氮气钻井岩爆动力学演化机制的数值模拟及岩爆实录特征分析

罗成波, 何龙, 蒋祖军, 李皋, 孟英峰, 欧彪, 严焱诚, 谢平

(1.中国石化西南油气分公司石油工程技术研究院, 德阳 618000; 2.中国石化西南油气分公司, 成都 610041;3.西南石油大学国家重点实验室, 成都 610500; 4.中石化西南石油工程公司重庆钻井分公司, 重庆 404100)

氮气钻井井底岩爆[1-5],即氮气钻井钻遇高压裂缝圈闭,当裂缝与井底之间有一定距离时,由于裂缝与井底之间是低渗透的致密砂岩,裂缝内气体不会向井筒渗流泄压,裂缝内的压力作为一种静压力作用于致密砂岩,井底压力为环空气柱低压;当井底足够接近裂缝时,裂缝内高压与井筒低压形成的高压差使致密砂岩岩石墙崩裂、破碎,大量坍塌碎屑和释放的高压气体喷入井内,释放巨大能量,称之为氮气钻井的井底岩爆。

魏英华等[6]利用3D-Sigma软件进行福建赣龙铁路汀州隧道开挖数值模拟分析,分析预测岩爆发生时应力场的变化规律。陈柯竹等[7]运用GDEM-BlockDyna软件模拟分析了米仓山隧道卸压爆破及岩爆抑制效应。马春驰等[8]应用GDEM软件对弯曲-鼓折型岩爆、张裂-滑移型岩爆和张裂-倾倒型岩爆过程的岩体破坏形态、岩爆块体统计以及系统能量变化进行系统分析,阐述了各类岩爆的块体运动特征以及岩爆孕育特点。冯帆等[9]基于有限元/离散元耦合分析方法,分析不同结构面空间方位条件下深部硬岩采动巷道围岩的裂纹扩展行为、能量演化规律与应力位移分布特征,探讨结构面空间方位对深部硬岩采动巷道稳定性的影响。陶帅等[10]运用FLAC3D模拟了考虑剪胀效应的深埋硬岩隧洞岩爆过程,随着剪胀角的增加,岩爆区的面积显著增大,发生岩爆的单元数明显增多。朱明德等[11]应用FLAC3D模拟了裂隙倾角与密度对深部岩体岩爆倾向性的影响,裂隙倾角越大,岩体所存储的弹性应变能越高,岩体岩爆的可能性越大,裂隙密度对裂隙岩体弹性应变能的大小影响较小,裂隙岩体的岩爆倾向性主要受裂隙倾角的影响。赵红亮等[12]采用离散元单元法模拟存在刚性平直断裂的深部围岩的开挖响应,通过探讨断裂的存在对围岩应力状态改变的作用机理,揭示出断裂型岩爆是开挖面附近一定范围内存在的断裂构造在高应力作用下发生错动,导致能量突然释放,对围岩造成强烈冲击作用的结果。罗成波等[1]基于井底应力场的解析模型,结合有效应力准则,利用VB语言和MATLAB软件编程计算了岩爆演化过程应力场的动态变化。韩策等[13]研究表明:岩爆等级与弹性能指数、应力系数呈线性相关,且弹性能指数线性关系更明显;岩爆等级与脆性系数、埋深呈非线性相关,且脆性系数非线性关系更明显;4个岩爆指标对岩爆等级影响程度依次为:弹性能指数、应力系数、埋深、脆性系数;局部可解释性模型诊断解释(local interpretable model-agnostic explanations,LIME)算法可以准确地表达岩爆等级与岩爆指标之间的相关关系且得到的两种指标阈值与终南山隧道竖井工程实例具有一致性。唐泽林等[14]研究表明,隧道侧壁处存在较大的压应力是造成岩爆发生的主要原因;高地应力条件下,由于结构面等不利因素的存在,造成掌子面中部处原岩应力突发释放而引发高烈度的岩爆;在岩爆区段进行应力释放孔的布置,能够有效地释放原岩应力,减少岩爆发生的可能性。孙峰伟等[15]研究表明,隧道工程区内岩体有中等-强烈岩爆倾向;隧道沿线地应力场由自重应力场主导,大多数区段岩体处于极高应力状态,且水平最大主应力与隧道夹角较小,有利于围岩稳定;开挖后沿线围岩最大主应力峰值为63.2 MPa,均发生在断面侧壁,因此在该部位发生岩爆的可能性较大;隧道沿线24%区段有发生岩爆的可能,且以中等-高岩爆活动为主,岩爆预测结果可为隧道开挖施工和灾害防治提供参考。孙晓明等[16]研究发现,不同岩爆指标的判别结果之间存在一定差异;层理角度对岩爆倾向性有显著性影响,当层理角度为60°时岩爆倾向性最高,层理角度为45°时岩爆临界埋深最浅;基于多重判据的岩爆倾向性判别法为在具有层理结构岩体的地下工程中进行岩爆灾害的预测预报提供了有益参考。

上述研究得到了丰富的研究成果:①应力场的动态变化过程;②系统能量的动态变化过程;③岩爆的最终破坏区域;④基于应力场特征的岩爆预测模型及基于多重判据的岩爆倾向性判别。

氮气钻井井底岩爆的主要诱因在于裂缝内高压气体的圈闭高压,而常规隧洞岩爆的主要诱因在于高地应力和开挖扰动应力。目前针对隧洞岩爆的数值模拟很少涉及岩爆破坏区域的动态演化,同时对何时发生岩爆及岩爆碎屑体积的定量表征也较少涉及,尤其是剪应力方向的动态变化,上述研究几乎没有涉及,并且较少考虑岩石强度随塑性变形的动态变化。

采用COMSOL Multiphysics 4.3建立数值模型,软件中创新性应用CWFS-DP(cohesion weakening and friction strengthening-Drucker-Prager)内聚力弱化摩擦力强度准则、DP(Drucker-Prager)强度准则及MC(Mohr-Coulomb)强度准则(模拟岩爆发生过程剪应力方向的动态变化)进行平行数值计算,采用内聚力和内摩擦角随塑性变形动态变化模拟岩石强度的动态变化,研究井底靠近裂缝过程中,致密砂岩岩石墙的破坏方式进而阐明井底岩爆的机理,以及定量确定岩爆发生的临界距离以及定量计算岩爆碎屑体积。研究成果可为准确判断井下岩爆提供理论基础,同时为及时采取针对性的对策措施提供依据。并且深地工程中,在石油工程深部岩体破坏领域提供一种新的视角,丰富石油工程深部岩石力学理论体系。

1 岩石力学参数分析

基于邛崃1井岩爆发生井深所在地层取地面露头岩样,根据《工程岩体试验方法标准》(GB/T 50266—2013),制备致密砂岩的标准柱状样,经过称重、测量直径和高度、利用体式显微镜肉眼仔细观察岩心及声波时差测试,选取不含微裂缝的较均质的岩心进行三轴抗压强度实验。

由表1可知,致密砂岩岩心围压10 MPa时,抗压强度为37 MPa,围压60 MPa时,抗压强度为128 MPa,平均弹性模量为11 243 MPa,平均泊松比为0.25。根据表1数据,取不同组合的围压及三轴强度值计算致密砂岩的平均内聚力为23.6 MPa,平均内摩擦角为27.8°。这些参数是岩爆计算的基础输入参数。

表1 致密砂岩三轴实验分析结果统计

2 岩爆计算流程

岩爆数值模型的建立基于邛崃1井井下岩爆实录[2-3],数值计算地层模型4 m(长)×4 m(宽)×3 m(高),井筒半径0.18 m,邛崃1井地层压力及地应力参数为[17]:上覆地应力为47 MPa,水平最小地应力为49 MPa,水平最大地应力为50 MPa,环空氮气气柱压力0.38 MPa,裂缝圈闭高压30 MPa(事故发生井深2 144.23 m,裂缝圈闭高压约等于事故发生井深的地层压力)。图1为氮气钻井井底逐渐接近高压裂缝导致井底岩爆发生的计算流程图。

图1 气体钻井井底岩爆计算流程图Fig.1 Calculation flow chart of rockburst

由图1可知,在计算氮气钻井井底岩爆的过程中,借助微裂缝起裂时的等效塑性应变εq来判定岩体局部区域是否产生了内聚力弱化,摩擦力强化[18-20],使用CWFS-DP、DP准则和MC进行平行数值计算。当岩体网格单元的等效塑性应变小于微裂缝起裂时的等效塑性应变εq性时,使用DP准则计算屈服区域,当岩体网格单元的等效塑性应变大于等于微裂缝起裂时的等效塑性应变εq时,此时内聚力开始减小,摩擦力开始增大,使用CWFS-DP准则计算屈服区域,同时,使用MC准则计算分析岩体剪切应力和剪切方向的动态变化,计算潜在的剪切滑移面,然后逐渐减小井底和裂缝之间的垂直距离,继续这样的计算循环,直至塑性屈服区贯通低压井筒,然后综合井底塑性屈服区及剪切滑移面,计算出氮气钻井井底岩爆的动力学演化过程。

3 计算结果分析

3.1 主应力三维云图

当井底距离裂缝的垂直距离为0.52 m时,井底和裂缝面之间基质最大主应力、中间主应力和最小主应力如图2所示。

图2 最大主应力、中间主应力和最小主应力Fig.2 Maximum principal stress, intermediate principal stress and minimum principal stress

由图2可知,裂缝高压对井底基质产生强烈扰动,产生应力集中,且离裂缝面越近,应力集中越明显,中间主应力和最大主应力的数值增大明显。

3.2 剪应力及剪应力方向动态演化

图3为MC准则计算的井底附近致密砂岩岩石的剪应力动态演化云图。图4为潜在破坏面剪应力方向动态演化过程。

图3 截取Y=2平面剪应力动态分析Fig.3 Dynamic analysis of plane shear stress with Y=2

箭头表示剪应力方向

由图3可知,随着气体钻井正常进行,井底与裂缝之间的距离从0.52 m逐渐减小至0.36 m过程中,井底和裂缝面附近区域的剪应力数值一直较大,中间区域的剪应力逐渐增大。

由图4可知,随着井底接近裂缝,最大剪应力数值不但在增大,而且开始改变方向、逐渐形成连续剪切曲线。到垂直间距为0.36 m时,达到破坏极限时,最大剪应力方向一致、形成连续潜在剪切破坏面。

3.3 裂缝倾角0°岩爆动态演化分析

由表2可知,随着裂缝倾角的增大,发生岩爆的临界距离逐渐增加,岩爆体积逐渐增加。图5为井底破坏区动态演化直至产生井底岩爆过程示意图。

图5 井底塑性破坏区动态演化过程图Fig.5 Diagram of dynamic evolution on plastic failure zone at bottom hole

表2 不同倾角诱导井底岩爆破坏区数据

4 X8-2岩爆实录特征分析

目前关于氮气钻井揭开致密砂岩气层过程中发生井底岩爆并同时有工程实录数据的井有:QL1井[1-4],DX1井,X8-2井和DY105井。其中,QL1井和DX1井为直井,X8-2井和DY105井为斜井,且X8-2井和DY105井是采用氮气钻完井技术建成的商业开发井。

X8-2井位于四川盆地川西坳陷新场构造的一口评价井,设计为定向井,目的层为须家河二段,二开造斜,斜井段长1 205 m,井斜角36°,三开采用牙轮钻头氮气钻井。X8-2井三开氮气钻井钻至4 937 m时,发生井底岩爆。

图6～图9分别为岩爆发生前后扭矩与转速、悬重与钻压、立管压力与排砂管线压力、甲烷浓度与岩屑流量、钻具纵向振动加速度等工程参数相应变化图。

图6 扭矩与转速变化示意图Fig.6 Schematic diagram of changes in torque and speed before and after rock burst

由图6可知,岩爆发生后,岩爆碎屑在钻头与裸眼井壁的环空间隙处形成阻卡堵塞,导致扭矩突升,顶驱憋停。

由图7可知,环空局部堵塞导致立管压力升高,高产天然气携带岩爆碎屑形成的气固两相流导致排砂管线压力升高。

图7 立管与排砂管线压力变化示意图Fig.7 Schematic diagram of pressure changes in the standpipe and pipeline before and after rock burst

由图8可知,岩爆发生后,碎屑在钻头处局部堵塞环空,导致环空循环不畅通,因此,岩屑流量逐渐下降,由于之前钻遇裂缝气,所以甲烷浓度稳定在45%。当堵塞层在强行活动钻具及高压天然气的冲击能量作用下,堵塞层被破坏,环空畅通,排砂管线监测到岩屑流量和甲烷浓度增加。

图8 甲烷浓度与岩屑流量变化示意图Fig.8 Schematic diagram of changes in methane concentration and rock debris flow rate

由图9可知,正常钻进期间,钻柱纵向振动,钻具纵向加速度在8.5～12 m/s2波动,岩爆发生后,碎屑在钻头和裸眼环空形成堵塞,憋停顶驱,致使钻具停止振动,加速度稳定在9.8 m/s2(应力波传感器初始标定值),解卡以后,继续正常波动。

图9 钻具纵向振动加速度变化示意图Fig.9 Schematic diagram of changes in longitudinal vibration acceleration of drilling tools

5 结论

(1)井底逐渐靠近裂缝过程中致密砂岩基质会产生两种不同的破坏方式,即是沿着潜在剪切面,向井筒剪切滑移破坏及应力集中条件下的微剪切方式的挤压屈服破坏,直至破坏区延伸连通低压井筒,裂缝内的高压气体及岩爆碎屑释放大量能量,产生井底岩爆。

(2)该研究成果可系统解释X8-2井岩爆发生前后随钻监测参数的异常变化,为准确判断氮气钻井井下工况提供了理论支撑,同时为及时采取针对性的对策措施提供了依据。