水力壓裂切割煤層頂板力學機理及參數優化

2022-08-04 14:19:46周航周福建

科學技術與工程 2022年19期

周航，周福建

(中國石油大學(北京)非常規油氣科學技術研究院，北京 102249)

特厚煤層通常賦存在堅硬頂板下部，開采過程中，頂板厚度大、硬度高、難垮落，存在大面積頂板突然垮落的風險。頂板超過自身承受極限垮落后，冒落的頂板將采空區內空氣瞬間壓出，產生沖擊荷載和應力擾動，誘導沖擊地壓、煤與瓦斯突出等動力災害[1-3]。同時，煤層厚頂區域內容易形成通風死角，隨著開采工作面的推進，大量瓦斯被釋放出來，尤其在高瓦斯礦井，超高濃度的瓦斯嚴重影響礦井高效生產和人員設備安全。

目前，國內外最常用的放頂方法是深孔預裂爆破切頂卸壓技術，這一方法不僅成本高、污染嚴重，而且形成縫網方向和范圍不可控，因此并不能有效解決高瓦斯礦井面臨的問題[4-6]。郝兵元等[7]在陽煤集團三礦K8113工作面回采巷道頂板采用靜態破碎技術進行強制放頂處理，但未能形成復雜的縫網，對頂板弱化改造程度有限。孫守山等[8]在波蘭首次將定向水力壓裂方法應用于堅硬頂板。水力壓裂作為安全可靠的煤層硬厚頂板切割技術，近幾年得到了迅速發展。王高偉等[9]采用水力壓裂技術對小保當煤礦112202回風順槽頂板進行卸壓處理，發現水力壓裂段頂板變形量在200 mm左右，沒有發生強礦壓現象。蔡燕偉等[10]采用水力壓裂技術對孤島工作面巷道上方厚硬中粗粒砂巖進行放頂切割，達到減弱巖石自身屬性和釋放頂板壓力的目的。崔峰等[11]在魏墻煤礦1307工作面開展水力壓裂放頂后發現，頂板初次垮落平均步距為44.5 m，相比于深孔預裂爆破強制放頂，回壓步距減小約8 m。大量的現場研究表明，水力壓裂切頂卸壓技術能夠高效弱化煤層上方堅硬頂板，通過形成復雜縫網，釋放頂板壓力以及煤層中高濃度瓦斯[12-15]。

硬厚頂板巖層具有復雜性、多變性和不確定性的特點，水力壓裂切頂卸壓后，難以通過現場測試獲取裂縫擴展和應力演化程度，且無法動態監測復雜縫網形成過程，水力壓裂施工可控程度低[16-19]。針對上述難點，現采用地質-工程一體化模擬技術，基于邊界元方法，考慮流固耦合和支撐劑運移，分析水平井壓裂裂縫擴展范圍及其對上頂板弱化改造程度，確定裂縫擴展的尺寸及方位。基于目標區塊地層特性和施工條件，確定合理的段、簇間距和壓裂施工參數。基于地應模擬技術分析了目標層壓裂施工前、后地應力分布狀態，模擬局部地應力動態演化過程。

1 數學模型

水力壓裂模擬需要考慮縫內流體切向流動和法向濾失、巖石變形、裂縫起裂及擴展、支撐劑運移等物理過程。本文中采用邊界元方法計算固體巖石變形和應力場，采用泊肅葉定律表征縫內流體切向流動，采用斷裂力學理論控制裂縫的起裂與擴展。

1.1 邊界元方法簡介

(1)

(2)

1.2 裂縫擴展模型

水力裂縫受遠場地應力和流體壓力的共同作用，根據單元體的平衡方程可得裂縫單元表面的應力分布，即

(3)

=pi-(σHcos2θi+σhsin2θi)

(4)

(5)

(6)

式(5)中:w為裂縫面的本征寬度，m;s為沿著裂縫路徑上的距離，m；n、μ分別為流體冪律指數和黏度，mPa·s；q為裂縫中的流體沿裂縫橫截面的流動速度，m3/s；H為水力裂縫高度，m。

壓裂液裂縫內流動存在壁面濾失，則物質守恒方程為

(7)

式(7)中：qL為水力裂縫濾失速度；m2/s；A為水力裂縫橫截面積，m2。

采用牛頓迭代法對上述方程組進行耦合求解，得到當前時間步各單元位移不連續量，裂縫擴展問題邊界條件為

q(s=0,t)=Qc

w(s=Lf,t)=0

(8)

式(8)中:Lf為縫長，m;Qc為流量,m3/s。

裂縫尖端應力強度因子可由裂縫尖端單元不連續位移計算得到，即

(9)

利用裂縫尖端應力強度因子可計算等效應力強度因子，若大于斷裂韌性，則裂縫發生擴展[22]，且擴展方向為

(10)

裂縫單元隨著水力裂縫擴展而增加，計算各裂縫單元位移不連續量及其流體壓力，循環計算模擬水力裂縫動態擴展過程[23-24]。

2 單井精細模擬與分析

2.1 典型井信息與模型建立

目標煤礦工作面埋深大，上頂復合砂巖層主要成分為紫紅色砂質泥巖、加薄層粗砂巖、中砂巖和細砂巖。煤層上方硬厚頂板含礫砂巖地層中設置一口水平井，總井深1 597 m，采用小段間距、多簇射孔水平井壓裂技術，壓裂16段，共38簇，段間距48～52 m，單段施工排量8.0～10.3 m3/min，單段液量692.7～1 439 m3，最高施工壓力30.1 MPa，壓裂液采用低黏滑溜水+高黏凍膠壓裂液體系，優選100目石英砂、40/70目石英砂和20/40目石英砂組合模式分級支撐裂縫，針對不同的壓裂段和地層屬性采用不同的支撐劑組合方式，以達到最大限度支撐水力裂縫的目的。

采用地質-工程一體化壓裂模擬技術，基于Petrel平臺建立三維水平井分級多簇精細地質模型、基于kinetix模擬礦場尺度下水平井分級多簇水力壓裂裂縫擴展及支撐劑運移、基于Visage模擬目標儲層水力壓裂前后地應力演化結果。如圖1所示，模型大小X、Y、Z方向長度分別為2 600、500、63 m。每段射孔簇數2～3簇，1 m/簇，孔徑10 mm，12孔/m，60°相位角螺旋布置孔，穿深不小于80 cm。基于典型井真實測井數據、泵注程序、完井措施及壓裂施工方案，通過對比壓裂數值模擬結果與現場壓裂施工微地震監測結果，驗證數值模型的準確性。水平井巖石力學測井解釋結果如表1所示。

圖1 地質-工程一體化壓裂模型Fig.1 Geological-engineering integration fracturing model

2.2 模擬方案設計

壓裂液采用3種超分子體系，各體系黏度分別為：低黏滑溜水壓裂液3×10-3～9×10-3Pa·s，高黏滑溜水壓裂液10×10-3～20×10-3Pa·s，高黏凍膠壓裂液(200×10-3～400×10-3Pa·s)，圖2給出了各壓裂段中各種液體體積。

根據壓裂目標層應力情況，優選100目、40/70目和20/40目石英砂組合模式分級支撐裂縫。針對不同壓裂段和地層屬性，采用不同的支撐劑組合方式，以最大限度支撐水力裂縫。

表1 巖石力學測井結果

圖2 各壓裂段壓裂液體系組成Fig.2 Composition of fracturing fluid system in each fracturing section

水平井多級壓裂單段排量8.0～10.3 m3/min，單段液量629.7～1 439 m3，將實際泵注程序導入到模型當中，模擬真實的壓裂過程，1～7段主體泵注程序如下：

(1)施工排量：9～12 m3/min，施工壓力許可情況下盡量提高排量。

(2)每段施工支撐劑用量：53 m3，每簇15～20 m3；其中100目粉砂約10 m3，占20%；40/70目石英砂約32 m3，占70%。

(3)每段施工壓裂液用量：低傷害活性膠660 m3，快速破膠弱交聯凍膠540 m3。

為提高裂縫復雜程度，8～16段主體泵注程序如下：

(1)以7～8 m3/min排量泵入80～100 m3高黏活性膠壓裂液并攜100目石英砂2～5 m3。

(2)以7～8 m3/min排量泵入360 m3高黏凍膠壓裂液。

(3)提高排量至8～9 m3/min，泵入200～260 m3高黏活性膠壓裂液，泵入100目石英砂8～15 m3。

(4)提高排量至8～9 m3/min，泵入高黏活性膠壓裂液，泵入剩余石英砂。

2.3 模型驗證與結果分析

如圖3所示，數值模擬裂縫全長為123.8～323.3 m。第8～16段采用高黏滑溜水+交聯凍膠組合壓裂液體系后，凍膠優異的攜砂性能使支撐劑在裂縫內運移效率更高，水力裂縫得到有效支撐。后8段相比于前8段裂縫擴展體積大。表2對比給出了地質-工程一體化模型模擬結果和現場微地震監測結果，可以看出，二者吻合度高，證實了數值方法的可靠性。

圖3 裂縫形態三維圖Fig.3 Three-dimensional diagram of the fracture

表2 模擬結果和現場微地震監測結果對比

進一步導出每條裂縫的長度、寬度和高度，36條裂縫導出順序為趾端到跟端，繪制如圖4所示的曲線圖，1～7段靠近趾端，8～16段靠近跟端。可以看出，8～16段裂縫長度明顯高于1～7段裂縫長度；1～7段裂縫寬度波動更劇烈；1～7段裂縫高度差異明顯，8～16段裂縫高度差異較小。

進一步導出每條支撐裂縫的長度、寬度和高度，繪制如圖5所示的曲線圖。可以看出，支撐裂縫長、寬、高數據明顯低于裂縫總長、寬、高數據。

圖4 裂縫長-寬-高Fig.4 The distribution of fracture length-width-height

圖5 支撐裂縫長-寬-高Fig.5 The distribution of propped fracture length-width-height

由于地層物性、施工排量、液量、支撐劑類型、壓裂液類型、縫間干擾等因素的影響，不同壓裂段裂縫擴展形態不同，其裂縫物理參數存在差異性。前兩段采用低黏滑溜水壓裂液體系，滑溜水壓裂液黏度低，泵入地層后很快濾失，前置液階段能產生大量人工裂縫，但是滑溜水攜砂性能差，支撐劑在裂縫內很快沉降，部分開啟的裂縫得不到有效支撐而閉合；3～7、9～12、15～16段采用高黏滑溜水壓裂液，增加的滑溜水的黏度，其攜砂性能也得到一定的提升，更多開啟的裂縫得到有效支撐，裂縫支撐效率得到提升；第8、13、14段采用高黏滑溜水+凍膠壓裂液體系，滑溜水優異啟縫能力加上凍膠優異的攜砂能力，裂縫發育優于其他部分，是三個對照壓裂液體系中最優的組合。相同的液量和排量，簇數越多，單簇進液量越少；簇間距越小，簇間干擾越嚴重，裂縫發育程度越低。

圖6 支撐劑縫內運移三維圖Fig.6 Three-dimensional diagram of proppant migration in the fracture

在水平井壓裂施工過程中，由于大部分支撐劑采用是的100目石英砂和40/70目石英砂，因此裂縫主要由100目石英砂和40/70目石英砂進行支撐；40/70目石英砂粒徑較100目大，在相同壓裂液體系中，100目石英砂會隨壓裂液運移更遠，因此大部分裂縫在縫口端由40/70目石英砂來支撐，而在裂縫遠端主要由100目石英砂來支撐。

采用地應力模擬技術計算每段壓裂后地應力場變化特征。為了保證計算結果的可讀性，繪制每個壓裂段壓裂前后應力圖。圖7所示為1～16級壓裂后最小水平應力變化圖。原始最小水平主應力為10.3 MPa，原始最大水平主應力為12.8 MPa。由圖7可以看出，水平最小主應力變化范圍為-1～1 MPa，壓應力是正值，張應力是負值。裂縫張開擠壓周圍巖石，產生附加壓應力效應；裂縫尖端由于裂縫擴展產生張應力作用[25-26]。

3 基于正交實驗的壓裂參數優化

3.1 正交實驗設計

為研究不同施工參數(排量、液量、壓裂液類型、段間距)和地層物性參數對裂縫擴展的影響規律，設計了四水平五因素[L1645]正交試驗(表3)。正交實驗共有16組，分別為：A1B1C1D1E1(排量8 m3/min+液量1 100 m3+100%低黏滑溜水+段間距50 m+滲透率0.25+孔隙度4%)、A1B2C2D2E2、A1B3C3D3E3、A1B4C4D4E4、A2B1C2D3E4、A2B2C1D4E3、A2B3C4D1E2、A2B4C3D2E1、A3B1C3D4E2、A3B2C4D3E1、A3B3C1D2E4、A3B4C2D1E3、A4B1C4D2E3、A4B2C3D1E4、A4B3C2D4E1、A4B4C1D3E2。

為了確保正交實驗結果能夠有效指導實際壓裂效果分析，在圖1壓裂水平井模型趾端設計4個壓裂段，段長分別為150、180、210、240 m，每段2簇，模型屬性保持不變。

3.2 正交試驗結果分析

圖8所示為16組正交模擬實驗得到的裂縫整體形態。統計每組實驗縫長、縫寬和縫高，繪制圖9；計算每組實驗裂縫改造面積，繪制圖10。進一步對正交實驗結果進行分析，通過一般線性模型，分析不同因素對目標函數的影響程度。通過對主體間效應的檢驗，得出不同施工參數類型以及數值大小對裂縫發育程度的影響，分析結果見表4。

圖7 壓裂后最小水平主應力變化值Fig.7 The change of the minimum horizontal principal stress after fracturing

從檢驗結果可以看出，壓裂液類型對水力裂縫影響最大：低黏滑溜水壓裂液濾速度失快，泵入后很快滲入地層中，由于其黏度低，攜砂性能差，支撐劑沉降速度快，大部分支撐劑在近縫口端沉降，裂縫因無法得到有效支撐而閉合，導致支撐裂縫發育受限制；高黏凍膠壓裂液濾失慢，攜砂性能優于滑溜水壓裂液，泵入裂縫以后不會很快滲入地層而繼續向前運移支撐劑，大量開啟的裂縫得到有效支撐，支撐裂縫發育良好；采用高黏滑溜水+高黏凍膠逆混合加砂模式后，先泵入裂縫的滑溜水壓裂液很快侵入地層進行造縫和溝通天然裂縫，隨后高黏凍膠壓裂液泵入裂縫，運移支撐劑，支撐產生的水力裂縫，這種加砂模式充分利用滑溜水壓裂液和凍膠壓裂液各自的優勢，開啟大量水力裂縫，提高裂縫的支撐效率，促進支撐裂縫的形成。

對裂縫擴展影響排第二位的因素是地層物性，即地層的孔隙度和滲透率，地層滲透率和孔隙度越大，壓裂液泵入地層后越容易濾失，在一定程度上能