CN111734376B - 井下高压液态co2压裂增透煤岩成套装备设计方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开的井下高压液态CO₂压裂增透煤岩成套装备设计方法，包括如下步骤：根据井下高压液态CO₂压裂增透煤岩成套装备组成，确定决定该装备性能的5个关键参数，5个关键参数为：液态CO₂柱塞泵出口压力

液态CO₂柱塞泵进液压力P_in、液态CO₂柱塞泵出口流量

液态CO₂柱塞泵回气压力P_back及高压氮气瓶组气瓶数量N；依次确定5个关键参数值；本发明方法提出了决定该装备性能的5个关键参数及各参数的科学确定方法，解决了现有液态CO₂压裂增透煤层现场施工缺乏科学依据，难以保证压裂增透效果的情况。

Description

井下高压液态CO2压裂增透煤岩成套装备设计方法

技术领域

本发明涉及煤层压裂增透技术领域，具体涉及一种井下高压液态CO₂压裂增透煤岩成套装备设计方法。

背景技术

我国煤层渗透率低、瓦斯压力高、含量大，原始煤层瓦斯抽采困难。为提高煤层瓦斯抽采率、缩短预抽时间，必须实施人工增透。自20世纪70年代以来，我国诸多矿区先后试验了多种煤层卸压增透及瓦斯强化抽采技术，包括水力压裂、水力割缝、气压脉冲致裂、液态CO₂相变爆破、定向聚能爆破、高压电脉冲可控冲击波爆破等，并取得了一定的应用效果。然而，相比以上压裂增透技术，液态CO₂压裂具有压裂增透煤岩和相变驱替瓦斯的双重瓦斯强化抽采作用，是当前低渗透煤层压裂改造技术的一个研究热点。特别是在油气田增产方面，北美、澳洲等国家已开展了大量CO₂压裂增产工程项目。国内也相继在延长油田、吉林油田和沁水煤田等地开展了CO₂泡沫压裂和CO₂干法压裂，相关的压裂工艺和装备也正逐渐走向成熟。然而，现阶段液态CO₂压裂技术的应用主要集中在地面油气压裂增产领域，针对井下煤层的压裂试验在国内外仍相对较少。相应的，可应用于井下煤层液态CO₂压裂的相关装备也相对落后。另外，我国大部分煤矿采用井工开采，井下相对狭窄的空间以及其对机电设备等的防爆要求，在一定程度上也限制了地面装备在井下的适用性。

因此，本发明设计了一种井下液态CO₂压裂增透煤岩成套装备，该装备主要包括高压氮气瓶组、液态CO₂储罐、防爆控制装置、液态CO₂柱塞泵以及连接上述装置的管路与线缆；提出了决定该装备性能的5个关键参数：液态CO₂柱塞泵出口压力

出口流量

进液压力P_in、回气压力P_back、高压氮气瓶组气瓶数量N；并建立了各参数的科学确定方法。有效解决了目前液态CO₂压裂增透煤岩成套装备在不同煤阶和不同煤层赋存条件下，压裂增透效果难以保证的难题。

发明内容

本发明的目的是提供一种井下高压液态CO₂压裂增透煤岩成套装备设计方法，提出了决定该装备性能的5个关键参数及各参数的科学确定方法，解决了现有液态CO₂压裂增透煤层现场施工缺乏科学依据，难以保证压裂增透效果的情况。

本发明所采用的技术方案是：井下高压液态CO₂压裂增透煤岩成套装备设计方法，包括如下步骤：

(1)根据井下高压液态CO₂压裂增透煤岩成套装备组成，确定决定该装备性能的5个关键参数，5个关键参数为：液态CO₂柱塞泵出口压力

液态CO₂柱塞泵进液压力P_in、液态CO₂柱塞泵出口流量

液态CO₂柱塞泵回气压力P_back及高压氮气瓶组气瓶数量N；依次确定5个关键参数值；

(2)根据所测目标压裂煤层的垂直应力σ_v、最大水平主应力σ_H和最小水平主应力σ_h，按照式(1)计算水平主应力在钻孔孔壁引起的周向应力σ¹：

σ¹＝3σ_h-σ_H (1)；

(3)按照式(2)计算液态CO₂压注压力P在距钻孔中心ρ处煤层中引起的周向应力σ²，

式中r₀为钻孔半径，ρ为从钻孔中心向外的径向距离；

(4)测定标准煤岩试件的纵波时差Δt_mc和横波时差Δt_ms；测定大尺寸煤岩试件的纵波时差Δt_c和横波时差Δt_s；测定煤岩试件骨架密度ρ_m和煤岩密度ρ_c；根据式(3)计算系数ξ：

式中υ为煤岩的泊松比；

(5)钻芯取样，测定煤层渗透率k和孔隙率

确定液态CO₂粘度μ和压缩系数β；，按照式(4)计算液态CO₂压注在孔周引起的孔隙压力p:

式中

u为积分变量，C为增压速率，

r₀为钻孔半径，ρ为钻孔中心向外的径向距离， J₀和Y₀别为第一类和第二类零阶Bessel函数；

(6)按照式(5)计算液态CO₂渗滤效应在孔周引起的额外周向应力:

式中R为积分上限，表示沿着径向方向距离钻孔中心某一具体的值；

(7)按照式(6)计算钻孔周围总有效应力σ^t：

σ^t＝σ¹+σ²+σ³+p (6)；

(8)取样测定目标煤层抗拉强度σ_f，当σ^t＝σ_f时，煤层能被压裂；

(9)取初始时刻，即t→0；由于液态CO₂渗滤效应引起的孔周煤层孔隙压力p和弹性应力σ³均为0，即p＝0，σ³＝0，σ^t＝σ_f；结合式(1)和(2) 计算结果，式(6)转化为

借助式(7)可求得起裂压力的上限：

(10)取压注较长时间，即t→∞；煤层渗滤应引起的孔周煤层孔隙压力 p与钻孔压力P相等，即p＝P，σ^t＝σ_f；按式(4)和(5)计算渗滤效应引起的弹性应力σ³＝-ξP；式(6)转化为

借助式(8) 可求得起裂压力的下限：

(11)按照式(9)计算液态CO₂柱塞泵出口压力

式中ΔP_λ和ΔP_ξ分别为管路沿程损失和局部损失；

(12)根据液态CO₂储罐工作压力确定液态CO₂柱塞泵进液压力P_in，液态CO₂柱塞泵进液压力P_in与液态CO₂储罐工作压力相同；

(13)根据现场地应力测试结果，确定真三轴压裂实验荷载条件，开展真三轴应力状态下水力压裂和液态CO₂压裂相似模拟实验，监测压裂过程中的压注孔口压力变化，采用起裂压力对孔口压力进行归一化处理，绘制压裂液增压效率η^eff随相对压力的变化曲线；据此确定水力压裂增压效率

与液态CO₂压裂增压效率

之间的量化关系，即：

(14)根据式(10)建立水力压裂注水流量Q_w与液态CO₂增压泵注液流量

之间的量化关系：

式中

水力压裂所对应的起裂压力，其值可取

相应地，

为液态CO₂压裂所对应的起裂压力，其值取

Δt_w和Δt_c分别表示煤岩体水力压裂和液态CO₂压裂所需的注液时间；

(15)对式(11)求解，液态CO₂柱塞泵出口流量：

式中Q_w、Δt_w的值可依据水力压裂现场试验获取，

与

根据式(7) 和式(8)进行确定，根据现场实际确定液态CO₂压裂所需时间Δt_c后，便可通过式(12)确定柱塞泵出口流量

(16)使液态CO₂柱塞泵回气压力P_back＜液态CO₂储罐设计最高耐压P_peak，使液态CO₂柱塞泵回气压力P_back为液态CO₂储罐的工作压力的1.2～1.5 倍；

(17)根据理想气体状态方程，所需氮气瓶数量N可按照式(13)进行计算：

其中，V₁为液态CO₂储罐的体积，P₁为液态CO₂储罐内的压力，T₁为液态CO₂储罐内的温度；V₂为高压氮气瓶的体积，P₂为高压氮气瓶内的压力，T₂为高压氮气瓶内的温度。

本发明的特点在于，

步骤(4)中，采用声发射仪测定标准煤岩试件的纵波和横波时差；采用声发射仪测定大尺寸煤岩试件的纵波和横波时差。

步骤(4)中，标准煤岩试件为圆柱体，尺寸为：高100mm×直径50mm；大尺寸煤岩试件为长方体，尺寸为:长300mm×宽300mm×高500mm。

步骤(12)中，液态CO₂储罐工作压力为2.4～2.6MPa，液态CO₂柱塞泵进液压力P_in为2.4～2.6MPa。

步骤(16)中，液态CO₂储罐的工作压力为2.4～2.6MPa，柱塞泵回气压力P_back为3.0～3.5MPa。

本发明的有益效果是，本发明设计方法可有效指导井下高压液态CO₂压裂增透煤岩成套装备设计，避免了现有液态CO₂压裂增透煤层仅凭经验和工程类比施工，注液压力过低，压裂增透效果得不到保证的情况；降低了压裂施工中压力过高引起喷孔，甚至造成窒息的风险；有效保障了液态CO₂压裂增透煤岩技术的实施效果。

附图说明

图1为本发明井下高压液态CO₂压裂增透煤岩成套装备设计方法的中确定5个关键参数计算方法的流程图；

图2为本发明实施例提供的垂直钻孔受力分析图；

图3为本发明实施例提供的真三轴应力状态下水力压裂和液态CO₂压裂相似模拟实验增压效率随相对压力变化图；

图4为Y1钻孔两次压裂过程孔口压力变化图；

图5为Y2钻孔两次压裂过程孔口压力变化图；

图6为本发明采用的井下高压液态CO₂压裂增透煤岩成套装备的结构连接示意图；

图7为图6中高压二氧化碳储罐的A向视图；

图8为图6中B处放大图；

图9为本发明采用的井下高压液态CO₂压裂增透煤岩成套装备的电路原理框图。

图中，

1.煤层； 2.岩层； 3.煤层注入管；

4.注浆管； 5.止回阀； 6.防爆增压装置；

6-1.水箱； 6-2.蛇形管； 6-3.陶瓷加热丝；

7.高压二氧化碳储罐； 7-1.液位计； 7-2.温压变送器；

7-3.液相闸阀； 7-4.排液管； 7-5.残液排放阀；

7-6.储罐放空阀； 7-7.排气管； 7-8.气相闸阀；

7-9.测满分析阀； 7-10.安全阀； 7-11-1.不锈钢内层；

7-11-2.不锈钢外层； 7-11-3.聚丙烯纤维内层；

7-11-4.聚丙烯纤维外层； 7-11-5.聚乙烯气泡隔热层；

8.气相高压管； 9.液相高压管；

10.第一电磁阀； 11.第二电磁阀； 12.第二平板小车；

13.第一连接管； 14.液体输送管； 15.第二连接管；

16.气体输送管； 17.主管路； 18.第二压力传感器；

19.第二温度传感器； 20.管路放空阀； 21.第一压力传感器；

22.第一温度传感器； 23.柱塞泵； 24.变频电机；

25.变频器； 26.防爆控制装置； 27.第一平板小车。

具体实施方式

下面结合附图和具体实施方式对本发明进行详细说明。

本发明提供了一种井下高压液态CO₂压裂增透煤岩成套装备设计方法，如图1所示，包括如下步骤：

(1)根据井下高压液态CO₂压裂增透煤岩成套装备组成，如图6所示，确定决定该装备性能的5个关键参数，5个关键参数为：液态CO₂柱塞泵出口压力

液态CO₂柱塞泵进液压力P_in、液态CO₂柱塞泵出口流量

液态CO₂柱塞泵回气压力P_back及高压氮气瓶组气瓶数量N；根据附图1所示步骤依次确定5个关键参数值；

(2)如附图2所示，根据所测目标压裂煤层的垂直应力σ_v、最大水平主应力σ_H和最小水平主应力σ_h，按照式(1)计算水平主应力在钻孔孔壁引起的周向应力σ¹：

σ¹＝3σ_h-σ_H (1)

(3)按照式(2)计算液态CO₂压注压力P在距钻孔中心ρ处煤层中引起的周向应力σ²，如附图2所示；

式中r₀为钻孔半径，ρ为从钻孔中心向外的径向距离；

(4)采用声发射仪测定标准煤岩试件(标准煤岩试件为圆柱体，尺寸为：高100mm×直径50mm)的纵波和横波时差Δt_mc和Δt_ms，分别表示标准煤岩骨架中的纵波时差和横波时差；采用声发射仪测定大尺寸煤岩试件的纵波和横波时差Δt_c和Δt_s，分别表示大尺寸煤岩试件(大尺寸煤岩试件为长方体，尺寸为:底面边长300mm，高500mm)中的纵波时差和横波时差；测定煤岩骨架密度ρ_m和煤岩密度ρ_c；根据式(3)计算系数ξ:

式中υ为煤岩的泊松比；

(5)钻芯取样，测定煤层渗透率k和孔隙率

确定液态CO₂粘度μ和压缩系数β；，按照式(4)计算液态CO₂压注在孔周引起的孔隙压力p:

式中

u为积分变量，C为增压速率，

r₀为钻孔半径，ρ为钻孔中心向外的径向距离， J₀和Y₀别为第一类和第二类零阶Bessel函数；

(6)按照式(5)计算液态CO₂渗滤效应在孔周引起的额外周向应力:

式中R为积分上限，表示沿着径向方向距离钻孔中心某一具体的值。

(7)按照式(6)计算钻孔周围总有效应力σ^t:

σ^t＝σ¹+σ²+σ³+p (6)

(8)取样测定目标煤层抗拉强度σ_f，当σ^t＝σ_f时，煤层能被压裂；

(9)取初始时刻，即t→0；由于液态CO₂渗滤效应引起的孔周煤层孔隙压力p和弹性应力σ³均为0，即p＝0，σ³＝0，σ^t＝σ_f；结合式(1)和(2) 计算结果，式(6)转化为

借助式(7)可求得起裂压力的上限：

(10)取压注较长时间，即t→∞；煤层渗滤效引起的孔周煤层孔隙压力 p与钻孔压力P相等，即p＝P，σ^t＝σ_f；按式(4)和(5)计算渗滤效应引起的弹性应力σ³＝-ξP；式(6)可转化为

借助式 (8)可求得起裂压力的下限：

(11)按照式(9)计算液态CO₂柱塞泵出口压力

式中ΔP_λ和ΔP_ξ分别为管路沿程损失和局部损失；

(12)根据液态CO₂储罐工作压力确定液态CO₂柱塞泵进液压力P_in，液态CO₂柱塞泵进液压力P_in与液态CO₂储罐工作压力相同；由于液态CO₂储罐工作压力为2.4～2.6MPa，其液相出口与液态CO₂柱塞泵进液口通过较短的高压管路相连，忽略其阻力损失，为使两者相互匹配，确定液态CO₂柱塞泵进液压力P_in为2.4～2.6MPa；

(13)根据现场地应力测试结果，确定真三轴压裂实验荷载条件，开展真三轴应力状态下水力压裂和液态CO₂压裂相似模拟实验，监测压裂过程中压注孔口压力变化，采用起裂压力对孔口压力进行归一化处理，绘制压裂液增压效率η^eff(即单位体积压裂液压注引起的压力，

)随相对压力 (P/P₀，P₀为起裂压力，P为压注孔口压力)的变化曲线；据此确定水力压裂增压效率

与液态CO₂压裂增压效率

之间的量化关系，即:

(14)根据式(10)建立水力压裂注水流量Q_w与液态CO₂增压泵注液流量

之间的量化关系：

式中

水力压裂所对应的起裂压力，其值可取

相应地，

为液态CO₂压裂所对应的起裂压力，其值可取

Δt_w和Δt_c分别表示煤岩体水力压裂和液态CO₂压裂所需的注液时间。

(15)对式(11)求解，液态CO₂柱塞泵出口流量：

式中Q_w、Δt_w的值可依据水力压裂现场试验获取，

与

可根据式(7) 和式(8)进行确定，根据现场实际确定液态CO₂压裂所需时间Δt_c后，便可通过式(12)确定柱塞泵出口流量

(16)由于液态CO₂储罐设计最高耐压P_peak＝4.0MPa，且其气相出口与液态CO₂柱塞泵回气口相连，为确保安全柱塞泵回气压力P_back＜P_peak，另外回气压力P_back应大于液态CO₂储罐的工作压力，为使液态CO₂保持过冷状态，柱塞泵回气压力P_back为液态CO₂储罐的工作压力的1.2～1.5倍(例如液态CO₂储罐的工作压力为2.4～2.6MPa，P_back可以取3.0～3.5MPa)，这样回气压力P_back将大于储罐中气态CO₂压力，以促进储罐中的液态CO₂持续稳定地流入柱塞泵内；

(17)为维持液态CO₂储罐中气体压力约3.0～3.5MPa，除回气压力外，另外还设计了高压氮气瓶对液态CO₂储罐进行补压作为备选。液态CO₂储罐规格为：体积V₁＝2.0m³，压力P₁＝3.0～3.5MPa，温度T₁＝-16℃，高压氮气瓶规格为：体积V₂，压力P₂，温度T₂。根据理想气体状态方程，所需氮气瓶数量N可按照式(13)进行计算：

其中，V₁为液态CO₂储罐的体积，P₁为液态CO₂储罐内的压力，T₁为液态CO₂储罐内的温度；V₂为高压氮气瓶的体积，P₂为高压氮气瓶内的压力，T₂为高压氮气瓶内的温度；

根据上述步骤确定的关键参数，进行液态CO₂压裂增渗煤岩系统装备的组装与连接。

说明：步骤(1)中井下高压液态CO₂压裂增透煤岩成套装备的结构与申请日为：2018.01.24，申请号为：2018201243343，授权公告号： CN207832041U，发明名称为《基于液态二氧化碳的煤岩体传导致裂装置》及同日申请的申请号为：201810067981X，公开号为：108278936A，发明名称《井下煤层液态二氧化碳致裂增渗系统及方法》所保护的装置结构相同，具体为：如图6-9所示，包括与煤层注入管3连通的主管路17、向主管路 17提供高压输送动力的增压装置、向主管路17输送气液的输送管路和多个均与输送管路连通的二氧化碳致裂增渗增压装置，输送管路包括气体输送管 16和液体输送管14，增压装置包括依次连接的防爆控制装置26、变频器25、变频电机24和柱塞泵23，主管路17与柱塞泵23的输出端连通，气体输送管16和液体输送管14均与柱塞泵23的输入端连通，二氧化碳致裂增渗加载装置包括高压二氧化碳储罐7和与高压二氧化碳储罐7连通的防爆增压装置6，以及安装在高压二氧化碳储罐7上的液位计7-1、温压变送器7-2、排液管7-4、排气管7-7、测满分析阀7-9和安全阀7-10，排液管7-4上安装有液相闸阀7-3和残液排放阀7-5，排气管7-7上安装有气相闸阀7-8和储罐放空阀7-6，高压二氧化碳储罐7通过气相高压管8与防爆增压装置6连通，气相高压管8上安装有第一电磁阀10，液体输送管14远离柱塞泵23的一端通过第一连接管13与排液管7-4连通，气体输送管16远离柱塞泵23的一端通过第二连接管15与排气管7-7连通；

主管路17靠近柱塞泵23的一端安装有第一温度传感器22和第一压力传感器21，主管路17远离柱塞泵23的一端安装有第二温度传感器19和第二压力传感器18，主管路17上安装有管路放空阀20；

液位计7-1、温压变送器7-2、第一温度传感器22、第一压力传感器21、第二温度传感器19和第二压力传感器18均与防爆控制装置26的输入端相接，第一电磁阀10、管路放空阀20、液相闸阀7-3、储罐放空阀7-6、气相闸阀7-8和测满分析阀7-9均由防爆控制装置26控制。

增压装置安装在第一平板小车27上，二氧化碳致裂增渗加载装置安装在第二平板小车12上。

高压二氧化碳储罐7的罐体由不锈钢内层7-11-1和不锈钢外层7-11-2 组成，不锈钢内层7-11-1和不锈钢外层7-11-2之间设置有聚乙烯气泡隔热层 7-11-5，不锈钢内层7-11-1与聚乙烯气泡隔热层7-11-5之间设置有聚丙烯纤维内层7-11-3，不锈钢外层7-11-2与聚乙烯气泡隔热层7-11-5之间设置有聚丙烯纤维外层7-11-4，聚乙烯气泡隔热层7-11-5的厚度为80mm～150mm。

第一连接管13、液体输送管14、第二连接管15、气体输送管16和主管路17上均套装有耐高压隔热胶管，耐高压隔热胶管由40MPa高压胶管、设置在40MPa高压胶管内的聚氨酯复合保温层和设置在40MPa高压胶管外的芳纶阻燃层组成。

主管路17通过止回阀5与煤层注入管3连通，煤层注入管3穿过岩层2 伸入至煤层1中。

实施例

1.提出液态CO₂压裂增透煤岩成套装备系统组成，如图1所示。

2.选定的目标压裂煤层为淮南矿业集团潘三矿C_13-1煤层，压裂地点 C13-1煤层埋深-710.m～727.6m，于该位置地应力测试垂直应力σ_v＝19.3MPa，最大水平应力σ_H＝10.7MPa，最小水平主应力σ_h＝9.8MPa，据此计算水平主应力在钻孔孔壁引起的最大应力σ¹：σ¹＝3σ_h-σ_H＝18.7MPa。

3.按照式(2)计算液态CO₂压注压力P在距钻孔中心ρ处煤层中引起的应力σ²：

4.采用波速测定仪测定煤层和煤基质中的纵波时差和横波时差值分别如下：Δt_c＝78.22、Δt_s＝112.32、Δt_ms＝112.86和Δt_mc＝91.84s；测定煤层和煤骨架密度ρ_c和ρ_m，求得其比值为ρ_m/ρ_c＝1.06，设定煤层的泊松比υ＝0.25，按照式(3)计算ξ＝0.497。

5.取样测定潘三矿C_13-1煤抗拉强度σ_f＝0.5～1.5MPa，本次液态CO₂压裂煤层工业试验中，所选压裂钻孔半径r₀＝47mm，且结合式(8)和式(9)所确定煤层起裂压力的上限：

煤层起裂压力的下限：

6.根据管路长度和布置方式估算压注过程管路沿程8损失ΔP_λ和局部损失ΔP_ξ，本次压力试验中沿程损失和局部损失预计1.8MPa，进而计算柱塞泵出口压力：

7.开展真三轴应力状态下水力压裂和液态CO₂压裂相似模拟实验，根据实验所得到的增压效率η与相对压力(P/P₀)变化曲线，如图3所示，确定水力压裂增压效率η_w和液态CO₂压裂增压效率η_c的量化表征关系：η_w＝(4.0～5.0)·η_c；结合井下水力压裂现场试验注水流量Q_w＝70L/min，煤岩达到起裂压力所需注液时间约Δt_w＝4min；确定采用液态CO₂压裂，15min内实现煤岩体压裂，即Δt_c＝12min，根据式(12)计算：液态CO₂柱塞泵出口流量为：

8.根据液态CO₂储罐最高耐压P_peak＝4.0MPa，为确保安全柱塞泵回气压力P_back应小于最高耐压P_peak，外回气压力P_back应大于液态CO₂储罐的工作压力2.4～2.6MPa，因此取P_back＝3.0～3.5MPa。这样回气压力P_back将大于储罐中气态CO₂压力，以促进储罐中的液态CO₂持续稳定地流入柱塞泵内；

9.选用补压的高压氮气瓶规格为：体积V₂＝40L，压力P₂＝15MPa，温度 T₂＝28℃，对规格如下：V₁＝2.0m³，压力P₁＝3.0～3.5MPa，温度T₁＝-16℃的液态CO₂储罐进行补压。根据理想气体状态方程，按照式(13)计算可得：所需氮气瓶数量N＝13～14。

10.根据上述步骤确定的关键参数，进行液态CO₂压裂增渗煤岩系统装备的组装与连接。

11.根据以上方法，研发的液态CO₂压裂增透煤层成套装备，现场试验中所监测的孔口压力随时间的变化曲线如附图4和附图5；分析附图可得Y1 钻孔两次起裂压力值分别为22.9MPa和16.2MPa，Y2钻孔的两次起裂压力值分别为21.3MPa和20.1MPa；试验所获得的起裂压力计算结果在工程所允许的误差范围内相一致。

Claims (3)

1.井下高压液态CO₂压裂增透煤岩成套装备设计方法，其特征在于，包括如下步骤：

(1)根据井下高压液态CO₂压裂增透煤岩成套装备组成，确定决定该装备性能的5个关键参数，5个关键参数为：液态CO₂柱塞泵出口压力

液态CO₂柱塞泵进液压力P_in、液态CO₂柱塞泵出口流量

液态CO₂柱塞泵回气压力P_back及高压氮气瓶组气瓶数量N；依次确定5个关键参数值；

(2)根据所测目标压裂煤层的垂直应力σ_v、最大水平主应力σ_H和最小水平主应力σ_h，按照式(1)计算水平主应力在钻孔孔壁引起的周向应力σ¹：

σ¹＝3σ_h-σ_H (1)；

(3)按照式(2)计算液态CO₂压注压力P在距钻孔中心ρ处煤层中引起的周向应力σ²，

式中r₀为钻孔半径，ρ为从钻孔中心向外的径向距离；

(4)测定标准煤岩试件的纵波Δt_mc时差和Δt_ms横波时差；测定大尺寸煤岩试件的纵波时差Δt_c和横波时差Δt_s；测定煤岩试件骨架密度ρ_m和煤岩密度ρ_c；根据式(3)计算系数ξ：

式中υ为煤岩的泊松比；

(5)钻芯取样，测定煤层渗透率k和孔隙率

确定液态CO₂粘度μ和压缩系数β；按照式(4)计算液态CO₂压注在孔周引起的孔隙压力p:

式中

u为积分变量，C为增压速率，

r₀为钻孔半径，ρ为钻孔中心向外的径向距离，J₀和Y₀别为第一类和第二类零阶Bessel函数；

(6)按照式(5)计算液态CO₂渗滤效应在孔周引起的额外周向应力:

式中R为积分上限，表示沿着径向方向距离钻孔中心某一具体的值；

(7)按照式(6)计算钻孔周围总有效应力σ^t：

σ^t＝σ¹+σ²+σ³+p (6)；

(8)取样测定目标煤层抗拉强度σ_f，当σ^t≥σ_f时，煤层能被压裂；

(9)取初始时刻，即t→0；由于液态CO₂渗滤效应引起的孔周煤层孔隙压力p和弹性应力σ³均为0，即p＝0，σ³＝0，σ^t＝σ_f；结合式(1)和(2)计算结果，式(6)转化为

借助式(7)可求得起裂压力的上限：

(10)取压注较长时间，即t→∞；煤层渗滤效引起的孔周煤层孔隙压力p与钻孔压力P相等，即p＝P，σ^t＝σ_f；按式(4)和(5)计算渗滤效应引起的弹性应力σ³＝-ξP；式(6)转化为

借助式(8)可求得起裂压力的下限：

(11)按照式(9)计算液态CO₂柱塞泵出口压力

式中ΔP_λ和ΔP_ξ分别为管路沿程损失和局部损失；

(12)根据液态CO₂储罐工作压力确定液态CO₂柱塞泵进液压力P_in，液态CO₂柱塞泵进液压力P_in与液态CO₂储罐工作压力相同；

(13)根据现场地应力测试结果，确定真三轴压裂实验荷载条件，开展真三轴应力状态下水力压裂和液态CO₂压裂相似模拟实验，监测压裂过程中的压注孔口压力变化，采用起裂压力对孔口压力进行归一化处理，绘制压裂液增压效率η^eff随相对压力的变化曲线；据此确定水力压裂增压效率

与液态CO₂压裂增压效率

之间的量化关系，即：

(14)根据式(10)建立水力压裂注水流量Q_w与液态CO₂增压泵注液流量

之间的量化关系：

式中

水力压裂所对应的起裂压力，其值可取

相应地，

为液态CO₂压裂所对应的起裂压力，其值取

Δt_w和Δt_c分别表示煤岩体水力压裂和液态CO₂压裂所需的注液时间；

(15)对式(11)求解，液态CO₂柱塞泵出口流量：

式中Q_w、Δt_w的值可依据水力压裂现场试验获取，

与

根据式(7)和式(8)进行确定，根据现场实际确定液态CO₂压裂所需时间Δt_c后，便可通过式(12)确定柱塞泵出口流量

(16)使液态CO₂柱塞泵回气压力P_back＜液态CO₂储罐设计最高耐压P_peak，使液态CO₂柱塞泵回气压力P_back为液态CO₂储罐的工作压力的1.2～1.5倍；

(17)根据理想气体状态方程，所需氮气瓶数量N可按照式(13)进行计算：

其中，V₁为液态CO₂储罐的体积，P₁为液态CO₂储罐内的压力，T₁为液态CO₂储罐内的温度；V₂为高压氮气瓶的体积，P₂为高压氮气瓶内的压力，T₂为高压氮气瓶内的温度；

步骤(12)中，液态CO₂储罐工作压力为2.4～2.6MPa，液态CO₂柱塞泵进液压力P_in为2.4～2.6MPa；

步骤(16)中，液态CO₂储罐的工作压力为2.4～2.6MPa，柱塞泵回气压力P_back为3.0～3.5MPa。

2.根据权利要求1所述的井下高压液态CO₂压裂增透煤岩成套装备设计方法，其特征在于，步骤(4)中，采用声发射仪测定标准煤岩试件的纵波和横波时差；采用声发射仪测定大尺寸煤岩试件的纵波和横波时差。

3.根据权利要求1所述的井下高压液态CO₂压裂增透煤岩成套装备设计方法，其特征在于，步骤(4)中，标准煤岩试件为圆柱体，尺寸为：高100mm×直径50mm；大尺寸煤岩试件为长方体，尺寸为:长300mm×宽300mm×高500mm。

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