增強型地熱系統熱-水動力-力學(THM)耦合模擬
——以河北馬頭營凸起區為例

馮 波,曹云龍,齊曉飛 ,崔振鵬,張蘭新

1.吉林大學新能源與環境學院,長春 130021

2.河北省煤田地質局第二地質隊,河北 邢臺 054001

3.山東省地礦工程勘察院,濟南 250014

0 引言

近年來,隨著化石燃料大規模使用導致的環境污染等問題的加劇以及“雙碳”戰略目標的提出,新型替代能源的開發和利用正受到越來越多的關注[1-2]。相較于傳統化石能源,地熱資源具有較大的環保優勢,且具備儲量巨大、分布廣泛、開采穩定等特點,是一種理想的新型可再生清潔能源[3-6]。

地熱能是地球內部以熱能形式存在的能量,近年來地熱能被廣泛地開發利用[7]。干熱巖是地熱能中的一種類型,是指埋藏在深部不含或微含流體、高溫(≥180 °C)巖體內蘊藏的可被當前技術利用的巨大能源(hot dry rock ,HDR)[8-9]。熱巖型地熱儲層巖石基質孔隙度較低,天然裂縫連通性較差,需要對其進行人工改進,以提高熱能采收率。經過改造的干熱巖儲層被稱作增強型地熱系統(enhanced geothermal systems, EGS)[10]。EGS是干熱巖型地熱能高效利用的一項重要技術,受到了全球多個國家的高度重視。

在EGS中,通常會通過剪切增產來提高儲層滲透率,從而提高地熱產量,其中水力效應和熱效應對EGS開發的影響不可忽視[11]。可見,熱能的開采涉及到裂隙巖體中的傳熱、滲流和力學變形等多場耦合作用,稱為熱-水動力-力學(THM)耦合[12-13]。這些多物理過程的空間演化復雜且受大量參數的影響。數值方法被認為是模擬和分析EGS耦合過程的一種可行方法[14]。利用數值方法可以有效模擬裂隙巖體中的流體運移、熱交換和應力演化,對于控制采熱性能、保證井筒穩定性和安全性、提高地熱儲層采收率、延長地熱儲層持續使用壽命等EGS開發的關鍵技術問題分析具有重要的作用[15]。

在EGS的THM耦合方面, Rutqvist等[16]基于TOUGH-FLAC建立了美國Gysers EGS示范工程的 THM模型,用來分析注水策略和注水效果。在水力剪切的基礎上,Xie等[17]提出了一種在 EGS水力壓裂時,估計剪切起始點、所需壓力以及總剪切增長方向的模型。Dempsey等[18]開發了一個全新的、能反映剪切力作用的數值模式,將其嵌入到 FEHM (finite element和 mass transfer)中,并將其應用于Desert Peak地熱田,取得了良好效果。前人也基于THM耦合理論,開展了裂隙滲透性隨注水溫度、熱膨脹系數變化規律的半解析數值模擬研究[19]。

本次研究以馬頭營EGS開發場地為研究對象,基于該場地2022年注水試驗得到的數據,采用TOUGH2Biot模擬軟件建立了場地微裂縫流固換熱-水動力-力學(THM)耦合模型,模擬了冷水注入下地熱儲層的響應情況。本文通過將水力響應與現場觀測結果(包括井口壓力、注入速率)進行比較,對模型進行了校準,分析場地前期注水后EGS響應情況,預測了冷水注入后儲層滲透率的變化規律和增產帶空間分布范圍,以期對指導該地區未來EGS儲層增產作業和可持續開發提供理論支持。

1 數值方法

1.1 模擬工具及控制方程

本研究使用TOUGH2Biot模擬器進行THM數值模擬,將Biot固結模型耦合到非等溫、多組分、多相傳輸的TOUGH2模擬器上[20-21]。

TOUGH2代碼為模擬地下流系統的熱(T)和水動力(H)過程提供了可靠的開源基礎。TOUGH2Biot中的TH耦合進程完全繼承于TOUGH2。位移、應力和應變可以通過求解擴展力學方程得到[22]。在一次迭代過程中,通過TOUGH2計算流體壓力(p)、溫度(T)和相飽和度(S),再將計算出來的變量傳入機械模型中作為已知變量(例如,位移、應力和應變)用來求解機械模型中的未知變量,機械過程通過應力相關的裂縫滲透率向流體提供反饋。

力學模型假設巖石可以作為彈性材料移動,并遵循胡克定律的廣義版本。以應力平衡方程、相容方程和應力-應變關系為基礎,結合有效應力規律,以位移(如wx、wy和wz)為主要未知變量,得到常用的Biot固結模型。考慮溫度影響,建立了擴展的Biot力學模型[22],見表1。

表1 三維擴展Biot力學模型

1.2 裂隙巖體滲透率演化數學模型

在本研究中,儲層裂縫模型通過隨機建模生成。在模型的每個網格中存在許多假想的裂縫。將不同傾角、不同傾向裂縫的滲透率轉換成滲透率張量,用來表示一組相同傾角、相同傾向裂縫的等效滲透率[23]。令A=cosβi,B=sinγi,C=sinβi,D=cosγi,則式(1)表示為

(1)

式中:k為滲透率(μm2);n為網格數目;bi為第i個網格的等效水力裂縫孔徑(m);li為第i個網格的縫中流體流動距離(m);βi和γi分別為第i個網格裂縫面趨勢和傾角(°)。

由式(1)得到的9個滲透率分量對于每個網格來說都是不同的,這些滲透分量(例如kx,ky和kz)在全局框架中被分解,以表示裂縫介質的等效滲透率。

斷裂面的應力狀態決定了其產生剪切破壞的能力,所以確定斷裂面的應力狀態對于研究裂縫的破壞潛力非常重要。根據前人[17]研究,作用在斷裂面上的有效正應力和剪應力的關系為:

(2)

(3)

式中:j、m、s分別為裂縫面法線相對于主應力軸σx、σy、σz的方向余弦;σ′x、σ′y、σ′z分別為主應力軸的有效法向應力(Pa);τn為作用在給定網格中斷裂上的剪應力(Pa)。

采用Mohr-Coulomb破壞準則定義破碎巖石的抗剪強度,公式為

Fc=|τn|-μsσ′-c。

(4)

式中:Fc為抗剪強度(Pa);μs為靜摩擦系數;c為內聚力(Pa)。

由式(4)可知,當Fc> 0時,表示作用在斷裂面上的應力狀態滿足剪切破壞準則。所以前人提出了基于靜/動摩擦模型來評估剪切位移的假設[24],如式(5)所示:

(5)

式中:wd為剪切位移(m);τex為超剪切應力(Pa);Kf為剪切斷裂剛度(Pa/m);μd為動摩擦系數。

巖石在剪切破壞后物理性質會發生變化,而且在覆蓋層荷載的作用下,巖石會產生剪切位移,這會導致巖石的滲透率發生改變。根據前人[25]的研究成果,剪切位移與裂隙滲透率的增加有如下經驗關系:

(6)

式中:Δk為滲透率增加幅度百分比;Δkmax為滲透率增加幅度百分比最大值;w5和w95分別為最大滲透率增加5%和95%對應的剪切位移。

利用公式(1)—(6),可以評價裂縫性地熱儲層與冷水注入相關的滲透率演化。

2 模型建立

2.1 研究區概況

研究區位于中國河北省樂亭縣馬頭營凸起區(圖1)。馬頭營凸起區北部為燕山褶皺帶,西南為黃驊坳陷,東南為膠遼隆起區,且被樂亭凹陷、柳南洼陷、石臼坨凹陷所包圍。區內存在大而深的斷裂,其是熱量和物質通過地殼上升的優先通道[27]。

據文獻[26]修編。

工作區內地層從老到新依次為:太古宇(Ar)、寒武系(∈)、奧陶系(O)、中生界(Mz)、古近系(E)、新近系(N)和第四系(Q)。新生界為局部蓋層,巖性主要為變粒砂巖和黏土巖。馬頭營凸起區熱流值大于75 mW/m2,略高于全球平均熱流值[28],地溫梯度一般在30 ～ 50 ℃/km之間,中部地區最高可達70 ℃/km左右[29-30]。

研究區目標儲層為太古寺組變質花崗巖,主要埋深為4 200～4 500 m,最高溫度略高于150 ℃。主要礦物成分為鉀長石(30%,體積分數,下同)、斜長石(33%)、石英(20%)、綠泥石(15%)和黑云母(2%)[31]。

為進一步探明深層高溫地熱資源,前人在馬頭營地熱田打了多口探井。具有該巖性特征的探井溫度測井曲線如圖2所示。地下4 000 m最高溫度可達200 ℃,溫度超過150 ℃的區域超過600 km2。該地熱儲層為單塔子群白廟組(Arb),其主要由灰白色變粒巖及淺粒巖組成,這套地熱儲層溫度較高、巖性致密、滲透率低、無流體,符合增強型地熱儲層的特征。地熱區儲層巖性由下至上為太古宇單塔子群白廟組變粒巖及淺粒巖、新近系泥巖、第四系松散沉積[32]。

圖2 馬頭營隆起帶鉆孔深度剖面巖石巖性和溫度分布特征

根據前人使用XRMI(哈里伯頓電成像)技術測得的M-2井天然裂縫遙測圖(圖3)分析,研究區地下4 200～4 500 m處存在大量天然裂縫,天然裂縫密度為0.02～0.26條/m,裂縫寬度在幾十μm量級。地層最大主應力方向為SEE—NWW[33]。

a. 已識別裂縫的蝌蚪圖;b. 裂縫群傾角方位;c. 裂縫群傾角走向。圖3b、3c中百分數表示裂隙數的百分比。

2.2 研究區循環試驗

從2022-06-25開始,在馬頭營M-1井進行了一系列不同注入壓力和溫度的注水測試,如圖4所示,根據井口壓力(WHP)將增產方案分為2個階段:階段Ⅰ,2022-06-25—2022-07-23, 井口壓力總體維持在24 MPa,井口注入溫度為35～40 ℃;階段Ⅱ,2022-07-24—2022-08-26,井口壓力較高,變化范圍在3 MPa左右,井口注入溫度為40～45 ℃。

圖4 研究區Ⅰ、Ⅱ階段現場增產處理過程中井口壓力、注入速率的變化

本次模擬的時變注入過程基于M-1井的流量監測數據進行設置。由圖4可知,M-1井的實際注入過程總體上可分為2個階段,前期注入速率為14.08 kg/s,后期注入速率為19.47 kg/s。在整個注入過程中,由于設備維修、電動機過熱等原因,M-1井共計停泵29次,其中4次時間較短(2 h以內),在本次模擬中忽略不計。故本次模擬的注入過程共考慮了25次停泵,并對間隔較短的停泵過程進行了合并。

2.3 概念模型建立

研究場地主要目的儲層巖性為花崗巖,儲層內含有大量天然裂隙,儲層巖石物性參數見表2。儲層距地表4 100 m,花崗巖儲層內部根據裂隙的分布可劃分為3段,其中,上段和下段均為不透水基巖,各厚100 m,中段為人工裂隙儲層,厚300 m。花崗巖儲層孔隙度小,含水量低,無補給來源;花崗巖儲層底部為恒溫恒壓邊界,注水過程中無位移,注水井筒忽略流體沿井筒的摩擦壓力損失,其余邊界采用開放流動邊界。概念模型如圖5所示。

圖5 研究區目的層概念模型

表2 研究區儲層巖性參數與裂隙變形參數

2.4 數值模型建立

2.4.1 模型空間離散

根據前人鉆井測井資料和鉆孔成像結果提供的信息,建立了馬頭營干熱巖場地系統的概念模型(圖5)。模型頂部位于地表以下4 100 m處。模型幾何尺寸水平方向為800 m×800 m,垂直方向為500 m。z軸與最大主應力(σV)方向一致。x軸和y軸分別與中間主應力(σH)和最小主應力(σh)對齊。中心注入區(200 m×200 m×200 m)網格尺寸為10 m,周邊區域網格尺寸增大至50 m。注入井位于區域中心,注入井半徑為0.1 m。與現場測試結果一致,注入段位于花崗巖儲層,厚度為50 m(圖6)。

圖6 研究區計算網格剖面圖

模型在縱向上劃分為3段。其中,上段和下段均為不透水基巖,各厚100 m,中段為人工裂隙儲層,網格尺寸為10 m,厚度300 m。

2.4.2 定解條件

根據儲層監測的實際條件,設定儲層初始溫度為160 ℃。區域中心初始流體壓力為45 MPa,與現場得到的初始流體壓力相等。壓力剖面是根據靜水壓力指定的。初始地質力學條件來自于前人研究[32]。最大主應力為垂直應力梯度,約為25 MPa/km,對應于上覆地層的體積密度。中間主應力方向約為正東方向(x軸,σH),梯度為19 MPa/km。最小主應力方向約為正北向(y軸,σh),梯度為28 MPa/km[34]。

參考場地研究調查資料[32]可知,4 000 m深度上儲層的溫度及壓力并無明顯變化,因此將模型的溫度和壓力條件分別設置為160 ℃、40 MPa。為了模擬不同的注入過程,將時變Dirichlet邊界條件應用于注入井。忽略了沿井筒的摩擦壓力損失,可以有效地將井口高壓傳導到注入段。模型域的大部分邊緣(即恒壓恒溫)采用開放流動邊界,底部邊界采用零熱量、零質量流動邊界條件。我們施加了一個限制,零位移法向底部和橫向邊界面,而頂邊界允許自由移動。

2.4.3 初始滲透率

儲層的天然裂隙分布基于前人鉆孔研究(圖 3)。表3列出了不同層段的裂縫密度、傾向和傾角。壓裂層段天然裂隙密度為0～5條/5m,隙寬在幾十μm數量級。統計顯示,天然裂隙與區域構造方向一致,平均走向為76°,傾角平均為60°,與區域張性應力背景產生的裂隙結果非常一致。為了表現垂向方向上裂隙密度的差異,壓裂模型每個網格中生成的裂隙數目根據表3中的裂隙密度確定。每個網格裂隙的傾向和傾角隨機規律一致,按照表3裂隙密度生成。

表3 儲層隨機裂隙生成參數設置

由前人[26]研究可知,初始裂縫孔徑b= 2 μm。根據式(1)計算初始滲透率kx、ky、kz的分布,結果如圖7所示。裂縫滲透率計算模型表明,裂縫性地熱儲層滲透率各向異性是裂縫各向異性的函數。

圖7 研究區初始裂縫滲透率在x、y、z方向上的空間分布三維圖

2.4.4 儲層性質及參數

儲層的主要參數均通過室內實驗測量,靜摩擦系數和動摩擦系數的選取依據前人[35]的實驗結果。根據式(5)和式(6),可通過Δkmax計算剪切斷裂剛度,式(6)中的參數參考水力學實驗結果[25]。THM模型的主要參數值如表2所示。

2.5 模型驗證

為了解系統是否正確響應流體注入,以及邊界和初始條件是否正確設置,需要對模型進行驗證,以確保模型的正確性[36]。本次模型校準是通過2022-07-28的注入試驗進行的,選取了注入試驗中的一部分數據,注入速率從14.08 kg/s增加到了19.47 kg/s,在這期間注入經過了1次停泵,停泵時注入速率變為0。把這部分數據的注入流速、溫度等數據放入建立好的模型中,利用實測注入流速模擬儲層改造過程中井口壓力的變化趨勢,通過調整儲層的物性參數將實測數據與模擬結果擬合。由于本次模擬過程中場地巖石的物性參數已經由實驗室測得,數據穩定可靠,所以在模擬過程中主要調整的是由隨機裂縫介質模型在儲層中產生的隨機裂隙;并且由于在裂隙的隨機產生過程中設置的裂隙產狀與實際場地大致一致,所以在模型校正時應盡量不改變裂縫的傾向和傾角。綜上,在本次模型校正的過程中主要是調整隨機裂隙生成模型中裂隙的隙寬,通過反復校正,模擬壓力曲線與實測壓力曲線吻合良好(圖8)。

圖8 研究區2022年進行的注入試驗中觀測和模擬井口壓力變化對比圖

3 結果與討論

3.1 現場注入試驗歷史擬合

3.1.1 階段Ⅰ

儲層的壓裂主要包括2個階段。階段Ⅰ注水速率為14.08 kg/s,持續29 d,如圖9所示。模擬曲線與實測數據基本吻合,在注入早期,注水流速極不穩定,由于注水流速波動的時間間隔很短,小于模型所設置的最小時間步長;所以在模擬的過程中將其中注入速率上下波動的部分進行了合并處理,即按照平均注入速率進行設置。在29 d內井口停注多次,實測井口壓力和模擬壓力都呈現上下波動的趨勢,說明在注入過程中裂隙之中已經充滿水,且并未出現新的裂隙和裂隙開度增大的情況。

圖9 研究區階段I的模擬和實測井口壓力對比圖

3.1.2 階段Ⅱ

在注水階段Ⅱ,注水速率為19.47 kg/s,持續34 d,如圖10所示。模擬曲線與實測曲線基本吻合,由于這個階段注入速率變大,可以看到這個階段的井口壓力要高于階段Ⅰ。在注入56 d以前,井口壓力的變化規律同階段Ⅰ一樣,隨著注入泵的注和停,井口壓力分別呈現上升和下降的趨勢。56 d以后,井口的壓力減小,說明此刻儲層內形成了新的裂隙或者是裂隙開度增大。

圖10 研究區階段Ⅱ的模擬和實測井口壓力對比圖

為了進一步解釋這種現象,選取離井口水平距離10 m的網格(Ele_1)進行單獨分析。由于冷水的注入,導致該單元的溫度降低,壓力升高,有效應力降低,這種現象可以用摩爾圖和應力圓的運動來表示(圖11):在注水階段開始時,Ele_1中裂隙的初始應力狀態還未達到破壞包絡層,表現為井口壓力隨著注水停注變化;持續注水到達第56天,由于熱應力和水力應力的變化,Ele_1中裂隙的應力狀態移動到破壞包絡層,所以表現為Ele_1的裂隙被破壞,Ele_1的滲透性被改變。

總的來說,所構建模型能夠較為準確地再現M-1井注入水之后儲層的應力響應。經過63 d的儲層注入增產處理,該模型能夠證明儲層內部已經發生水力剪切破壞,注入井周圍滲透率顯著提高。

3.2 儲層滲透率變化規律

前文已經提到,經過2個階段的注入,儲層井附近的網格已經發生破壞,本模型模擬了現場水力壓裂之后儲層破壞的范圍(圖12)。由于該研究區內最大水平主應力與中間水平主應力相差不大,所以模型表現為滲透率沿最大與中間主應力變化差別不大。沿最大水平主應力方向(約正東向)擴展的最大值為22 m,沿垂直方向有中等擴展,沿最小主應力方向(約正北向)有最小擴展。這主要是因為裂縫的最佳定向面取決于最大水平主應力方向。

a. z=235 m 的x-y平面;b. y =415 m 的x-z平面;c. x=405 m的y-z平面;d. 三維增產帶區域。

在整個場地循環注水完成之后,注入井附近儲層滲透率全面提高。如圖12所示,注水井附近儲層最大滲透率增加了29倍,x方向上的平均滲透率增加了1.50倍,y方向的平均滲透率增加了1.10倍,z方向的平均滲透率增加了1.05倍,平均滲透率增加倍數不高的原因是注水井注水時間短,增產帶擴展的空間距離不大,只占儲層的很小一部分。圖12d為場地循環注水試驗后模擬預測儲層的三維增產帶范圍,可見滲透增強區域的體積約10萬m3。

4 儲層在不同注入模式下增產帶預測

4.1 模擬方案

前文模擬中校正了模型的參數,使之與實際場地參數吻合。從得出的結果可以看出,由于增產時間不長和間歇注入等原因,場地儲層的增產范圍擴展距離不長,增產帶還有進一步提升的可能。根據馬頭營研究區實際場地條件,注水井M-1與抽水井M-2相距200 m,所以想達到最理想的生產狀態,空間增產帶最好沿應力最大的方向擴展,盡可能達到200 m。根據前人[4]研究,裂縫性地熱儲層滲透率的提高主要是由注入冷卻和壓力升高共同作用引起的,并且在致密儲層初期采用冷水增產是提高注水井附近儲層滲透率的較好選擇。因此有理由認為,合理地增大注入壓力和降低初期注水溫度將有利于儲層滲透率的提高。

考慮溫度、壓力的影響,并且結合實際場地條件,設計如表4所示的模擬方案。表4的9個方案中,方案a—c探討了注入壓力對增產帶擴展的影響,方案d—f探討了溫度對增產帶擴展的影響,方案g—i探討了注入速率對增產帶擴展的影響,時間都設置為100 d。

表4 儲層增產模擬方案

4.2 模擬結果

為了深入了解流體壓力對EGS演變的作用,本次研究構建了3種不同注入壓力下的熱-水動力-力學耦合模型,具體的模擬參數見表4中方案a—c。在模擬過程中,逐步提升了井口壓力并保持模型的熱物理特性恒定不變。 模擬結果見圖13。

圖13 模型預測100 d后不同井口壓力下z=230 m x-y平面的增產帶范圍

根據圖13的模擬結果可知,在以20 MPa定壓注入的時候,儲層的增產帶范圍擴展到近100 m,且注入井附近裂隙開度增長了約34倍;隨著壓力增長到40 MPa,儲層的增產帶范圍擴展到近200 m,且注入井附近裂隙開度增長了約47倍。

儲層增產帶范圍隨著注入壓力的增大而增大,這主要歸因于2個因素:1)井口壓力的提升會顯著減小儲層的有效應力,從而進一步觸發已有裂縫的剪切破裂;2)壓力梯度的增強能夠把冷水更有效地推進到熱儲層中,進而擴大了增產帶的范圍。 因此,三維THM耦合模擬的結果表明,在地熱儲層中,注入冷卻和壓力增高兩者共同作用導致了滲透率的提高。在水力剪切的情況下,現有裂縫再次剪切激活,主要是由熱應力和環境應力共同驅動的(即注入壓力小于最小主應力)。然而,適中的注入壓力可以誘發現有裂縫的剪切破裂,并且擴大增產區域。本文模擬結果與Yuan等[11]在美國Raft River地區進行水力壓裂增產數值模擬得到的結果類似,即隨著注入壓力增大,儲層增產帶的范圍也隨之擴大。

同時,為了深入研究熱應力對EGS演變的影響,我們對3種不同注入溫度下的THM耦合模型進行了模擬,具體參數見表4中方案d—f。在模擬過程中,井口注入溫度從20 ℃增加到60 ℃,并保持注入壓力不變。模擬結果見圖14。

從圖14的模擬結果中可以發現,在注入溫度為20 ℃時,儲層的增產帶范圍擴展最大,達160 m,最大開度變化為46倍。隨著注入溫度提高,儲層的增產帶范圍逐漸變小。但是值得注意的是,在方案e和方案f的注入條件下,增產帶的范圍相差其實并不大(圖14b、c),主要差別在于注入井周圍裂隙開度變化幅度。如以40 ℃注入時,注入井附近裂隙被壓裂的幅度更大,開度變大的范圍也比以60 ℃注入時更大。

注入溫度越低,儲層增產帶的擴展越大。隨著溫度的逐步上升,儲層增產帶逐漸變小,這主要是由于注入冷水引起冷卻收縮,減小了有效應力。另外,井口周圍滲透率的提高也為冷水深入儲層提供了正反饋;因此,適度降低注入溫度可增強儲層的水力壓裂能力,從而更好地破壞裂隙。然而,過低的溫度會導致水的黏度增大,進而降低流動性;故在實際EGS發展過程中,應避免過長時間地使用過冷水。在方案e和方案f模擬結果的啟示下可以得出,在實際工程應用中,如果只考慮水力壓裂的穿透效果,注入溫度的影響考慮優先級可以適當降低。合理的應用手段是在水力壓裂致密儲層的初期適當地注入冷水,這是提高儲層滲透率的有效手段。根據Cheng等[37]的室內試驗研究,不同溫度儲層水力壓裂在增產帶擴展范圍方面無明顯差異,推測其結論與本文模擬差異原因可能是由于溫度變化本身對增產帶范圍變化影響不大,模擬是結果實際過程的抽象與理想化的結果,可能會導致與實際結論產生微小誤差。

由于實際場地大多數時間為定速率注入,所以為了探究注入速率對場地儲層增產帶的影響,我們進行了3個不同注入速率下的THM耦合模擬,具體參數見表4中方案g—i。在改變注入速率的過程中同時保持模型的熱物理特性恒定不變。模擬結果如圖15所示。

圖15 模型預測100 d后不同注入流速下z=230 m x-y平面的增產帶范圍

從圖15可以看出,儲層增產帶的范圍隨著注入速率的增大而增大,這是由于在注入過程中井附近儲層的壓力增大,即當注入速率增加時,地熱井中的壓力也會隨之增加。高壓力可以推動地層中的巖石產生裂隙,這樣地熱流體可以在巖石中流動,增產帶的范圍隨之擴大。并且,持續較大的流量注入使儲層中壓力增大的范圍變大,導致更廣闊的地區產生裂隙。同時,高壓力導致周圍巖石中的微小裂隙進一步擴大,形成新的地熱流路徑。本文的模擬結果與Cheng等[37]的室內試驗研究結果一致,即當注入速率增加時,儲層積攢的能量也會隨之提高,從而增加儲層裂隙擴展范圍。

5 結論與建議

1)干熱巖儲層在水力壓裂增產過程中,若處于特定的拉應力狀態下,滲透率沿最大水平主應力方向增加幅度最大,沿垂直方向增加幅度中等,平行于最小主應力方向增加幅度最小。

2)水力壓裂過程中,注入流體的溫度對儲層改造的影響較大,注入流體的溫度降低,可以提高工作流體的穿透性,使儲層增產帶擴展范圍變大;因此在實際生產過程中,在水力壓裂的初期合理采用冷水增產是提高儲層滲透率的有效手段。

3)儲層增產帶的范圍隨著注入速率的增大而增大。