氮?dú)忏@井巖爆動(dòng)力學(xué)演化機(jī)制的數(shù)值模擬及巖爆實(shí)錄特征分析

羅成波, 何龍, 蔣祖軍, 李皋, 孟英峰, 歐彪, 嚴(yán)焱誠(chéng), 謝平

(1.中國(guó)石化西南油氣分公司石油工程技術(shù)研究院, 德陽(yáng) 618000; 2.中國(guó)石化西南油氣分公司, 成都 610041;3.西南石油大學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)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?dú)忏@井井底巖爆[1-5],即氮?dú)忏@井鉆遇高壓裂縫圈閉,當(dāng)裂縫與井底之間有一定距離時(shí),由于裂縫與井底之間是低滲透的致密砂巖,裂縫內(nèi)氣體不會(huì)向井筒滲流泄壓,裂縫內(nèi)的壓力作為一種靜壓力作用于致密砂巖,井底壓力為環(huán)空氣柱低壓;當(dāng)井底足夠接近裂縫時(shí),裂縫內(nèi)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(nèi),釋放巨大能量,稱之為氮?dú)忏@井的井底巖爆。

魏英華等[6]利用3D-Sigma軟件進(jìn)行福建贛龍鐵路汀州隧道開挖數(shù)值模擬分析,分析預(yù)測(cè)巖爆發(fā)生時(shí)應(yīng)力場(chǎng)的變化規(guī)律。陳柯竹等[7]運(yùn)用GDEM-BlockDyna軟件模擬分析了米倉(cāng)山隧道卸壓爆破及巖爆抑制效應(yīng)。馬春馳等[8]應(yīng)用GDEM軟件對(duì)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(tài)、巖爆塊體統(tǒng)計(jì)以及系統(tǒng)能量變化進(jìn)行系統(tǒng)分析,闡述了各類巖爆的塊體運(yùn)動(dòng)特征以及巖爆孕育特點(diǎn)。馮帆等[9]基于有限元/離散元耦合分析方法,分析不同結(jié)構(gòu)面空間方位條件下深部硬巖采動(dòng)巷道圍巖的裂紋擴(kuò)展行為、能量演化規(guī)律與應(yīng)力位移分布特征,探討結(jié)構(gòu)面空間方位對(duì)深部硬巖采動(dòng)巷道穩(wěn)定性的影響。陶帥等[10]運(yùn)用FLAC3D模擬了考慮剪脹效應(yīng)的深埋硬巖隧洞巖爆過程,隨著剪脹角的增加,巖爆區(qū)的面積顯著增大,發(fā)生巖爆的單元數(shù)明顯增多。朱明德等[11]應(yīng)用FLAC3D模擬了裂隙傾角與密度對(duì)深部巖體巖爆傾向性的影響,裂隙傾角越大,巖體所存儲(chǔ)的彈性應(yīng)變能越高,巖體巖爆的可能性越大,裂隙密度對(duì)裂隙巖體彈性應(yīng)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(yīng),通過探討斷裂的存在對(duì)圍巖應(yīng)力狀態(tài)改變的作用機(jī)理,揭示出斷裂型巖爆是開挖面附近一定范圍內(nèi)存在的斷裂構(gòu)造在高應(yīng)力作用下發(fā)生錯(cuò)動(dòng),導(dǎo)致能量突然釋放,對(duì)圍巖造成強(qiáng)烈沖擊作用的結(jié)果。羅成波等[1]基于井底應(yīng)力場(chǎng)的解析模型,結(jié)合有效應(yīng)力準(zhǔn)則,利用VB語(yǔ)言和MATLAB軟件編程計(jì)算了巖爆演化過程應(yīng)力場(chǎng)的動(dòng)態(tài)變化。韓策等[13]研究表明:巖爆等級(jí)與彈性能指數(shù)、應(yīng)力系數(shù)呈線性相關(guān),且彈性能指數(shù)線性關(guān)系更明顯;巖爆等級(jí)與脆性系數(shù)、埋深呈非線性相關(guān),且脆性系數(shù)非線性關(guān)系更明顯;4個(gè)巖爆指標(biāo)對(duì)巖爆等級(jí)影響程度依次為:彈性能指數(shù)、應(yīng)力系數(shù)、埋深、脆性系數(shù);局部可解釋性模型診斷解釋(local interpretable model-agnostic explanations,LIME)算法可以準(zhǔn)確地表達(dá)巖爆等級(jí)與巖爆指標(biāo)之間的相關(guān)關(guān)系且得到的兩種指標(biāo)閾值與終南山隧道豎井工程實(shí)例具有一致性。唐澤林等[14]研究表明,隧道側(cè)壁處存在較大的壓應(yīng)力是造成巖爆發(fā)生的主要原因;高地應(yīng)力條件下,由于結(jié)構(gòu)面等不利因素的存在,造成掌子面中部處原巖應(yīng)力突發(fā)釋放而引發(fā)高烈度的巖爆;在巖爆區(qū)段進(jìn)行應(yīng)力釋放孔的布置,能夠有效地釋放原巖應(yīng)力,減少巖爆發(fā)生的可能性。孫峰偉等[15]研究表明,隧道工程區(qū)內(nèi)巖體有中等-強(qiáng)烈?guī)r爆傾向;隧道沿線地應(yīng)力場(chǎng)由自重應(yīng)力場(chǎng)主導(dǎo),大多數(shù)區(qū)段巖體處于極高應(yīng)力狀態(tài),且水平最大主應(yīng)力與隧道夾角較小,有利于圍巖穩(wěn)定;開挖后沿線圍巖最大主應(yīng)力峰值為63.2 MPa,均發(fā)生在斷面?zhèn)缺?因此在該部位發(fā)生巖爆的可能性較大;隧道沿線24%區(qū)段有發(fā)生巖爆的可能,且以中等-高巖爆活動(dòng)為主,巖爆預(yù)測(cè)結(jié)果可為隧道開挖施工和災(zāi)害防治提供參考。孫曉明等[16]研究發(fā)現(xiàn),不同巖爆指標(biāo)的判別結(jié)果之間存在一定差異;層理角度對(duì)巖爆傾向性有顯著性影響,當(dāng)層理角度為60°時(shí)巖爆傾向性最高,層理角度為45°時(shí)巖爆臨界埋深最淺;基于多重判據(jù)的巖爆傾向性判別法為在具有層理結(jié)構(gòu)巖體的地下工程中進(jìn)行巖爆災(zāi)害的預(yù)測(cè)預(yù)報(bào)提供了有益參考。

上述研究得到了豐富的研究成果:①應(yīng)力場(chǎng)的動(dòng)態(tài)變化過程;②系統(tǒng)能量的動(dòng)態(tài)變化過程;③巖爆的最終破壞區(qū)域;④基于應(yīng)力場(chǎng)特征的巖爆預(yù)測(cè)模型及基于多重判據(jù)的巖爆傾向性判別。

氮?dú)忏@井井底巖爆的主要誘因在于裂縫內(nèi)高壓氣體的圈閉高壓,而常規(guī)隧洞巖爆的主要誘因在于高地應(yīng)力和開挖擾動(dòng)應(yīng)力。目前針對(duì)隧洞巖爆的數(shù)值模擬很少涉及巖爆破壞區(qū)域的動(dòng)態(tài)演化,同時(shí)對(duì)何時(shí)發(fā)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(yīng)力方向的動(dòng)態(tài)變化,上述研究幾乎沒有涉及,并且較少考慮巖石強(qiáng)度隨塑性變形的動(dòng)態(tài)變化。

采用COMSOL Multiphysics 4.3建立數(shù)值模型,軟件中創(chuàng)新性應(yīng)用CWFS-DP(cohesion weakening and friction strengthening-Drucker-Prager)內(nèi)聚力弱化摩擦力強(qiáng)度準(zhǔn)則、DP(Drucker-Prager)強(qiáng)度準(zhǔn)則及MC(Mohr-Coulomb)強(qiáng)度準(zhǔn)則(模擬巖爆發(fā)生過程剪應(yīng)力方向的動(dòng)態(tài)變化)進(jìn)行平行數(shù)值計(jì)算,采用內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角隨塑性變形動(dòng)態(tài)變化模擬巖石強(qiáng)度的動(dòng)態(tài)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(jìn)而闡明井底巖爆的機(jī)理,以及定量確定巖爆發(fā)生的臨界距離以及定量計(jì)算巖爆碎屑體積。研究成果可為準(zhǔn)確判斷井下巖爆提供理論基礎(chǔ),同時(shí)為及時(shí)采取針對(duì)性的對(duì)策措施提供依據(jù)。并且深地工程中,在石油工程深部巖體破壞領(lǐng)域提供一種新的視角,豐富石油工程深部巖石力學(xué)理論體系。

1 巖石力學(xué)參數(shù)分析

基于邛崍1井巖爆發(fā)生井深所在地層取地面露頭巖樣,根據(jù)《工程巖體試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50266—2013),制備致密砂巖的標(biāo)準(zhǔn)柱狀樣,經(jīng)過稱重、測(cè)量直徑和高度、利用體式顯微鏡肉眼仔細(xì)觀察巖心及聲波時(shí)差測(cè)試,選取不含微裂縫的較均質(zhì)的巖心進(jìn)行三軸抗壓強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)。

由表1可知,致密砂巖巖心圍壓10 MPa時(shí),抗壓強(qiáng)度為37 MPa,圍壓60 MPa時(shí),抗壓強(qiáng)度為128 MPa,平均彈性模量為11 243 MPa,平均泊松比為0.25。根據(jù)表1數(shù)據(jù),取不同組合的圍壓及三軸強(qiáng)度值計(jì)算致密砂巖的平均內(nèi)聚力為23.6 MPa,平均內(nèi)摩擦角為27.8°。這些參數(shù)是巖爆計(jì)算的基礎(chǔ)輸入?yún)?shù)。

表1 致密砂巖三軸實(shí)驗(yàn)分析結(jié)果統(tǒng)計(jì)

2 巖爆計(jì)算流程

巖爆數(shù)值模型的建立基于邛崍1井井下巖爆實(shí)錄[2-3],數(shù)值計(jì)算地層模型4 m(長(zhǎng))×4 m(寬)×3 m(高),井筒半徑0.18 m,邛崍1井地層壓力及地應(yīng)力參數(shù)為[17]:上覆地應(yīng)力為47 MPa,水平最小地應(yīng)力為49 MPa,水平最大地應(yīng)力為50 MPa,環(huán)空氮?dú)鈿庵鶋毫?.38 MPa,裂縫圈閉高壓30 MPa(事故發(fā)生井深2 144.23 m,裂縫圈閉高壓約等于事故發(fā)生井深的地層壓力)。圖1為氮?dú)忏@井井底逐漸接近高壓裂縫導(dǎo)致井底巖爆發(fā)生的計(jì)算流程圖。

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

由圖1可知,在計(jì)算氮?dú)忏@井井底巖爆的過程中,借助微裂縫起裂時(shí)的等效塑性應(yīng)變?chǔ)舚來(lái)判定巖體局部區(qū)域是否產(chǎn)生了內(nèi)聚力弱化,摩擦力強(qiáng)化[18-20],使用CWFS-DP、DP準(zhǔn)則和MC進(jìn)行平行數(shù)值計(jì)算。當(dāng)巖體網(wǎng)格單元的等效塑性應(yīng)變小于微裂縫起裂時(shí)的等效塑性應(yīng)變?chǔ)舚性時(shí),使用DP準(zhǔn)則計(jì)算屈服區(qū)域,當(dāng)巖體網(wǎng)格單元的等效塑性應(yīng)變大于等于微裂縫起裂時(shí)的等效塑性應(yīng)變?chǔ)舚時(shí),此時(shí)內(nèi)聚力開始減小,摩擦力開始增大,使用CWFS-DP準(zhǔn)則計(jì)算屈服區(qū)域,同時(shí),使用MC準(zhǔn)則計(jì)算分析巖體剪切應(yīng)力和剪切方向的動(dòng)態(tài)變化,計(jì)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(xù)這樣的計(jì)算循環(huán),直至塑性屈服區(qū)貫通低壓井筒,然后綜合井底塑性屈服區(qū)及剪切滑移面,計(jì)算出氮?dú)忏@井井底巖爆的動(dòng)力學(xué)演化過程。

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 主應(yīng)力三維云圖

當(dāng)井底距離裂縫的垂直距離為0.52 m時(shí),井底和裂縫面之間基質(zhì)最大主應(yīng)力、中間主應(yīng)力和最小主應(yīng)力如圖2所示。

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

由圖2可知,裂縫高壓對(duì)井底基質(zhì)產(chǎn)生強(qiáng)烈擾動(dòng),產(chǎn)生應(yīng)力集中,且離裂縫面越近,應(yīng)力集中越明顯,中間主應(yīng)力和最大主應(yīng)力的數(shù)值增大明顯。

3.2 剪應(yīng)力及剪應(yīng)力方向動(dòng)態(tài)演化

圖3為MC準(zhǔn)則計(jì)算的井底附近致密砂巖巖石的剪應(yīng)力動(dòng)態(tài)演化云圖。圖4為潛在破壞面剪應(yīng)力方向動(dòng)態(tài)演化過程。

圖3 截取Y=2平面剪應(yīng)力動(dòng)態(tài)分析Fig.3 Dynamic analysis of plane shear stress with Y=2

箭頭表示剪應(yīng)力方向

由圖3可知,隨著氣體鉆井正常進(jìn)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(qū)域的剪應(yīng)力數(shù)值一直較大,中間區(qū)域的剪應(yīng)力逐漸增大。

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

3.3 裂縫傾角0°巖爆動(dòng)態(tài)演化分析

由表2可知,隨著裂縫傾角的增大,發(fā)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(qū)動(dòng)態(tài)演化直至產(chǎn)生井底巖爆過程示意圖。

圖5 井底塑性破壞區(qū)動(dòng)態(tài)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(dǎo)井底巖爆破壞區(qū)數(shù)據(jù)

4 X8-2巖爆實(shí)錄特征分析

目前關(guān)于氮?dú)忏@井揭開致密砂巖氣層過程中發(fā)生井底巖爆并同時(shí)有工程實(shí)錄數(shù)據(jù)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?dú)忏@完井技術(shù)建成的商業(yè)開發(fā)井。

X8-2井位于四川盆地川西坳陷新場(chǎng)構(gòu)造的一口評(píng)價(jià)井,設(shè)計(jì)為定向井,目的層為須家河二段,二開造斜,斜井段長(zhǎng)1 205 m,井斜角36°,三開采用牙輪鉆頭氮?dú)忏@井。X8-2井三開氮?dú)忏@井鉆至4 937 m時(shí),發(fā)生井底巖爆。

圖6～圖9分別為巖爆發(fā)生前后扭矩與轉(zhuǎn)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(dòng)加速度等工程參數(shù)相應(yīng)變化圖。

圖6 扭矩與轉(zhuǎn)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(fā)生后,巖爆碎屑在鉆頭與裸眼井壁的環(huán)空間隙處形成阻卡堵塞,導(dǎo)致扭矩突升,頂驅(qū)憋停。

由圖7可知,環(huán)空局部堵塞導(dǎo)致立管壓力升高,高產(chǎn)天然氣攜帶巖爆碎屑形成的氣固兩相流導(dǎo)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(fā)生后,碎屑在鉆頭處局部堵塞環(huán)空,導(dǎo)致環(huán)空循環(huán)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(wěn)定在45%。當(dāng)堵塞層在強(qiáng)行活動(dòng)鉆具及高壓天然氣的沖擊能量作用下,堵塞層被破壞,環(huán)空暢通,排砂管線監(jiān)測(cè)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(jìn)期間,鉆柱縱向振動(dòng),鉆具縱向加速度在8.5～12 m/s2波動(dòng),巖爆發(fā)生后,碎屑在鉆頭和裸眼環(huán)空形成堵塞,憋停頂驅(qū),致使鉆具停止振動(dòng),加速度穩(wěn)定在9.8 m/s2(應(yīng)力波傳感器初始標(biāo)定值),解卡以后,繼續(xù)正常波動(dòng)。

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

5 結(jié)論

(1)井底逐漸靠近裂縫過程中致密砂巖基質(zhì)會(huì)產(chǎn)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(yīng)力集中條件下的微剪切方式的擠壓屈服破壞,直至破壞區(qū)延伸連通低壓井筒,裂縫內(nèi)的高壓氣體及巖爆碎屑釋放大量能量,產(chǎn)生井底巖爆。

(2)該研究成果可系統(tǒng)解釋X8-2井巖爆發(fā)生前后隨鉆監(jiān)測(cè)參數(shù)的異常變化,為準(zhǔn)確判斷氮?dú)忏@井井下工況提供了理論支撐,同時(shí)為及時(shí)采取針對(duì)性的對(duì)策措施提供了依據(jù)。