Fractal characteristics of pore structures on different coal structures and its research significance
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摘要:
煤层气的赋存和产出与煤储层孔隙系统的发育程度有关，原生结构煤层受到破坏变形后其孔隙结构特征将发生明显的变化，从而影响煤层气的吸附/解吸和扩散过程。通过对沁水盆地赵庄井田3号煤层不同煤体结构样品进行低温液氮、低压二氧化碳吸附分析和等温吸附试验，分析了不同破坏强度煤的孔隙结构和吸附性变化规律；应用试验数据和数值分形模型，揭示了不同煤体结构煤的孔隙结构分形特征及其对煤中甲烷吸附、扩散的影响。结果表明：随着煤体结构破坏强度的增大，煤的比表面积和孔隙容积均增大，50～300 nm的孔隙所占比例逐渐降低，2～50 nm的微孔和中孔以及小于2 nm的超微孔增加，超微孔为煤中主要吸附孔，孔径主要分布在0.45～0.65 nm和0.80～1.0 nm。N2、CO2和CH4的吸附量随煤体结构破坏程度的增大而增加，吸附性由大到小顺序为原生结构>糜棱结构>碎粒结构>碎裂结构。微孔、中孔和大孔孔隙结构分形维数表明，构造变形后的煤孔隙结构将被简单化，破坏程度较强的煤具有较粗糙的孔隙表面（对应较高的D1）和较为均质的孔径分布（对应较低的D2）；而超微孔分形维数Dm随着煤体结构破坏强度的增加逐渐增大，且与LangmuirVL和对应的比表面积呈正相关性，说明煤表面粗糙度增大导致比表面积增大，为煤中气体吸附提供了较多的具有高吸附势的吸附点位，吸附性增强。有效扩散系数、孔容与分形维数D1 呈正相关性，与D2成负相关性，表明原生结构煤孔隙结构被破坏后连通性变好，孔隙容积增大，气体进出效率提升，扩散效率增大。
Abstract:The occurrence and production of coalbed methane is related to the development degree of pore system in coal reservoirs. The pore structure characteristics of original structural coal seam will change significantly after damage and deformation, thus affecting the adsorption/desorption and diffusion process of coalbed methane. Through the low-temperature liquid N2 and low-pressure CO2 adsorption analysis and isothermal adsorption experiments on coal with different structures from the No. 3 coal seam in Zhaozhuang coalfield in Qinshui Basin, the variation laws of pore structure and adsorption of coals with various destructive strengths were analyzed. Applying experimental data and numerical fractal modeling, the pore fractal characteristics of coal with different structures and their effects on methane adsorption and diffusion in coal were revealed. The results shown that with the increase of the destructive intensity of coal structures, the specific surface area and pore volume of coal increased, the proportion of 50-300 nm pores gradually decreased, the micropores and mesopores of 2-50 nm and ultra-micropores of less than 2 nm increased. As the main adsorption pores in coal, the ultra-micropores size was mainly distributed in 0.45-0.65 nm and 0.80-1.0 nm. The adsorption amount of N2, CO2 and CH4 increased with the increasing destructive degree of coal structure. The order of adsorption capacity from large to small was: intact coal>mylonitic coal > granulated coal > cataclastic coal. The fractal dimensions of the micro-, meso- and macro-porous structures indicated that the pore structure of tectonically deformed coals will be simplified. Coal with a higher damage intensity had a rougher pore surface (corresponding to a higherD1) and a more homogeneous pore size distribution (corresponding to a lowerD2). The fractal dimension of ultra-microporous (Dm) gradually increased with the increasing structural destruction intensity of coal, and was positively correlated with Langmuir constant (VL) and the corresponding specific surface area, indicating that the increase of coal surface roughness led to the increase of specific surface area, which provided more adsorption points with high adsorption potential for gas adsorption and enhanced the adsorption capacity of coal. The effective diffusion coefficient and pore volume were positively correlated with the fractal dimensionsD1 and negatively correlated withD2, which indicated better pore connectivity, increased pore volume, improved gas inlet and outlet efficiency, and enhanced gas diffusion efficiency of destroyed intact coal.
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Keywords:
- coal structures /
- pore structures /
- fractal model /
- fractal dimension /
- coalbed methane
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0. 引 言
水平井完井与增产技术逐渐成为煤层气高效开发的关键技术，并面临更加复杂的煤层条件[1]。在各种地质作用下，煤体内部受破坏变形程度差异导致煤储层垂直方向煤体结构呈现显著差异性，例如沁水盆地南部山西组3号煤层上部煤体结构以原生结构为主，中、下部主要为碎裂与碎粒结构[2-3]。鄂东盆地东南缘的韩城区块山西组5号煤的煤体结构自上而下依次呈现原生、碎裂和碎粒结构，区块平面内三种煤体结构呈现分区、分带特征[4]。同时，煤层水平井钻进过程中地层起伏变化，导致实钻井眼轨迹在不同煤体结构的煤岩之间交互穿行。在碎软煤层顶板钻水平井的成功率明显高于碎软煤层[5-7]，配合定向射孔与压裂技术进行煤层改造增产，但是受地质构造及导向仪器精度等因素影响，煤层顶板水平钻进中也经常钻遇碎软煤层。
原生结构或以原生结构为主的碎裂煤体内部破坏变形程度相对较低[8]，可通过水平井分段压裂技术进行增产改造，产气过程中煤粉产出量少，在沁水盆地南部、鄂东盆地东缘与阜康地区等煤层水平井分段密集压裂后，平均日产气量超过1×104 m3[2,9]。碎粒和糜棱结构的煤层由于煤体内部结构破碎变形程度较高，水力压裂过程中难以形成有效人工裂缝，压裂后煤粉产出严重，影响单井煤层气产量和采收率 [10-12]。常规油气井针对储层非均质性、含水及出砂问题，相关人员提出了水平井筛管分段完井工艺技术，水平井内完井筛管外安装有管外封隔器，后续下入作业管柱进行管外封隔器胀封作业 [13]。碎裂与碎粒结构的煤体内部裂缝发育、含气量与渗透率相对较高，水平井双管柱筛管完井技术能够提高煤体结构破碎的煤层水平井完井筛管下入成功率，有效支撑井壁、控制煤粉并消除井壁煤岩钻井液伤害 [14-17]。煤层气水平井注氮技术可解除筛管外环空与近井煤层的堵塞，沟通煤层内部裂缝与孔隙，提高煤层渗透性与甲烷采收率[18-19]。但是，研究与实践表明笼统注气方式对水平井段整体增产与提采效率很低[20-22]；同时，多种煤体结构交互分布使煤层呈现力学与物性特征的强非均质性，笼统注氮方式无法满足复杂煤体结构煤层水平井增产及提采需求。连续油管带双封隔器拖动压裂技术是油气井增产的成熟工艺技术[23-24]，对碎软煤层分段筛管完井后进行注氮，可解决笼统注氮方式无法有效改造强非均质煤层的问题。水平井下入套管（不固井）后水力喷射分段压裂技术被应用于软硬交互煤层增产，原生结构的煤层井段人工压裂形成的裂缝扩展延伸至软煤层，以提高软硬煤的压裂增产效果[3]，但是该技术未封隔套管与井壁之间环空，未能消除煤层强非均质性对煤储层改造的影响。
复杂煤体结构煤储层是指同煤层中煤体结构破坏变形差异性强，呈现原生、碎裂、碎粒和糜棱结构交互分布，导致煤储层力学与物性特征呈现强非均质性。现场工程实践表明，复杂媒体结构煤储层中水平井实钻井筒剖面多呈现不同的煤体结构相见分布，单一的完井与增产技术无法适应复杂煤体结构煤层水平井高效开发需求。因此，笔者开展复杂煤体结构煤储层水平井复合管柱完井方法研究，根据煤层的煤体结构、力学及物性特征选择筛管完井或套管射孔完井，并采用管外封隔器分段封隔完井管柱与井壁之间的环空，可为水力喷射、可控冲击波、注氮气和水力压裂等适应性增产作业提供有利条件，为煤层气稳定产出与煤粉控制提供保障。
1. 复合管柱完井技术机理
1.1 复合管柱完井工艺机理
煤层水平井复合管柱完井技术主要包括采用筛管完井与套管完井，根据水平井段煤层煤体结构差异性，首先优化设计完井筛管与套管组合方式，进而确定管外封隔器的数量和安装位置，如图1所示。管外封隔器用于封隔井眼与完井管柱的环空，以实现复杂煤体结构煤层水平井眼分段完井。完井管柱内部为作业油管柱，两层管柱通过悬挂器与上部钻杆连接并延伸至井口。内层管柱在外层复合完井管柱（筛管柱+套管柱）下入过程中可建立井筒水力循环，清除井底堆积的煤屑，保障完井管柱下入安全。完井管柱下至设计位置后，通过内层管柱向煤层井筒注入破胶液，降解滞留的钻井液，清除井壁泥饼，恢复近井煤储层的渗透性。最后，通过内层管柱管底部组合逐个对完井管柱外封隔器进行液压胀封，完成水平井段煤层的分段完井作业。
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图 1 煤层水平井复合管柱完井结构示意Figure 1. Schematic diagram of horizontal completion with composite liner in coal seam煤层水平井眼的分段与封隔是复合管柱完井与增产的前提，水平井复合管柱完井工艺采用双管柱结构与滑套式注液装置。如图1所示，双管柱外层为筛管、套管、裸眼封隔器、定位套管、密封筒与引鞋（带侧向水眼）组成的完井管柱，简称外层管柱；内层为油管、2个管内封隔器、滑套式注液装置、单向阀与旋转喷头组成的作业管柱，简称内层管柱，双管柱通过悬挂器与上部钻杆连接，并延伸至井口。在双管柱下入过程中，旋转喷头位于密封筒与引鞋之间的套管内，钻井液流经钻杆、膨胀式悬挂器与内管柱后，由引鞋喷射冲洗井底堆积的煤屑，钻井液携带煤屑流经外管柱与井壁之间环空、钻杆与技术套管之间环空后上返至地面。双管柱下至设计位置后，通过悬挂器将外管柱悬挂于技术套管内壁，进而完成双层管柱之间的分离。拖动内层管柱使两个管内封隔器移动至管外封隔器两端定位套管位置，投球后液压剪切滑套式注液装置销钉，一级压力下流体经1号进液孔进入管内封隔器并完成其胀封；继续加压至二级压力，打开注液装置的侧孔，流体经2号、3号进液孔进入管外封隔器。管外封隔器注液压力达到预设值后其内部保压装置关闭3号进液孔，完成管外封隔器胀封后卸载内管柱的压力，注液装置的弹簧推动滑套上行并关闭侧孔，管内封隔器收缩复位，拖动内管柱逐个完成管外封隔器胀封后起出钻杆与内层管柱。
1.2 复合管柱完井技术关键装置及工艺流程
滑套式注液装置是液压式管内封隔器与管外封隔器胀封的关键装置，两个液压式管内封隔器连接于滑套式注液装置两端，其间距不超过液压式裸眼封隔器两端定位套管的长度。双管柱下入过程中，底部组合如图2a所示，进入引鞋与密封筒之间套管内的作业油管（带喷头）长度可补偿双层管柱长度差值。双管柱遇阻或下至设计井深时，由内层管柱建立井筒钻井液循环，清除水平井底堆积煤屑，解除遇阻或完成洗井作业，如图2b所示。完成洗井作业后上提内层管柱，使2个管内封隔器横跨于管外封隔器两侧，向内层管柱投入金属球，并开泵注入洗井液驱动金属球到达滑套式注液装置前端的弧面球座，封闭内层管柱过液通道，如图2c所示。继续向内管柱内泵入洗井液，滑套在一级液压作用下剪断销钉并下行，1号进液孔与内管柱连通，洗井液由1号进液孔进入两个液压式管内封隔器，使其封隔内管柱与外管柱之间环空，如图2d所示。继续向内管柱内泵入洗井液，滑套在二级液压作用下压缩弹簧下行，2号进液孔与侧孔连通，洗井液流经侧孔、2号和3号进液孔进入液压式管外封隔器，其胶筒在液压下膨胀，并封隔外管柱与井壁之间环空，如图2e所示。停泵后卸载内管压力，弹簧推动滑套上行，并关闭2号进液孔，液压式管内封隔器胶筒内液体进入内管柱并回缩，管外封隔器在其内部保压装置下保持胀封状态，如图2f所示。完成单个管外封隔器胀封后，拖动内层管柱，重复上述步骤，逐个完成所有管外封隔器胀封，完成水平段井筒的分段完井。
2. 工程计算模型
软杆模型[25]与刚性模型[26]是井下管柱力学经典计算模型，高德利[27-28]采用有限差分法进一步完善井下管柱力学计算模型，并提出大位移井延伸极限量化计算模型，包括机械延伸极限、裸眼延伸极限和水力延伸极限。基于上述管柱受力模型与水力计算模型，以管柱螺旋屈曲和井下管柱水力损耗为约束条件，优化水平井双管柱受力与水力计算模型，对试验井的双管柱进行管柱力学与水力计算，为煤层水平井复合管柱完井工艺设计与控制提供理论依据。
2.1 假设条件
①完井管柱采用软杆模型；②采用三维井眼轨迹计算模型；③外管柱与井壁完全接触，管柱与井眼曲率相同；④忽略管柱上的剪力；⑤内管柱与外管柱完全接触，忽略管柱接头与刚性井下工具影响；⑥未考虑管柱动载荷的影响；⑦不计流体黏滞阻力对管柱力学与水力学计算影响。
2.2 井下管柱受力计算模型
采用迭代法计算水平井三维井筒的管柱轴向力，将井下管柱自下而上进行均匀离散，管柱微元下端轴向力为Ti+1，侧向力Fn，上端轴向力Ti，管柱微元轴向力计算公式如下[29]：
$$ {T_i} = {T_{i + 1}} + \dfrac{{{L_{\rm{s}}}}}{{\cos \left( {\dfrac{\theta }{2}} \right)}}\left[ {q\cos \overline \alpha \pm \mu \left( {{F_{\rm{E}}} + {F_{\rm{n}}}} \right)} \right] $$ (1) 式中：i为管柱微元编号。
管柱弯曲变形引起的侧向力为
${F_{\rm{E}}}$ ，计算公式如下：$$ {F_{\rm{E}}} = \left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} {0 ,T\left( i \right)<{\rm{ }}{F_{{\rm{cr}}}}}\\ {\dfrac{{{r_{\rm{c}}}T{{\left( i \right)}^2}}}{{8EI}},\;\;{F_{{\rm{cr}}}}< T\left( i \right){\rm{ }}<{F_{{\rm{hel}}}}}\\ {\dfrac{{{r_{\rm{c}}}T{{(i)}^2}}}{{4EI}},\;\;T\left( i \right)> {F_{{\rm{hel}}}}} \end{array}} \right.$$ (2) 单位长度管柱侧向力
${F_{\rm{n}}}$ 为计算公式：$$ {F_{\rm{n}}} = \frac{{\sqrt {F_{{\rm{ndp}}}^2 + F_{{\rm{np}}}^2} }}{{{L_{\rm{s}}}}} $$ (3) $$ \left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} {q = {q_2} + {q_3},\;\; L \gt {L_{{\rm{dp}}}}} \\ {q = {q_1},\;\; L \leqslant {L_{{\rm{dp}}}}} \end{array}} \right. $$ (4) 式中：
$\overline \alpha $ 为管柱微元长度内井眼轨迹平均井斜角，（°）；$\mu $ 为外管柱与井壁之间摩擦因数，无量纲，下钻时取“+”，起钻时取“−”；$\theta $ 为管柱微元全角变化，(°)；Ls为管柱微元长度，m；q为完井管柱微元在井筒液体中的重力，N/m；${q_1}$ 为单位长度钻杆在井筒液体中的重力，N/m；${q_2}$ 为单位长度的内管柱在井筒液体中的重力，N/m；${q_3}$ 为单位长度的外管柱在井筒液体中的重力，N/m；L为管柱长度（从上往下），m；${L_{{\rm{dp}}}}$ 为钻杆长度（从上往下）；E为钢材的弹性模量，Pa；I为管柱横截面的惯性矩，m4；${r_{\rm{c}}}$ 为内外管柱或管柱与井壁之间的间隙，m；${F_{{\rm{ndp}}}}$ 为全角平面的侧向力，N；${F_{{\rm{np}}}}$ 为垂直于全角平面的侧向力，N。2.3 井下管柱水力计算模型
忽略接头与短接造成的局部压力损失，井下管柱水力损耗为
$P_{{\rm{sum}}}$ ，主要包括钻杆内外、内管柱内部、外管柱与井壁环空的循环压耗和喷嘴压降，计算公式如下：$$ {P_{{\rm{sum}}}} = {P_1}{\text{ + }}{P_{\text{2}}}{\text{ + }}{P_3} $$ (5) 井下管柱管内压力损耗为
${P_1}$ ，计算公式为$$ {P_1} = \sum {\frac{\rho }{g}v_{\rm{p}}^2\left( i \right){f_{\rm{p}}}{L_{\rm{s}}}\left( {\frac{2}{{{d_{\rm{I}}}\left( i \right)}}} \right)} ,\qquad i = 1,2 $$ (6) 井下管柱与井壁之间环空的压力损耗为
${P_2}$ ，计算公式为$$ {P_2} = \sum {v_{{\rm{a}}}^2\left( i \right)\rho {f_{\rm{a}}}{L_{\rm{s}}}\left[ {\frac{2}{{{d_{\rm{h}}} - {d_{\rm{O}}}\left( i \right)}}} \right]} ,\;\; i = 1,3 $$ (7) 喷嘴处的压降为
${P_3}$ ，计算公式为$$ {P_3} = \frac{{\rho v_{\rm{f}}^2}}{{2C_{\rm{d}}^2}} $$ (8) 式中：
$\rho $ 为井筒液体密度，kg/m3；g为重力加速度，m/s2；${v_{\rm{p}}}\left( i \right)$ 为管内液体流速（i=1为钻杆，i=2时为内管柱）；${f_{\rm{p}}}$ 为管内流动摩擦因数，无量纲；${d_{\rm{I}}}\left( i \right)$ 为管柱内径（i=1为钻杆，i=2时为内管柱），m；${v_{\rm{a}}}\left( i \right)$ 为环空液体流速（i=1为钻杆与套管环空，i=3时为外管柱与井壁环空）；${f_{\rm{a}}}$ 为环空流动摩擦因数，m/s；${d_{\rm{O}}}\left( i \right)$ 为管柱外径（i=1为钻杆，i=3时为外管柱），m；${d_{\rm{h}}}$ 为井眼直径，m；${v_{\rm{f}}}$ 为喷嘴处流体流速，m/s；${C_{\rm{d}}}$ 为喷嘴系数，无量纲。2.4 约束条件
忽略井下管柱正弦屈曲对管柱摩阻影响，仅考虑管柱螺旋屈曲对井内管柱运动摩阻的影响，计算公式[30-32]如下：
$$ {F_{{\text{hel}}}}{\text{ = }}\left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} {5.55{{\left( {EI{q^2}} \right)}^{\frac{1}{3}}},L \subset {L_{\rm{V}}}} \\ {\dfrac{{12EI}}{{{r_{\text{c}}}R}}\left( {1 + \sqrt {1 + \dfrac{{{r_{\text{c}}}{R^2}q\sin \, \theta }}{{8EI}}} } \right),L \subset {L_{\rm{B}}}} \\ {2\left( {2\sqrt 2 - 1} \right)\sqrt {\dfrac{{EIq\sin \, \theta }}{{{r_{\text{c}}}}}} ,L \subset {L_{\rm{H}}}} \end{array}} \right. $$ (9) 式中：
${F_{{\rm{hel}}}}$ 为管柱螺旋屈曲临界载荷，N；R为曲率半径，m；L为管柱长度，m；LV为直井段长度区间，m；LB为弯曲段长度区间，m；LH为水平井段长度区间，m。3. 现场试验
3.1 工程计算
3.1.1 井下管柱受力计算
试验井为一口停产水平井，其二开采用177.8 mm套管下至947.25 m，三开采用152.4 mm钻头侧钻至1600 m完钻。完井外管柱组合为ø127 mm 引鞋+ø114.3 mm 套管/筛管+ø146 mm 裸眼封隔器；内管柱组合为ø94 mm引鞋+ø60.3 mm油管+ø94 mm单流阀短节+ø60.3 mm 油管短节+ø94 mm管内封隔器+ø60.3 mm 油管+ø94 mm滑套式注液器+ø94 mm管内封隔器+ø94 mm安全接头；作业管柱为ø88.9 mm 钻杆延伸至地面。
针对该井实钻井眼轨迹与井身结构，基于双管柱结构与井下管柱力学计算模型，采用软件进行编程，并计算该井双管柱受力，完井管柱与技术套管之间摩擦因数设为0.25，完井管柱与井壁之间摩擦因数设为0.35。双管柱与单层管柱的力学数值计算结果进行对比，如图3a所示，双管柱与单层管柱（套管或筛管）下至设计井深时，井口的轴向力分别为64443.98、70086.73 N；如图3b所示，双管柱与单层管柱（套管或筛管）上部作业管柱为相同钻杆，在井斜角较小时管柱受到的侧向力相差较小，随着井斜角与方位角增加，双管柱受到的侧向力大于单层管柱（套管或筛管），在水平段管柱受到的侧向力平均增幅超过34 N/m。因此，相比单层管柱（套管或筛管），双管柱在弯曲段与水平段承受更大侧向力，其下入过程中管柱受到更大的摩阻。同时，数值计算结果显示，该井双管柱下入过程中未发生螺旋屈曲，现场施工过程中双管柱发生遇阻，经过活动管柱与水力循环后，解除遇阻并下至井底。
3.1.2 井下管柱水力计算
该井钻井液为幂律流体，密度ρ=1.05 g/cm3，流性指数n=0.5，稠度系数k=0.47 Pa·sn。基于双管柱结构与水力计算模型，采用软件编程并计算井下管柱水力损耗，进行井下管柱压耗分布及影响因素分析，如图4所示。
如图4a所示,在泵排量20 L/s条件下，双管柱及作业管柱下至1592 m时，井下管柱内、管柱外环空、喷头压降与总压耗分别为3956.30、1010.62、8302.13、12258.43 kPa，喷头较高的压降以提供喷嘴高压水射流，冲击管柱前端堆积煤屑，以保障完井管柱顺利通过遇阻段。井下管柱的外环空包括钻杆与技术套管之间环空、管外环空双管柱与井壁组成的两个环空（即外管柱与井壁之间环空、内外管柱之间环空），如图4b、4c所示，管内与管外环空的水力压耗随着井深与排量增加而增大。如图4d所示，在双管柱下至井底时，井下管柱循环总压耗随着排量增加显著上升，其中喷头压降为主要因素，内管柱水力压耗为次要因素，管外环空水力压耗最小。根据该井煤层条件，双管柱下入过程中遇阻时的水力循环排量控制在16～20 L/s，防止煤层漏失与维持井壁稳定；在洗井作业时排量提升至20～24 L/s，增加环空排量以消除井壁泥饼与近井煤储层钻井液伤害。
3.2 试验概况
该试验井位于沁水盆地东北缘的阳泉地区，该区太原组15号煤层平均厚度为3.27 m，前期钻井取心显示本区太原组15号煤层的煤体结构破碎变形严重，以碎粒煤为主，部分层段含有碎裂煤和糜棱煤，如图5所示。煤储层非均质性显著，煤心气测渗透率最小值0.0339×10−3 μm2，最大值15.3375×10−3 μm2，主要集中在0.1×10−3～0.5×10−3 μm2，其中渗透率值较大的岩心都是由于含有贯穿整个岩心的裂缝，完整煤岩岩心的渗透率峰值主要集中在0.05×10−3～0.2×10−3 μm2之间。针对该区15号煤体结构破碎与强非均质性的特征，开展水平井复合管柱完井增产技术现场试验，该井煤层进尺和钻遇率分别为544 m、83.5%，水平井段实钻井眼轨迹与地层情况如图6所示（蓝色方框内为非煤地层）。该井水平段下入套管与筛管共计659.54 m，采用悬挂器固定于上层技术套挂内壁，通过4个裸眼封隔器将水平段分为4段，其分段长度分别为160.47、152.07、155.24、154.42 m，为后期储层分段增产改造提供封隔条件，裸眼封隔器与管内封隔器如表1、表2和图7所示。该井在试验前处于停产状态，煤层水平井眼分段完井后采用可控冲击波增透，投产后产气量达到1200 m3/d。
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图 6 实钻水平井眼轨迹与随钻实测地层伽马值曲线Figure 6. Horizontal wellbore trajectory and formation gamma curves表 1 管外封隔器规格参数Table 1. Specification parameters of ECP序号 参数 取值 1 最大外径/mm 146 2 工具总长/mm 1500 3 膨胀系数 1.4～1.6 4 内通径/mm 100 5 密封面长度/mm 1100 6 启动压力/MPa 1～2 7 工作压力/MPa 20 8 适应井径/mm 152.4 9 工作直径/mm 155~241 表 2 管内封隔器规格参数Table 2. Specification parameters of tubing packer序号 参数 取值 1 最大外径/mm 94 2 内通径/mm 42 3 总长/mm 850 4 适用套管内径/mm 100-110 5 密封压差/MPa 20 6 工作温度/℃ 120 7 扣型 23/8TBG 4. 结 论
1）采用煤层水平井复合管柱完井方法，可以实现水平井段碎软煤筛管完井及原生煤层套管射孔完井，为后期差异性、多样化和适应性的煤储层增产改造提供了可靠的分段与封隔条件。
2）对双管柱受力和水力损耗的数值计算与分析结果，可为煤层气水平井复合管柱完井设计控制提供理论指导；通过优化设计双管柱结构与配套完井工具，可以实现双管柱入井、洗井及胀封裸眼封隔器等一趟完井作业，从而提高了作业效率减少了储层伤害。
3）通过现场试验表明，提出的煤层水平井复合管柱完井方法，可为复杂煤体结构煤层水平井适应性增产工程提供新技术支撑，具有良好的推广应用前景。
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图 1 不同煤体结构宏观和微观煤岩
Figure 1. Macroscopic and microscopic coal petrography of different coal structures
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图 3 不同煤体结构阶段孔径贡献孔容和比表面积百分比
Figure 3. Differential pore volume and specific surface area contribution versus pore sizes
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图 4 不同煤体结构阶段比表面积随孔径分布
Figure 4. Specific surface area of coal structures versus pore sizes
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图 5 不同煤体结构超微孔阶段比表面积随孔径分布变化
Figure 5. Differential ultra-micropore specific surface area versus pore size of coal structures
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图 6 不同煤体结构大于2 nm孔隙分形曲线
Figure 6. Fractal analysis of coal structures based on N2 isotherms
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图 7 不同煤体结构小于2 nm孔隙分形曲线
Figure 7. Fractal curves of pores with different coal structures less than 2 nm
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图 8 分形维数与Langmuir VL、扩散系数、比表面积和孔容关系
Figure 8. Relationships between fractal dimensions and Langmuir VL, diffusion coefficient, specific surface area and pore volume
表 1 样品工业分析及显微组分
Table 1 Proximate analysis of samples and macerals of coal structures
样品 Ro/% 工业分析/% 镜质组体积分数/% 惰质组体积分数/% Mad Ad Vdaf 原生结构 2.23 0.98 14.22 11.71 65.80 33.77 碎裂结构 2.50 1.07 13.14 10.57 65.93 34.07 碎粒结构 2.48 0.90 12.14 9.17 72.07 27.93 糜棱结构 2.43 0.96 12.47 11.87 63.84 35.91 
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表 2 液氮、二氧化碳及等温吸附实验测试结果
Table 2 Results of low temperature nitrogen, pressure carbon dioxide and isothermal adsorption experiment
样品 平均孔径/
nmBET比表面积 /
(m2·g−1)BJH孔容/
(cm3·g−1)CO2测试
孔径/nmDFT比表面积/
(m2·g−1)DFT孔容/
(cm3·g−1)Langmuir吸附量/
(cm3·g−1)Langmuir压力/
MPa原生结构 24.671 0.2141 0.0011 0.524～1.083 58.086 0.0196 32.26 1.64 碎裂结构 14.972 0.3251 0.0013 0.524～1.083 61.838 0.0208 34.48 1.62 碎粒结构 21.049 0.5683 0.0024 0.507～1.101 78.433 0.0267 34.72 1.56 糜棱结构 10.791 1.5716 0.0030 0.489～1.083 105.808 0.0340 36.50 1.65
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表 3 不同煤体结构超微孔分布区间及对应的累积比表面积值
Table 3 Distribution of ultra-micropore and cumulative SSAs in different intervals
样品 孔径R1 孔径R2 孔径R3 区间/nm 比表面积/(m2·g−1) 区间/nm 比表面积/(m2·g−1) 区间/nm 比表面积/(m2·g−1) 原生结构 0.54～0.65 34.36 0.66～0.80 9.60 0.80～0.91 14.12 碎裂结构 0.54～0.63 33.88 0.63～0.80 13.99 0.80～0.93 13.96 碎粒结构 0.52～0.63 43.77 0.63～0.86 20.38 0.87～0.99 14.28 糜棱结构 0.49～0.65 72.12 0.66～0.82 15.11 0.82～0.93 18.57
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表 4 基于液氮和二氧化碳吸附数据计算的分形维数
Table 4 Fractal dimension (D1, D2 and Dm) based adsorption analysis calculation
样品 P/P0<0.5 P/P0>0.5 D1 D2 Dm 原生结构 y = −0.2709x + 0.364 y = −0.3554x + 0.2532 2.7291 2.6336 2.4033 碎裂结构 y = −0.2399x + 0.3691 y = −0.4413x + 0.173 2.7601 2.5587 2.4071 碎粒结构 y = −0.079x + 0.2946 y = −0.5923x − 0.2843 2.921 2.4077 2.4096 糜棱结构 y = −0.0832x + 0.1773 y = −0.5487x − 0.1847 2.9168 2.4513 2.4249
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[1] YAN J,MENG Z,ZHANG K,et al. Pore distribution characteristics of various rank coals matrix and their influences on gas adsorption[J]. Journal of Petroleum Science and Engineering,2020,189:107041.
[2] 杨 明,柳 磊,刘佳佳,等. 中阶煤孔隙结构的氮吸附-压汞-核磁共振联合表征研究[J]. 煤炭科学技术,2021,49(5):67−74. doi: 10.3969/j.issn.1673-1328.2020.02.035 YANG Ming,LIU Lei,LIU Jiajia,et al. Study on joint characterization of pore structure of middle-rank coal by nitrogen adsorption-mercury intrusion-NMR[J]. Coal Science and Technology,2021,49(5):67−74. doi: 10.3969/j.issn.1673-1328.2020.02.035
[3] BRUNAUER S,EMMETT P H,TELLER E. Adsorption of gases in multimolecular layers[J]. Journal of the American Chemical Society,1938,60(2):309−319.
[4] LI X,KANG Y,HAGHIGHI M. Investigation of Pore Size Distributions of Coals with Different Structures by Nuclear Magnetic Resonance (NMR) and Mercury Intrusion Porosimetry (MIP)[J]. Measurement,2018,116:122−128. doi: 10.1016/j.measurement.2017.10.059
[5] NIE B,LIU X,YANG L,et al. Pore structure characterization of different rank coals using gas adsorption and scanning electron microscopy[J]. Fuel,2015,158:908−917. doi: 10.1016/j.fuel.2015.06.050
[6] WEI M. ZHANG L. XIONG Y. et al. Nanopore structure characterization for organic-rich shale using the non-local-density functional theory by a combination of N2 and CO2 adsorption[J]. Microporous and Mesoporous Materials,2016,227:88−94. doi: 10.1016/j.micromeso.2016.02.050
[7] 王佑安,杨思敬. 煤和瓦斯突出危险煤层的某些特征[J]. 煤炭学报,1980,1(6):47−53. doi: 10.13225/j.cnki.jccs.1980.01.006 WANG Youan,YANG Sijing. Some characteristics of coal seams with hazard of outburst[J]. Journal of China Coal Society,1980,1(6):47−53. doi: 10.13225/j.cnki.jccs.1980.01.006
[8] JU Y. W, LI X. S. New research progress on the ultrastructure of tectonically deformed coals[J]. Progress in Natural Science,2009,19:1455−1466. doi: 10.1016/j.pnsc.2009.03.013
[9] YU S,BO J,MING L,et al. A review on pore-fractures in tectonically deformed coals[J]. Fuel,2020,278:118248. doi: 10.1016/j.fuel.2020.118248
[10] 王 涛,黄文涛. 江西省新华煤矿软分层煤层的孔隙结构特征[J]. 中国煤田地质,1994,6(4):57−59. WANG Tao,HUANG Wentao. Pore structure characteristics of soft stratified coal seam in Xinhua coal mine, Jiangxi Province[J]. Coal Geology of China,1994,6(4):57−59.
[11] 孟召平,刘珊珊,王保玉,等. 不同煤体结构煤的吸附性能及其孔隙结构特征[J]. 煤炭学报,2015,40(8):1865−1870. doi: 10.13225/j.cnki.jccs.2015.0620 MENG Zhaoping,LIU Shanshan,WANG Baoyu,et al. Adsorption capacity and its pore structure of coals with different coal body structure[J]. Journal of China Coal Society,2015,40(8):1865−1870. doi: 10.13225/j.cnki.jccs.2015.0620
[12] 金 毅,权伟哲,秦建辉,等. 孔隙-孔喉分形多孔介质复杂类型组构模式表征[J]. 煤炭学报,2020,45(5):1845−1854. JIN Yi,QUAN Weizhe,QIN Jianhui,et al. Quantitative characterization of complex assembly in fractal pore-throat porous media[J]. Journal of China Coal Society,2020,45(5):1845−1854.
[13] 傅雪海,秦 勇,张万红,等. 基于煤层气运移的煤孔隙分形分类及自然分类研究[J]. 科学通报,2005,50(S1):51−55. FU Xuehai,QIN Yong,ZHANG Wanhong,et al. Fractal classification and natural classification of coal pores based on coalbed gas migration[J]. Science China Press,2005,50(S1):51−55.
[14] 宋 昱,姜 波,李凤丽,等. 低-中煤级构造煤纳米孔分形模型适用性及分形特征[J]. 地球科学,2018,43(5):1611−1622. SONG Yu,JIANG Bo,LI Fengli,et al. Applicability of fractal models and nanopores’ fractal characteristics for low-middle rank tectonic deformed coals[J]. Earth Science,2018,43(5):1611−1622.
[15] 杨师宇,姚艳斌,魏 韧,等. 乌鲁木齐河东矿区煤储层渗流孔孔隙分形特征研究[J]. 煤炭科学技术,2020,48(8):175−183. doi: 10.13199/j.cnki.cst.2020.08.022 YANG Shiyu,YAO Yanbin,WEI Ren,et al. Study on fractal characteristics of seepage pores of coal reservoirs in Hedong Mining Area of Urumqi[J]. Coal Science and Technology,2020,48(8):175−183. doi: 10.13199/j.cnki.cst.2020.08.022
[16] 降文萍,宋孝忠,钟玲文. 基于低温液氮实验的不同煤体结构煤的孔隙特征及其对瓦斯突出影响[J]. 煤炭学报,2011,36(4):609−614. doi: 10.13225/j.cnki.jccs.2011.04.021 JIANG Wenping,SONG Xiaozhong,ZHONG Lingwen. Research on the pore properties of different coal body structure coals and the effects on gas outburst based on thelow-temperature nitrogen adsorption method[J]. Journal of China Coal Society,2011,36(4):609−614. doi: 10.13225/j.cnki.jccs.2011.04.021
[17] 金 毅,赵梦余,刘顺喜,等. 基于压汞法的煤基质压缩对孔隙分形特征的影响[J]. 中国煤炭,2018,44(8):103−109. doi: 10.19880/j.cnki.ccm.2018.08.020 JIN Yi,ZHAO Mengyu,LIU Shunxi,et al. Study on the effect of coal matrix compression on fractal characteristics of pore structures by mercury intrusion method[J]. China Coal,2018,44(8):103−109. doi: 10.19880/j.cnki.ccm.2018.08.020
[18] EVERETT D H. Manual of symbols and terminology for physicochemical quantities and units, appendix II: definitions, terminology and symbols in colloid and surface chemistry[J]. Pure and Applied Chemistry,1972,31(4):577−638.
[19] HODOT B B. Outburst of coal and coalbed gas (Chinese Translation)[M]. Beijing: China Industry Press, 1966: 10−50.
[20] HOU S,WANG X,WANG X,et al. Pore structure characterization of low volatile bituminous coals with different particle size and tectonic deformation using low pressure gas adsorption[J]. International Journal of Coal Geology,2017,183:1−13. doi: 10.1016/j.coal.2017.09.013
[21] VISHNYAKOV A,RAVIKOVITCH PI,NEIMARK A. Molecular level models for CO2 sorption in nanopores[J]. Langmuir,1999,15(25):8736−8742.
[22] WANG F,LI S. Determination of the surface fractal dimension for porous media by capillary condensation[J]. Industrial & Engineering Chemistry Research,1997,36(5):1598−1602.
[23] PFEIFER P,AVNIR D. Chemistry nonintegral dimensions between two and three[J]. Journal of Chemical Physics,1983,79(7):3369−3558.
[24] SING K S. IUPAC Recommendations 1984: reporting physisorption data for gas/solid systems with special reference to the determination of surface area and porosity[J]. Pure and Applied Chemistry,1985:603−619.
[25] JIN Y,ZHAO M,ZHENG J,et al. Characterizing the complexity assembly of pore structure in a coal matrix: principle, methodology, and modeling application[J]. Journal of Geophysical Research: Solid Earth,2020,125(12):e2020JB020110.
[26] 孟召平,张 昆,沈 振. 构造煤与原生结构煤中甲烷扩散性能差异性分析[J]. 煤田地质与勘探,2022,50(3):102−109. doi: 10.12363/issn.1001-1986.21.12.0799 MENG Zhaoping,ZHANG Kun,SHEN Zhen. Difference analysis of methane diffusion properties between tectonic coal and primary coal[J]. Coal Geology & Exploration,2022,50(3):102−109. doi: 10.12363/issn.1001-1986.21.12.0799
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1. 鲜保安，高德利，徐凤银，毕延森，李贵川，王京光，张洋，韩金良. 中国煤层气水平井钻完井技术研究进展. 石油学报. 2023(11): 1974-1992 . 
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