陳 作， 張保平， 周 健， 劉紅磊， 周林波， 吳春方

（中國石化石油工程技術研究院，北京 100101）

干熱巖作為資源極其豐富的清潔能源受到全世界關注，其開發(fā)利用離不開體積改造技術。國外采用全程恒定小排量大規(guī)模清水壓裂技術來改造干熱巖[1]，但壓裂形成的裂縫體積小，連通性差，滲透阻力大。目前，國內外尚未形成可復制推廣的干熱巖體積改造技術，大多數(shù)EGS 項目仍然處于試驗和示范階段，還未實現(xiàn)商業(yè)化[2-5]。干熱巖能否實現(xiàn)有效體積改造，關鍵在于其自身巖石結構、力學特性和相適應的改造工藝技術。國外關于干熱巖熱儲體積改造的研究報道非常少[6]，僅限于室內數(shù)值模擬和現(xiàn)場裂縫監(jiān)測；國內趙陽升等人[7-10]的研究多集中于花崗巖露頭的室內測試分析，如彈性模量隨溫度變化、多期破裂對滲透性的影響等，取得了一定的認識，未對影響體積壓裂的脆塑性、水平應力差和溫差效應等關鍵力學特性進行系統(tǒng)研究[11-14]，更未見高溫花崗巖體積改造的研究報道[15]。美國于2015 年啟動了地熱能前沿瞭望臺計劃（FORGE），投入上億美元攻關水力壓裂-熱刺激聯(lián)合改造工藝，說明干熱巖熱儲體積改造技術遠未成熟。

筆者利用井下花崗巖巖心（φ25.0 mm×50.0 mm）和大尺寸（300 mm×300 mm×300 mm）露頭巖樣，測試了巖石力學參數(shù)隨溫度的變化特征與破裂特性，分析了水平地應力和巖石脆塑性，采用物理模擬試驗研究了溫差效應下的花崗巖熱破裂特性，提出了“低排量熱破裂+膠液擴縫+變排量循環(huán)注入” 體積改造技術，在X1 井進行了現(xiàn)場試驗，分析了巖石的脆塑性、破裂壓力與閉合壓力大小及梯度和形成復雜裂縫的可行性，驗證了體積改造技術的適應性，以期為我國干熱巖熱儲體積改造提供技術參考。

1 干熱巖體積改造技術思路

常見的干熱巖巖石有花崗巖、花崗閃長巖和花崗片麻巖等，滲透性極差，溫度180 ℃以上，無水或含有少量流體。為了利用干熱巖熱能，首先要對干熱巖體進行壓裂改造，然后將流體從注入井注入到相互連通的壓裂裂縫系統(tǒng)中，經高溫巖體加熱后由生產井返回地面加以利用。干熱巖資源有效利用的關鍵在于壓裂形成高質量的復雜裂縫系統(tǒng)，而干熱巖的力學參數(shù)、脆塑性、地應力、破裂特性和溫差效應下的熱破裂特性，與砂巖、頁巖和碳酸鹽巖等差異較大，壓裂難度更大，對裂縫系統(tǒng)復雜性的要求更高。為此，提出了如下干熱巖體積改造技術思路：

1）系統(tǒng)認識干熱巖的高溫力學特性，優(yōu)化施工排量和注入流體類型，以形成復雜裂縫系統(tǒng)。人工裂縫形態(tài)直接影響熱量抽取效率，深化認識高溫條件下的巖石力學特性、脆塑性和水平應力差等特性，優(yōu)化施工排量和注入流體類型，充分利用天然裂縫和熱破裂效應壓裂形成復雜裂縫系統(tǒng)，防止形成單一長縫和優(yōu)勢通道，避免注水換熱過程中流體沿單一縫突進而嚴重影響換熱溫度。

2）縱橫向立體改造，以獲得巨大改造體積。優(yōu)化改造方式和液體規(guī)模，使高溫巖體段在橫向上和縱向上均得到充分改造，形成上億立方米的改造體積，以獲得足夠大的換熱空間。

3）優(yōu)化注入方式和排量，使復雜裂縫之間相互連通。復雜裂縫之間連通性不好，熱流體很容易發(fā)生短路，致使流經面積減小，會很快耗盡通道附近巖石的熱量，使采出流體溫度大幅度下降，影響熱能利用效率。因此，需優(yōu)化注入方式和臨界排量，使復雜裂縫之間相互連通，避免水線短路。

4）利用張性和剪切混合破壞模式，保持裂縫導流能力。利用干熱巖張性和剪切混合破壞形成的剪切滑移裂縫來保持裂縫的導流能力，以降低循環(huán)過程中的滲流阻力和注入壓力。

2 花崗巖高溫力學參數(shù)及應力特性

花崗巖的彈性模量、抗拉強度、脆塑性和水平應力差等參數(shù)是決定能否壓裂形成復雜裂縫的關鍵，利用井下花崗巖巖心測試了上述參數(shù)，認識了花崗巖力學參數(shù)隨溫度的變化特征及花崗巖應力特性。

2.1 巖石力學參數(shù)隨溫度和圍壓的變化特征

采用真三軸巖石力學試驗儀器，測試了花崗巖彈性模量隨溫度和圍壓的變化規(guī)律，得到了彈性模量在單軸和圍壓條件下隨溫度的變化曲線（見圖1）。從圖1 可以看出，隨著溫度升高，巖石的彈性模量呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢，反映出溫度升高對巖石彈性模量產生了明顯的弱化作用。隨著圍壓增大，彈性模量增加幅度變大；溫度為200～250 ℃、圍壓為40 MPa條件下，巖石彈性模量達到46～47 GPa，表明高溫圍壓條件下花崗巖堅硬。

圖 1 彈性模量隨溫度及圍壓的變化曲線Fig.1 The curve of elastic modulus with temperature and confining pressure

模擬不同溫度與圍壓條件，測試了花崗巖巖心抗壓強度隨溫度和圍壓的變化規(guī)律，結果如圖2 所示。從圖2 可以看出，溫度對抗壓強度的影響不明顯，但圍壓對抗壓強度的影響顯著。溫度為200～250 ℃時，圍壓40 MPa 條件下的抗壓強度約380 MPa，相對頁巖和砂巖來說數(shù)值較高，在一定程度上也反映出花崗巖基巖裂縫起裂的難度較大。

圖 2 抗壓強度隨溫度及圍壓的變化曲線Fig.2 The curve of compressive strength with temperature and confining pressure

采用巴西圓盤試驗方法，測試了花崗巖的抗拉強度，得到了室溫和高溫條件下花崗巖的抗拉強度（見表1）。試驗結果表明，花崗巖在溫度200 ℃條件下的抗拉強度與室溫條件下的抗拉強度基本一致，但其抗拉強度較頁巖提高了1.5～2.0 倍。

表 1 巴西圓盤劈裂拉伸強度試驗結果Table 1 The experimental results of splitting tensile strength with Brazilian disc

以上試驗研究表明，溫度對彈性模量、抗壓強度及抗拉強度的影響不大；圍壓的影響較為顯著，各參數(shù)值均隨著圍壓增大而明顯增大。

2.2 巖石脆塑性

巖石脆塑性是影響裂縫擴展難易程度和裂縫復雜性的主要因素之一。利用真三軸巖石力學儀器，測試得到花崗巖在不同溫度和圍壓下的應力-應變曲線（見圖3）。從圖3 可以看出，圍壓40 MPa 條件下，隨著溫度升高，應力-應變曲線呈逐漸右移的趨勢，且應力-應變曲線峰值后的斜率明顯減小，表現(xiàn)為巖石脆性減弱、塑性增強。對于200～300 ℃的干熱巖，巖石的塑性特征較為明顯。

目前常用的巖石脆性指數(shù)評價方法有20 多種，本文利用巖心礦物組分法和圍壓下的巖石力學參數(shù)計算方法評價花崗巖的脆性指數(shù)。將石英和碳酸鹽巖均作為脆性礦物，利用X 衍射分析得到的花崗巖礦物組分數(shù)據(jù)，計算得到巖石脆性指數(shù)為24.5%。

圖 3 不同溫度和圍壓下的應力-應變曲線Fig. 3 The stress-strain curves at different temperatures and confining pressures

對圍壓40 MPa 條件下的楊氏模量和泊松比數(shù)據(jù)進行歸一化處理后，計算得到巖石的脆性指數(shù)為30.7%。應力-應變曲線特征和脆性指數(shù)計算結果表明，地層條件下花崗巖塑性特征明顯，脆性指數(shù)低，不利于形成復雜裂縫。

2.3 水平應力大小及差異

水平應力大小和差異是決定裂縫起裂壓力大小和能否形成復雜裂縫的關鍵，利用X1 井和X2 井井下花崗巖巖心，依據(jù)巖心差應變和Kaiser 原理，得到了不同深度的地應力值，見表2。

表 2 地應力測試結果Table 2 The test results of in-situ stress

從表2 可以看出，地應力值較高，計算可得最小主應力梯度為0.021 2～0.021 4 MPa/m，最大水平主應力梯度為0.024 0～0.024 1 MPa/m，井深4 000 m處的兩向水平地應力差為10.8 MPa，差異系數(shù)為0.126。從這2 個數(shù)據(jù)判斷，裂縫轉向形成復雜縫的難度較大[16-17]。

2.4 巖石單軸破壞特征

采用單軸壓縮破壞的方法，描述了巖心在不同溫度和圍壓條件下破壞后的裂縫形態(tài)特征（見圖4）。從圖4 可以看出，破壞形態(tài)以近似平行于軸向的劈裂破壞為主，兼有貫穿巖樣的剪切破壞及圓錐面剪切破壞引起的張拉破壞，總體上高溫條件下花崗巖破壞形式為張性和剪切混合破壞。

圖 4 不同溫度下的巖石壓縮破壞形態(tài)Fig.4 Rock compression failure patterns at different temperatures

2.5 巖石熱破裂特性

將大尺寸巖樣加熱到200 ℃，再注入20 ℃清水，研究溫差效應對破裂壓力的影響，得到了注入壓力隨時間的變化曲線（見圖5）。由圖5 可知，主裂縫破裂前，清水注入過程中顯示有多個微裂縫破裂，主裂縫破裂壓力為13.0 MPa。

圖 5 高溫巖石注入20 ℃清水的注入壓力曲線Fig.5 The injection pressure curve of high temperature rock injected with 20 ℃ water

常溫條件下，大尺寸巖樣模擬注入20 ℃清水的破裂壓力隨時間的變化曲線如圖6 所示。

圖 6 常溫巖石注入20 ℃清水的注入壓力曲線Fig.6 The injection pressure curve of normal temperature rock injected with 20 ℃ water

從圖6 可以看出，注入清水過程中壓力直線上升直至裂縫破裂，破裂壓力約為23.0 MPa。常溫試驗結果與高溫試驗結果差異較大，沒有出現(xiàn)多個微小裂縫先破裂、然后主裂縫破裂的情況。

對比圖5 和圖6 可知，高溫巖石注入低溫清水后因溫差產生的附加熱應力為負值，破裂壓力降低了約10 MPa。由此建立了溫差效應作用下的巖石破裂壓力計算公式:

式中：pb為破裂壓力，MPa；σh為最小水平主應力，MPa；σH為最大水平主應力，MPa；St為抗拉強度，MPa；pp為孔隙壓力，MPa；Δp為附加熱應力，MPa。

試驗結果表明，注入低溫流體、加大與高溫巖體的溫度差，利用溫差效應可以產生微小裂縫，顯著降低巖石的破裂壓力。

3 體積改造施工工藝

小尺寸巖心巖石力學試驗及大尺寸巖樣的物理模擬試驗結果表明，花崗巖堅硬、脆性差、水平應力差大，總體上來看巖石自身的特性不利于復雜裂縫的形成， 需要創(chuàng)新壓裂工藝和技術。 為此，進行了以形成體積裂縫為目標的體積改造施工工藝研究。

3.1 體積改造模式

依據(jù)上述試驗結果，要在高溫硬地層中形成復雜裂縫，增大改造體積，壓裂工藝上主要解決如何利用巖體高溫特性形成微小裂隙、微裂縫及裂縫塑性擴展過程中施工壓力不斷上升等問題。為此，提出了 “低排量熱破裂+膠液擴縫+變排量循環(huán)注入” 體積改造模式：壓裂初期，采用低排量注入清水、液氮或CO2，利用注入流體與高溫地層間的溫差效應形成微裂隙；然后注入膠液段塞擴展裂縫，減少因巖石塑性與縫寬較窄帶來的施工壓力不斷上升問題，確保施工持續(xù)安全進行；最后采取變排量循環(huán)注入模式不斷擴展裂縫網(wǎng)絡系統(tǒng)，最終形成相互連通、換熱體積巨大的人工熱儲。

3.2 體積改造施工參數(shù)

壓裂施工參數(shù)是實現(xiàn)體積改造的關鍵，根據(jù)室內試驗結果優(yōu)化了注入管柱、施工排量、壓裂液類型及用液規(guī)模，為現(xiàn)場試驗提供了理論依據(jù)。

1）破裂壓力及梯度預測。利用破裂壓力計算公式，結合室內試驗所得的巖石力學參數(shù)，計算得到4 000 m 深度下的花崗巖井底破裂壓力為104 MPa，破裂壓力梯度為0.026 MPa/m。

2）施工管柱與排量?？紤]通過φ114.3 mm 套管注入壓裂液。按照破裂壓力梯度0.026 MPa/m，計算了采用清水和滑溜水在不同排量下的井口壓力，得到在限壓80 MPa 條件下，清水壓裂最大排量可達3.5 m3/min，滑溜水施工排量可達5.0 m3/min（見表3）。綜合考慮國外經驗和經濟性，優(yōu)化為采用套管注入清水方式，施工排量控制在3.0 m3/min以內。

表 3 不同施工排量下的井口壓力預測結果Table 3 The predicted wellhead pressure under different pumping flowrate

3）壓裂液類型。干熱巖資源需要壓裂改造后循環(huán)注水換熱來實現(xiàn)開發(fā)，因此優(yōu)選壓裂流體時不僅要考慮能否壓開地層，更為重要的是成本是否低廉及對后期循環(huán)換熱有無影響，從前述清水注入熱破裂和壓力預測綜合分析認為，選擇清水作為壓裂液可以滿足井深4 000 m 干熱巖井的壓裂要求。

4）壓裂液用液規(guī)模。利用Mayer 軟件和測試獲得的巖石力學參數(shù)，建立了復雜裂縫模型，預測了注入不同體積清水的改造體積。 注液20 000～30 000 m3時，改造面積為（280～420）×104m2，裂縫半長 300～350 m，改造體積（1.4～2.1）×108m3，綜合考慮干熱巖注采井距600 m 和對換熱體積的需求[1]，單井用液規(guī)模設計為30 000 m3左右。

4 現(xiàn)場試驗

X1 井為一口干熱巖勘查井，完鉆井深約3 700 m，采用鋼級 P110、壁厚 8.56 mm 的φ114.3 mm 套管固井完井，預留約200 m 的花崗巖裸眼井段作為壓裂段，采用 “低排量熱破裂+膠液擴縫+變排量循環(huán)注入” 熱儲體積改造技術，進行了清水低排量熱破裂壓裂測試、吸水指數(shù)測試、小型壓裂測試、變排量循環(huán)注入壓裂和膠液擴縫壓裂等試驗性壓裂改造，最高施工排量3.5 m3/min，最高施工壓力75.8 MPa。該井升排量和降排量小型測試壓裂曲線如圖7 所示。

分析與對比各種試驗曲線，得到以下認識：

1）根據(jù)小型測試壓裂曲線G 函數(shù)分析法，得到裂縫破裂壓力梯度為0.026 0 MPa/m，裂縫延伸壓力梯度為0.026 3 MPa/m，最小主應力梯度為0.020 8 MPa/m，與室內測試結果吻合。

圖 7 X1 井小型測試壓裂曲線Fig. 7 The mini-test fracturing curves of Well X1

2）低排量熱破裂有利于裂縫復雜化。在0.5～0.7 m3/min 低排量熱破裂階段，施工曲線顯示產生了眾多微小破裂，壓降G 函數(shù)分析曲線表現(xiàn)出多裂縫閉合特征，發(fā)生微地震事件1 000 多個，是常規(guī)砂巖的數(shù)倍，表明利用溫差效應產生和形成大量微裂隙并形成復雜裂縫是可行的。

3）恒定排量壓裂施工過程中施工壓力一直處于上升狀態(tài)，塑性擴展特征明顯，這與室內巖心應力-應變測試結果是一致的。注入膠液過程中出現(xiàn)多個明顯的破裂點，注入膠液后施工壓力穩(wěn)中有降，說明膠液起到了擴展裂縫及降低施工壓力的作用。

4）“低排量熱破裂+膠液擴縫+變排量循環(huán)注入” 體積壓裂技術基本可行。壓裂試驗全過程微地震裂縫監(jiān)測數(shù)據(jù)表明，溫差效應促使了復雜微裂縫的形成，膠液擴展了裂縫寬度與高度，變排量循環(huán)注入增大了改造體積。

5 結論與建議

1）花崗巖在高溫下塑性強、脆性差、水平應力差大，巖體破裂以張性和剪切混合破壞為主，因此研究了干熱巖熱儲體積改造技術。

2）研究提出的 “低排量熱破裂+膠液擴縫+變排量循環(huán)注入” 熱儲體積改造技術，可促使形成復雜微裂縫，擴大裂縫寬度與高度，達到改造體積最大化。

3）干熱巖高溫裸眼井段較長，如何進行分段壓裂、改造好全部高溫干熱巖段，需要繼續(xù)研究分段壓裂方式和配套工具與材料。

4）鑒于目前國內干熱巖熱儲區(qū)域地質條件的特殊性，及尚未進行干熱巖連通井的壓裂改造和循環(huán)注入測試及發(fā)電試驗的現(xiàn)狀，建議進一步研究壓裂裂縫系統(tǒng)是否滿足高效換熱要求，持續(xù)攻關與深化完善體積改造工藝和技術。