氮氣鉆井巖爆動力學演化機制的數值模擬及巖爆實錄特征分析

羅成波, 何龍, 蔣祖軍, 李皋, 孟英峰, 歐彪, 嚴焱誠, 謝平

(1.中國石化西南油氣分公司石油工程技術研究院, 德陽 618000; 2.中國石化西南油氣分公司, 成都 610041;3.西南石油大學國家重點實驗室, 成都 610500; 4.中石化西南石油工程公司重慶鉆井分公司, 重慶 404100)

氮氣鉆井井底巖爆[1-5],即氮氣鉆井鉆遇高壓裂縫圈閉,當裂縫與井底之間有一定距離時,由于裂縫與井底之間是低滲透的致密砂巖,裂縫內氣體不會向井筒滲流泄壓,裂縫內的壓力作為一種靜壓力作用于致密砂巖,井底壓力為環空氣柱低壓;當井底足夠接近裂縫時,裂縫內高壓與井筒低壓形成的高壓差使致密砂巖巖石墻崩裂、破碎,大量坍塌碎屑和釋放的高壓氣體噴入井內,釋放巨大能量,稱之為氮氣鉆井的井底巖爆。

魏英華等[6]利用3D-Sigma軟件進行福建贛龍鐵路汀州隧道開挖數值模擬分析,分析預測巖爆發生時應力場的變化規律。陳柯竹等[7]運用GDEM-BlockDyna軟件模擬分析了米倉山隧道卸壓爆破及巖爆抑制效應。馬春馳等[8]應用GDEM軟件對彎曲-鼓折型巖爆、張裂-滑移型巖爆和張裂-傾倒型巖爆過程的巖體破壞形態、巖爆塊體統計以及系統能量變化進行系統分析,闡述了各類巖爆的塊體運動特征以及巖爆孕育特點。馮帆等[9]基于有限元/離散元耦合分析方法,分析不同結構面空間方位條件下深部硬巖采動巷道圍巖的裂紋擴展行為、能量演化規律與應力位移分布特征,探討結構面空間方位對深部硬巖采動巷道穩定性的影響。陶帥等[10]運用FLAC3D模擬了考慮剪脹效應的深埋硬巖隧洞巖爆過程,隨著剪脹角的增加,巖爆區的面積顯著增大,發生巖爆的單元數明顯增多。朱明德等[11]應用FLAC3D模擬了裂隙傾角與密度對深部巖體巖爆傾向性的影響,裂隙傾角越大,巖體所存儲的彈性應變能越高,巖體巖爆的可能性越大,裂隙密度對裂隙巖體彈性應變能的大小影響較小,裂隙巖體的巖爆傾向性主要受裂隙傾角的影響。趙紅亮等[12]采用離散元單元法模擬存在剛性平直斷裂的深部圍巖的開挖響應,通過探討斷裂的存在對圍巖應力狀態改變的作用機理,揭示出斷裂型巖爆是開挖面附近一定范圍內存在的斷裂構造在高應力作用下發生錯動,導致能量突然釋放,對圍巖造成強烈沖擊作用的結果。羅成波等[1]基于井底應力場的解析模型,結合有效應力準則,利用VB語言和MATLAB軟件編程計算了巖爆演化過程應力場的動態變化。韓策等[13]研究表明:巖爆等級與彈性能指數、應力系數呈線性相關,且彈性能指數線性關系更明顯;巖爆等級與脆性系數、埋深呈非線性相關,且脆性系數非線性關系更明顯;4個巖爆指標對巖爆等級影響程度依次為:彈性能指數、應力系數、埋深、脆性系數;局部可解釋性模型診斷解釋(local interpretable model-agnostic explanations,LIME)算法可以準確地表達巖爆等級與巖爆指標之間的相關關系且得到的兩種指標閾值與終南山隧道豎井工程實例具有一致性。唐澤林等[14]研究表明,隧道側壁處存在較大的壓應力是造成巖爆發生的主要原因;高地應力條件下,由于結構面等不利因素的存在,造成掌子面中部處原巖應力突發釋放而引發高烈度的巖爆;在巖爆區段進行應力釋放孔的布置,能夠有效地釋放原巖應力,減少巖爆發生的可能性。孫峰偉等[15]研究表明,隧道工程區內巖體有中等-強烈巖爆傾向;隧道沿線地應力場由自重應力場主導,大多數區段巖體處于極高應力狀態,且水平最大主應力與隧道夾角較小,有利于圍巖穩定;開挖后沿線圍巖最大主應力峰值為63.2 MPa,均發生在斷面側壁,因此在該部位發生巖爆的可能性較大;隧道沿線24%區段有發生巖爆的可能,且以中等-高巖爆活動為主,巖爆預測結果可為隧道開挖施工和災害防治提供參考。孫曉明等[16]研究發現,不同巖爆指標的判別結果之間存在一定差異;層理角度對巖爆傾向性有顯著性影響,當層理角度為60°時巖爆傾向性最高,層理角度為45°時巖爆臨界埋深最淺;基于多重判據的巖爆傾向性判別法為在具有層理結構巖體的地下工程中進行巖爆災害的預測預報提供了有益參考。

上述研究得到了豐富的研究成果:①應力場的動態變化過程;②系統能量的動態變化過程;③巖爆的最終破壞區域;④基于應力場特征的巖爆預測模型及基于多重判據的巖爆傾向性判別。

氮氣鉆井井底巖爆的主要誘因在于裂縫內高壓氣體的圈閉高壓,而常規隧洞巖爆的主要誘因在于高地應力和開挖擾動應力。目前針對隧洞巖爆的數值模擬很少涉及巖爆破壞區域的動態演化,同時對何時發生巖爆及巖爆碎屑體積的定量表征也較少涉及,尤其是剪應力方向的動態變化,上述研究幾乎沒有涉及,并且較少考慮巖石強度隨塑性變形的動態變化。

采用COMSOL Multiphysics 4.3建立數值模型,軟件中創新性應用CWFS-DP(cohesion weakening and friction strengthening-Drucker-Prager)內聚力弱化摩擦力強度準則、DP(Drucker-Prager)強度準則及MC(Mohr-Coulomb)強度準則(模擬巖爆發生過程剪應力方向的動態變化)進行平行數值計算,采用內聚力和內摩擦角隨塑性變形動態變化模擬巖石強度的動態變化,研究井底靠近裂縫過程中,致密砂巖巖石墻的破壞方式進而闡明井底巖爆的機理,以及定量確定巖爆發生的臨界距離以及定量計算巖爆碎屑體積。研究成果可為準確判斷井下巖爆提供理論基礎,同時為及時采取針對性的對策措施提供依據。并且深地工程中,在石油工程深部巖體破壞領域提供一種新的視角,豐富石油工程深部巖石力學理論體系。

1 巖石力學參數分析

基于邛崍1井巖爆發生井深所在地層取地面露頭巖樣,根據《工程巖體試驗方法標準》(GB/T 50266—2013),制備致密砂巖的標準柱狀樣,經過稱重、測量直徑和高度、利用體式顯微鏡肉眼仔細觀察巖心及聲波時差測試,選取不含微裂縫的較均質的巖心進行三軸抗壓強度實驗。

由表1可知,致密砂巖巖心圍壓10 MPa時,抗壓強度為37 MPa,圍壓60 MPa時,抗壓強度為128 MPa,平均彈性模量為11 243 MPa,平均泊松比為0.25。根據表1數據,取不同組合的圍壓及三軸強度值計算致密砂巖的平均內聚力為23.6 MPa,平均內摩擦角為27.8°。這些參數是巖爆計算的基礎輸入參數。

表1 致密砂巖三軸實驗分析結果統計

2 巖爆計算流程

巖爆數值模型的建立基于邛崍1井井下巖爆實錄[2-3],數值計算地層模型4 m(長)×4 m(寬)×3 m(高),井筒半徑0.18 m,邛崍1井地層壓力及地應力參數為[17]:上覆地應力為47 MPa,水平最小地應力為49 MPa,水平最大地應力為50 MPa,環空氮氣氣柱壓力0.38 MPa,裂縫圈閉高壓30 MPa(事故發生井深2 144.23 m,裂縫圈閉高壓約等于事故發生井深的地層壓力)。圖1為氮氣鉆井井底逐漸接近高壓裂縫導致井底巖爆發生的計算流程圖。

圖1 氣體鉆井井底巖爆計算流程圖Fig.1 Calculation flow chart of rockburst

由圖1可知,在計算氮氣鉆井井底巖爆的過程中,借助微裂縫起裂時的等效塑性應變εq來判定巖體局部區域是否產生了內聚力弱化,摩擦力強化[18-20],使用CWFS-DP、DP準則和MC進行平行數值計算。當巖體網格單元的等效塑性應變小于微裂縫起裂時的等效塑性應變εq性時,使用DP準則計算屈服區域,當巖體網格單元的等效塑性應變大于等于微裂縫起裂時的等效塑性應變εq時,此時內聚力開始減小,摩擦力開始增大,使用CWFS-DP準則計算屈服區域,同時,使用MC準則計算分析巖體剪切應力和剪切方向的動態變化,計算潛在的剪切滑移面,然后逐漸減小井底和裂縫之間的垂直距離,繼續這樣的計算循環,直至塑性屈服區貫通低壓井筒,然后綜合井底塑性屈服區及剪切滑移面,計算出氮氣鉆井井底巖爆的動力學演化過程。

3 計算結果分析

3.1 主應力三維云圖

當井底距離裂縫的垂直距離為0.52 m時,井底和裂縫面之間基質最大主應力、中間主應力和最小主應力如圖2所示。

圖2 最大主應力、中間主應力和最小主應力Fig.2 Maximum principal stress, intermediate principal stress and minimum principal stress

由圖2可知,裂縫高壓對井底基質產生強烈擾動,產生應力集中,且離裂縫面越近,應力集中越明顯,中間主應力和最大主應力的數值增大明顯。

3.2 剪應力及剪應力方向動態演化

圖3為MC準則計算的井底附近致密砂巖巖石的剪應力動態演化云圖。圖4為潛在破壞面剪應力方向動態演化過程。

圖3 截取Y=2平面剪應力動態分析Fig.3 Dynamic analysis of plane shear stress with Y=2

箭頭表示剪應力方向

由圖3可知,隨著氣體鉆井正常進行,井底與裂縫之間的距離從0.52 m逐漸減小至0.36 m過程中,井底和裂縫面附近區域的剪應力數值一直較大,中間區域的剪應力逐漸增大。

由圖4可知,隨著井底接近裂縫,最大剪應力數值不但在增大,而且開始改變方向、逐漸形成連續剪切曲線。到垂直間距為0.36 m時,達到破壞極限時,最大剪應力方向一致、形成連續潛在剪切破壞面。

3.3 裂縫傾角0°巖爆動態演化分析

由表2可知,隨著裂縫傾角的增大,發生巖爆的臨界距離逐漸增加,巖爆體積逐漸增加。圖5為井底破壞區動態演化直至產生井底巖爆過程示意圖。

圖5 井底塑性破壞區動態演化過程圖Fig.5 Diagram of dynamic evolution on plastic failure zone at bottom hole

表2 不同傾角誘導井底巖爆破壞區數據

4 X8-2巖爆實錄特征分析

目前關于氮氣鉆井揭開致密砂巖氣層過程中發生井底巖爆并同時有工程實錄數據的井有:QL1井[1-4],DX1井,X8-2井和DY105井。其中,QL1井和DX1井為直井,X8-2井和DY105井為斜井,且X8-2井和DY105井是采用氮氣鉆完井技術建成的商業開發井。

X8-2井位于四川盆地川西坳陷新場構造的一口評價井,設計為定向井,目的層為須家河二段,二開造斜,斜井段長1 205 m,井斜角36°,三開采用牙輪鉆頭氮氣鉆井。X8-2井三開氮氣鉆井鉆至4 937 m時,發生井底巖爆。

圖6～圖9分別為巖爆發生前后扭矩與轉速、懸重與鉆壓、立管壓力與排砂管線壓力、甲烷濃度與巖屑流量、鉆具縱向振動加速度等工程參數相應變化圖。

圖6 扭矩與轉速變化示意圖Fig.6 Schematic diagram of changes in torque and speed before and after rock burst

由圖6可知,巖爆發生后,巖爆碎屑在鉆頭與裸眼井壁的環空間隙處形成阻卡堵塞,導致扭矩突升,頂驅憋停。

由圖7可知,環空局部堵塞導致立管壓力升高,高產天然氣攜帶巖爆碎屑形成的氣固兩相流導致排砂管線壓力升高。

圖7 立管與排砂管線壓力變化示意圖Fig.7 Schematic diagram of pressure changes in the standpipe and pipeline before and after rock burst

由圖8可知,巖爆發生后,碎屑在鉆頭處局部堵塞環空,導致環空循環不暢通,因此,巖屑流量逐漸下降,由于之前鉆遇裂縫氣,所以甲烷濃度穩定在45%。當堵塞層在強行活動鉆具及高壓天然氣的沖擊能量作用下,堵塞層被破壞,環空暢通,排砂管線監測到巖屑流量和甲烷濃度增加。

圖8 甲烷濃度與巖屑流量變化示意圖Fig.8 Schematic diagram of changes in methane concentration and rock debris flow rate

由圖9可知,正常鉆進期間,鉆柱縱向振動,鉆具縱向加速度在8.5～12 m/s2波動,巖爆發生后,碎屑在鉆頭和裸眼環空形成堵塞,憋停頂驅,致使鉆具停止振動,加速度穩定在9.8 m/s2(應力波傳感器初始標定值),解卡以后,繼續正常波動。

圖9 鉆具縱向振動加速度變化示意圖Fig.9 Schematic diagram of changes in longitudinal vibration acceleration of drilling tools

5 結論

(1)井底逐漸靠近裂縫過程中致密砂巖基質會產生兩種不同的破壞方式,即是沿著潛在剪切面,向井筒剪切滑移破壞及應力集中條件下的微剪切方式的擠壓屈服破壞,直至破壞區延伸連通低壓井筒,裂縫內的高壓氣體及巖爆碎屑釋放大量能量,產生井底巖爆。

(2)該研究成果可系統解釋X8-2井巖爆發生前后隨鉆監測參數的異常變化,為準確判斷氮氣鉆井井下工況提供了理論支撐,同時為及時采取針對性的對策措施提供了依據。