CN110761764A - 一种液态二氧化碳压裂方法 - Google Patents

Abstract

本发明提供了一种液态二氧化碳压裂方法，以岩石的拉伸破坏机理为出发点，建立了CO₂压裂井壁起裂压力模型，主要由以下三个部分组成：第一，液态CO₂压裂井筒温度压力耦合模型，根据压裂作业时的井口注入条件，可得到井筒中CO₂的温度、压力以及物性参数剖面；第二，井壁切向计算模型，在该模型中引入了井壁处温度和压力的影响，在此基础上，进一步推导出井壁处的起裂压力模型，进而分析CO₂侵入对井壁起裂压力的影响；第三，井筒增压速率模型，将井筒内的增压速率与压力剖面进行综合分析，考察不同排量下，井底达到起裂压力的时间，在此基础上提出压裂施工最优排量，为压裂现场作业提供合理化建议。

Description

一种液态二氧化碳压裂方法

技术领域

本发明属于非常规油气资源储层压裂改造技术领域，具体涉及一种液态二氧化碳压裂方法。

背景技术

我国非常规油气资源具有储层致密、地质结构复杂、粘土矿物含量高等特点，大大增加了我国非常规油气开发的技术难度。实践表明，水平井与水力压裂相结合是非常规油气开发中最为有效的技术手段。然而，传统水力压裂存在耗水量大、储层伤害和返排液污染等问题，影响了储层压裂改造的规模和效果，阻碍了我国非常规油气资源商业化开发的进程。因此，亟需探索一种用水量少、对储层无伤害且易返排的环境友好的新型压裂技术。

CO₂压裂是以CO₂作为压裂液对储层进行压裂改造的工艺技术；CO₂干法加砂压裂由于其无水相、易返排、超临界状态下易形成缝网及经济环保等方面的优势，受到国内学者们的关注，相关研究和实践证实，将CO₂用于储层压裂改造，有利于提高非常规油气资源的开发效率。

现场应用发现，液态CO₂压裂过程中存在起裂快，破裂显示不明显等特点，同时，对施工过程中井底压力的监测也发现，破裂点压力往往低于现有起裂压力模型得出的理论计算结果。这是由于CO₂进入储层后，对岩石产生力学、化学以及热力学等多多种作用，改变岩石的性质，进而对局部地应力产生影响，从而影响井壁处的起裂压力。由于液态CO₂压裂过程中，井底温度、压力改变较大，其对局部地应力的影响不可忽略，因而，传统的起裂压力计算模型不适用于液态CO₂压裂。

发明内容

本发明的目的在于提供一种液态二氧化碳压裂方法，修正了传统起裂压力模型，大大提高了液态CO₂压裂过程中井壁处起裂压力的计算精度。

为此，本发明提供的技术方案如下：

一种液态二氧化碳压裂方法，包括以下步骤：

步骤1)录入作业井的井身结构参数、储层或实验岩心物理力学参数、地层应力以及热力学参数、压裂作业入口条件及作业参数；

步骤2)根据井口压力、入口温度、二氧化碳的流速、密度、摩阻系数以及步骤1)中提供的井身结构参数的井深和井眼直径，利用CO₂在井筒内流动的基本方程组得到不同排量下CO₂压裂过程中井筒温度、压力关系；

步骤3)根据步骤2)中得到的CO₂压裂过程中井筒温度、压力关系，结合CO₂物性参数模型，得到不同排量下CO₂在井筒中的物性参数与井深的关系；

步骤4)根据步骤2)中得到的CO₂压裂过程中井筒温度、压力关系和步骤3)中得到的CO₂在井筒中的物性参数与井深的关系，得到外部径向应力σ_θr、井内压力引起的切向应力σ_θp、孔隙压力引起的切向应力σ_θφ、热效应引起的切向应力σ_θT四种基本载荷叠再将四种基本载荷叠加得到井壁处切向应力σ_θ的关系式；

步骤5)根据步骤4中的取切向应力σ_θ的关系式，在取最小值σ_θ,min后得到确定排量下的起裂压力；

步骤6)根据设定的加砂量、砂比、前置液比例、液态二氧化碳用量及排量，在不小于步骤5)中的起裂压力下进行压裂施工。

步骤2)中所述CO₂在井筒内流动的基本方程组如下：

式中，M为CO₂的质量流量，kg/s；J_T为焦耳汤姆逊系数；c_p为的定压比热容，J/(Kg·K)；g为重力加速度，m/s²；v为流体流速，m/s；q为单位时间内流体流经微元段时的传热量，W；T为流体温度，K；p为井筒中流体的压力，MPa；ρ为流体的密度，kg/m³；f为摩阻系数，无量纲；d_e为当量直径，m。

步骤3)中所述CO₂的物性参数模型包括Span-Wagner方程、Vesovic方程、Fenghour方程和Dittus-Boelter方程，其中，Span-Wagner方程用于得到CO₂的密度、比热容、焦耳汤姆逊系数，Vesovic方程用于得到CO₂的热导率，Fenghour方程用于得到CO₂粘度，Dittus-Boelter方程用于得到对流换热系数，CO₂摩阻系数f的计算模型如下：

式中，ε为管壁粗糙度，D为管道直径。

步骤4)中所述外部径向应力σ_θr＝(σ_H+σ_h)-2(σ_H-σ_h)cos2θ，井内压力引起的切向应力σ_θp＝-p_w、孔隙压力引起的切向应力σ_θφ＝-2η(p_po-p_w)、热效应引起的切向应力

其中，σ_H、σ_h分别为最大、最小水平主应力，MPa；R_w为井眼半径，m；r为水平方向上距井眼的距离，m；p_w为井底压力，MPa；θ为井周角，(°)，p_po为地层原始孔隙压力，MPa；η为多孔弹性介质的应力系数，无量纲；E为储层岩石的杨氏模量，MPa；α_m为岩石的体积热膨胀系数，/K；T_w为流体到达井底时的温度，K；T₀为原始地层温度，K。

步骤4)中所述井壁处切向应力

步骤5)中

步骤5)中所述起裂压力通过下式得到

其中，σ_T为储层岩石的抗拉强度，MPa。

多孔弹性介质的应力系数

其中，G、λ为岩石拉梅系数；ν为泊松比，无量纲；α为Biot系数/有效应力系数，无量纲。

储层岩石的抗拉强度σ_T＝p_p-σ_θ，其中，p_p为孔隙压力，MPa。

采用Matlab软件对各方程或模型进行编程和计算。

本发明的有益效果是：

第一，本发明提供了一种考虑液态CO₂压裂过程中低温流体产生的温度应力以及CO₂侵入对岩石物理力学性质影响的井壁处起裂压力的计算方法，修正了传统起裂压力模型，大大提高了液态CO₂压裂过程中井壁处起裂压力的计算精度；

第二，本发明将井壁处的切向应力与井筒温度压力耦合模型相结合，通过井筒中的温度、压力分布可预测井底裸眼段井壁切向应力的变化；

第三，本发明给出了一种简化的井筒内增压速率的计算模型，结合井筒流动模型及井壁处起裂压力的计算结果，可对比分析不同施工排量下，井底压力达到起裂压力所需的时间，进而对压裂施工提出合理化建议。

为让本发明的上述内容能更明显易懂，下文特举优选实施例，并结合附图，作详细说明如下。

附图说明

图1是本发明实施例中CO₂压裂作业井井身结构示意图；

图2是本发明实施例中作业井在不同排量下井筒内的压力剖面图；

图3是本发明实施例中作业井在不同排量下井筒内的温度剖面图；

图4是本发明实施例中排量对压裂过程中作业井井底温度、压力的影响图；

图5是本发明实施例中不同排量下井筒内CO₂的密度剖面图；

图6是本发明实施例中不同排量下井筒内CO₂的粘度剖面图；

图7是本发明实施例中入口条件一定时，井壁切向应力和相应破裂压力与排量的关系曲线图；

图8是本发明实施例中不同流体与地层的温差对破裂压力影响曲线图；

图9是本发明实施例中作业井井筒内增压系数随排量的变化曲线图。

具体实施方式

以下由特定的具体实施例说明本发明的实施方式，本领域技术人员可由本说明书所揭示的内容轻易地了解本发明的其他优点及功效。

现参考附图介绍本发明的示例性实施方式，然而，本发明可以用许多不同的形式来实施，并且不局限于此处描述的实施例，提供这些实施例是为了详尽地且完全地公开本发明，并且向所属技术领域的技术人员充分传达本发明的范围。对于表示在附图中的示例性实施方式中的术语并不是对本发明的限定。

除非另有说明，此处使用的术语(包括科技术语)对所属技术领域的技术人员具有通常的理解含义。另外，可以理解的是，以通常使用的词典限定的术语，应当被理解为与其相关领域的语境具有一致的含义，而不应该被理解为理想化的或过于正式的意义。

实施例1：

针对现有理论模型的不足，本实施例提供了一种液态二氧化碳压裂方法，包括以下步骤：

步骤1)录入作业井的井身结构参数、储层或实验岩心物理力学参数、地层应力以及热力学参数、压裂作业入口条件及作业参数；

步骤2)根据井口压力、入口温度、二氧化碳的流速、密度、摩阻系数以及步骤1)中提供的井身结构参数井深和井眼直径，利用CO₂在井筒内流动的基本方程组得到不同排量下CO₂压裂过程中井筒温度、压力关系；

步骤3)根据步骤2)中得到的CO₂压裂过程中井筒温度、压力关系，结合CO₂物性参数模型，得到不同排量下CO₂在井筒中的物性参数与井深的关系；

步骤4)根据步骤2)中得到的CO₂压裂过程中井筒温度、压力关系和步骤3)中得到的CO₂在井筒中的物性参数与井深的关系，得到外部径向应力σ_θr、井内压力引起的切向应力σ_θp、孔隙压力引起的切向应力σ_θφ、热效应引起的切向应力σ_θT四种基本载荷叠再将四种基本载荷叠加得到井壁处切向应力σ_θ的关系式；

步骤5)根据步骤4中的取切向应力σ_θ的关系式，在取最小值σ_θ,min后得到确定排量下的起裂压力；

步骤6)根据设定的加砂量、砂比、前置液比例、液态二氧化碳用量及排量，在不小于步骤5)中的起裂压力下进行压裂施工。

本发明提供的这种液态二氧化碳起裂压力确定方法，考虑了液态CO₂压裂过程中低温流体产生的温度应力以及CO₂侵入对岩石物理力学性质的影响，修正了传统起裂压力模型，大大提高了液态CO₂压裂过程中井壁处起裂压力的计算精度。

实施例2：

本实施例提供了一种液态二氧化碳压裂方法，包括如下步骤：

步骤1.根据作业井的具体情况录井身结构参数、储层或实验岩心物理力学参数、地层应力以及热力学参数、压裂作业入口条件及作业参数等，对模型进行初始化。

步骤2.利用CO₂在井筒内流动的基本方程组，计算井筒内CO₂温度压力分布情况。

其中，M为CO₂的质量流量，kg/s；J_T为焦耳汤姆逊系数，该式不仅考虑焓变对温度的影响，也考虑了压力改变带来的温度变化；c_p为的定压比热容，J/(Kg·K)；g为重力加速度，m/s²；v为流体流速，m/s；q为单位时间内流体流经微元段时的传热量，W；T为流体温度，K；p为井筒中流体的压力，MPa；ρ为流体的密度，kg/m³；f为摩阻系数，无量纲；d_e为当量直径，m。

步骤3.根据步骤2中的井筒内CO₂温度压力分布情况，结合CO₂物性参数模型，进一步计算CO₂在井筒中的物性参数剖面。本发明中采用Span-Wagner方程计算CO₂的密度、比热容、焦耳汤姆逊系数等物性参数；CO₂的热导率和粘度分别由Vesovic模型和Fenghour模型计算；采用Dittus-Boelter公式计算对流换热系数；选用王志远提出的CO₂摩阻系数计算公式，其形式如下：

式中，ε为管壁粗糙度，m。

步骤4.叠加外部径向应力、井内压力、孔隙压力、热效应四种基本载荷得到井周应力表达式：

σ_θ＝σ_θr+σ_θp+σ_θφ+σ_θT (3)

其中，σ_θr为外部径向应力所引起的切向应力，MPa；σ_θp为井内压力引起的切向应力，MPa；

为了计算多种因素影响下的井周切向应力分布规律，首先进行如下假设：(1)不考虑地层流体的影响；(2)不考虑多孔介质的可压缩性；(3)忽略纵向热量传递；(4)岩石满足胡克线弹性定律。

考虑水平应力的各向异性，井壁处的外部径向应力计算公式为：

σ_θr＝(σ_H+σ_h)-2(σ_H-σ_h)cos2θ (4)

井内压力引起的切向应力分布的计算公式为：

σ_θp＝-p_w (5)

其中，σ_H、σ_h分别为最大、最小水平主应力，MPa；R_w为井眼半径，m，r为水平方向上距井眼的距离，m；p_w为井底压力，MPa；θ为井周角，(°)。

井壁处的压力变化引起的切向应力计算公式为：

σ_θφ＝-2η(p_po-p_w) (6)

其中，p_po为地层原始孔隙压力，MPa；η为多孔弹性介质的应力系数，无量纲，与岩石骨架的拉梅系数有关，

其中，G、γ为岩石拉梅系数；ν为泊松比，无量纲；α为Biot系数/有效应力系数，无量纲。

井壁处的温度差造成的切向应力计算公式为：

其中，E为储层岩石的杨氏模量，MPa；α_m为岩石的体积热膨胀系数，/K；T_w为流体到达井底时的温度，K；T₀为原始地层温度，K。

结合步骤3和步骤4中所求得的近井地层温度和孔隙压力的分布规律，将式(4)、(5)、(6)、(8)代入式(3)，即可求得多因素影响下的井壁处切向应力的计算公式，

利用切向应力公式计算切向应力，取最小值即可用去求取井壁处的起裂压力。

步骤5.当cos2θ＝-1时，根据步骤4式(9)求出切向应力的最小值，

压裂过程中，裂缝的产生于拉伸破坏有关，因而，需计算井周切向应力。当达到以下条件时地层中可产生压裂裂缝：

σ_θ-p_p＝-σ_T (11)

其中，σ_θ为有效切应力，MPa；p_p为孔隙压力，MPa；σ_T为储层岩石的抗拉强度，MPa。

液态CO₂压裂过程中，认为井眼是完全渗透的，在泵注稳定的情况下，认为井壁处的孔隙压力p_p等于井底压力p_w，由此通过式(10)和式(11)可得出井壁处的起裂压力计算公式为：

由式(12)计算所得的起裂压力即为液态CO₂压裂起裂压力，由于该方法是假设井眼完全渗透，因此该值为起裂压力的下限。

为了方便对比CO₂对起裂压力的影响，下面假设另一种极限情况，即井壁不渗透，此时，井壁处的孔隙压力仍为原始地层孔隙压力，根据式(11)可求出当井壁不渗透时的破裂压力为

p_f＝3σ_h-σ_H-p_po-σ_T (13)

这种极限情况极为地层破裂压力的最大值，即传统的起裂压力计算模型。

基于压缩系数的定义，提出了一种适用于CO₂压裂的简化的井筒内增压速率的计算模型，基本假设如下：(1)忽略井筒内由于压力而产生的形变；(2)不考虑井底处液态CO₂的滤失。

令井筒容积为V₀，基于假设，井筒容积保持不变，将井筒分为N段，因而在t时刻，井筒容积可表示为：

i表示井筒段数，排量用Q表示，则dt时间内，注入井筒的液态CO₂的体积为Qdt，体积为Qdt的液态CO₂被压缩后体积V_in，井筒内原有的液态CO₂均被压缩，由dV₀ ⁽ⁱ⁾转变为dV₀ ⁽ⁱ⁾’，根据流体压缩系数的定义，可知井筒内流体体积的变化量为：

利用式(15)可计算井筒内的增压速率，

式中，Q为液态CO₂压裂时压裂泵的排量，m³/min；β为CO₂的体积压缩系数，1/MPa，β＝f(T,p)，在液态CO₂压裂过程中，井筒中CO₂的温度压力随井深的变化而变化，因而β在井筒中无法保持常数，故采用分段计算的方法。

对于液态CO₂压裂，已知井口温度、压力以及注入排量，根据步骤2中的井筒温度压力耦合计算模型，求得井筒中的压力分布，再结合式(16)求得增压速率，可求得不同排量下当井底压力达到步骤5中所求得井壁处起裂压力时所用的时间，可根据计算结果对现场施工提出合理化建议。

此外，根据前期液态CO₂浸泡下的岩石物理力学性质变化规律，考虑CO₂侵入对储层岩石物理力学性质的影响，根据步骤5中提供的方法，可得到不同作业时间内储层切向应力的分布规律，可据此分析近井地层应力薄弱的区域；此外，根据式(12)可分析岩石泊松比和杨氏模量的变化对井壁处起裂压力的影响。

实施例3：

在实施例2的基础上，本实施例以一口致密气井为例进行液态CO₂压裂施工，井身结构图如图1所示，计算过程中采用的井深为3260m。具体步骤如下：

步骤1.根据作业井的具体情况录井身结构参数、储层或实验岩心物理力学参数、地层应力以及热力学参数、压裂作业入口条件及作业参数等，具体数据如表1所示。

表1基本参数表

步骤2.根据步骤1中提供的相关参数，求解步骤2中的井筒温度压力耦合计算模型，可得到液态CO₂压裂过程中井筒温度、压力及物性参数的分布规律。由于液态CO₂在井筒中的温度与排量相关，而起裂压力又受温度的影响，因此以排量为变量，分析液态CO₂压裂过程中井筒中温度、压力的分布。

不同排量下，液态CO₂在井筒中的压力、温度分布规律如图2和图3所示，从图中可以看出，井筒中液态CO₂的温度、压力均随着井深的增大而升高；但当排量过大时，井筒内的压力梯度大大降低，同时，温度增量也减小，这是不利于压裂的结果。图3中，从左至右的排量分别为Q＝0.5m³/min，Q＝1.0m³/min，Q＝1.5m³/min，Q＝2.0m³/min，Q＝3.0m³/min，Q＝4.3m³/min，Q＝7.0m³/min。

图4为压裂过程中井底温度、压力随液态CO₂排量的变化。从图中可以看出，随着排量的增大，井底温度降低，井底压力线略有升高随后迅速降低，且井底压力整体呈现降低趋势；因此，在保证携砂的条件下，排量不宜过大。

步骤3.根据步骤2中得到的井筒温度压力分布规律，结合CO₂物性参数模型，即可求出井筒中CO₂相应物性参数分布规律，本实施例中，采用Span-Wagner方程计算CO₂密度，采用Fenghour模型计算CO₂的粘度，以排量为1.5m³/min和4.3m³/min为例进行计算。CO₂密度随井深的分布情况计算结果如图5所示；CO₂粘度随井深的分布情况计算结果如图6所示。其中，图5和图6中从左至右的排量依次为Q＝1.5m³/min，Q＝4.3m³/min。

步骤4.根据式(9)可知，井底温度、压力是井壁处起裂压力计算的必要条件。结合步骤2中利用不同排量下井筒内的温度、压力分布规律，可求得液态CO₂压裂过程中起裂压力随排量的变化关系，计算结果如图7所示。

从图7中可以看出，随着排量的增大，起裂压力降低，降低的速度先快后慢；结合图5可知，为了防止压秏过大，CO₂压裂过程中排量不宜过大，因而需要进行综合分析，给出合理的排量范围。

步骤5.分析Q＝2m³/min和Q＝4.3m³/min时的起裂过程进行，如表2所示。在本实施例中，受CO₂影响的分别为起裂压力为50.16MPa和48.78MPa，比传统方法的计算值低20％以上。

步骤6)根据设定的加砂量、砂比、前置液比例、液态二氧化碳用量及排量，在不小于步骤5)中的起裂压力下进行压裂施工。

令ΔT＝T_w-T₀，带入式(12)，计算结果如图8所示，当CO₂到达井底时，井底温度越低，即△T越小，破裂压力越低。

为了方便对比CO₂对起裂压力的影响，根据式(13)和表1中的数据计算可求得不考虑井壁传质传热条件下，起裂压力为66.86MPa，该结果与传统的起裂压力(66.02MPa)计算结果相差不大。

通过式(16)可求得井筒内的增压速率，结合步骤6中所求破裂压力，可大致判断地层发生破裂的时间。

图9为增压系数随排量变化的曲线，从图中可以看出，增压系数随着排量的增大而增大，基本呈线性。结合图4，排量过大时，井底压力反而较低。对井筒压力分布与增压速率综合分析的结果可以为压裂施工作业提出合理化建议。

表2不同排量计算结果对比表

Q(m<sup>3</sup>/min)	C(MPa/s)	p<sub>w</sub>(MPa)	T<sub>w</sub>(K)	p<sub>f</sub>(MPa)	起裂时间(s)
						2	0.2359	39.05	298.17	40.50	7
4.3	0.5135	35.53	286.09	38.24	6

基于上述结果，可知虽然Q＝4.3m³/min时井底压力略低于Q＝2m³/min，但Q＝4.3m³/min时，井底达到起裂压力的时间更短。本发明中对增压速率的计算没有考虑CO₂在井底的滤失，因而实际作业中增压速率应小于本文中的计算值，因而实际操作中井口压力应高于计算值。

本领域的普通技术人员可以理解，上述各实施方式是实现本发明的具体实施例，而在实际应用中，可以在形式上和细节上对其作各种改变，而不偏离本发明的精神和范围。

Claims (10)

1.一种液态二氧化碳压裂方法，其特征在于，包括以下步骤：

步骤1)录入作业井的井身结构参数、储层或实验岩心物理力学参数、地层应力以及热力学参数、压裂作业入口条件及作业参数；

步骤2)根据井口压力、入口温度、二氧化碳的流速、密度、摩阻系数以及步骤1)中提供的井身结构参数的井深和井眼直径，利用CO₂在井筒内流动的基本方程组得到不同排量下CO₂压裂过程中井筒温度、压力关系；

步骤3)根据步骤2)中得到的CO₂压裂过程中井筒温度、压力关系，结合CO₂物性参数模型，得到不同排量下CO₂在井筒中的物性参数与井深的关系；

步骤4)根据步骤2)中得到的CO₂压裂过程中井筒温度、压力关系和步骤3)中得到的CO₂在井筒中的物性参数与井深的关系，得到外部径向应力σ_θr、井内压力引起的切向应力σ_θp、孔隙压力引起的切向应力σ_θφ、热效应引起的切向应力σ_θT四种基本载荷叠再将四种基本载荷叠加得到井壁处切向应力σ_θ的关系式；

步骤5)根据步骤4中的取切向应力σ_θ的关系式，在取最小值σ_θ,min后得到确定排量下的起裂压力；

步骤6)根据设定的加砂量、砂比、前置液比例、液态二氧化碳用量及排量，在不小于步骤5)中的起裂压力下进行压裂施工。

2.根据权利要求1所述的一种液态二氧化碳压裂方法，其特征在于：步骤2)中所述CO₂在井筒内流动的基本方程组如下：

式中，M为CO₂的质量流量，kg/s；J_T为焦耳汤姆逊系数；c_p为的定压比热容，J/(Kg·K)；g为重力加速度，m/s²；v为流体流速，m/s；q为单位时间内流体流经微元段时的传热量，W；T为流体温度，K；p为井筒中流体的压力，MPa；ρ为流体的密度，kg/m³；f为摩阻系数，无量纲；d_e为当量直径，m。

3.根据权利要求1所述的一种液态二氧化碳压裂方法，其特征在于，步骤3)中所述CO₂的物性参数模型包括Span-Wagner方程、Vesovic方程、Fenghour方程和Dittus-Boelter方程，其中，Span-Wagner方程用于得到CO₂的密度、比热容、焦耳汤姆逊系数，Vesovic方程用于得到CO₂的热导率，Fenghour方程用于得到CO₂粘度，Dittus-Boelter方程用于得到对流换热系数，CO₂摩阻系数f的计算模型如下：

式中，ε为管壁粗糙度，D为管道直径。

4.根据权利要求1所述的一种液态二氧化碳压裂方法，其特征在于，步骤4)中所述外部径向应力σ_θr＝(σ_H+σ_h)-2(σ_H-σ_h)cos2θ，井内压力引起的切向应力σ_θp＝-p_w、孔隙压力引起的切向应力σ_θφ＝-2η(p_po-p_w)、热效应引起的切向应力其中，σ_H、σ_h分别为最大、最小水平主应力，MPa；R_w为井眼半径，m；r为水平方向上距井眼的距离，m；p_w为井底压力，MPa；θ为井周角，(°)，p_po为地层原始孔隙压力，MPa；η为多孔弹性介质的应力系数，无量纲；E为储层岩石的杨氏模量，MPa；α_m为岩石的体积热膨胀系数，/K；T_w为流体到达井底时的温度，K；T₀为原始地层温度，K。

5.根据权利要求4所述的一种液态二氧化碳压裂方法，其特征在于：步骤4)中所述井壁处切向应力

6.根据权利要求5所述的一种液态二氧化碳压裂方法，其特征在于：步骤5)中

7.根据权利要求4所述的一种液态二氧化碳压裂方法，其特征在于：步骤5)中所述起裂压力通过下式得到

其中，σ_T为储层岩石的抗拉强度，MPa。

8.根据权利要求4所述的一种液态二氧化碳压裂方法，其特征在于：多孔弹性介质的应力系数

其中，G、λ为岩石拉梅系数；ν为泊松比，无量纲；α为Biot系数/有效应力系数，无量纲。

9.根据权利要求7所述的一种液态二氧化碳压裂方法，其特征在于：储层岩石的抗拉强度σ_T＝p_p-σ_θ，其中，p_p为孔隙压力，MPa。

10.根据权利要求1所述的一种液态二氧化碳压裂方法，其特征在于：采用Matlab软件对各方程或模型进行编程和计算。

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