Natural Gas Geoscience >

2020 , Vol. 31 >Issue 1: 122 - 131

DOI: https://doi.org/10.11764/j.issn.1672-1926.2019.09.002

Fracture properties of high-rank coal and its constraint on hydraulic fracturing stimulation of coal reservoir

  • Li-chao CHEN , 1, 2 ,
  • Sheng-wei WANG 2, 3
Expand
  • 1. School of Mining and Technology in Inner Mongolia University of Technology, Hohhot 010051, China
  • 2. State Key Laboratory of Coal and CBM Co⁃mining in Jincheng Anthracite Mining Group, Jincheng 048204, China
  • 3. Faculty of Earth Resources in China University of Geosciences, Wuhan 430074, China

Received date: 2019-06-07

  Revised date: 2019-08-20

  Online published: 2020-01-09

Supported by

The China National Science and Technology Major Project(2016ZX05067001-007)

The Coalbed Methane Joint Research Fund of Shanxi Province, China(2016012007)

The Open Fund of Key Laboratory of Oil and Gas Resources Research in Gansu Province, China(SZDKFJJ20160606)

The Natural Science Foundation of Inner Mongolia, China(2016MS0402)

The Open Fund of Key Laboratory of Natural Gas Geology of Sichuan Province, China(2016trqdz07)

Fold

Highlights

Fracture mechanics of coal rock is an important mechanical constraint of hydraulic fracturing stimulation of coal reservoir. It is of practical significance to find out the fracture properties of coal rock and the influencing mechanisms of hydraulic fracturing efficiency on coal reservoir for fracturing technology optimization and fracturing effect improvement. Taking the high-rank coal sampling from Erdaoling deep mining area (>1 800 m) in Alxa as an object, the vickers hardness（H ν）and fracture toughness（K IC）of coal rock were calculated, the indentation method (IM) tests were carried out, the evolution rule of the vickers hardness, fracture toughness values under different indenter pressure were discussed, the fracturing efficiency and stimulation effect of coal rock imposed low (100 g), medium (500 g), high (1 000 g) indenter pressure were analyzed in contrast, and the stage abortion effect in the process of fracturing was proposed. The studies suggest that coal rock brittleness crack extension effect in hydraulic fracturing of coal reservoir should be considered, variable displacement injection technology should be taken (filling the newly generated space of fractures in time), to maintain higher fracture net pressure and greater stress intensity factor, improving the efficiency of reservoir fracturing. This study can provide a scientific reference for hydraulic fracturing theory deepening and the stimulation efficiency optimizing of deep high-rank coal reservoirs.

Cite this article

Li-chao CHEN , Sheng-wei WANG . Fracture properties of high-rank coal and its constraint on hydraulic fracturing stimulation of coal reservoir[J]. Natural Gas Geoscience, 2020 , 31(1) : 122 -131 . DOI: 10.11764/j.issn.1672-1926.2019.09.002

0 引言

高阶煤层气是当前我国煤层气开发的主体，随着勘探开发深度的不断增加，深部煤层处于高应力环境，煤储层更为致密、孔渗性差，储层改造难度大。由于对深部高阶煤岩断裂力学性质的认识不够，水力压裂施工设计、造缝效果评价及地面水力压裂设备的选型和泵送能力需求等问题存在极大的不确定性[1,2,3]。因此获得深部高阶煤岩的断裂力学特征及其对储层压裂造缝效率的影响机制已成为制约煤储层压裂效果、造缝效率的关键因素，对于压裂工艺设计优化、压裂造缝效果改善具有重要的意义。
围绕上述相关问题，在非常规储层岩石断裂力学韧性测试方法上，文献[4,5,6]通过采用半圆弯曲测试和三点弯曲法对SCB煤样开展了Ⅰ型和Ⅱ型断裂测试；针对层理对岩石断裂韧性的影响问题，文献[7,8,9,10]用直切槽半圆弯拉法和霍普金森加载装置对煤样开展动态断裂韧性测试，分析了不同层理倾角煤样动态断裂韧度的响应特征；在借鉴微纳米和压痕力学对岩石断裂力学性质研究方面，文献[11,12,13]通过纳米压痕手段对页岩进行断裂韧性测试研究；文献[14,15,16,17]还特别针对煤岩进行了压痕法断裂力学性质的研究；在岩石断裂力学性质对储层水力压裂影响方面，文献[18,19]从I型断裂裂纹(裂缝)微观形态入手，结合断裂力学理论和分形理论，建立了页岩I型断裂韧性分形计算方法；文献[20,21,22]还结合大尺寸真三轴页岩水平井水力压裂物理模拟试验，对压裂裂缝的起裂、扩展过程以及扩展过程中与天然裂缝的相互作用进行了详细地力学分析，以上研究成果均为本文提供了坚实的方法论和基础理论支撑。
有必要提及的是，由于三点弯曲法等测试所用的试件尺寸较大，制作繁琐，且煤具有高度的脆性、强烈的非均质性[23]，如何规避常规宏观力学测量方法存在制样困难、力学解释参数不连续、精度偏低等问题成为关键[11]。而且煤岩内部天然裂缝对整体断裂韧性的干扰难以排除，测得的材料断裂韧度往往具有尺寸效应。而压痕法(IM, Indentation Method)具有测试试样尺寸小（厘米级，即一个完整的煤基岩块大小）、试样加工及试验操作简单迅速的优点，尤其适用于 K I C值较低的脆性材料断裂韧性的测试，广泛地应用于陶瓷、煤岩、页岩等材料的断裂力学性质研究[7,8,9,10,11,12,13,14,15]。基于此，本文采用压痕法（IM）对采自内蒙古阿拉善二道岭矿区深部延安组2-1煤（埋深大于1 800 m，R O,max>3%）顶部的原生结构煤（坚固性系数 f 高达3.3）的维氏硬度（H ν）、断裂韧性（ K I C）进行了测试，探讨了不同压头载荷条件下压痕尺寸、辐射裂纹尺寸的演化特征，提出了高阶煤岩断裂中的阶段式顿挫效应及其对水力压裂破岩的启示意义，并依此构建了煤岩断裂力学性质对水力压裂的力学约束关系，以期为深部高阶煤储层压裂改造实践提供参考。

1 煤的岩石组成、显微结构及弹性力学性质

1.1　煤岩组分特征

阿拉善二道岭矿区深部延安组2-1煤为无烟煤（R O,max>3%），具有低灰低硫高热量的特点。煤岩组成整体上以有机显微组分为主（占92.03%~96.49%，平均为93.65%），无机矿物质为辅。如表1所示，研究区2-1煤中以镜质组为主要组成部分，塑性的黏土矿物含量较低，韧性较高的壳质组组分罕见，反映该区成煤作用类型以凝胶化作用为主，成煤母质来源主要为木质素和纤维素，该类组分因具有较显著的弹脆性力学属性，因此依据混合律理论[24,25]（Mixture Rule，即只需知道主要煤岩组分的物理、力学性质及体积分数，就可以利用该理论计算出煤岩整体的物理、力学性质）可推断该区2-1煤主要表现弹脆性的力学属性。
表1 二道岭矿区深部2-1煤的煤岩组成特征

Table 1 The composition characteristics of No.2-1 coal in Erdaoling deep mining area

显微组分/% 矿物/%

反射率

R O,max/%

镜质组(V) 惰性组(I) 有机组分总量 黏土矿物(CM) 氧化硅(SiM) 碳酸盐(CaM) 其他矿物(OM)
74.12 ~ 79.25 77.24 ( 3 ) 12.78 ~ 18.30 16.41 ( 3 ) 92.03 ~ 96.49 93.65 ( 3 ) 2.52 ~ 6.45 5.03 ( 3 ) 0.31 ~ 0.54 0.44 ( 3 ) 0.51 ~ 1.31 0.88 ( 3 ) 3.51 ~ 7.97 6.35 ( 3 ) 2.982   4 ~ 3.031   2 2.998   7 ( 3 )

注： 74.12 ~ 79.25 77.24 ( 3 )= 最 小 值 — 最 大 值 平 均 值 ( 样 品 数 )

1.2　煤的显微结构特征

研究区2-1煤的显微结构特征结果见图1。高阶煤岩的结构主要由基质和孔裂隙两部分组成（图1）。图1(a)所示煤岩基质部分包含光滑基质和粗糙基质2类，光滑煤岩基质表面煤粉颗粒少；粗糙煤岩基质表面煤粉颗粒较多，但整体上煤粉颗粒赋存呈分散状态，反映研究区储层煤粉源类型以原生裂缝煤粉源发育为主[26]。粗糙基质表面的高粗糙度对于煤层气藏流体产出有束缚作用。无论光滑基质或粗糙基质结构均较致密，均质化显著。图1(b)所示煤岩基质中还发育大量的脆性裂纹、脆断形成的台阶以及孔隙等缺陷。脆性裂纹（以及断裂形成的台阶等）多成组发育，裂纹长度大于100 μm，单一裂纹延展方位较曲折，但裂纹组总体上仍表现出沿图片顶底的取向性规律，且裂纹之间相互平行。裂纹发育的线密度为2条/300 μm，裂纹发育密集。图1(c)所示煤岩脆断台阶的形貌上呈现贝壳状、阶梯状断口形式，断口呈现明显的弧面状。值得指出的是，研究区2-1煤岩试样强烈脆性断裂破坏后形成了大量10 μm以下级别的碎屑物，多为片状，尽管煤粉颗粒较分散，但由于其在压裂液中浮力较大，沉降慢，运移路程长，属于开发中较难防控型煤粉。图1(d)所示研究区2-1煤岩中发育较大的孔隙型缺陷，该孔孔径大于10 μm，孔隙壁粗糙度高，孔隙的深宽比较大，推测为成煤后期形成的次生孔隙。
图1 二道岭矿区深部2-1煤的显微结构特征

Fig.1 Microstructural characteristics (SEM) of No.2-1 coal in Erdaoling deep mining area

依据2-1煤岩显微结构特征结果，认为研究区高阶煤岩在结构上较紧致，主要为弹脆性的镜质组组分构成，基质表面光滑，煤岩缺陷部分主要为脆性断裂形成的多组脆性裂纹、断裂台阶以及成煤后期形成次生孔隙，而且从煤粉颗粒量与煤岩断裂破坏程度的相关关系看，煤岩破坏区往往煤粉颗粒数量多，煤粉颗粒形成与煤岩脆性断裂破坏亦有着直接关系。因此结合上述结构特征，研究区2-1煤岩试样呈现显著的弹脆性力学特征。

1.3　煤岩弹性力学性质

煤岩的弹性力学性质会影响断裂力学特征以及煤岩的可压性，二道岭矿区深部延安组2-1煤在煤岩组成、显微结构等方面表现出均一化、结构紧致、弹脆性的特征，而且由于2-1煤变质程度高，煤岩弹性力学性质更趋于同质化，其煤岩弹性力学性质仅通过4个参数即可完全描述，即包括弹性模量E、剪切模量G、体积模量K和泊松比ν。因此，查明煤岩的岩石力学参数对于评价煤岩的可压性、压裂造缝效率以及储层整体改造效果具有实际意义。
本文利用声波动态法对二道岭矿区深部2-1煤的煤岩弹性力学性质进行了研究。在前期声波时差测井结果上通过计算即可获得煤岩的岩石力学参数，由于该方法能够在原位连续计算自然状态下煤岩的各种岩石力学参数，不受其他取样及后期分析等因素干扰因而使得结果更可靠[23]。该方法中煤岩的岩石力学参数（弹性模量E、剪切模量G、体积模量K和泊松比ν）是由穿过煤岩中的声波速度（包括纵波波速V p、横波波速V s）和岩石的密度（ρ）测井参数数据算出，计算方法如下：
G = ρ V s 2  
K = ρ V p 2 - 4 3 V s 2
E = 3 ρ V s 2 ( V p 2 - 4 3 V s 2 ) V p 2 - V s 2
ν = 1 2 ( V p V s ) 2 - 1 ( V p V s ) 2 - 1  
式（1）—式（4）中：ρ为岩石密度，g/cm3；V s为横波速率，m/s；V p为纵波速率，m/s。
研究收集了二道岭矿区深部5口煤田勘探钻孔的声波测井数据，包括纵波波速V p、横波波速V s和岩石的密度参数，利用式（1）—式（4）计算了弹性模量E、剪切模量G、体积模量K和泊松比ν。按照上述方法，笔者还对沁水盆地阳泉新景矿区3#煤的岩石力学参数进行了计算，作为二道岭矿区深部2-1煤的弹性力学性质的参照。从表2中可以看出，二道岭矿区深部2-1煤的岩石力学参数模量值（弹性模量E、剪切模量G、体积模量K）相对于阳泉矿区3#煤较高，反映煤岩的刚度较大，水力压裂改造中耗能高、压裂裂缝启裂难度大，但裂缝启裂后延展效果良好，具有形成压裂缝网的潜力，适宜于大规模体积压裂改造。而阳泉新景矿区3#煤其岩石力学性质软弱，模量值均较低，刚度差，压裂中裂缝启裂难度较小，但由于煤岩整体软弱很难形成体积压裂改造。
表2 二道岭矿区深部、阳泉新景矿区的高阶煤岩岩石力学参数结果

Table 2 Calculation results of elastic mechanical properties of high-rank coal at Erdaoling deep mining area, Xinjing mining area

研究区 井号 煤顶深(H)/m V p/(km/s) V s/(km/s) 纵横比(ξ) ρ/(g/cm3) E/GPa G/GPa K/GPa ν
二道岭矿区深部2-1煤 1-1 1 584.03 2.63 1.57 1.68 1.36 8.18 3.34 4.97 0.23
2-1 1 586.07 2.67 1.59 1.68 1.33 8.21 3.35 4.99 0.23
4-1 1 705.85 2.33 1.39 1.68 1.43 6.75 2.76 4.05 0.22
4-2 2 072.70 2.26 1.35 1.68 1.46 6.49 2.65 3.94 0.23
5-2 1 908.91 2.19 1.31 1.68 1.40 5.85 2.39 3.55 0.23
阳泉新景矿区3#煤 XJ-2 660.30 2.16 1.29 1.68 1.46 5.94 2.42 3.61 0.23
XJ-6 531.70 1.69 1.01 1.68 1.50 4.33 1.77 2.63 0.23
XJ-8 467.60 2.04 1.21 1.68 1.45 5.25 2.14 3.19 0.23

2 煤岩维氏硬度与断裂韧性特征

2.1　压痕法测试原理及维氏硬度结果

压痕法是在Vickers硬度测定的同时，由正四棱锥型压头在材料表面形成压痕面积及其四角产生的裂纹长度，弹性模量(E)及维氏硬度值( H ν)求得 K I C的方法[25,26]。
本文利用显微硬度计（HXO-1000TM）对采自二道岭矿区深部2-1煤的煤岩试样进行压痕法测试，测试中机械压头与煤岩试样的接触时间为15 s，压头载荷分别设定为100 g、200 g、300 g、500 g、1 000 g 5档，如图2所示，当撤下压头时，可以看到试样压痕的周围有辐射裂纹，它是压痕中心向4个方向发射的裂纹，压后在显微镜下获取不同压头载荷在煤试样表面作用产生的压痕面积(F)、辐射裂纹尺寸（c）参数。当维氏硬度计压头上的载荷进一步增加，试样裂纹会相继产生，形成的裂纹会进一步传播，运动中相对于压痕尺寸的辐射裂纹的长度由试样的断裂韧性决定。
图2 煤岩压痕法测试原理

Fig. 2 Schematic diagram of indentation method of coal

利用公式（5）计算了5档载荷（100 g、200 g、300 g、500 g、1 000 g）施加条件下的煤的维氏硬度（H ν）值。计算公式如下：
H ν = P F = 1.854 P ( 2 a ) 2
式(5)中：P为压头载荷，N；F为压痕面积，mm2；a为压痕半径，mm。
从表3可以看出，二道岭矿区深部2-1煤的维氏硬度值平均为41.81 kgf/mm2，笔者同时利用压痕法对沁水盆地阳泉新景矿区3#煤的维氏硬度进行了测试，3#煤的维氏硬度值平均为30.56 kgf/mm2，因此二道岭矿区深部2-1煤的硬度同比沁水盆地阳泉矿区较高，是研究区煤岩坚硬、破岩耗能高的一个主要指标。亦反映相对于阳泉矿区内构造煤的普遍发育，二道岭矿区深部2-1煤则主要为原生结构煤。
表3 二道岭矿区深部2-1煤岩试样在5级压头载荷下的维氏硬度及断裂韧性结果

Table 3 The hardness and fracture toughness characteristics of samples under different indenter loading conditions

压痕点 载荷P/g a/μm c/μm c/a H ν/(kgf/mm2) 平均值 方差 K I C/(MPa·m1/2) 平均值 方差/10-4
1 100 32.19 34.19 1.06 44.73 41.35 11.42 0.25 0.22 12.25
2 100 34.94 44.57 1.28 37.97 0.18
3 200 45.82 54.77 1.20 44.16 38.01 53.24 0.25 0.26 1.84
4 200 56.33 63.69 1.13 29.22 0.25
5 200 56.60 61.19 1.08 28.94 0.26
6 200 46.06 51.07 1.11 43.70 0.28
7 200 45.88 50.40 1.10 44.05 0.28
8 300 52.19 60.19 1.15 51.05 50.58 77.76 0.30 0.29 9.36
9 300 50.32 66.69 1.33 54.93 0.25
10 300 46.69 60.06 1.29 63.79 0.27
11 300 55.24 58.44 1.06 45.57 0.34
12 300 60.86 69.74 1.15 37.54 0.28
13 500 67.57 72.90 1.08 50.77 34.41 70.61 0.38 0.36 1.04
14 500 88.32 89.01 1.01 29.71 0.37
15 500 86.82 88.57 1.02 30.75 0.36
16 500 83.31 87.75 1.05 33.39 0.35
17 500 91.94 92.57 1.01 27.42 0.36
18 1 000 114.07 167.88 1.47 35.62 46.14 396.93 0.26 0.36 46.89
19 1 000 126.93 133.62 1.05 28.77 0.41
20 1 000 79.12 99.43 1.26 74.04 0.40
平均值 41.81 0.30

2.2　断裂韧度计算结果分析

采用断裂力学家Lawn提出的方法计算了二道岭矿区深部2-1煤的断裂韧度[25]：
K I C = 0.885   9 H ν 0.5 E 0.5 a 2 c - 1.5
式(6)中： K I C为断裂韧性，MPa·m1/2；H ν为维氏硬度，GPa；E为弹性模量，GPa；a为压痕半径，mm；c为裂纹长度，mm。
从表3可以看出，二道岭矿区深部2-1煤的断裂韧度 K I C值在（0.26~0.36）MPa·m1/2之间，平均值为0.30 MPa·m1/2。为比较煤的断裂韧度的高低，笔者同时计算了沁水盆地阳泉新景矿区3#煤的断裂韧度值，平均值为 0.18 MPa·m1/2，因此二道岭矿区深部的煤岩其断裂韧性要远高于沁水盆地阳泉矿区煤岩，煤岩阻裂能力更强，压裂改造中裂缝启裂耗能更高，难度更大，因此在此类煤岩断裂韧度较高的矿区进行水力压裂增透改造需要考虑压裂施工设备的输出能力和最大功率。

3 不同载荷作用煤岩断裂力学规律

3.1　压痕半径、辐射裂纹尺寸与载荷（P）的关系

由式（5）和式（6）可知，煤岩试样压痕半径（a）、辐射裂纹尺寸（c）及二者比（c/a）与压头载荷之间的关系决定煤岩试样的维氏硬度、断裂韧度变化特征。从图3可看出，①2-1煤岩试样表面压痕半径（a）与压头载荷P满足线性关系，表达式为y=0.079 6x+31.979（R 2=0.936 9）(图3中绿色斜线)，即随着载荷的增大，压头周围弹性应力场增加，最终导致不可逆转的变形，压痕面积增加，二者基本服从线性关系，也说明压头载荷的变化对煤岩维氏硬度影响不明显，研究区高阶煤岩试样利用压痕法测试维氏硬度中对压头载荷适应范围较宽泛（100~1 000 g）；②辐射裂纹的长度由煤岩试样的断裂韧性决定，研究区2-1煤岩试样辐射裂纹尺寸（c）与压头载荷P符合y=0.102 1x+32.8（R 2=0.994 5） (图3中红色斜线)，即随着压头载荷的增大，试样内裂缝向前延展，辐射裂缝的发展与压头载荷间敏感度较高，说明水力压裂中高阶煤岩压裂裂缝稳定延展需以裂缝净压力 P N稳定为前提；③辐射裂纹与压痕半径比（c/a）能够反映试样的断裂力学性质及脆性，c/a越大说明试样脆性越高、断裂辐射性能越好。如图3中蓝色斜线所示，本区2-1煤岩试样在受低（100 g、200 g、300 g）、高（1 000 g）载荷作用范围内c/a较大，说明研究区2-1高阶煤岩自身高度脆性促使裂缝的发展，煤岩试样在该受力状态下断裂辐射能力较好，水力压裂中造缝较容易；而在中等（500 g）载荷作用下煤岩试样的c/a很小，亦说明本区2-1煤在中等载荷作用下会表现出韧性的力学特征，煤岩具备一定的阻裂性能，水力压裂中造缝较困难。
图3 煤岩试样压痕半径（a）与压头载荷的关系

Fig.3 Indentation length (a) as a function of indenter load of ALS-21-1 coal sample

3.2　煤岩硬度、断裂韧度与载荷（P）的关系

煤岩硬度、断裂韧性能够有效反映储层可压性。煤岩维氏硬度（ H ν）可看作压头施压下作用在煤岩单位面积上的力，即机械压强或水力压裂中储层裂缝净压力（ P N）。如图4所示，研究分析了5种压头载荷作用范围内煤岩维氏硬度的变化，发现随着压头载荷P的增大，煤岩维氏硬度值的方差增大，值的离散性增强，说明研究区2-1高阶煤岩试样的高度脆性使得压头侵入煤岩内部时发生了脆断从而导致压痕面积的不可控性，因此建议在脆性较强的高阶煤岩硬度测试中为保障数据的收敛性采用低载荷施压。总体上研究区2-1煤岩的维氏硬度较大，是区内深部煤层气井水力压裂改造的关键材料力学约束。
图4 煤岩试样维氏硬度（H ν）与压头载荷的关系

Fig.4 Vickers hardness (H ν) as a function of indenter load of ALS-21-1 coal sample

如图5所示，研究区2-1煤岩试样的断裂韧度与压头载荷P的数学关系可用y=-4×10-7 x 2+0.000 0x+0.153 7（R 2=0.679 4）描述，表现为随着P的增加，煤岩断裂韧度值初期升高，而在高压头载荷域内（>800 g）断裂韧度值反而有所降低。在数据（表2）的稳定性上，低、中压头载荷作用范围内研究区2-1煤岩试样断裂韧度的值的离散性较小，数据具有很好的收敛性；而在高压头载荷域内断裂韧度的值离散性很大，也可视为高阶煤岩自身的高度脆性所致。
图5 煤岩试样断裂韧性（ K I C）与压头载荷的关系

Fig.5 Fracture toughness ( K I C) as a function of indenter load of ALS-21-1 coal sample

4 煤岩断裂力学性质对压裂造缝的影响

4.1　不同载荷作用煤岩破裂演化特征

4.1.1　低载荷（100 g）作用下的煤岩破裂特征

如图6(a)所示，低压头载荷作用（100 g）时，机械压头接触于煤岩表面的压强（P）初期快速上升，后期抵消煤岩试样的维氏硬度压头部分侵入试样内部并在压头前方形成辐射裂纹。如图6(b)所示，此时压头载荷卸压P快速下降后维持在稳定状态。该过程中压头在煤岩试样表面的压痕面积（F）逐渐增大，特别指出的是，压裂初期由于压头需要积蓄能量方可侵入煤岩内，煤岩压痕面积增长缓慢，后期随着压头侵入并在压头端部形成较大的应力强度因子，抵抗了高阶煤岩的断裂韧度，形成辐射裂纹，新压痕面积快速递增，该阶段煤岩试样造缝效率较高。同样该作用过程可以反映煤岩水力压裂中造缝效率与裂缝净压力的关系。如图6(c)所示，在煤岩水力压裂中，裂缝净压力（ P N）初期憋压升高，当达到储层的抗裂强度后 P N泄压下降后维持稳定，煤储层压裂裂缝体积（V）增长和煤岩试样压痕面积具有相似的变化规律。
图6 不同载荷作用煤岩试样破裂规律及其对水力压裂造缝的启示

Fig.6 Fracture laws of coal samples under different loads and their implications for hydraulic fracturing stimulation

4.1.2　中载荷（500 g）作用下煤岩破裂特征

如图6(d)所示，中等压头载荷作用（500 g）时，机械压头抵抗煤岩试样硬度并恰好完全侵入试样内部，压头前方形成较短的辐射裂纹。如图6(e)所示，由于本区2-1高阶煤岩试样的脆性，压头压入煤岩试样时会形成一定的辐射裂纹空间，这些辐射裂纹为后一阶段压头侵入煤岩试样提供了充足的空间，压强（P）初期快速上升后期快速卸压降低到低点，因此当压头后期侵入煤岩试样时很难形成足够高的应力强度因子，则在压头前方很难形成大规模的辐射裂纹[图6(d)]，而煤岩试样中压痕面积（F）的增长同样经历初期缓慢增长—后期快速增加—末期维持稳定的过程。而且有趣的是，在中等载荷（500 g）作用下的煤岩试样的压痕半径和辐射裂纹比（c/a）最小，也说明中等载荷作用下煤岩的造缝效果不佳。同样该模式也可延伸到煤岩水力压裂中，如图6(f)所示，说明在中等施工压力下实际造缝的裂缝净压力（ P N）初期憋压后期泄压维持稳定，很难一直维持高位状态，储层压裂造缝效率不高。

4.1.3　高载荷（1 000 g）作用下煤岩破裂特征

如图6(g)所示，高压头载荷作用（1 000 g）时，机械压头完全侵入煤岩试样内部，压头前方形成较长的辐射裂纹。如图6(h)所示，由于高载荷作用下机械压头侵入煤岩较深，因此压头与煤岩试样相互作用，形成了若干次压头抵抗煤岩硬度—侵入煤岩内—恰好完全侵入的破碎循环，从而导致压强（P）憋压—高位—泄压和压痕面积（F）的先缓慢增长—快速增长—缓慢增长的周期性规律变化。由于该载荷作用下压头前方能周期性地形成较高应力强度因子，因此在前方可形成较长的辐射裂纹，c/a较大，造缝效果好。如图6(i)所示，在煤岩水力压裂中，保持高的施工压力裂缝净压力（ P N）和压裂造缝空间同样存在类似的周期规律，压裂造缝效率高。

4.2　煤岩试样破裂特征规律对储层压裂的启示

结合上述煤岩试样压痕法实验结果，我们认为致密型煤岩水力压裂本质是利用裂缝内压裂液的楔入力致使煤岩开裂，其与压痕法测试中小尺度（厘米级）煤岩试样在机械压头载荷作用下破裂机制类似。针对脆性显著的高阶煤岩，笔者提出煤岩水力压裂中存在“阶段式顿挫效应”，即煤岩压裂裂缝的生成不是连续式的，而是存在裂缝空间的蓄力阶段—缓慢增长—快速增长的周期性循环规律，如图7(a)所示，水力压裂初期 (阶段1)：压裂液憋压侵入煤岩后形成破坏空间 V i，由于高阶煤岩的高硬度强脆性，压裂液楔入储层内并在压裂裂缝端部憋压形成较大的应力强度因子，当应力强度因子足够抵抗高阶煤岩的断裂韧度时（即K＞ K I C），此时煤岩深度断裂形成压裂裂缝空间，值得指出的是压裂裂缝空间除了压裂液楔入实际占据的空间[图7(a)蓝色部分]外，还包括因煤岩高度脆性形成的辐射裂缝空间部分，即 V i = V a i + V c i。同时一部分进入储层的压裂液以滤失形式损失而未能形成有效的裂缝空间；如图7(b)所示，压裂后期（阶段2）：当大量压裂液进入煤储层后，压裂裂缝空间已经成熟，因此后续阶段（i+1）压裂液的进入总是要先充满上一阶段形成的裂缝空间 V i;由于高阶煤岩高度脆性而形成辐射裂缝空间，即使扣除压裂液滤失部分 V L i， V i也比理论上的压裂裂缝空间要大，因此导致后续阶段（i+1）压裂液完全注满裂缝空间时间较长;由于压裂液液体憋压速度慢（即裂缝净压力 P N上得慢），因此很难在裂缝端部形成蓄力效应，应力强度因子较小，储层压裂造缝效率低下。
图7 煤储层水力压裂中阶段式顿挫效应及压裂裂缝延展特征

Fig.7 Staging fracture effect and fracture propagation characteristics of hydraulic fracturing of coal reservoir

本文认为煤储层水力压裂中压裂液注入排量需与煤岩压裂裂缝空间增长速率相匹配，才能在压裂裂缝内保持较高裂缝净压力（ P N）以及在裂缝端部形成较大的应力强度因子。从而抵抗煤岩的断裂韧度，形成理想的辐射裂缝。而且在高阶煤岩水力压裂中需考虑煤岩破裂的“迟滞效应”，即煤岩压裂破裂时间的延迟，水力压裂中优化压裂液流体与煤岩接触作用时间需给破岩留有时间，建议采取逐级变排量技术使压裂裂缝能够稳定高效地延展。

5 结论

（1）二道岭矿区深部2-1煤维氏硬度值平均为41.81 kgf/mm2，断裂韧度K IC值在（0.26~0.36）MPa·m1/2之间，平均为0.30 MPa·m1/2，远高于变质程度相近的沁水盆地阳泉新景矿区3#煤。二道岭矿区深部2-1煤岩硬度大、断裂韧度高、高度脆性的属性是深部煤层气井水力压裂的关键力学约束。
（2）二道岭矿区深部2-1煤的压痕半径、辐射裂纹尺寸随压头载荷变化服从于线性正相关关系；煤岩的维氏硬度值的离散性随压头载荷增加而增大，建议对于脆性高阶煤岩压痕硬度测试中采用低载荷施压；而断裂韧度受施加载荷的影响呈“U”型曲线，500 g为该区煤岩的临界压入载荷。
（3）提出脆性高阶煤岩压裂破裂存在阶段式顿挫效应，笔者认为压裂液注入既要考虑破岩时间效应，同时应结合高阶煤岩的断裂力学性质采取压裂液变排量注入技术及时充注新生成压裂裂缝空间以维持较高的裂缝净压力，营造高的应力强度因子，抵抗高阶煤岩的断裂韧度，提升储层压裂造缝效率。

References

Publishing order | Descend order by publishing year | Descend order by cited within
1
王生维,段连秀,张明,等.煤储层评价原理、技术方法及应用[M].武汉:中国地质大学出版社,2012.

WANG S W, DUAN L X, ZHANG M, et al. Principle, Technical Method and Application of Coal Reservoir Evaluation[M]. Wuhan: China University of Geosciences Press,2012.

2
俞绍诚.水力压裂技术手册[M].北京:石油工业出版社,2010.

YU S C. Hydraulic Fracturing Technology Manual[M]. Beijing: Petroleum Industry Press,2010.

3
秦勇,申建.论深部煤层气基本地质问题[J].石油学报,2016,37(1):125-136.

QIN Y, SHEN J. On the fundamental issues of deep coalbed methane geology[J].Acta Petrolei Sinica,2016,37(1):125-136.

4
赵毅鑫,孙荘,刘斌.忻州窑烟煤Ⅰ型和Ⅱ型断裂特性的半圆弯曲试验对比研究[J].岩石力学与工程学报,2019,38(8):1593-1604.

ZHAO Y X, SUN Z, LIU B. Comparative study of semi-circular bending tests for modes I and II fracture characteristics of Xinzhouyao bituminous coal[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2019,38(8):1593-1604.

5
赵子江,刘大安,崔振东,等.半圆盘三点弯曲法测定页岩断裂韧度(KIC)的实验研究[J].岩土力学,2018,39(S1):258-266.

ZHAO Z J, LIU D A, CUI Z D, et al. Experimental study of determining fracture toughness KIC of shale by semi-disk three-point bending[J].Rock and Soil Mechanics,2018,39(S1):258-266.

6
赵毅鑫,龚爽,姜耀东,等.基于半圆弯拉试验的煤样抗拉及断裂性能研究[J].岩石力学与工程学报,2016,35(6):1255-1264.

ZHAO Y X, GONG S, JIANG Y D, et al. Characteristics of tensile strength and fracture properties of coal based on semi-circular bending tests[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2016,35(6):1255-1264.

7
殷志强,谢广祥,胡祖祥,等.不同瓦斯压力下煤岩三点弯曲断裂特性研究[J].煤炭学报,2016,41(2):424-431.

YIN Z Q, XIE G X, Hu Z X, et al. Investigation on fracture mechanism of coal rock on three-point bending tests under different gas pressures[J].Journal of China Coal Society, 2016,41(2):424-431.

8
吕有厂. 层理性页岩断裂韧性的加载速率效应试验研究[J].岩石力学与工程学报,2018,37(6):1359-1370.

LV Y C. Effect of bedding plane direction on fracture toughness of shale under different loading rates[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2018,37(6):1359-1370.

9
毕井龙,梁卫国,耿毅德,等.温度和层理对油页岩断裂韧度影响的试验研究[J].地下空间与工程学报,2018,14(4):1007-1015.

BI J L, LIANG W G, GENG Y D, et al. Experimental study on the effect of temperature and bedding planes on the fracture toughness of oil shale[J].Chinese Journal of Underground Space and Engineering,2018,14(4):1007-1015.

10
龚爽,赵毅鑫.层理对煤岩动态断裂及能量耗散规律影响的试验研究[J].岩石力学与工程学报,2017,36(S2):3723-3731.

GONG S， ZHAO Y X. Effects of bedding on fracture characteristics and energy dissipation of coal under impact loading[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2017,36(S2):3723-3731.

11
韩强,屈展,叶正寅,等.基于微米力学实验的页岩Ⅰ型断裂韧度表征[J].力学学报,2019,51(4):1245-1254.

HAN Q, QU Z, YE Z Y, et al. Study on fracture toughness of model of shale based on micro-mechanical test[J].Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics,2019,51(4):1245-1254.

12
时贤,蒋恕,卢双舫,等.利用纳米压痕实验研究层理性页岩岩石力学性质——以渝东南酉阳地区下志留统龙马溪组为例[J].石油勘探与开发,2019,46(1):155-164.

SHI X, JIANG S, LV S F, et al. Investigation of mechanical properties of bedded shale by nano-indentation tests: A case study on Lower Silurian Longmaxi Formation of Youyang area in southeast Chongqing, China[J].Petroleum Exploration and Development,2019,46(1):155-164.

13
LIU K, OSTADHASSAN M, BUBACH B. Applications of nano-indentation methods to estimate nanoscale mechanical properties of shale reservoir rocks[J].Journal of Natural Gas Science and Engineering,2016,35:1310-1319.

14
MANJUNATH G L, BIRENDRA J. Nanoscale fracture mechanics of Gondwana coal[J].International Journal of Coal Geology,2019,204:102-112.

15
KOSSOVICH E L, DOBRYAKOVA N N, EPSHTEIN S A, et al. Mechanical properties of coal microcomponents under continuous indentation[J]. Journal of Mining Science,2016,52(5):906-912.

16
EPSHTEIN S, BORODICH F M, BULL S J. Evaluation of elastic modulus and hardness of highly inhomogeneous materials by nano-indentation[J]. Applied Physics A,2015,119(1):325-335.

17
YU H, ZHANG Y, LEBEDEV M, et al. Nanoscale geomechanical properties of western Australian coal[J].Journal of Petroleum Science and Engineering,2018,162:736-746.

18
陈建国,邓金根,袁俊亮,等.页岩储层Ⅰ型和Ⅱ型断裂韧性评价方法研究[J].岩石力学与工程学报,2015,34(6):1101-1105.

CHEN J G, DENG J G, YUAN J L, et al. Determination of fracture toughness of modes I and II of shale formation[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2015,34(6):1101-1105.

19
纪国法,李奎东,张公社,等.页岩Ⅰ型断裂韧性的分形计算方法与应用[J].岩土力学,2019,40(5):1925-1931.

JI G F, LI K D, ZHANG G S, et al. Fractal calculation method of model I fracture toughness of shale rock and its application[J]. Rock and Soil Mechanics, 2019,40(5):1925-1931.

20
东振,刘亚东,鲍清英,等.基于断裂力学的煤层气井破裂压力计算方法[J].东北石油大学学报,2015,39(6):111-120, 8.

DONG Z, LIU Y D, BAO Q Y, et al. Calculation method for fracture pressure of coalbed methane well based on fracture mechanics[J].Journal of Northeast Petroleum University,2015,39(6):111-120, 8.

21
程远方,常鑫,孙元伟,等.基于断裂力学的页岩储层缝网延伸形态研究[J].天然气地球科学,2014,25(4):603-611.

CHENG Y F, CHANG X, SUN Y W, et al. Research on fracture network propagation pattern of shale reservoir based on fracture mechanics[J].Natural Gas Geoscience,2014,25(4):603-611.

22
侯振坤,杨春和,高如超,等.页岩水力压裂裂缝起裂和扩展断裂力学模型[J/OL].长江科学院院报:1-11[2019-07-02].

HOU Z K, YANG C H, GAO R C, et al. The fracture mechanics model of the initiation and growth of hydraulic fissures during hydraulic fracturing of shale gas[J/OL].Journal of Yangtze River Scientific Research Institute:1-11[2019-07-02].

23
陈立超,王生维.煤岩弹性力学性质与煤层破裂压力关系[J].天然气地球科学,2019,30(4):503-511.

CHEN L C, WANG S W. Relationship between elastic mechanical properties and equivalent fracture pressure of coal reservoir near wellbore[J].Natural Gas Geoscience,2019,30(4):503-511.

24
刘乐乐,张旭辉,刘昌岭,等.含水合物沉积物等效弹性模量混合律模型[J].地下空间与工程学报,2015,11(S2):425-428, 442.

LIU L L, ZHANG X H, LIU C L, et al. A meso-mechanical mixed-model for equivalent modulus of elasticity of hydrate bearing sediment[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering,2015,11(S2):425-428, 442.

25
张来启,黄永安,黄蕾,等.压痕法测定MoSiB2合金断裂韧性的经验方程确定[J].材料热处理学报,2017,38(1):178-183.

ZHANG L Q, HUANG Y A, HUANG L, et al. determination of empirical equation of fracture toughness for MoSiB2 alloy by indentation method[J].Transaction of Materials and Heat Treatment,2017,38(1):178-183.

26
姚永朋,袁坚,闵园园.玻璃及微晶玻璃的脆性表征[J].硅酸盐通报,2018,37(9):2862-2869.

YAO Y P, YUAN J, MIN Y Y. Brittle characterization of glass and glass ceramics[J]. Bulletin of the Chinese Ceramic Society, 2018,37(9):2862-2869.

Options
Outlines

/

〈 〉

陇ICP备2021001824号-7　 甘公网安备 62010202000678号
Copyright © Natural Gas Geoscience, All Rights Reserved.
Tel: (0931)8277790　
E-mail：geogas@lzb.ac.cn
Total visitors:　 Visitors of today: 　 Now online:
Powered by Beijing Magtech Co. Ltd,.