孔隙壓力作用下巖石力學及聲發射特性試驗研究

陳 明,曾紀文,賀 浩

(1.武漢地質勘察基礎工程有限公司,湖北 武漢 430070; 2.湖北省地質局 巖土工程技術研究中心,湖北 武漢 430070)

在多孔多相的巖石介質中,孔隙壓力的變化導致巖石介質變形,從而引起力學參數的改變,反過來又導致滲透特性和孔隙壓力的改變,從而影響流體滲流,這一耦合作用過程是同時發生的[1-3]。特別是在油氣田地應力場研究中,孔隙壓力的影響是非常重要的。因此,定量研究巖石物理力學參數隨孔隙壓力變化的規律對于油氣田開發具有十分重要的意義[4-5]。

目前,國內外學者針對孔隙壓力對巖石力學性質的影響已經進行了大量的研究。唐春安等[6]、楊天鴻等[7]利用自主開發的數值模擬軟件F-RFPA2D研究了孔隙水壓力大小和梯度對巖石加載破壞過程中裂紋萌生、擴展、破壞模式和強度的影響。劉琦等[8]通過理論推導了孔隙水壓力變化對巖石孔隙度、滲透率、壓縮系數和體積彈性模量的影響。相關試驗研究結果表明砂巖和碳酸鹽巖的抗壓強度、彈性模量、剪切模量、體積模量和內摩擦角隨孔隙壓力的減小而增大,體積壓縮系數、泊松比和黏聚力隨孔隙壓力的減小而減小,且各參數與孔隙壓力可以用二項式擬合[9-11]。此外,邢福東等[12]通過試驗研究表明孔隙水壓力對大理巖和砂巖峰值強度的影響與圍壓有關,圍壓增大,降低程度減小。許江等[13]通過試驗研究表明隨著孔隙水壓力的增大,砂巖的有效峰值破壞強度和有效剪切強度呈減小的趨勢。Wang et al.[14]研究了圍壓和孔隙壓力對飽和砂巖強度和變形特性的影響,并根據試驗結果提出了一種考慮水—力耦合的新型彈塑性損傷模型。Zhou et al.[15]開展了北山花崗巖的水—力耦合三軸壓縮試驗,結果表明隨著孔隙壓力的增大,巖石的壓縮性減小、膨脹性增加,并提出了水—力耦合作用下結晶巖石破壞過程的簡化模型。

某油氣田區塊投入開發后,隨著投產井數增加,年產氣量逐漸上升,但地層壓力下降很快。為模擬衰竭式開采對儲層巖石力學特性的影響,在現有研究的基礎上,本文采用MTS巖石力學試驗系統和聲發射測試系統,對儲層巖石進行不同孔隙壓力作用下的三軸壓縮聲發射試驗,分析孔隙壓力減小對巖石強度、變形、滲透率及聲發射特征參數的影響。研究成果可揭示衰竭式開采對儲層巖石力學特征的影響規律,為油氣田開發動態分析提供一定的借鑒作用。

1 試驗設備和試驗方案

1.1 試驗設備

本次試驗所用的設備主要為MTS815.04巖石力學試驗系統和聲發射測試系統(圖1)。該巖石力學試驗系統可采用應力、位移等多種控制方式,主要性能指標如下:軸向最大荷載為4 600 kN,最大圍壓為140 MPa,最大孔隙壓力為140 MPa,最高加載溫度為200℃。聲發射測試系統可接收巖樣試驗過程中產生的聲發射信號,并轉換成電信號,經前置放大、濾波、鑒別后,進入主機內生成振鈴計數、能量、幅值等聲發射事件參數。試驗系統經改進后,聲發射傳感器可直接耦合在三軸壓力缸內的巖樣表面,避免了信號受缸體和缸內油液引起的信號幅度衰減和噪聲干擾。

1.2 巖樣制備

試驗所用巖樣為凝灰巖,取自巖心庫的全直徑巖心,埋深約3 800 m。將全直徑巖心經過鉆取、切割和打磨等工序,加工成直徑為25 mm、高度為50 mm的圓柱形巖樣,并保證兩端面平整光滑,兩端面的不平行度不超過0.05 mm,兩端面與巖樣軸線的偏差不超過0.25°。為了保證巖樣均勻一致,減小巖石離散性對試驗結果的影響,利用聲波測試和密度測試結果篩選出一組差異較小的巖樣。在試驗前將所有巖樣先烘干,然后抽真空飽和72 h。

1.3 試驗方案

為了保證試驗的安全性,必須滿足試驗過程中圍壓始終大于孔隙壓力。依據埋深確定試驗圍壓為60 MPa,圍壓恒定,5組巖樣按照孔隙壓力分別為40、30、20、10、0 MPa的加載條件來進行測試。其加載方式為:首先以靜水壓力狀態同步增加圍壓和軸壓至圍壓預定值60 MPa,之后將孔隙壓力加載至初始值40 MPa,穩定10 min后,將孔隙壓力降至預定值(30、20、10、0 MPa),再穩定10 min,然后在保持圍壓恒定的條件下,增加軸壓至80 MPa時,利用瞬態法測試當前應力狀態下的滲透率,最后繼續增加軸壓直至巖樣破壞,并全程監測聲發射信號。圍壓加載速率為0.2 MPa/s,孔隙壓力加、卸載速率為0.2 MPa/s,軸壓加載采用位移控制,加載速率為0.000 5 mm/s。

2 試驗結果及分析

2.1 應力—應變曲線分析

如圖2所示,給出了不同孔隙壓力作用下巖樣加載破壞全過程的應力—應變曲線。從圖2中可以看出,在60 MPa高圍壓作用下,所有巖樣的初始加載壓密階段均不明顯,這是由于凝灰巖內部結構致密,孔隙率低,且在靜水壓力加載過程中,天然孔隙逐漸閉合;隨著軸向偏應力(軸向應力與徑向應力之差)的增加,軸向應變和徑向應變均呈線性增加,在峰值應力前非線性變形很小,且軸向變形要明顯大于徑向變形;軸向偏應力達到峰值后,應力迅速跌落且伴隨有清脆的破裂響聲,具有明顯的脆性破壞特征。由于圍壓的存在,巖樣破壞后還具有一定的殘余強度。

圖2 不同孔隙壓力作用下巖樣的應力—應變曲線

同一圍壓作用下,隨著孔隙壓力的減小,巖樣的線性變形段增大,峰值應力、殘余強度和軸向及徑向峰值應變也增大,且峰后應力跌落速率下降,具有脆性減弱、延性增強的趨勢特征。

2.2 強度和變形參數分析

表1為不同孔隙壓力作用下巖樣物理力學參數的試驗結果,可以看出不考慮個別異常點,同一圍壓作用下,巖樣的彈性模量、峰值應力、軸向應變和徑向應變隨孔隙壓力的減小有增大的趨勢,泊松比隨孔隙壓力的減小有減小的趨勢。當孔隙壓力由40 MPa分別降低為30、20、10、0 MPa時,彈性模量分別增大了1.72%、3.32%、3.34%、3.59%,峰值應力分別增大了13.77%、22.93%、34.55%、49.12%,軸向應變分別增大了12.41%、20.24%、32.21%、45.22%,徑向應變分別增大了24.87%、10.68%、18.99%、21.61%,泊松比分別減小了5.43%、18.35%、9.24%、21.81%。這表明孔隙壓力的變化對峰值應力的影響最大,其次是軸向應變、泊松比和徑向應變,對彈性模量的影響最小。在相同的圍壓和軸壓作用下,巖樣的滲透率隨孔隙壓力的減小有減小的趨勢,且滲透率在40～30 MPa孔隙壓力段的變化幅度較大,而在30～0 MPa孔隙壓力段的變化幅度較小。

表1 不同孔隙壓力作用下巖樣物理力學參數的試驗結果

對以上試驗結果分析,除個別異常點外,巖樣物理力學參數與孔隙壓力的關系曲線如圖3所示。圖3-a～e表明彈性模量、泊松比、峰值應力、軸向應變和徑向應變與孔隙壓力之間符合線性變化關系,而圖3-f表明滲透率與孔隙壓力之間符合指數變化關系。巖樣物理力學參數與孔隙壓力的關系式如下:

圖3 巖樣物理力學參數與孔隙壓力的關系曲線

E=23.449-0.019 8PP,R2=0.827

(1)

μ=0.101+0.000 6PP,R2=0.690

(2)

σP=615.206-4.951 7PP,R2=0.992

(3)

ε1=29.194-0.223 4PP,R2=0.992

(4)

ε3=3.220-0.014 8PP,R2=0.971

(5)

k=9.155 31×10-7exp(0.198 16PP),R2=0.892

(6)

式中:E為彈性模量;μ為泊松比;σp為峰值應力;ε1為軸向應變;ε3為徑向應變;k為滲透率;Pp為孔隙壓力;R2為相關系數。

根據有效應力原理與Mohr-Coulomb強度準則,考慮孔隙壓力作用下巖石的抗剪強度τf為:

τf=c+(σ-αPP)tanφ

(7)

式中:c為黏聚力;σ為總應力;α為有效應力系數;PP為孔隙壓力;φ為內摩擦角。

假設有效應力系數為常數,在總應力一定條件下,孔隙壓力的增大將使有效應力減小,抗剪強度參數黏聚力和內摩擦角減小,且黏聚力的變化明顯大于內摩擦角[16],由式(7)可知孔隙壓力越大,巖石的抗剪強度越低,巖石越容易發生破壞。

另一方面,在孔隙壓力作用下,孔隙流體的水力尖劈效應將加劇巖石內部微裂隙的擴展、延伸,并促使其貫穿形成破壞面,加劇巖石的宏觀破壞失穩,從而降低巖石強度;且孔隙壓力越高,尖劈效應越強,巖石抗壓強度的降低幅度越大[17]。

2.3 破壞特征分析

如圖4所示,給出了不同孔隙壓力作用下巖樣加載破壞形態,可以看出在高圍壓60 MPa作用下,巖樣的破壞模式均以剪切破壞為主,除0 MPa孔隙壓力作用的巖樣外,其他巖樣均存在明顯的貫穿剪切主破裂面,且其傾角在60°～80°范圍內。在孔隙壓力為40 MPa時,巖樣破壞產生了一個斜向穿過試樣的宏觀主裂紋,且其傾角較大,為80°。隨著孔隙壓力由40 MPa分別降低至30、20、10 MPa,宏觀主裂紋傾角也分別減小至75°、68°、60°。當孔隙壓力降低至0 MPa時,巖樣沒有很明顯的剪切主破裂面,出現了較多數量的細小裂紋,破碎程度明顯增大。這也進一步說明了孔隙壓力的存在對巖石內部微裂隙的擴展、延伸和主破裂面的形成具有促進作用,加劇了巖石的宏觀破壞失穩。

圖4 不同孔隙壓力作用下巖樣加載破壞形態

2.4 聲發射特征分析

在室內試驗中,巖石內部的礦物顆粒及其膠結物在加載過程中會發生破裂而釋放能量,產生聲發射信號。因此,聲發射活動與巖石漸進破壞過程中內部微裂紋的萌生、擴展及貫通息息相關[18]。目前主要利用振鈴計數和能量進行聲發射時間序列特征分析,聲發射能量反映了聲發射事件的相對能量或強度,聲發射振鈴計數反映了聲發射信號的強度和頻度[19]。由于試驗得到的聲發射能量與聲發射振鈴計數的變化規律類似,因此下文研究中僅以聲發射振鈴計數為例來進行分析說明。

如圖5所示,給出了不同孔隙壓力作用下應力、振鈴計數和累計振鈴計數與時間的關系曲線,可以看出聲發射事件大致經歷了初始沉寂期(Ⅰ)、隨機分布期(Ⅱ)、聚集爆發期(Ⅲ)3個階段。

圖5 不同孔隙壓力作用下應力—時間—振鈴計數關系

在Ⅰ階段內,聲發射振鈴計數和累計振鈴計數很小,幾乎沒有聲發射事件產生,對應應力加載的壓密階段和彈性階段,且Ⅰ階段終點對應的應力為起裂應力(σci)。產生以上現象的原因是巖樣本身內部結構致密,孔隙和裂隙相對不發育,經過前期圍壓靜水壓力加載階段的壓密作用,巖樣內部初始微裂紋基本已經閉合,在該階段繼續加載應力后很少或幾乎沒有初始微裂紋閉合(應力應變曲線壓密段不明顯可以反映出此特征)且圍壓會限制新的微裂紋產生。相關研究表明,圍壓對三軸加載前期聲發射的產生起到一定的抑制作用,且施加的圍壓越大,這種抑制作用愈顯著[20]。

在Ⅱ階段內,聲發射振鈴計數和累計振鈴計數增加,聲發射事件隨機分布,產生了少量能量較小的聲發射事件,表明巖樣內部已經開始產生新的微裂紋,內部逐漸出現損傷,微裂紋在巖樣內部穩定擴展,但能量仍然較低,Ⅱ階段終點對應應力為損傷應力(σcd)。

在Ⅲ階段內,當應力超過損傷應力時,聲發射振鈴計數和累計振鈴計數急劇增加,聲發射事件在時間軸上出現聚集現象,產生了大量能量較大的聲發射事件,對應表明巖樣內部損傷程度明顯增大,微裂紋在巖樣內部不穩定擴展,主破裂面逐漸形成,承載能力逐漸降低。在應力達到峰值之后垂直跌落的瞬間,聲發射振鈴計數出現了大幅度增加突變,累計振鈴計數—時間曲線也呈90°筆直上升,說明此時產生了能量巨大的聲發射事件,表明巖樣內部微裂紋相互貫通形成了宏觀破裂面。在殘余應力階段,聲發射振鈴計數有所減小,但累計振鈴計數還是顯著增加,對應表明巖樣內部損傷程度不斷增大。

隨著孔隙壓力的減小,除個別巖樣外,達到起裂應力和損傷應力所需的時間變長,對應的應力值增大,而且在Ⅲ階段內的振鈴計數和累計振鈴計數也增加。這是由于三軸壓縮軸向應力加載初期,巖石聲發射機制主要是初始裂隙的閉合和壓密;三軸壓縮軸向應力加載中后期,巖石聲發射機制主要是裂紋的成核、擴展和貫通,峰后階段還有沿宏觀斷裂面的摩擦作用。圍壓恒定,隨著孔隙壓力的減小,導致有效圍壓增大,圍壓加載初期的裂隙壓密和閉合現場越顯著,三軸加載中后期巖石內部微裂紋的成核、擴展和貫通變得越困難。巖石破壞時單位體積耗能越大,剪切破裂面摩擦效應越強,穿晶斷裂破壞模式越多[21]。

相關研究[22]表明,通常情況下,巖石起裂應力與峰值應力的比值為0.3～0.5,巖石損傷應力與峰值應力的比值為0.7～0.85。Eberhardt et al.[23]最早提出利用聲發射方法確定巖石的起裂應力和損傷應力,基于以上試驗結果采用此方法確定的起裂應力、損傷應力、起裂應力水平(起裂應力與峰值應力的比值)和損傷應力水平(損傷應力與峰值應力的比值)如表2所示。圖6-a為起裂應力和損傷應力隨孔隙壓力的變化曲線,圖6-b為起裂應力水平和損傷應力水平隨孔隙壓力的變化曲線。從表2和圖6中可以看出,起裂應力水平在0.51～0.67,損傷應力水平在0.87～0.92,凝灰巖均質致密且脆性較強等硬巖特征導致其起裂應力水平和損傷應力水平比一般巖石偏高。隨孔隙壓力的減小,起裂應力水平和損傷應力水平無明顯變化規律,而起裂應力、損傷應力同峰值應力隨孔隙壓力降低呈線性增大,會導致水力壓裂施工過程中需要的破裂壓力比較大,難以形成裂縫,其表達式為:

表2 不同孔隙壓力作用下的起裂應力和損傷應力

圖6 特征應力及其應力水平隨孔隙壓力的變化曲線

σci=355.88-1.984PP,R2=0.878

(8)

σcd=551.6-4.47PP,R2=0.992

(9)

3 結論

(1) 在60 MPa圍壓作用下,凝灰巖的加載壓密階段均不明顯,在峰值應力前非線性變形很小,具有明顯的脆性破壞特征?？紫秹毫Φ淖兓瘜Ψ逯祽Φ挠绊懽畲?其次是軸向應變、泊松比和徑向應變,對彈性模量的影響最小。凝灰巖的破壞模式均以剪切破壞為主,主破裂面傾角在60°～80°范圍內且隨孔隙壓力減小而減小。

(2) 同一圍壓作用下,隨著孔隙壓力的減小,彈性模量、峰值應力、軸向應變和徑向應變呈線性增大,而泊松比和滲透率分別呈線性和指數減小。凝灰巖起裂應力水平在0.51～0.67,損傷應力水平在0.87～0.92,較一般巖石偏大。

(3) 整個加載過程中的聲發射事件可利用起裂應力點和損傷應力點作為分界點,劃分成初始沉寂期(Ⅰ)、隨機分布期(Ⅱ)、聚集爆發期(Ⅲ)3個階段。

(4) 隨著孔隙壓力減小,達到起裂應力和損傷應力所需的時間變長,起裂應力和損傷應力呈線性增大,會增大水力壓裂造縫施工難度。