和三元型[5],如图4所示。诱导断裂带一元型常见于脆性断层发育初期,断层活动较弱,断距较小,剪切滑动不充分,难以形成滑动破碎带;滑动破碎带一元型常见于塑性−半塑性地层,诱导断裂不发育。在脆性−半脆性地层中,受应力作用和两盘岩性差异影响,仅一侧发育诱导断裂带,形成二元型断裂带结构。三元型断裂带常见于脆性断层,断层充分发育,断距较大,由滑动破碎带和两侧的诱导断裂带构成。在垂向上,各岩(煤)层力学性质差异决定了不同深度范围煤岩破碎程度差异,影响了煤层瓦斯的渗透性。
当断层面所受正应力小于断层岩抗压强度时,滑动破碎带所受压力不足以使伴生断裂完全闭合,可成为流体运移的通道。随着断层面正应力的增大,滑动破碎带被逐渐压实,破碎带伴生断裂闭合,诱导断裂带成为流体运移的优势通道。诱导断裂长期静止时,经过压实作用和胶结成岩作用使得诱导断裂带渗透率降低[26],直至转化形成垂向封闭。
2. 断层对瓦斯封闭能力的定量方法分析
2.1 断裂带结构封闭参数计算
2.1.1 对接封闭分析
对于在走向与倾向上有较大变化的断层,通过做“Allan断面图”可以比较直观准确地判断断层两侧的岩性配置关系[27]。作图方法在此不做赘述。对于工作面的小断层,由于其断距与煤层厚度相差不大的特点,可以采用两盘煤层有效对接厚度与煤层厚度的比值作为评价侧向封闭的指标之一。在此引入煤层对接系数k来定量描述断层两盘煤层对接封闭程度。
$$ k = \frac{{H - D}}{H} $$ (1) 式中:H为断层附近煤层厚度,m;D为断层断距,m,位置关系如图5所示。
对接封闭系数描述了断层构造本身结构决定的气体封闭能力,通常在k<0时,煤层被完全断开,受水平应力影响,断层具有更好的侧向封闭能力,煤层瓦斯富集在断层附近;而在k>0时,煤层未断开,侧向封闭能力与断层泥岩厚度相关,且端面正应力也是重要影响因素。
2.1.2 断层泥质含量
研究发现,在断层影响区域,其他条件相同时,断层两盘间泥质含量越高,断层岩排替压力越大。断层岩泥质含量可以用断层泥比法来近似代替。断层泥比RSG主要应用于地层厚度较大,砂泥互层的非均匀层序中,常用来定量评价断层的封闭能力[16,28]。RSG值越大反映断层内部的断裂充填度越高,气体封闭性越好。
$$ R_{\rm{SG}}=\frac{{}_{{\displaystyle \sum {Z}_{i}{R}_{i}}}}{T} $$ (2) 式中:RSG为断层泥岩比率,%;Zi为第i个断开地层的厚度,m;Ri为第i个断开地层内泥岩含量,%;T为断层断距,m。
2.1.3 断层紧闭程度
端面紧闭程度与断层所受有效正应力及断层岩抗压强度有关。定义断层紧闭系数Ib为断层面有效正应力与断层岩抗压强度的比值,即
$$ {I_{\rm{b}}} = \frac{{{\sigma _{{\rm{eff}}}}}}{{{\sigma _{\rm{c}}}}} $$ (3) 式中:
$ {\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{e}\mathrm{f}\mathrm{f}} $ 为断层面有效正应力,MPa;σc为断层岩抗压强度,MPa。断层岩取样困难时,σc可由下式求取[29]:$$ {\sigma }_{{\rm{c}}}=R_{\rm{SG}}{\sigma }_{{\rm{CM}}}+(1-R_{\rm{SG}}){\sigma }_{{\rm{CS}}} $$ (4) 式中:σCM为泥岩抗压强度,MPa;σCS为断点附近岩体抗压强度(计算点位在煤层中时为煤的抗压强度),MPa。
为方便表述,取断层有效正应力σeff压为正拉为负。当Ib<0时,断层面受张拉应力,断层开启成为流体(瓦斯)运移的通道。当0<Ib ≤ 1时,断层面正应力不足以使断裂充填物发生挤压变形,断层封闭程度低。当Ib>1时,滑动破碎带伴生断裂闭合,断层呈封闭状态,其值越大断层封闭性越好。
2.1.4 诱导断裂带综合渗透率与渗透率补偿
断裂带综合渗透率反映了断层附近煤岩介质的完整程度,通常采用工程测试(如排水速率或煤层气井平均日产气量)手段完成测算。煤层气井生产过程中,在其他条件相同时,煤层渗透率与平均日产气量成正比:
$$ K = \eta Q $$ (5) 式中:K为煤层渗透率,μm2;Q为平均日产气量,m3/d;η为与生产井工况相关的常数。
$$ \eta = \frac{{\mu (R - d/2)}}{{86\;400\pi dh({P_1} - {P_2})}} $$ (6) 式中:d为产气井套管直径,m;h为煤层厚度,m;μ为瓦斯气体黏度,mPa·s;R为煤层气井泄流半径,m;P1为煤储层压力,MPa;P2为井底压力,MPa。
在断层区域的诱导断裂带范围内,诱导断裂带渗透率与其宽度相关,随着离端面距离的缩小煤体结构完整性发生变化,以碎裂煤为主,渗透性显著提高;随着距离的延长,断层的影响逐渐消失[30]。
受多期构造运动作用,断层附近煤层瓦斯大量逸散,残余瓦斯压力(或含量)低,工程上表现为断层附近气井的平均日产气量较原始煤层区明显偏低。相同条件下,以原始煤层区煤层气平均日井产气量为参考,考虑煤层原始压力(或含量),提出煤层渗透率补偿算法。
设煤层厚度、气井参数和排采作业制度相同,原始煤层区煤层气井平均日产气量为Q0,根据式(5)计算得到原始煤层渗透率K0为
$$ {K_0} = \eta {Q_0} $$ (7) 诱导断裂带内任一气井位置处的瓦斯损失量为Q0−Q,联立式(5)—式(7)可得,诱导断裂带内该气井的补偿渗透率:
$$ K' = \frac{{{Q_0} - Q}}{{{Q_0}}}{K_0} $$ (8) 该气井位置煤层渗透率K为
$$ K = {K_0} + K' $$ (9) 研究发现,诱导断裂带煤层渗透率与其距断层面的距离呈负相关,随着距离的增加,诱导断裂带煤层渗透率逐渐降低,如图6所示。
根据诱导断裂带的多井点渗透率测试结果,考虑煤层渗透率K和断裂带宽度L,完成渗透率曲线拟合,根据拟合函数f(K,L),完成目标区域的函数积分F(K,L),求得目标区域煤层综合渗透率K2为
$$ {K_2} = \frac{{F(K,L)}}{L} = \frac{1}{L}\int\nolimits_0^L {f(K,L){\rm{d}}L} $$ (10) 2.2 断层封闭瓦斯能力的定量表征方法
2.2.1 断层岩性空间结构分析
评述断层构造的赋存状态,描述断层在构造应力作用下,煤层对接封闭情况、断裂带结构类型、断裂中泥岩的充填程度(RSG值),以及含煤断层的紧闭状态(Ib值)。开展断层封闭性分析,首先对上述断层的空间结构参数进行提取研究。其次,断层泥岩厚度或断层泥质含量是影响断层结构的重要因素,也是决定断层封闭能力的关键条件。
2.2.2 等效泥岩厚度折算
统计发现,断层对瓦斯的封闭能力与断层泥岩厚度有关,泥岩厚度越大,断层封闭能力越强[31,44]。考虑断层端面之间的断裂结构发育程度差异,结合断裂带结构的多元学说,本文提出断裂带等效泥岩厚度的概念,对断层封闭性进行定量表征。断裂带等效泥岩厚度D可用下式进行计算。
$$ D = {D_1} + {D_2}\exp\left ( - \gamma \frac{{{K_1}}}{{{K_2}}}\right) + {D_3} $$ (11) 式中:K1为断层泥岩渗透率,μm2;K2为诱导断裂带煤层综合渗透率,μm2;γ为常数;D1为断层泥岩厚度,m;D2为诱导断裂带宽度,m;D3为受力断层泥岩弹性恢复量,m。其中D3为受载断层端面泥岩的弹性恢复量,可根据下式进行估算。
$$ {D_3} = \frac{{{\sigma _{{\rm{eff}}}}}}{E} $$ (12) 式中:E为断层泥岩杨氏模量,MPa。由于D3相对D1较小,工程计算时可以忽略。
断层对煤层瓦斯的封闭能力则可以用瓦斯渗流突破厚度为D的泥岩时的最小压力来定量表征。
2.2.3 极限封闭压力计算
根据低速渗流理论,以特定泥岩中的气体为研究对象,考虑气体受黏性力和惯性力的综合作用,运移状态下的气体满足:
$$ \frac{{({P_{\rm{a}}} - {P_{\rm{s}}})}}{D} = \lambda - \frac{{\mu v}}{k} $$ (13) 式中:Pa为吸附阻力,Mpa;Ps为地层流体压力,MPa;μ为气体黏度,mPa·s;v为气体流速,m/s;k为岩层渗透率,μm2;λ为气体渗流的启动压力梯度,MPa/m。
当瓦斯刚好能通过厚度为D的泥岩时,气体流速v=0,则满足关系:
$$ {P_{\rm{s}}} = \lambda D + {P_{\rm{a}}} $$ (14) 多孔介质中的流体启动压力梯度λ是决定吸附阻力Pa的关键力学参数[45],吸附阻力Pa与启动压力
$ \mathrm{\lambda }\mathrm{D} $ 相当,近似满足Ps=2Pa [23]。可见,瓦斯通过断裂带运移至少要克服的封闭压力为Ps。当煤储层压力P<Ps时,断层对瓦斯具有良好的封闭性;当煤储层压力P>Ps时,断层最大可以封闭的瓦斯压力为Ps,超过Ps的部分瓦斯通过断层运移散失。3. 实例分析
3.1 地质背景
寺头断层是沁南地区郑庄—樊庄区块规模最大的断层,总体呈现为正断层组成的弧形断裂带,全长40 km。寺头断层形成于燕山构造期,受燕山期左旋剪切挤压应力作用形成[32],为扭张构造应力作用下的走滑构造,喜马拉雅构造晚期又受NNE-SSW方向的挤压作用[33],寺头断层由原来的张扭性逐渐转化为压性。寺头断层走向变化较大,从北东向西南延伸,区块内北部走向NE10°~25°,断距100~240 m,倾角70°,倾向NW;南部走向NE60°,断距40~70 m,倾角40°~65°,倾向NW和NNW[34],断层位置如图7所示。
3.2 寺头断层断裂带结构参数计算
3.2.1 煤层顶底板封闭能力及断裂带结构分析
顶底板是煤层瓦斯最直接的封堵层,研究断层对煤层瓦斯的封闭性首先要确定煤层顶底板对煤层瓦斯的封闭能力。以区块内的山西组3号煤为研究对象。煤层厚度4.7~6.8 m,煤层顶板以泥岩和泥质粉砂岩为主,厚度为2~6 m。煤层底板为分布稳定的泥岩,一般厚度为1~4 m,最大厚度为14 m,局部底板相变为泥质粉砂岩,主要顶底板渗透率及排替压力测定见表2(文献[36]中渗透率单位采用m2,1 mD=0.987×10−15 m2)。结合表1的顶底板封闭性能分类标准可将其归为屏蔽层,围岩对煤层瓦斯能够起到良好的封闭作用。
煤层气井裂缝指数的大小反应了断层对两侧煤层的破坏程度,紧靠断层的E2煤层气井裂缝检测指数为0.320,稍远一点的E4井裂缝检测指数为0.296[33]。可见,寺头断层两盘诱导断裂带发育。结合断层两盘岩性及断层发育程度分析,寺头断层断裂带发育结构类型为三元型,由滑动破碎带和两侧的诱导断裂带构成。
3.2.2 两盘岩层对接封闭分析
选取图7所示的3个端面进行断层两侧岩层对接封闭分析[33],如图8所示。寺头断层对接系数k<0,煤层被完全断开。寺头断层在Ⅰ—Ⅰ与Ⅱ—Ⅱ位置与断层右侧3号煤层对接的主要为山西组底部泥岩,可以起到良好的封闭作用;寺头断层在Ⅲ—Ⅲ位置处与断层右侧3号煤层对接的主要为下石盒子组底部砂质泥岩,排替压力相对泥岩较低,封闭能力也较差。
3.2.3 泥质含量RSG分析
一般当RSG>0.6时,断层就可以具备良好的封闭能力[37]。表3列出了寺头断层5个点位的RSG计算结果,范围在0.56~0.91之间。St-b、c、d、e点位的RSG值均大于0.8,具有良好的封闭性,St-a点位RSG值为0.56,封闭性相对较差。
3.2.4 断层紧闭系数Ib计算
根据煤层气井工程数据[34],该区3号煤储层压力为2.47~3.83 MPa,研究区最大水平主应力方向介于42.0°~83.3°呈NE或NEE向。断层紧闭系数Ib计算结果见表4。
表 4 评估点应力封闭参数计算Table 4. Evaluation point stress sealing parameter calculation点位 井号 泊松比 垂向地应力/MPa 最小水平地应力/MPa 最大水平地应力/MPa 有效正应力/MPa 紧闭系数Ib St-a 82 0.41 13.440 13.09 16.362 13.14 0.78 St-b 91 0.40 20.712 17.75 22.187 18.84 2.11 St-c 98 0.39 23.200 23.30 29.125 23.10 3.05 St-d 43 0.40 17.112 19.10 23.875 17.22 1.96 St-e 50 0.39 19.024 16.72 20.900 15.54 1.61 由表4可知,St-b、c、d、e点位的断层紧闭系数Ib均大于1,表明断层面有效应力大于断层岩抗压强度,断层紧闭,伴生断裂闭合,封闭性良好。测点St-a紧闭系数Ib小于1,这由局部拉伸性水平构造应力决定[32],导致断层沿走向应力分布不均匀。St-a点位附近区域断层面有效正应力不足以使断层紧闭,因此封闭性也较差。
3.3 寺头断层封闭压力计算
统计距寺头断层不同距离煤层气井的平均日产气量[38],代入式(7)—式(9)可以求得诱导断裂带的煤层渗透率,如图9所示。各参数取值见表5。
由图9可知,诱导断裂带煤层气井渗透率与井距断层面的距离存在一定的负相关性。因此可以采用本文建立的基于渗透率的断裂带等效泥岩厚度模型对断层的封闭能力进行定量表征。
根据图9所示,在距寺头断层上盘400 m内,煤层渗透率随距断层距离的增大快速降低,之后降速放缓逐渐趋于稳定。下盘的300 m内为煤层渗透率快速降低段。据此可以确定寺头断层上盘诱导断裂带宽度D2为400 m,下盘诱导断裂带宽度D2为300 m。
对寺头断层两盘诱导断裂带范围内的煤层气井渗透率进行拟合,如图10和图11所示。利用式(10)求得上盘诱导断裂带综合渗透率K2为3.06×10−5 μm2,下盘诱导断裂带综合渗透率K2为2.86×10−5 μm2。
根据试井资料及统计数据,见表6,代入上述等效泥岩厚度及封闭压力计算公式,计算得到寺头断层上盘等效泥岩厚度D为6.5 m,断层封闭压力7.84 MPa;下盘等效泥岩厚度D为3.9 m,断层封闭压力4.67 MPa。封闭压力均大于3号煤储层压力3.83 MPa,因此寺头断层对煤层瓦斯具有良好的封闭性。
3.4 寺头断层封闭性结果分析
综上所述,根据各参数计算结果,寺头断层最小封闭压力4.67 MPa,大于煤储层压力3.83 MPa,寺头断层整体上为封闭性断层,但由于断层沿走向的不均匀性,不同点位的封闭能力存在差异。St-b、St-c、St-d、St-e点位RSG值范围为0.84~0.91,大于0.6;紧闭系数Ib范围为1.61~3.05,大于1,具有良好的封闭性。St-a点位RSG值为0.56,紧闭系数Ib为0.78,因此封闭能力差。总体上看,寺头断层北东向封闭性好,西南向断层端部封闭能力则相对较差。
4. 结 论
1)断层对瓦斯的封闭能力主要受控于断裂带结构和受力状态。对接岩层的渗透率越低、RSG值越大,断层封闭能力越强。当紧闭系数大于1时,断层破碎带伴生断裂闭合,其值越大,断层封闭性越好;当紧闭系数小于1时,断层处于开启状态,成为流体运移的通道。
2)断层极限封闭压力Ps随断裂带等效泥岩厚度的增加而提高。当极限封闭压力Ps大于煤储层压力时,断层封闭。反之,断层最大可以封闭的瓦斯压力为Ps,超过Ps的部分瓦斯通过断层运移散失。
3)断层两盘附近的诱导断裂带的泥岩发育程度,决定诱导断裂带的渗透率,提出的等效泥岩厚度计算公式D=D1+D2 exp(−γK1/K2)+D3,经过工程数据验证,具有一定的工程应用价值。
4)提出了渗透率补偿算法,数据统计结果显示,诱导断裂带范围内煤层渗透率与距端面距离负相关,随着远离断层中心,诱导断裂带渗透率逐渐降低,最后趋近于原始煤层渗透率。
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表 1 相似模拟材料的物理力学参数
Table 1 Physical and mechanical parameters of cement mortar
孔隙率
$\phi$/%渗透率
K/10−3μm2单轴抗压强度
$ \sigma_ {\mathrm{c}} $/MPa弹性模量
$ E $/GPa抗拉强度
$ \sigma _{\mathrm{t}} $/MPa黏聚力
$ c$/MPa内摩擦角
$ \varphi /( ^\circ) $12.79 1.13 6.27 0.72 1.65 2.54 31.29 表 2 水力压裂试验方案
Table 2 Hydraulic fracturing test parameters
试块 垂向应力
$ {\sigma _{\mathrm{v}}} $/MPa最大水平应力
$ {\sigma _{\mathrm{H}}} $/MPa最小水平应力
$ {\sigma _{\mathrm{h}}} $/MPa水力压裂 1 8 16 10 是 2 10→12→8 16 10 是 3 10→14→8 16 10 是 4 10→16→8 16 10 是 5 10→18→8 16 10 是 表 3 水力裂缝参数
Table 3 Hydraulic fracture parameters
试块 缝长a/mm 缝宽b/mm a/b 裂缝形态 1 310.2 196.5 1.58 水平 2 306.7 190.5 1.61 水平 3 301.3 184.2 1.64 水平 4 350.2 233.6 1.50 水平 5 295.0 211.3 1.39 水平 -
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