燃爆沖擊作用下巖石初始破壞區(qū)形成機(jī)制與主控因素*

吳飛鵬，劉洪志，任 楊，蒲春生，何延龍，景 成

(1.中國(guó)石油大學(xué)(華東)石油工程學(xué)院，山東 青島 266580;2.中國(guó)海油股份有限公司深圳分公司研究院，廣東 深圳 518000)

燃爆沖擊作用下巖石初始破壞區(qū)形成機(jī)制與主控因素*

吳飛鵬1，劉洪志1，任 楊2，蒲春生1，何延龍1，景 成1

(1.中國(guó)石油大學(xué)(華東)石油工程學(xué)院，山東 青島 266580;2.中國(guó)海油股份有限公司深圳分公司研究院，廣東 深圳 518000)

為揭示燃爆沖擊作用下井周巖石破壞區(qū)的形成機(jī)制，并分析影響初始破壞區(qū)(破碎區(qū)和初始裂隙區(qū))的主控因素，開(kāi)展了兩種巖樣在不同加載速率下的沖擊破壞實(shí)驗(yàn),分析了巖石沖擊破壞模式及巖石對(duì)加載速率的響應(yīng),借助基于Von Mise準(zhǔn)則建立的巖石沖擊破壞的破碎區(qū)和初始裂隙區(qū)計(jì)算模型可知：加載速率低于190 GPa/s時(shí)，可依據(jù)沖擊峰值壓力引導(dǎo)的應(yīng)力分布確定破碎區(qū)和初始裂隙區(qū)作用范圍；燃爆壓裂在近井地帶主要產(chǎn)生破碎區(qū)和裂隙區(qū)，破碎區(qū)直徑為井眼直徑的1～3倍，初始裂隙區(qū)直徑為井眼直徑的5～7倍；沖擊載荷作用下，初始破壞區(qū)與加載速率、脆性指數(shù)呈正相關(guān)，且受脆性指數(shù)影響更顯著。研究結(jié)果可提高對(duì)燃爆壓裂過(guò)程中巖石的破壞模式及其主控因素的認(rèn)識(shí)深度，為燃爆壓裂沖擊條件設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)。

爆炸力學(xué)；脆性指數(shù)；加載速率；燃爆壓裂；初始破壞區(qū)；沖擊

隨著油氣田開(kāi)發(fā)的深入，燃爆壓裂以其快加載速率、高峰值壓力、簡(jiǎn)施工工藝、低作業(yè)成本的優(yōu)勢(shì)，已逐步發(fā)展為開(kāi)發(fā)深層、致密、地形條件復(fù)雜的非常規(guī)油氣藏的一種有效壓裂技術(shù)和體積壓裂的前置誘導(dǎo)技術(shù)[1-3]。首先，燃爆壓裂產(chǎn)生的強(qiáng)沖擊作用于井周巖石，產(chǎn)生破碎區(qū)和初始裂隙區(qū)，隨后高能氣體沿初始裂隙劈裂地層，形成多條裂縫。因此，燃爆壓裂產(chǎn)生的破壞區(qū)一直是巖石動(dòng)力學(xué)和燃爆壓裂研究的熱點(diǎn)。燃爆壓裂破碎理論先后出現(xiàn)彈性理論、斷裂理論、損傷理論和分形損傷理論[4]。目前，損傷理論應(yīng)用較廣泛，但此理論未考慮損傷演化過(guò)程中能量損耗和爆生氣體的作用，且目前對(duì)巖石爆破破壞區(qū)的研究主要基于彈性理論[5-7]；同時(shí)燃爆壓裂的研究主要集中在產(chǎn)生裂縫條數(shù)、影響裂縫條數(shù)的因素[8]及施工工藝[9]等方面，欠缺有關(guān)初始破壞區(qū)的研究。因此，開(kāi)展關(guān)于燃爆壓裂與儲(chǔ)層巖石初始破壞區(qū)關(guān)系的研究十分必要[10]。然而，由于條件和測(cè)試手段有限，無(wú)法通過(guò)開(kāi)展大規(guī)模燃爆壓裂試驗(yàn)來(lái)進(jìn)行燃爆壓裂破壞區(qū)的研究工作[11-12]。

因此，本文中利用巖石沖擊損傷實(shí)驗(yàn)?zāi)M近井巖石的沖擊破壞，分析加載特性對(duì)破碎區(qū)和初始裂隙區(qū)的影響規(guī)律；然后利用巖石爆破理論對(duì)沖擊損傷的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析論證，論證依據(jù)沖擊峰值壓力引導(dǎo)的應(yīng)力分布確定初始破壞區(qū)的范圍的可行性；最后結(jié)合實(shí)驗(yàn)值和理論值，分析巖石脆性、加載速率[13]等主控因素對(duì)燃爆壓裂產(chǎn)生初始破壞區(qū)的影響，為燃爆壓裂技術(shù)現(xiàn)場(chǎng)施工提供一定的理論支撐和技術(shù)指導(dǎo)。

1 巖石沖擊損傷實(shí)驗(yàn)

巖石沖擊損傷裝置可模擬加載速率、巖石脆性等因素[14]下燃爆壓裂對(duì)油氣井井眼附近儲(chǔ)層巖石的作用。

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置及方案

1.1.1 實(shí)驗(yàn)裝置及原理

實(shí)驗(yàn)裝置核心為巖心夾持器和沖擊損傷機(jī)構(gòu)(見(jiàn)圖1)[15]。其工作原理是：利用重物自由落體運(yùn)動(dòng)撞擊巖心夾持器內(nèi)的活動(dòng)柱塞，壓縮巖心井眼內(nèi)的流體，對(duì)井眼壁產(chǎn)生沖擊作用，模擬強(qiáng)動(dòng)載沖擊載荷對(duì)油水井周圍油層的開(kāi)裂改造過(guò)程。

圖1 實(shí)驗(yàn)核心裝置Fig.1 Core part of the experimental device

1.1.2 實(shí)驗(yàn)方案

針對(duì)兩種脆性巖樣(內(nèi)外半徑分別為r1=3 mm、r2=40 mm；高度h=45 mm)設(shè)計(jì)10組實(shí)驗(yàn)。巖樣Ⅰ抗壓強(qiáng)度61.7 MPa、抗拉強(qiáng)度7.9 MPa、彈性模量22.6 GPa、泊松比0.28、密度2.42 g/cm3、孔隙度4.56%、滲透率0.07 μm2；巖樣Ⅱ抗壓強(qiáng)度37.2 MPa、抗拉強(qiáng)度5.2 MPa、彈性模量18.3 GPa、泊松比0.24、密度2.31 g/cm3、孔隙度3.62%、滲透率0.04 μm2；根據(jù)式(1)可計(jì)算巖樣Ⅰ、Ⅱ的脆性指數(shù)分別為28%、34%；實(shí)驗(yàn)加載速率分別設(shè)定為76.4、85.4、108.3、120.8、142.9、160.8、180.1、191.3 190、204.6、212.7 190 GPa/s，且圍壓為30 MPa，初始中孔壓力(即井眼壁所受壓力)為15 MPa。

(1)

式中：E為彈性模量，104MPa；μ為泊松比，量綱為一。

1.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

1.2.1 加載特性分析

圖2 加載速率142.9 GPa/s時(shí)的加載曲線Fig.2 Loading curve at 142.9 GPa/s

以加載速率為142.9 GPa/s時(shí)巖樣Ⅰ的加載曲線(見(jiàn)圖2)分析可知，沖擊損傷過(guò)程大致分為4個(gè)階段：

(1)AB段為加載階段：點(diǎn)A開(kāi)始加載，0.57 ms達(dá)到峰值壓力86.6 MPa(點(diǎn)B)，而峰值壓力理論值[14]應(yīng)為181.1 MPa，因此認(rèn)為點(diǎn)B時(shí)巖樣開(kāi)始破裂，即86.6 MPa為該加載狀況下的破裂壓力；

(2)BC段為初始卸壓階段：此時(shí)加載速率小于卸載速率，載荷逐漸減小；

圖3 Δp與γ的關(guān)系曲線Fig.3 Relation curve between Δpand γ

(3)CD段為持壓階段：加載速率等于卸載速率，井眼內(nèi)壓力保持相對(duì)穩(wěn)定，初始裂隙發(fā)生擴(kuò)展；

(4)DE段為卸壓階段：井眼內(nèi)壓力迅速降低，并降至最低(點(diǎn)E)。

實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)表明：動(dòng)載作用下巖樣的破裂壓力(峰值壓力)大于靜載破裂壓力[15]，隨加載速率增加而增大；且動(dòng)載破裂壓力與靜載破裂壓力的差值Δp和加載速率γ的指數(shù)關(guān)系與實(shí)驗(yàn)點(diǎn)趨勢(shì)較吻合。因此對(duì)實(shí)驗(yàn)點(diǎn)進(jìn)行指數(shù)回歸(見(jiàn)圖3)，得動(dòng)載破裂壓力的近似計(jì)算公式：

pdf=pf+1.483 4e0.015 4γ

(2)

式中：pf、pdf分別為靜、動(dòng)載下巖樣的破裂壓力，MPa；γ為加載速率，GPa/s。

從圖3可知，加載速率低于190GPa/s時(shí)，實(shí)驗(yàn)點(diǎn)與曲線擬合較好；加載速率高于190GPa/s時(shí)，實(shí)驗(yàn)點(diǎn)離散程度增大，擬合較差，說(shuō)明加載速率過(guò)大，偶然因素增加，不確定性增大，燃爆壓裂施工的安全性、可控性及效果受到影響。因此一般燃爆壓裂現(xiàn)場(chǎng)施工設(shè)計(jì)的加載速率應(yīng)低于190GPa/s。

1.2.2 應(yīng)變率分析

巖石屬于對(duì)應(yīng)變率敏感的材料。當(dāng)應(yīng)變率高于10-3s-1時(shí)，進(jìn)入材料應(yīng)變率敏感區(qū)域，應(yīng)變率效應(yīng)不能忽略[16]。因此，分析實(shí)驗(yàn)加載條件下巖樣的應(yīng)變率十分必要。考慮實(shí)驗(yàn)巖樣的形狀、巖樣井眼受沖擊變形的不均勻性，采用體積應(yīng)變和加載時(shí)間計(jì)算沖擊載荷作用下巖樣的應(yīng)變率。

表1 應(yīng)變率分析結(jié)果Table 1 Analytical results of strain rate

1.2.3 破壞區(qū)分析

由損傷巖樣可知，沖擊載荷對(duì)巖樣產(chǎn)生的破壞區(qū)分為破碎區(qū)和裂隙區(qū)(見(jiàn)圖4)。沖擊載荷作用下，井眼附近發(fā)生應(yīng)力集中，應(yīng)力遠(yuǎn)大于抗壓強(qiáng)度，產(chǎn)生壓碎破壞；破碎區(qū)之外，應(yīng)力波產(chǎn)生的周向拉應(yīng)力大于抗拉強(qiáng)度，且加載速率高，卸壓不及時(shí)，可形成多條裂隙。

圖4 巖樣Ⅰ沖擊破壞實(shí)物圖Fig.4 Photo of impact damage of rock sample Ⅰ

針對(duì)兩種巖樣，本實(shí)驗(yàn)研究了不同加載速率下巖石破碎情況。由于巖樣尺寸所限，無(wú)法測(cè)得裂隙區(qū)的完整范圍，僅能得到裂縫條數(shù)，燃爆沖擊一般產(chǎn)生2～5條裂縫。因此本文實(shí)驗(yàn)部分只分析破碎區(qū)范圍，利用表1中的ΔV求得破碎區(qū)半徑Ry的平均值(見(jiàn)表2)。

表2 破碎區(qū)半徑實(shí)驗(yàn)值Table 2 Experimental value of crushed zone radius

從表2可知，沖擊載荷作用下，在合理的加載速率范圍內(nèi)，破碎區(qū)范圍隨加載速率和脆性指數(shù)增加而增大。

2 巖石沖擊破壞模型

2.1 破碎區(qū)和初始裂隙區(qū)

為進(jìn)一步揭示巖石受沖擊后破碎區(qū)和初始裂隙區(qū)的形成機(jī)理差別，可在沖擊應(yīng)力波形成與傳播的分析基礎(chǔ)上，依據(jù)Von Mises破壞準(zhǔn)則進(jìn)行初始破壞區(qū)(破碎區(qū)和初始裂隙區(qū))的判定與范圍計(jì)算。

燃爆壓裂過(guò)程中，沖擊波不斷衰減成為應(yīng)力波。該過(guò)程在巖石中任一點(diǎn)引起的徑向應(yīng)力和周向應(yīng)力為[17]：

(3)

σθ=-bσr

(4)

為使問(wèn)題簡(jiǎn)化，將其看成平面應(yīng)變問(wèn)題，可得：

(5)

巖石中任一點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度：

(6)

根據(jù)VonMises準(zhǔn)則，若σi滿足:

(7)

則巖石產(chǎn)生對(duì)應(yīng)的破壞。式中：σcd、σtd分別為巖石的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度和動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度。

動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度隨加載速率增加而增大，根據(jù)已有成果，常將巖石動(dòng)態(tài)與靜態(tài)抗壓強(qiáng)度的關(guān)系表示為[18]：

(8)

動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度隨加載速率的變化很小，燃爆壓裂中常取[18]：

σtd=σt

(9)

利用式(5)～(8)，可得耦合裝藥條件下燃爆壓裂產(chǎn)生的破碎區(qū)半徑：

(10)

在破碎區(qū)之外即為裂隙區(qū)。兩者分界面上存在：

(11)

式中：σR為破碎區(qū)與裂隙區(qū)分界面上的徑向應(yīng)力。

利用式(5)～(7)、(9)、(11)，可得燃爆壓裂產(chǎn)生的初始裂隙區(qū)半徑：

(12)

2.2 破壞區(qū)計(jì)算實(shí)例分析

由沖擊作用機(jī)理及實(shí)驗(yàn)加載曲線(見(jiàn)圖2)分析可得：巖石中孔壓力迅速升高，在巖石破裂時(shí)達(dá)到峰值壓力，此后巖樣中孔迅速泄壓，脈沖壓力迅速降低，即達(dá)到峰值壓力時(shí)，該沖擊脈沖已形成，而在燃爆壓裂過(guò)程中，沖擊波初始?jí)毫樽畲笞饔昧6]，故可將該峰值壓力看作沖擊波初始?jí)毫Α＠檬?2)求得pdf(即峰值壓力)，進(jìn)而得到?jīng)_擊波初始?jí)毫ΑＳ墒?10)、(12)計(jì)算得對(duì)應(yīng)加載情況下破壞區(qū)范圍(見(jiàn)表3)。

表3 破壞區(qū)半徑理論計(jì)算值Table 3 Theoretical value of crushed zone radius

由表2破碎區(qū)半徑實(shí)驗(yàn)值和表3破壞區(qū)半徑理論值可知：破碎區(qū)半徑實(shí)驗(yàn)值和理論值變化趨勢(shì)一致，即破碎區(qū)范圍隨γ和脆性指數(shù)增加而增大；破碎區(qū)直徑一般為井眼直徑的1～3倍，初始裂隙區(qū)直徑一般為井眼直徑的5～7倍；初始破壞區(qū)(破碎區(qū)和初始裂隙區(qū))范圍與γ、脆性指數(shù)呈正相關(guān)，且受脆性指數(shù)影響更顯著。由于實(shí)驗(yàn)條件所限，本文只將破碎區(qū)半徑的理論值與實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行比較，二者誤差:

(13)

結(jié)果見(jiàn)表4。

表4 破碎區(qū)半徑對(duì)比結(jié)果Table 4 Comparison results of crushed zone radius

由表4可知，破碎區(qū)半徑實(shí)驗(yàn)值與理論值存在一定誤差，且實(shí)驗(yàn)值大于理論值，誤差隨γ和脆性指數(shù)增加而增大。誤差存在的原因：(1)實(shí)驗(yàn)測(cè)取的應(yīng)變量較實(shí)際應(yīng)變量偏大，主要在于實(shí)驗(yàn)后巖樣質(zhì)量變化可能包含產(chǎn)生裂縫脫落下的巖石顆粒的質(zhì)量；(2)低于190GPa/s時(shí),式(2)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合情況較好，而高加載速率下利用式(2)求解的峰值壓力則誤差較大。因此，合理的加載速率范圍(低于190GPa/s)內(nèi)，可依據(jù)沖擊峰值壓力引導(dǎo)的應(yīng)力分布確定破碎區(qū)和初始裂隙區(qū)作用范圍。

3 結(jié) 論

(1)兩種巖樣的沖擊損傷實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：破壞區(qū)主要為破碎區(qū)和裂隙區(qū)，且破碎程度與γ、巖石脆性相關(guān)。

(2)基于巖石爆破理論建立的巖石受沖擊破壞模型，破碎區(qū)半徑理論值與實(shí)驗(yàn)值變化趨勢(shì)一致；合理加載速率范圍(低于190GPa/s)內(nèi)，二者誤差滿足要求，可依據(jù)沖擊峰值壓力引導(dǎo)的應(yīng)力分布確定破碎區(qū)和初始裂隙區(qū)作用范圍；破碎區(qū)直徑為井眼直徑的1～3倍，初始裂隙區(qū)直徑為井眼直徑的5～7倍；初始破壞區(qū)(破碎區(qū)和初始裂隙區(qū))范圍與γ、脆性指數(shù)呈正相關(guān)，且受脆性指數(shù)影響更顯著。

(3)本文結(jié)果可提高對(duì)燃爆壓裂過(guò)程中巖石的破壞模式及其主控因素的認(rèn)識(shí)，優(yōu)化燃爆壓裂沖擊條件，獲得理想的破碎區(qū)和初始裂隙區(qū)，提高施工效果。

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(責(zé)任編輯 曾月蓉)

Formation mechanism and main controlling factors of rock’s initial damaged zone under explosive impact effect

Wu Feipeng1，Liu Hongzhi1，Ren Yang2，Pu Chunsheng1，He Yanlong1，Jing Cheng1

(1.CollegeofPetroleumEngineering,ChinaUniversityofPetroleum,Qingdao266580,Shandong,China;2.ResearchInstituteofCNOOCShenzhen,Shenzhen518000,Guangdong,China)

In this work, to find out the formation mechanism of rock's initial damaged zone under explosive impact effect and investigate the main factors contributing to the initial damaged zone (including the crushed zone and the initial fractured zone) around the oil well, we analyzed the impact failure mode of rock and its response to loading rates by conducting impact failure experiments at different loading rates on two rock samples. With the help of the computational model of the crushed and initial fractured zone based on Von Mise, it is feasible to determine the the size of the crushed zone and the initial fractured zone according to the stress distribution generated by the peak pressure, when the rock crushes at a given loading rate (less than 190 GPa/s). The crushed zone and and the fractured zone are generated mainly in parts of the rock close to the oil well where explosive fractures occur. The diameter of the crushed zone and that of the initial fractured zone is 1～3 and 5～7 times that of the oil-well, respectively. The initial damaged zone is in direct proportion to the brittleness and the loading rate under loading impact and is more strongly influenced by the index of brittleness. The present work deepens the current understanding of the damage mode and main contributing factors of explosive fracture and provides guidance for the design of impact condition involving explosive fracture.Key words: mechanics of explosion; brittleness; loading rate; explosive fracture; initial damaged zone; impact

10.11883/1001-1455(2016)05-0663-07

2015-01-27； < class="emphasis_bold">修回日期：2015-06-25

2015-06-25

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51104173，51274229)；國(guó)家科技重大專項(xiàng)基金項(xiàng)目(20011ZX05009-004)

吳飛鵬(1983— )，男，博士，副教授，upcwfp@163.com。

O389;TE357.2 <國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼：13035 class="emphasis_bold"> 國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼：13035 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼：13035

A