裂缝高度

裂缝高度（精选四篇）

裂缝高度 篇1

在水力压裂中, 当油气层很薄或上下隔层为弱应力层时, 压开的裂缝高度往往容易超出生产层而进入隔层, 缝高过大将浪费压裂液和支撑剂, 并有穿透水层、使油气井含水急剧上升的危险, 从而加大了油气田开发的难度。因此将裂缝高度控制在油气层内是水力压裂成功的关键因素之一。

1 影响裂缝高度的原因

近年来国内外对裂缝高度延伸机理进行了大量的研究, 认为影响压裂裂缝延伸的因素有很多, 如地层应力差、施工参数、岩石断裂韧性和弹性模量等。

影响裂缝几何形态的施工参数包括施工压力、施工排量和射孔孔眼位置、射孔孔眼的数量、支撑剂浓度、施工规模等。

2 裂缝高度控制技术原理

2.1 常规裂缝高度控制技术

控制裂缝高度的垂向延伸最根本的问题在于准确了解产层和遮挡层之间的地应力差, 合理选择设计参数。常规控制裂缝高度技术就是通过选择和利用油气层上下的致密泥质隔层、施工排量、压裂液粘度与密度来控制裂缝高度。

利用施工排量控制裂缝高度:

施工排量与裂缝的关系是排量越大, 裂缝越高。不同地区由于地层情况不同, 施工排量对裂缝高度的影响也不相同。美国棉谷地区通过压裂后测井温, 总结施工排量与裂缝高度有如下关系:

式中H-裂缝高度, m;

Q-施工排量, m3/min;

e-自然对数的底。

为了避免裂缝过高, 一般将施工排量控制在3.5 m3/min以内。

2.2 人工隔层控制裂缝高度技术

人工隔层控制裂缝高度技术包括用漂浮式转向剂控制裂缝向上延伸, 用重质沉降式转向剂控制裂缝向下延伸。此项技术可以有选择地应用于小型常规作业。

2.2.1 用漂浮式转向剂控制裂缝向上延伸技术

该项技术是在压裂加砂前通过前置液将漂浮式转向剂带入裂缝, 并使其上浮聚集在新生成裂缝顶部, 形成压实的低渗透区域, 阻挡缝内流体压力向上部地层传递, 从而达到控制裂缝向上延伸。

2.2.2 用重质沉降式转向剂控制裂缝向下延伸技术

这一技术是通过使用重质沉降式转向剂在裂缝底部形成压实的低渗透层, 阻止裂缝向下延伸。其工艺技术基本上与使用漂浮式转向剂相同, 不同之处仅在于所使用的转向剂不同。沉降式转向剂目前主要用石英砂和陶粒。

3 部分控缝技术在大牛地气田的应用

3.1 下转向控缝技术

在统计的前置段塞+变排量压裂施工的6层次中, 有67%的井达到或超过预测无阻流量。如表1所示, D47-26井盒1层获得了6.4271×104m3/d的无阻流量, 远高于预测无阻流量;而D47-39井盒1层则远低于预测无阻流量。从压裂前后的井温测试来看, D47-26盒1层压开裂缝缝高20.8米, 控制了裂缝向下的延伸, 缝长较为理想;而D47-39井盒1层总的压开裂缝高度为35m, 没有达到控制裂缝向下延伸的目的, 影响了裂缝长度和改造效果, 该井层的压裂液返排效果也不理想, 返排率为63%。D47-39井盒1层的物性参数、解释结果均较好, 但压裂效果差, 分析原因可能是对砂体的认识可能存在误差, 前置液施工阶段变排量层次不够, 致使裂缝高度向下部延伸过多使得有效裂缝长度较小, 从而减小了泄气面积。

3.2 上转向控缝技术

上转向控缝技术在大牛地气田实施1井次, 且没有成功。D47-11井盒1层, 加入上转向剂10t, 压后无阻流量仅0.5448×104m3/d。

该井10月5日压裂, 入井总液量454.4m3, 施工排量3.5m3/min, 加砂63.4 m3, 平均砂比25%, 从压裂施工曲线上观察压力变化, 转向剂加入前压力36.6MPa, 加入后压力36.31MPa, 压力无明显的变化, 说明转向剂没有起到很好的遮挡作用。压后井温曲线反应压裂造缝井段2292m~2340m, 裂缝高度48米, 从压裂模拟的数据也可以看出缝高超过40m。压裂模拟结果与井温测井对比结果见表2。

D47-11井盒1储层压裂效果较差的原因有:a.储层从地层系数、储能系数及每米无阻流量等数据均较低 (图1) , 说明地层本身物质基础较差;b.测井曲线反映砂体上部无很好的遮挡层, 这种储层由于气体的自然运移, 往往含气性较差, 有效厚度往往较小, 本井有效厚度5.6m;应该属于砂体的边缘部位;c.压裂改造难以形成足够的裂缝长度, 压裂裂缝高度难以控制, 井温测试裂缝高度48m, 为有效厚度的8.6倍, 使得裂缝长度和铺砂浓度均受到限制。

4 结论

4.1 大牛地低压致密气藏的开发必须采用有针对性的压裂改造优化设计方法, 部分可以通过控制裂缝高度工艺技术来实现。

4.2 人工隔层控制裂缝高度技术可以有选择地应用于大牛地气田小型常规作业。

4.3 准确和全面的认识了解大牛地气田储层特性以及改造难点, 综合各种控制缝高压裂工艺技术, 选取合理、高效的控制缝高工艺技术, 可以整体提高大牛地气田的采收率。

参考文献

[1]郭大立, 赵金洲, 曾晓慧等.控制裂缝高度压裂工艺技术实验研究及现场应用[J].石油学报, 2005, 23 (3) .

[2]胡阳明, 胡永全, 赵金洲等.裂缝高度影响因素分析及控缝高对策技术研究[J].重庆科技学院学报, 2009, 11 (1) .

顶板导水裂缝带高度数值模拟研究 篇2

1 工程地质条件

某矿所采的12煤层位于第三开采水平,其水平标高为-700m,煤层东西走向,平均角度为8°,煤层厚度为1.2m。直接顶的厚度为4.82m,顶板岩性为石灰岩;直接底的厚度为7.57m,底板岩性为粉砂岩。采用走向长壁全部垮落法管理顶板。煤层无大断层,地质条件比较简单。

2 FLAC3D数值模拟

根据该矿所研究区域的地质条件、岩层柱状图和岩石力学性能指标,构建FLAC3D数值模型,如图1所示。

模型长度为240m,宽度为200m,高度为120m;模型前后、左右边界为水平方向约束,上部边界为自由边界,底部边界为全约束;工作面走向长度140m,倾斜长度100m,煤层开采高度1.2m,沿走向长度每步开挖10m,共开挖14步。考虑到边界效应,在工作面开切眼和停采线留设煤柱距模型的左、右边界为50m;巷道保护煤柱距模型前、后边界为50m。

通过FLAC3D数值模拟结果分析,随着工作面的不断推进,煤层上部的岩层的塑性破坏高度不断增加,其中,最大主应力也在不断加强,二者为正相关关系。由此可以算出导水裂缝带的高度。图2、3分别是推进60m、150m时塑性破坏发育高度和最大主应力的模拟图。

当工作面推进60m时,顶板裂隙发育高度为18.26m,而当工作面推进150m时,顶板的裂隙发育高度为24.32m,当工作面再往前推进时,裂隙发育高度基本不再变化。所以FLAC3D模拟的裂隙发育高度为24.32m。

3 理论预计

根据某矿地质开采条件及工程背景,12煤层的厚度为1.2m。该矿的岩层主要以石灰岩、砂岩为主,确定为中硬岩层。按照中硬覆岩岩性,根据《建筑物、水体、铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规程》[4]中导水裂缝带计算公式(1):

式中:HLi-导水裂缝带高度(m)

∑M-累计采厚(m)

计算可得煤层开采后顶板导水裂缝带高度为16.14m~27.34m,因局部导水裂缝带高度可能存在过大的异常情况,所以选取其最大高度为27.34m。所以理论预计的导水裂隙带最大发育高度为27.34m。

4 分析与结论

本文采用数值模拟与理论预计两种方法来分析顶板导水裂缝带破坏高度,结合两种分析方法可以看出,数值模拟与理论预计所计算出的高度相近,但理论预计所考虑该矿的因素较少,其值更具具概概括括性性,,而而数数值值模模拟拟的的结结果果更更为精确。因此,综合考虑,选取数值模拟的结果24.32m为该矿导水裂缝带发育高度。

(1)通过FLAC3D数值模拟分析,导水裂缝带发育高度及最大主应力随工作面推进不断增加,但当工作面推进至150m后,二者的数值几乎都不再增加,其最大高度为24.32m。理论预计的数值最大,为27.34m,但于理论预计所考虑的该矿因素较少,因而理论预计更具概括性。

(2)比较分析两种方法可以发现数值模拟计算结果更为精确,因此,决定该矿导水裂缝带发育高度为24.32m。

参考文献

[1]张金才,等.岩体渗流与煤层底板突水[M].北京:地质出版社,1997.

[2]高保彬,等.复合顶板高瓦斯厚煤层综放工作面覆岩“两带”动态发育特征[J].岩石力学与工程学报,2012,31(增1):3444-3451.

[3]王双美.导水裂隙带高度研究方法概述[J].水文地质工程地质,2006,5:126-128.

裂缝高度 篇3

自从裂缝高度被认为是决定水力压裂施工成功与失败的关键因素之一后, 对层状地层中地层杨氏模量、就地应力、断裂韧性以及地层界面在水力压裂裂缝高度控制上的影响作了大量的研究。就地应力差在控制裂缝高度增长上是主导参数, 而杨氏模量差的影响则较小。当研究不同的高度控制机理时, 通常将模量差和应力差分别考虑, 从而割裂了各个参数的影响, 事实上, 不同模量的地层有不同的原地应力, 必须一起考虑两者的作用。

随着测斜仪和微地震成像的发展, 得到了许多直接测量和评估水力压裂裂缝的几何尺寸。实际观察到的裂缝高度小于水力压裂模拟器预测的裂缝高度。对这种缝高限制给出了一些新的机理和解释, 包括“复合层效应” 、“剪切阻尼”以及地层界面的断裂行为。

另一方面, 水力压裂模拟器发展了更为先进的数值模型。并且在水力压裂条件下, 可以应用几乎没有简化的模型来研究缝高控制机理的联合效应。分层模量的影响已经用有限元的方法得到了证实, 在水力压裂模拟器中可以精确地考虑的不同模量。文中给出了高模量地层对裂缝高度控制的影响并进行了解释, 通过比较用平均模量和分层模量模拟得出的结果, 指出了用平均模量模拟的缺点。

在讨论用平均模量模拟的缺点上进一步展开, 我们考虑了模量差和原地应力差在裂缝几何尺寸上的联合影响, 发现模量差对裂缝高度有非常重要的影响。与专门针对高模量地层的文献中谈论的机理不同, 低模量地层也能限制裂缝高度的增长。

本文简要地回顾了裂缝高度的限制机理, 用精确考虑模量变化的水力压裂模拟器对应力差、模量差和流体黏度进行不同组合来进行变量研究。在基本的断裂力学理论和水力压裂中流体压力的耦合作用的基础上, 对结果进行了分析并对限制缝高增长的原因做出了解释。

2 高度控制机理

2.1 应力差

大量研究表明就地应力差是控制裂缝高度增长最重要的机理。因此, 在研究其他机制的联合作用时包含应力差是很重要的。如果应力差保持常数而其他参数可变, 仍然可以研究其他参数在高度控制上的影响。

2.2 模量差

模量差对裂缝高度控制的影响从理论上和实践中都已经做了广泛的研究。一般情况下, 对裂缝与层界面的相对位置而言, 考虑两种情况下模量差的影响:一种是裂缝逐渐接近层界面, 另一种是裂缝穿过层界面。

当裂缝从低模量地层趋近高模量地层时, 应力强度因子减小。理论上, 当裂缝的尖端接近界面时应力强度因子趋近零值, 这就使得裂缝很难延伸。这种情况下, 很可能在低模量地层中的裂缝到达界面以前, 高模量层中就已经产生裂缝。实验和矿场的证据表明水力压裂的裂缝可以跨过交界面延伸到高模量地层。

当裂缝从高模量地层趋近低模量地层时, 应力强度因子增大到无限大。因此, 低模量地层促使裂缝向本方向延伸。但是, 一旦裂缝的尖端位于低模量地层, 应力强度因子减小, 并且裂缝进一步延伸到低模量地层的能力减弱。

在裂缝穿过分界面的情况下, 应力强度因子由非均匀内压条件下的二维裂缝推导而来。每种物质中压力的大小与模量成正比, 以避免不协调应变或者交界面的分离, 但是这种压力分布在水力压裂中是不实际的。

在均匀内压条件下, 对多层介质中三维扁平形裂缝宽度的变形进行了数值计算, 得到了穿过界面的扁平形裂缝周围的应力强度因子, 结果表明低模量地层中应力强度因子较低。多层介质中二维裂缝的宽度可以通过考虑不同层有不同模量的位移不连续法 (DDM) 进行计算。基于位移不连续法上的三维数值模型也得到了发展。在这项研究中, 我们运用二维的版本进一步证明了模量差对控制缝高的影响。

2.3 断裂韧性差

岩石的断裂韧性与储层岩石的类型没有明显的依赖关系。尽管砂岩的杨氏模量通常比页岩高, 但是砂岩的断裂韧性可以高于也可以低于页岩。断裂韧性对于裂缝高度控制的影响已经做过研究。用有三个层的模型进行实验, 我们假定这三个层的杨氏模量和原地应力是相同的, 可以看到外层中高的断裂韧性限制了裂缝的增长, 而低的断裂韧性增强了裂缝的延伸。当有杨氏模量差和原地应力差时, 断裂韧性也能够影响缝高的增长, 目前还不清楚这种影响是否仍然重要。由于实验室测得的沉积岩石的韧度值变化很小, 并且在实际地层岩石中存在尺度效应, 我们这项研究没有涉及断裂韧性的变化。

2.4 与交界面的相互作用

当一条裂缝接近物质的交界面时会存在多种可能性, 包括各种方式的剥离和穿透。如果物质间交界面的胶结比较弱, 就会出现滑脱或者剥离。当缝高到达交界面时也可能限制裂缝的发育。裂缝也许沿着交界面延伸而不是穿过交界面, 并且垂向高度的增长停止。一般而言, 交界面的滑脱或者剥离发生在较浅的地层中, 因为浅层上覆压力不够大而且层与层之间的胶结比较弱。

2.5 联合影响

在水力压裂的过程中, 上面提到的所有机理都是同时作用的。因此研究这些机理的联合作用非常重要。水力压裂是一个流体流动和裂缝变形的耦合过程。尽管流体的压力直接影响着裂缝的变形和缝高的增长, 但是流体压力本身也受到裂缝几何尺寸 (特别是裂缝宽度) 的强烈影响。由于裂缝宽度对缝内流体压力的影响, 因此水力压裂的裂缝不同于静常压载荷下的裂缝。联合作用表明模量差对裂缝的几何尺寸和支撑剂的铺置的影响是非常重要的。

3 数值模型

拟三维水力压裂模拟器中裂缝的变形是通过要求杨氏模量和泊松比是单一值的数学公式计算的。在层状地层中, 通过特定的准则进行平均后得到杨氏模量和泊松比的单一值。研究表明没有实际的建立复合模量地层的模型, 得到一个合适的平均值是很困难的, 因为不仅模量的大小和每一层的厚度不同, 而且层与层之间的相对位置都是不同的。

在层状油气藏中考虑杨氏模量和泊松比的影响, 将精确有效的基于DDM的数值程序结合进拟三维水力压裂模拟器中。计算公式是基于平面应变假设的, 这种假设与拟三维模型中对裂缝变形和高度增长计算的模拟是一致的。模拟器计算的裂缝高度是所有裂开的及邻近地层弹性参数的函数, 因此所得到的裂缝宽度剖面更接近实际情况。确定的缝高的增长也更加精确, 因为应力强度因子是在裂缝尖端附近的裂缝宽度基础上计算出来的。运用这种模拟器, 可以研究模量差、就地应力差、断裂韧性以及流体压力的联合影响, 而与平均模量无关。

4 参数研究

用上面提到的拟三维水力压裂模拟器来表明模量差和应力差在裂缝几何尺寸上的联合影响。图1为对称的三层地层中的一条垂向水力压裂裂缝。中间层的杨氏模量是E1以及水平方向上的最小应力σ1, 而底部和顶部边界层的杨氏模量为E2, 应力为σ2。假定层与层之间没有滑脱 (胶结完好) , 水力压裂的裂缝从中间层开始, 并且原始裂缝高度h0就是中间层的高度。流体的注入量是常数 (这在水力压裂的施工中是很常见的) , 而流体压力是通过模拟器进行计算的。各种情况下用到的共有数据如下:

泊松比=0.2 (所有层)

断裂韧性=10.988 8 GPa×cm12 (所有层)

滤失系数=0.304 8×10-4 m/min12 (仅中间层)

裂缝的原始高度=15.24 m

注入速率=2.8 t/min

注入持续时间=30 min

用了三个应力差 (σ1和σ2之差) :3.447 5、6.895、10.342 5 MPa。基本工况中流体黏度为0.1 Pa5s, 另外添加的两个黏度 (0.03 Pa5s和0.3 Pa5s) 用来强调黏度和流体压力的耦合效应。

模拟计算的裂缝几何尺寸 (井眼附近的裂缝高度、裂缝半长、平均裂缝宽度) 以及注入期结束时的净流压 (流体压力减去中间层的就地应力) 结果列于表1和表2中。表1是平均模量的工况与中间层高模量、外部层低模量的工况进行比较的结果, E1和E1之间的模量差分别是5倍 (5×6.895 GPa对应1×6.895 GPa) 和10倍 (5×6.895 GPa对应5×6.895 GPa) , 这些工况与平均模量为5×6.895 GPa的工况进行了比较。

表2则比较了模量相反的情形, 即外部层模量高于中间层模量。这些不同模量差的工况与平均模量为0.5×6.895 GPa的工况进行了对比。

4.1 外部地层低模量

表1表明, 外部低模量地层中的裂缝比运用平均模量地层中的裂缝受到更多的牵制 (即缝高较小, 而缝长较长) , 当外部地层的模量比中间层小5~10倍时, 裂缝的高度明显地减小。

许多研究考虑的是相反的情形, 即中间层的模量低而外部层的模量高 (见下一小节) 。这些研究表明外部高模量阻碍了缝高的增长, 因此容易逻辑性地得出外部低模量会增强裂缝的延伸的结论。事实上, 外部低模量不是增强而是阻碍了裂缝高度的发育, 这种影响与直觉是相反的。

外部地层低模量限制缝高发育的主要原因是裂缝宽度变形和流体压力的耦合效应。注入速率一定, 流体压力由裂缝宽度和缝内的流体流量决定, 在层状地层中, 裂缝宽度不仅依赖于局部模量, 也受到临近地层模量的影响。当外部地层模量低于中间地层模量时, 中间层的裂缝宽度较宽。较宽的裂缝对流体流动的阻力较小, 因此流压较低。在相同应力差的条件下, 低的净压力产生的裂缝高度更低一些, 因为水力压裂施工通常都是采用恒定的注入率。这项研究中得到的结果比基于稳定内压得到的结果更有意义。

另一个限制缝高发育的原因是应力强度因子与杨氏模量成正比, 根据线弹性断裂力学理论, 两者的关系可以用下列公式表达:

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式中 ki——应力强度因子

E——杨氏模量

υ——泊松比

w——缝端附近的宽度

r——距缝端的距离

裂缝的尖端越过交界面由高模量地层进入低模量地层时, 由于低模量应力强度因子将会减小。尽管在低模量地层裂缝的宽度会更大一些, 但是宽度上的增加不足以弥补模量上的减小, 因为从高模量地层到低模量地层缝宽是连续的, 并且中间层的高模量会限制缝宽的发育。事实上, 由于裂缝会稍微穿透到外部地层, 交界面上的缝宽与模量比的平方根成线性关系。因为应力强度因子正比于外层模量, 外部层低模量总的影响表现为外部层较小的应力强度因子。

以上的讨论是基于二维平面应变假设, 三维裂缝的分析显示了相似的结果。用三维的分析对穿过双边介质的扁平形裂缝周围的应力强度因子进行了计算, 尽管低模量地层中裂缝宽度大于高模量地层中的, 但是其应力强度因子小于高模量地层的。

应力强度因子与断裂韧性的匹配决定了裂缝高度的增长, 由于断裂韧性明显不依赖于岩石的类型, 在研究变量时我们假定所有层的断裂韧性都是相同的。在这个工况中, 外层较低的应力强度因子意味着裂缝的尖端越过交界面以后裂缝高度的增长很小, 如果低模量地层的断裂韧性较大, 而高模量地层的较小, 这种影响将会更加明显;反之, 这种影响将会减弱。

4.2 外部地层高模量

我们接下来考虑表2中的工况, 在这些工况中外部地层的模量高于中间层的。当外层的模量高时, 裂缝的高度较大。尽管只有在应力差为3.447 5 MPa、模量差为10倍的工况中裂缝高度的差别才非常明显, 但是得出的所有结论都与直觉不同, 并且与其他研究结论相反。

对于特定的裂缝长度, 模量差较大时裂缝的高度则比较小。在表2中, 相同应力差下裂缝的长度几乎是相同的, 并且外层模量较高时裂缝的高度比较大。差异的主要原因是其他的研究采用定流压, 而本研究采用定注入率。对上一小节中相反的条件下得出与直觉不同的结论也有类似的原因 (表1) 。即使对于中间层部分, 若外层模量较高则裂缝的宽度也会受限, 即裂缝的宽度相对窄一些, 如表2所示。给定注入速率, 在相同应力差的条件下, 流体压力较高, 裂缝的高度也较大。

差异的另外一个原因就是缝端越过交界面进入高模量地层以后应力强度因子更大。这个结果与对跨越三层介质 (中间层高模量而外部层低模量) 的三维扁平裂缝的分析结果相似, 即高模量地层的应力强度因子大于低模量地层的。

尽管在外部地层高模量的工况中, 裂缝的高度较大, 但是由于应力差和高模量的影响, 高模量层内部裂缝宽度通常都非常小。图2显示的是平均模量和外部层高模量两个工况中宽度剖面的对比。在外层高模量的工况中增加高度的部分裂缝宽度非常窄。中间层中高模量对裂缝宽度的影响是很明显的, 尽管在中间层 (位于正负7.62 m之间) 有模量差的工况中压力高出60% 左右, 但是最大裂缝宽度几乎是一样的。并且在界面 (位于正7.62 m和负7.62 m的位置) 附近有模量差的工况中的裂缝宽度 (实线表示) 甚至小于平均模量中的裂缝宽度 (虚线表示) 。

正如前面所讨论的, 在实际的水力压裂中, 流体不易流入较窄的裂缝中, 因此裂缝的这一部分体积常常被忽略。事实上, 在这些有模量差和没有模量差的工况中计算的裂缝体积几乎是一样的。

4.3 流体的黏度

从表1和表2的结果可以看到, 模量差的影响与就地应力差及流体压力相关。正如表2中应力差为10.342 5 MPa的三个工况所显示的, 如果应力差远远大于净流压, 模量差的影响就非常小。其中尽管外层模量为5×6.895 GPa的工况中的净压力比外层模量为0.5×6.895 GPa的高出77%左右, 前者裂缝的高度仅比后者大9%左右。在这个工况中, 应力差比净压力大很多, 并且对裂缝的影响非常明显。

如表2中应力差为3.447 5 MPa的工况所显示的, 当应力差的大小与净压力相差不是太大时, 模量差对裂缝高度有很大的影响。外层模量为5×6.895 GPa的工况中的净压力比外层模量为0.5×6.895 GPa的高出60%左右, 前者的裂缝高度比后者的大58%左右。在这个工况中, 尽管额外增加高度的宽度非常窄, 模量的影响却非常重要。

在表1 应力差为3.447 5 MPa的工况中, 净压力接近应力差, 模量成为主导因素。外层模量分别为0.5×6.895 GPa和1×6.895 GPa的工况, 缝高的发育受到很大的限制, 而采用平均模量5×6.895 GPa的工况中, 缝高的发育不受限, 甚至还大于缝长。这个结果超出了拟三维模型的限制, 这里仅用于做比较。平面三维模型可能要求处于这种条件之下。

流压除了与裂缝宽度的耦合作用外, 还依赖于流体黏度和泵入速率。相对高度的限制明显是流压或者黏度的函数。正如上一段落所提到的, 将一些缝高约束比较弱的工况罗列其中进行比较仅限于拟三维模型基础上变量的研究。

总之, 流体压力、应力差和模量差的共同作用决定了裂缝高度的发育。这些因素同时作用的效果仅仅决定于考虑这些机理的水力压裂模拟器。

5 讨论

这项研究和其他早期研究结果表明, 模量差阻碍了裂缝的发育:高模量地层阻碍裂缝发育是在裂缝尖端到达高模量地层之前;低模量地层阻碍裂缝的发育是在裂缝尖端位于低模量地层中的时候。裂缝的尖端更易于在低模量地层中终止。这可能是解释分层地层有模量差时裂缝发育受限的机理之一。

这个机理也可以用来解释为什么有不同模量的分层物质更难以压裂。分层物质对压裂有更高的抵抗作用, 并且被认为有“复合层效应”而阻碍了裂缝的发育。一些解释复合层效应的机理要求交界面滑脱或者分离。在深部地层中, 上覆岩层可能阻止任何显著的滑脱或分离。这项研究中所考虑的模量差对裂缝增长的影响是基于层与层之间完好胶结, 因此可能在这种地层中更加实用。

6 结论

从这项研究中可以得到如下结论:

(1) 在水力压裂条件下, 不同于高模量地层对裂缝发育的限制机理, 低模量地层也能限制裂缝高度的增长。

(2) 高对低和低对高两种类型的模量差均会阻碍裂缝高度的增长, 当裂缝趋近高地层模量时, 高模量地层有阻碍作用, 但是只有当裂缝位于低模量地层中时, 低模量地层才会阻碍裂缝的发育。尽管任何一种情况都不能完全终止裂缝的增长, 当地层有杨氏模量高低交错的分层时, 两者的阻碍过程均能用来解释裂缝高度发育受限。

符号说明

E__杨氏模量, m/Lt2 (GPa)

h0__裂缝的原始高度, L (m)

KI__应力强度因子, m/L12t2 (lb/in25in2)

r__距缝端的距离, L (cm)

w__缝端附近的宽度, L (cm)

υ__泊松比

σ__就地应力, m/Lt2

摘要：以往的研究资料表明应力差对裂缝高度的控制占主导地位, 而杨氏模量差的影响则较小。然而, 最近一项研究表明模量差对裂缝的几何尺寸和支撑剂的铺置有非常重要的影响。进一步研究, 我们考虑模量差和就地应力差对裂缝几何尺寸的联合影响。研究中应用了模量精确分层的拟三维水力压裂模拟器。在相同地应力差的条件下, 将平均模量和分层模量计算的裂缝高度进行了比较。基于基本的断裂力学理论和水力压裂中流体压力的耦合作用, 对结果进行了分析和解释。其中一个重要发现是低模量的地层也能够控制裂缝高度。研究中得出的结论可应用于中等模量差到较大模量差地层的水力压裂施工。研究的机理也可以部分地解释一些从微地震和测斜仪成像得出的最新结论。这些结论显示了实际裂缝高度小于普通应用拟三维水力压裂模拟器 (基于平均模量) 预测的裂缝高度。

裂缝高度 篇4

结构的破坏和倒塌也是从裂缝扩展开始的。事实上, 裂缝的扩展是结构物被破坏的初始阶段, 同时, 有些裂缝的出现也会严重威胁结构的承载力。自混凝土技术应用以来, 不断与裂缝作斗争, 工程界一直都非常关注温度和荷载的变化对混凝土裂缝造成的影响。

低高度混凝土桥梁裂缝的出现, 一方面会影响桥梁结构的承载力;另一方面也会降低桥梁结构的耐久性。目前, 国内对先张预应力和普通低高度混凝土简支梁桥裂纹成因机理的分析仅局限于定性的分析, 并没有进行一些定量的力学数值分析。根据现场调查和检测、试验数据, 结合有限元分析结果, 提出了该类结构裂纹的整治措施, 以防止结构裂纹继续扩展, 达到消除结构中不安全因素的目的。

1 研究现状及意义

目前, 对低高度混凝土桥梁裂缝的主要处置方法有以下几种:表面处理法、填充法、灌浆法、表面喷涂法、结构补强法、粘贴钢板封闭法、因碱骨料开裂的混凝土裂缝修补和粘贴CFRP布加固法等。

裂缝处置和加固的方法种类较多, 但是, 从裂缝的受力角度看, 裂缝分为受力性裂缝和非受力性裂缝。受力性裂缝不仅会影响结构的耐久性, 还会威胁结构的承载能力。针对受力性裂缝, 表1中列出了目前常用的处理方法及其优缺点。

2 裂缝病害分析

为了科学地分析低高度混凝土桥梁裂缝病害, 从现场收集部分较为严重的桥梁缝数数据, 并将数据进行有限元分析、处理, 四种桥梁结构的典型裂缝病害特征如表2所示。

根据各类桥梁的病害特征, 分析出现裂缝的具体原因。

2.1 20 m RC低高度梁裂缝病害分析

2.1.1 腹板靠近马蹄处和马蹄处纵向裂通裂缝

这类裂缝为受力性裂缝。从裂缝形态看, 裂缝纵向贯通, 主要出现在马蹄侧面、腹板中下部。有限元计算说明, 在荷载作用下, 腹板中下部和马蹄主拉应力已经超过了混凝土的抗拉强度。在温度作用下, 靠近主筋部位处的混凝土薄弱部位最先开裂, 释放变形能, 从而形成腹板靠近马蹄处和马蹄处纵向裂通裂缝。

2.1.2 梁体翼板底部纵向裂通裂缝

这类裂缝为非受力性裂缝。从裂缝形态看, 裂缝纵向贯通, 主要出现在翼板底的中部。有限元计算结果说明, 在荷载作用下, 此结构不可能开裂。现场调查发现, 碱骨料病害现象并不明显。裂缝与结构构造有关, 属于受养护温度影响所产生的自应力裂缝类型。虽然1985规范中增加了翼板宽度, 但是, 翼板厚度增加是有限的。在养护温度影响下, 由于钢筋材料与混凝土膨胀系数有差别, 使得拉应力沿钢筋分布较大。当拉应力超过混凝土强度和抗拉强度时, 即形成了梁体翼板底部纵向裂通裂缝。

2.1.3 支座两端局部网格状裂缝

这类裂缝为非受力性裂缝, 属于养护不当造成的混凝土收缩裂缝。

2.1.4 变截面腹板延伸至支点马蹄处斜裂缝

这类裂缝为受力性裂缝, 支点处的裂缝宽度大于腹板处的裂缝宽度。有限元计算说明, 在荷载作用下, 支点处主拉应力超过了混凝土的抗拉强度, 从而形成了与主拉应力垂直的斜裂缝。

2.2 20 m PC低高度梁裂缝病害分析

2.2.1 腹板中部和马蹄处纵向裂通裂缝

这类裂缝为受力性裂缝。从裂缝形态看, 此类裂缝纵向贯通, 主要出现在马蹄侧面和腹板中下部。有限元计算说明, 在荷载作用下, 马蹄和腹板中下部主拉应力满足混凝土抗拉强度的需要。在温度作用下, 靠近主筋部位的混凝土薄弱部位最先开裂, 并释放变形能, 从而形成了腹板中部和马蹄处纵向裂通裂缝。

2.2.2 梁体翼板底部纵向裂通裂缝

这类裂缝为非受力性裂缝。从裂缝形态看, 裂缝纵向贯通, 主要出现在翼板底的中部。有限元计算结果说明, 在荷载作用下, 该处结构不可能开裂。现场调查发现, 碱骨料病害现象并不明显。裂缝与结构构造有关, 属于受养护温度影响所产生的自应力裂缝类型。虽然1985规范中增加了翼板宽度, 但是, 翼板厚度增加是有限的。在养护温度的影响下, 由于钢筋材料与混凝土膨胀系数有差别, 使得拉应力沿着钢筋分布较大。当拉应力超过混凝土强度和抗拉强度时, 就会形成梁体翼板底部纵向裂通裂缝。

2.2.3 底板由支座至跨中局部纵向裂缝

这类裂缝为受力性裂缝。裂缝主要受预应力、截面尺寸的影响较大。这类裂缝病害主要是因为在预制过程中, 施工和养护不当而造成的。

2.2.4 变截面腹板延伸至支点马蹄处斜裂缝

这类裂缝为受力性裂缝。腹板处裂缝宽度大于支点处的裂缝宽度。有限元计算说明, 在荷载作用下, 支点处的主拉应力能满足混凝土抗拉强度的需要。裂缝主要受温度、预应力和收缩的影响, 一方面, 这类裂纹在预制过程中, 养护温度过高使得腹板收缩过大, 产生沿腹板的斜裂缝;另一方面, 由于低高度先张梁高低, 截面惯性矩小, 预应力筋采用直线配置, 上翼缘拉应力大, 受徐变的影响, 形成了由腹板延伸至支点马蹄处的斜裂缝。除此之外, 梁高低, 下梗肋处折角应力集中现象突出, 也是出现这类裂缝的原因。

2.3 16 m PC低高度梁裂缝病害分析

2.3.1 变截面腹板延伸至支点马蹄处斜裂缝

这类裂缝为受力性裂缝, 腹板处裂缝宽度大于支点处裂缝宽度。有限元计算说明, 在荷载作用下, 支点处主拉应力满足混凝土抗拉强度需要。裂缝主要受预应力、温度和收缩条件的影响, 一方面, 这类裂纹在预制过程中, 养护温度过高, 导致腹板收缩过大, 产生沿腹板斜裂缝;另一方面, 由于低高度先张梁梁高低, 截面惯性矩小, 且预应力筋采用直线配置, 其上翼缘拉应力大, 受徐变的影响, 形成了由腹板延伸至支点马蹄处的斜裂缝。除此之外, 梁高低, 下梗肋处折角应力集中现象突出, 也是出现这类裂缝的原因。

2.3.2 梁体翼板底部纵向裂通裂缝

这类裂缝为非受力性裂缝。从裂缝形态看, 这类裂缝纵向贯通, 主要出现在翼板底的中部。有限元计算结果说明, 在荷载作用下, 此处结构不可能开裂。现场调查表明, 碱骨料病害现象并不明显。该裂缝与结构构造有关, 属于受养护温度影响所产生的自应力裂缝类型。虽然1985规范中增加了翼板宽度, 但是, 翼板厚度增加是有限的。在养护温度影响下, 由于混凝土与钢筋材料膨胀系数有差别, 使得拉应力沿钢筋分布较大。当拉应力超过混凝土强度和抗拉强度时, 形成了这类纵向裂通裂缝。

2.3.3 梁体下翼缘龟裂

这类裂缝属于非受力性裂缝, 主要是在预制过程中, 养护不当造成的收缩裂缝。

2.4 12 m RC低高度梁裂缝病害分析

某桥为现浇型12 m RC低高度梁。有限元分析说明, 该桥受拉侧混凝土最大拉应力超过了规范的要求, 属于典型的带裂缝工作结构。无损检测表明, 其混凝土强度略低于规范要求, 严重影响了结构的承载力;保护层厚度小于规范值, 会影响结构的耐久性。结构自振频率偏低, 说明结构承载能力储备不足, 建议换梁。

3 裂缝处置措施

针对以上四种桥梁的裂缝病害, 建议采用以下处置措施: (1) 对于12 m RC低高度梁, 检测和计算分析结果说明, 该结构施工质量差, 承载能力储备不足, 建议换梁。 (2) 对于其他三类桥梁, 检测和计算分析结果说明, 既有结构的碳化深度、混凝土强度和结构构造均能满足1985规范要求, 但是, 保护层厚度低于2005规范中提出的要求。同时, 由于1985规范在桥梁构造上提出了一些新的要求, 使得翼板和梗肋处易产生应力集中型裂缝。目前, 既有结构梁体工作性能基本正常, 能满足承载力的需求。但是, 部分裂缝开裂严重, 并有继续发展的趋势, 严重影响了结构耐久性, 建议予以整治, 并跟踪观察。

参考文献

[1]钟铭, 王海龙.混凝土结构裂缝的研究进展[J].国防交通工程与技术, 2003 (1) .