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下行定向钻孔氮气泡沫幂律多相流携渣解堵技术

潘竞涛, 刘长宇, 赵丹, 贾男, 刘海金, 任志保

潘竞涛,刘长宇,赵 丹,等. 下行定向钻孔氮气泡沫幂律多相流携渣解堵技术[J]. 煤炭科学技术,2023,51(12):298−309

. DOI: 10.12438/cst.2023-0862
引用本文:

潘竞涛,刘长宇,赵 丹,等. 下行定向钻孔氮气泡沫幂律多相流携渣解堵技术[J]. 煤炭科学技术,2023,51(12):298−309

. DOI: 10.12438/cst.2023-0862

PAN Jingtao,LIU Changyu,ZHAO Dan,et al. Downward directional drilling nitrogen foam power-law multiphase flow slag unblocking technology[J]. Coal Science and Technology,2023,51(12):298−309

. DOI: 10.12438/cst.2023-0862
Citation:

PAN Jingtao,LIU Changyu,ZHAO Dan,et al. Downward directional drilling nitrogen foam power-law multiphase flow slag unblocking technology[J]. Coal Science and Technology,2023,51(12):298−309

. DOI: 10.12438/cst.2023-0862

下行定向钻孔氮气泡沫幂律多相流携渣解堵技术

基金项目: 

国家自然科学基金资助项目(52174183)

详细信息
    作者简介:

    潘竞涛: (1976—),男,新疆沙湾人,教授,博士。E-mail:163tao@163.com

  • 中图分类号: TD712

Downward directional drilling nitrogen foam power-law multiphase flow slag unblocking technology

Funds: 

National Natural Science Foundation of China(52174183)

  • 摘要:

    为了解决下行定向钻孔煤屑堵塞、瓦斯抽采有浓度无流量技术瓶颈难题,提出下行定向钻孔氮气泡沫幂律多相流携渣、解堵技术,采用理论分析、数值模拟、现场工业试验等方法,对煤矿井下下行定向钻孔瓦斯抽采引起煤屑堵塞的原因、下行定向钻孔环空氮气泡沫幂律多相流携渣理论及实践应用进行了研究。通过含壁函数的湍流模型数值模拟耦合瓦斯流动和煤体变形,钻孔抽采后流体压力变化引起的孔壁弹性位移。通过三维库仑失效准则模型数值模拟求解抽采引起的压力变化以及压力变化引发的应力、应变、位移变化及下行定向钻孔塌孔风险。通过幂律多相流理论分析氮气泡沫的稳定性、泡沫在钻杆内、钻头处、环空间隙的流动性、泡沫中煤粉悬浮性能、环空间隙泡沫排渣的压力损失、泡沫向上排渣受力情况。在下行定向钻孔环空氮气泡沫幂律多相流携渣理论分析的基础上,设计了稳定氮气泡沫发生器、泡沫发生灌注系统、下行定向钻孔氮气泡沫钻进工艺、瓦斯抽采钻孔氮气泡沫二次解堵工艺,并进行下行定向钻孔氮气泡沫排渣现场工业试验。研究结果表明:钻孔壁摩擦曳力和弯曲处的离心力会造成煤屑颗粒聚集及孔壁坍塌风险增大,瓦斯携带的煤粉颗粒会撞击孔壁使孔壁变形或剥离,进而导致抽采钻孔塌孔堵塞;建立的涵括氮气泡沫稳定性、流动性、煤粉悬浮性能、环空间隙泡沫压力损失、排渣受力分析的下行定向钻孔环空氮气泡沫幂律多相流携渣、解堵技术理论体系能很好的为下行定向钻孔氮气泡沫排渣提供理论支撑;现场工业试验中氮气泡沫排渣钻孔相比水排钻孔,初始混合量和纯量分别提高了6.5倍和6.4倍,40 d混合量和纯量分别提高了10倍左右,说明氮气泡沫携渣、解赌技术可显著提高下行定向钻孔的瓦斯抽采效率。

    Abstract:

    In order to solve the technical bottleneck problem of downward directional drilling coal cuttings blockage and gas drainage with concentration but no flow, the nitrogen foam power law multiphase flow slag carrying and unblocking technology of downward directional drilling was proposed. Theoretical analysis, numerical simulation, om-site industrial experiments and other methods were used to research the causes of coal cuttings blockage caused by downward directional drilling gas drainage in coal mines, and the theory and practical application of nitrogen foam power law multiphase flow slag carrying in downward directional drilling annular. Numerical simulation was carried out by a turbulence model containing wall function coupled with gas flow and coal deformation, and the elastic displacement of the borehole wall caused by the fluid pressure after drilling extraction was analyzed. Numerical simulation with a three-dimensional Coulomb failure criterion model solved for the pressure changes caused by extraction, as well as the stress, strain, and displacement changes induced by the pressure changes, and the collapsing risk of downward directional drilling. The stability of nitrogen foam, the fluidity of foam in drill pipe, at the drill bit, in the annulus, the suspension performance of coal powder in foam, the pressure loss of foam slagging in the annulus, and the upward slagging stress on the foam were analyzed by the power law multiphase flow theory. Based on the theoretical analysis of downward directional drilling annulus nitrogen foam power law multiphase flow slag carrying theory, the stable nitrogen foam generator, foam generating injecting system, downward directional drilling nitrogen foam drilling process, and gas drainage drilling nitrogen foam secondary unblocking process were designed, and the downward directional drilling nitrogen foam slag removal on-site industrial experiment was conducted. The results indicated that, the frictional drag force of the borehole wall and the centrifugal force at the bends could cause the aggregation of coal particles and increase the risk of borehole wall collapse. The coal powder particles carried by the gas will collide with the borehole wall to deform or detach the borehole wall, which would lead to the collapse and blockage of the extraction borehole. The theoretical system of downward directional drilling annulus nitrogen foam power law multiphase flow slag carrying and unblocking technology, which included nitrogen foam stability, fluidity, coal powder suspension performance, annular space foam pressure loss, and analysis of slag removal force, can well provide theoretical support for downward directional drilling nitrogen foam slag removal. In the on-site industrial experiments, the initial mixing and pure amount of the nitrogen foam slag removal drilling hole increased by 6.5 and 6.4 times, respectively, compared with the water drainage drilling hole, and the mixing and pure amount increased by about 10 times in 40 days, which indicated that the nitrogen foam slag carrying and unblocking technology can significantly improve the gas drainage efficiency of the downward directional drilling hole.

  • 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。

    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。

    图  1  断层两盘岩性对接封闭
    Figure  1.  Lithological docking sealing mechanism of two walls of the fault
    图  2  断裂带侧向封闭
    Figure  2.  Lateral sealing mechanism of fault zone

    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]

    图  3  断裂带内部结构
    Figure  3.  Internal structure of fault zone

    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>5
    半屏蔽层>2<9.87×10−7>2
    透气层<2<9.87×10−6
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    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。

    图  4  断裂带结构分类(据文献[5]修改)
    Figure  4.  Fracture zone structure classification(modified after reference[5])

    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。

    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。

    图  5  小断层剖面示意
    Figure  5.  Schematic of small fault section

    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。

    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。

    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。

    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,μm2Q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

    $$ {K_0} = \eta {Q_0} $$ (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

    $$ K = {K_0} + K' $$ (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。

    图  6  诱导裂隙带宽度与煤层渗透率关系
    Figure  6.  Relationship between induced fracture zone width and coal seam permeability

    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

    $$ {K_2} = \frac{{F(K,L)}}{L} = \frac{1}{L}\int\nolimits_0^L {f(K,L){\rm{d}}L} $$ (10)

    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。

    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,μm2K2为诱导断裂带煤层综合渗透率,μm2γ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。

    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,μm2λ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PPs时,断层对瓦斯具有良好的封闭性;当煤储层压力PPs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。

    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。

    图  7  寺头断层位置(根据文献[35]修改)
    Figure  7.  Sitou fault location(modified after reference[35])

    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。

    表  2  煤层顶底板渗透率及岩石排替压力测定[36]
    Table  2.  Coal seam roof and floor permeability and rock displacement pressure measurement[36]
    岩性渗透率/m2排替压力/MPa
    细粉砂质泥岩10−194.7
    粉砂质泥岩10−172.0
    泥质粉砂岩10−160.5
    泥质粉细砾岩10−140.1
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    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。

    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。

    图  8  寺头断层剖面
    Figure  8.  Sitou fault section

    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。

    表  3  评估点位RSG[35]
    Table  3.  Evaluation point RSG value[35]
    点位井号单层泥岩厚度/m离煤层距离/mRSG
    St-a965~7035~5700.56
    St-b9720~9040~6000.86
    St-c991~6030~5500.91
    St-d400.4~903~5500.87
    St-e490.8~945~6000.84
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    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-a820.4113.44013.0916.36213.140.78
    St-b910.4020.71217.7522.18718.842.11
    St-c980.3923.20023.3029.12523.103.05
    St-d430.4017.11219.1023.87517.221.96
    St-e500.3919.02416.7220.90015.541.61
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    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。

    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

    图  9  煤层渗透率与距断层距离的关系
    Figure  9.  Relationship between permeability of coal seam and distance from fault plane
    表  5  煤层渗透率计算参数取值
    Table  5.  Calculation parameter value of coal seampermeability
    参数取值(来源)
    套管直径d /mm139.7(研究区平均值)
    煤层厚度h /m5.0(煤层平均厚度)
    瓦斯气体粘度μ /(Pa·s)1.087×10−8(张波等[39]
    泄流半径R /m25(杨国桥[40]
    渗流压差(P1P2)/MPa0.90(研究区平均值)
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    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

    图  10  上盘诱导断裂带渗透率拟合
    Figure  10.  Permeability fitting of hanging wall induced fracture zone
    图  11  下盘诱导断裂带渗透率拟合
    Figure  11.  Permeability fitting of footwall induced fracture zone

    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。

    表  6  封闭压力计算参数取值
    Table  6.  Calculation parameter value of sealing pressure
    参数取值(来源)
    断层泥岩厚度D1 /m0.5(WANG等[41]
    泥岩渗透率K1 /μm21×10−5(刘伟等[42]
    吸附阻力Pa/MPa2.46(研究区平均值)
    启动压力梯度λ/(MPa·m−10.6(黄亮等[43]
    常数γ1.3×104(研究区平均值)
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    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。

    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。

  • 图  1   孔壁弹性变形模拟

    Figure  1.   Simulation of elastic deformation of hole wall

    图  2   瓦斯携带煤粉颗粒数值模拟

    Figure  2.   Numerical simulation of pulverized coal particles carried by gas

    图  3   氮气泡沫稳定性试验

    Figure  3.   Nitrogen foam stability test

    图  4   流体中钻渣受力

    Figure  4.   Force of drilling slag in fluid

    图  5   稳定氮气泡沫原理

    Figure  5.   Schematic of stable nitrogen foam

    图  6   氮气泡沫生成工艺

    Figure  6.   Nitrogen foam generation process

    图  7   下行定向钻孔氮气泡沫排渣钻进示意

    Figure  7.   Schematic of nitrogen foam slag drilling in downward directional drilling

    图  8   瓦斯抽采二次解堵示意

    Figure  8.   Schematic of secondary unblocking of gas extraction

    图  9   钻孔及抽采区位置

    Figure  9.   Drilling and extraction area location

    图  10   氮气泡沫洗井排渣方法工业性试验

    Figure  10.   Industrial experiment of nitrogen foam well flushing and slag discharge method

    图  11   各钻孔瓦斯抽采数据

    Figure  11.   Gas extraction data from boreholes

    渗透率k/μm 1×10−16
    流体动力黏度μ/(Pa·s) 6.9×10−4
    煤层瓦斯压力p/Pa 4.21×105
    煤岩弹性模量ε/Pa 2.00×109
    泊松比$\nu $ 0.16
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出版历程
  • 收稿日期:  2023-06-10
  • 网络出版日期:  2023-11-14
  • 刊出日期:  2023-12-30

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