破裂压力计算概述
1引言
1.1破裂压力概念
地层破裂压力(P
B
)定义为使地层产生水力裂缝或张开原有裂缝时的井底压力,要实现水力加砂压裂的前提条件是应该有足够的地面泵压使井底目的层地层
开裂。实际生产中通常用破裂压力梯度G
B (地层破裂压力P
B
与地层深度H的比值)
表示破裂压力的大小,破裂压力梯度值G
B
一般由压裂实践统计得出。地层破裂压力与岩石弹性性质、孔隙压力、天然裂缝发育情况以及该地区的地应力等因素有关。在压裂施工中的地层破裂压力还可以这样来理解就是裂缝即将开启而未开启时的井底压力；在压裂施工作业中，如果起泵初期压力有比较明显的降落时，那么我们就可以确定出破裂压力来这一数值可用下面这一关系式来描述：地层破裂压力=裂施工作业初期的最高套管压力+层中部的液柱压力
1.2破裂压力的获取途径
水力压裂是油气井最常用的一种增产措施，而地层破裂压力是压裂设计和施工工艺的一项重要参数，确定该参数正确与否，将关系到能否保证压开地层等问题。
该参数的获取有两种途径：一是进行室内岩石力学实验或井场水力压裂施工；二是从测井资料中提取。目前，用测井资料估算砂泥岩剖面地层破裂压力的方法与技术较为成熟。由于碳酸盐岩地层原生孔隙很小，次生孔隙的发育使岩石的刚性大大减弱，并呈现出明显的非均质性与各向异性，同时不同的构造部位受构造应力作用的强度难以确定，最小水平主应力和岩体抗张强度的度量较难，造成用测井资料计算的地层破裂压力精度较低。碳酸盐岩地层破裂压力与测井响应具有密切的关系。利用能够反映碳酸盐岩地层基本特性和岩石力学性质的测井信息，预测碳酸盐岩地层的破裂压力是一种经济、简便的可靠途径。
1957年，Hubbert和Willis根据三轴压缩试验，首先提出了地层破裂压力预测模式即H-W模式。到目前为止，国内外提出了许多预测地层破裂压力的方法。比较常用的有Eaton法，Stephen法，黄荣樽法等。1997年Holbrook发表了适于预测张性盆地裂缝扩展压力的一种方法。现场应用表明，修正后的模型具有较高的精度。
以上方法需要确定地层的泊松比、地层的构造应力系数、抗拉强度、室内岩心三轴试验和现场典型的破裂压力试验。
1.3地层破裂力学模型
压裂作业时，地层破裂力学模型如图1.1所示。此时，地层裂隙受地应力与压裂液共同作用。考虑深层水力压裂主要是形成垂直裂缝，且裂缝穿透整个油层。地应力与压裂液应力的最终有效合应力在裂隙壁面上是拉应力，当其合成应力强度因子K达到临界值时，裂隙就开始失稳延伸。
图1.1 压裂施工地层破裂模型
1.4破裂压力的应用
破裂压力数据在油田上应用较为广泛，应用于钻井、修井、压裂、试油、井下测试等井下工艺技术，钻井大多数是在裸眼中进行的，所以破裂压力数据在钻井方面尤为重要，它是钻井之前的井身结构设计，套管强度计算、钻井液密度设计等钻井工程设计内容的关键参数，特别是在一个新的区块开发之前，破裂压力这一数据为就重中之重了。它决定着在这一新的区域内的所有钻井方案是否正确，并能否顺利执行和能否顺利完成。
2 国外破裂压力计算模型总结
地层的破裂压力对钻井液密度确定、井身结构和压裂设计施工等有着重要的指导作用。从上世纪五六十年代，国外就开始对地层破裂压力进行了研究，并取得了一系列的成果。主要如下：
1967年马修斯和凯利（Matthew，Kelly）提出了一个预测模型
（2.1）式中 P
—地层破裂压力；
f
—地层空隙压力：
P
p
S —上覆岩层压力：
—随井深而变化的应力系数。
K
i
由于马修斯和凯利认为上覆层压力梯度等于1.0磅/平方英尺?英尺，是不随深度变化的常数，因而不符合实际情况。而且K
值需要实际压裂资料来确定，
i
所以未得到推广应用。
1969年伊顿（Eaton）提出上覆岩层压力梯度不是常数而是深度的函数，可由密度测井曲线求得，并把（1）式中的K
值具体化为μ/(1-μ)，μ为地层的
i
泊松比。提出预测破裂压力模式为
（2.2）伊顿认为（2）式中的μ值应由地层破裂试验数据求得，提出西德克萨斯储积砂岩层的泊松比是不随深度变化的常数，其值等于0.25。但又认为墨西哥湾沿海地区的砂岩泊松比是随深度变化的，其值大于0.25，并在约2000m是都达到或超过0.4。由于伊顿的所谓泊松比是按（2）式反算的，其中包括了伊顿模式中未加考虑的经验周围的应力集中，地质构造应力和岩层的强度特性等在内的许多因素的影响，所以反算而得到的μ值不是岩层本身的真实泊松比，其数值明显偏大，有时超过不可压缩材料泊松比的上限值0.5，达到0.8以上。
1973年安德森（Anderson）等探索从测井资料中获得足以确定地层破裂压力的系数，考虑了井壁上应力集中的影响，并根据特查希（Terzadhi）的试验结果对比奥特（Biot）弹性多孔介质的应力、应变关系式进行简化后到处了预测地层破裂压力的模式为：
（2.3）安德森提出用测井资料确定砂岩泥质含量和孔隙度并找出它们与岩层泊松比的关系后才能确定（3）式中的μ值，而对非砂岩地层的破裂压力仍无法预测。由于导出（3）式时没有计入地下构造应力的影响，所以这个预测模式亦不具普遍意义。
1982年斯蒂芬（Stephen）提出了再预测破裂压力的模式中考虑构造应力的问题，但又做了均匀水平构造应力的假设，其预测模式为：
（2.4）式中ξ—均匀构造应力系数可由实测破裂压力推算。
可见，斯蒂芬公式只是伊顿公式的改进，多了一项均匀构造应力系数，但是在水平方向均匀构造应力的假设是不符合全世界多数地区的地应力状况的。斯蒂芬主张用在常压下测得的动弹模量推算的泊松比值而没有考虑地下岩层围压的作用以及动弹模量和静弹模量之间的差别所应进行的修正。
上述四个模式中，均采用了岩层抗张强度为零的假说，这也与实际情况不符，而岩层抗张强度对其破裂压力也是有明显影响的。
1997年Holbrook 发表了适于预测张性盆地裂缝扩展压力的一种方法：
(2.5)
(1-Ф)表示地层的压实程度，经现场验证该方法对于泥岩地层适用性较好,但对于砂岩地层预测值偏高。
1999年M.M.Hossain提出了新的破裂压力理论即裸眼斜井的破裂压力理论。
3 国内破裂压力计算模型总结
1986年黄蓉樽考虑到一般地应力是不均匀的，在三向应力的影响下，考虑井眼周围处于平面应力状态，利用弹性理论中kursh关于无限平板中的小圆孔周围应力的解，推导出了地层破裂压力公式：
（3.1）式中参数如下：
——地层泊松比；
——地层破裂压力；
——地层上覆岩层压力；
——地层孔隙压力；
非均质地质构造应力系数；
——水平两个主应力方向构造应力系数；
——地层抗拉强度。
在不考虑岩石抗张强度的基础上，公式可归结为
) （3.2）该公式没有考虑岩石中孔隙压力的作用和滤液侵入岩石的影响，而且假设了岩石满足特查希的有效应力条件（即作用于岩石固体骨架上的有效应力等于正应力减去孔隙压力）。
2000年李传亮、孔祥言提出了裸眼井完井条件下破裂压力的计算公式：
图1 裸眼完井垂直裂缝示意图
在裸眼完井条件下对油井进行压裂,垂直裂缝将沿着最大水平主应力的平行方向延伸,当裂缝开始形成时,井底流压即地层岩石的破裂压力计算公式为：
（3.3）裸眼完井条件下地层产生垂直裂缝时的岩石破裂压力除了与岩石的性质参数Φ和η有关外,主要受水平地应力参数σh和σH 的影响。按照上式的推导方法,推导出裸眼完井条件下地层产生水平裂缝时的岩石破裂压力计算公式：
（3.4）2001年葛洪魁、林英松、马善洲等人提出了修正Holbrook地层破裂压力预测模型。指出虽然Holb roo k的破裂压力与孔隙度的关系较好地解释了井漏容易在疏松砂岩地层中发生的现象，但对高孔隙度地层不适用。基于“临界孔隙度”概念和岩石力学特性通用预测模型, 对Holbrook地层破裂压力预测模型进行了修正得出如下公式：
（3.5）2002年邓金根、王金凤、周建良根据线性孔隙弹性理论，在考虑孔隙压力及库伦-摩尔准则有效应力的情况下，推导出了地层渗透和地层不渗透两种情况下的破裂压力计算公式：
（3.6）
（3.7）式中：为地层的静态泊松比；
为地层的静态杨氏模量(MPa)；
，为构成应力系数。
2002年李传亮提出了射孔完井条件下破裂压力的计算方法：
图2 油井射孔孔眼示意图
图3 射孔孔眼垂直裂缝示意图
对于射孔完井,情况则完全不同。由于油层段下了套管,地层是通过射孔孔眼与井筒进行联系的。高压液体首先从井筒流入射孔孔眼,然后通过孔眼把地层岩石压开。每个孔眼就相当于裸眼完井条件下的1个井眼。在所有的孔眼中,与最小水平主应力垂直或与最大水平主应力平行的孔眼中最容易产生垂直裂缝,在孔眼中产生垂直裂缝时的岩石破裂压力计算公式为：
此公式的推导方法与裸眼井垂直裂缝破裂压力公式的推导方法类似。由射孔井的破裂压力的公式可见:射孔完井条件下地层产生垂直裂缝时的岩石破裂压力
除了与岩石的性质参数Φc 和η有关外, 还要受地应力条件参数σh 和P ob
的影响,而与地层的最大水平主应力σH 没有关系。
射孔完井条件下地层产生水平裂缝时pb 为:
由上式可以看出：射孔完井条件下地层产生水平裂缝时的岩石破裂压力除了与岩石的性质参数Φc和η有关外，主要受地应力条件参数σH 和pob的影响，而与地层的最小水平主应力σh 没有关系。所以，射孔完井条件下产生水平裂缝时的岩石破裂压力计算公式与裸眼完井条件下产生水平裂缝时的岩石破裂压力计算公式完全不同。
2003年胡永全、赵金洲、曾庆坤等提出了计算射孔井水力压裂破裂压力的有限元方法（有限元分析方法是一种以能量原理和变分法为理论基础,以矩阵代数和计算方法为主要工具的近似数值分析方法。广泛用于结构分析,以确定研究对象的应力与应变变化规律。）。他们将套管和岩石视为具有不同性能的两种材料,应用引进的CAD/ CA E/ CAM Pro/ E有限元软件在SGI工作站上计算得到了射孔孔眼周围的应力分布。根据主应力方位确定了压裂裂缝方位，结合岩石破裂准则得到水力压裂施工的破裂压力为。
2004年边芳霞、林平、王力等考虑到地层岩石存在天然微裂隙这一客观事实，建立了地应力与压裂液共同作用时，地层裂隙的应力强度因子表达式；并根据断裂判据，推得了地层破裂压力计算模型如下:
表1 不同完井方式破裂压力计算模型
式中个参数如下：
K1 —套管承载系数(通常取K1 = 4165) ；
K2 —射孔套管系数；
K3 —无孔套管系数；
Ps —孔隙压力,kg/ cm2；
Rw—井半径,cm ；
St —岩石抗张强度,kg/ cm2；
μ—岩石泊松比；
z—压裂层深度,m ；
σ—有效应力值,kg/ cm2；
γ—岩石重度,kg/ cm3；
ζ—侧压系数；
K渗—渗透系数。
2004年郭凯俊、常培锋从地应力与岩石力学参数研究入手，分析井周应力场分布，根据起裂准则，建立了浅层破裂压力预测模型。
直井破裂压力预测模型：
（1）垂直缝的破裂压力：
若考虑地层低渗透，强度各向异性不明显，则
（2）水平缝的破裂压力：
若考虑地层低渗透，强度各向异性不明显，则
为：
破裂压力P
f
为孔隙压力，v为泊松比，Ф为孔隙度。
式中：p
P
2007年张旭东认为孔隙性地层的渗透性具有较强的应力敏感性，井筒流体的流体力学特性及泵入排量影响井周地层渗流压力和地层应力分布，从而决定着井筒流体渗入地层的流量和沿程摩阻。考虑应力敏感性渗流对井口记录的破裂压
力的影响，建立了孔隙性地层破裂压力的解释模型，得出：
在水力压裂作业时，地表压力表记录地层破裂时的压力为P
，地层实际破裂
t
压力P
则为：
f
式中：为井筒沿程摩阻。
2008年刘翔在国内外相关应力分析研究的基础上，运用解析方法研究了射孔后孔眼围岩的地应力分布，通过应力分布计算,结合抗拉破坏准则，对垂直射孔井水力压裂破裂压力进行了分析，得到了孔眼围岩应力分布和垂直射孔井水力压裂破裂压力的定性认识。如下：
由弹性力学理论，最大拉伸应力为：
结合岩石拉伸破坏准则，引入有效应力，得到破裂压力的计算公式：
T 岩石的抗拉强度,MPa；
孔眼围岩周向应力,MPa；
σ
Ф
σzz 孔眼围岩轴向应力,MPa；
ηp 孔隙压力贡献系数,无量纲；
原始孔隙压力,MPa。
p
p
2009年王河、樊洪海考虑到目前预测地层破裂压力的方法中大多数的参数需经过大量的岩心试验获取实际工作中我们常常遇到没有岩心实验数据或者数据不足的情况，提出的是一种利用现场实测数据的方法，通过实测数据反算计算公式中的参数，然后计算破裂压力。在资料不全的情况下用此方法简单实用，现场应用亦很方便。主要过程如下：
K 即水平有效应力与垂直有效应力的比值,称为侧压力系数。上覆岩层压力可由密度测井资料获得，待定参数K值的求取，我们可以从以下方法得到：
(1) 查找地层破裂压力实验和地层破裂压力测试的数据，从中可以计算出地层的破裂压力，带人上式就可反算出该深度的侧压力系数；
(2 )查找同区域地应力的数据，或者同区域其他井已取岩心的实验数据。构造平缓的区域，同一海拔地应力值差不多，对于构造剧烈的区域情况就不一样了。柏松比的计算可以，可以算出该深度的侧压力系数。
通过以上方法可以得到一组侧压力系数K 值。中间没有侧压力系数的地层,其K 值按线性插值方法求取，结合已经计算出来的上覆岩石压力和孔隙压力就可以计算出破裂压力。
2009年任岚、赵金洲、胡永全等人以多孔介质流体渗流与岩石应力–应变耦合理论为基础，推导水力压裂时岩石破裂压力数值计算方程，提出了一种全新的岩石破裂压力计算方法。该方法考虑岩石变形与流体渗流的全耦合作用，采用有限元法数值计算技术，能模拟计算流体向地层渗滤情况下井眼周围地层有效应力的时空分布。克服了传统破裂压力解析计算方法的许多不足，如无法精确计算井眼周围孔隙压力的升高导致应力集中加剧对破裂压力的影响，无法计算地层破裂的确切时间等问题；实现了岩石破裂压力数值计算的突破和计算精度的提高，为水力压裂时岩石破裂压力的计算找到了新的理论和方法。其计算流程图如下：
图计算流程图
2010年刘欣、刘从箐、刘同斌认为斜井破裂压力是压裂设计的一个重要参数，一般只能从已知射孔方位角来预测该参数。但现场采用的是非定向射孔,缺乏相应破裂压力的预测方法,而传统的破裂压力计算方法并没有获得非定向射井破裂压力的变化规律。因此，他们研究了相位对斜井射孔破裂压力的影响。
4结论
通过调研近年来国内外对于破裂压力的计算方法，这些方法都有各自的适用性。都没有全面考虑影响破裂压力的各种因素，因此，都有一定的实用范围。现对其优缺点及实用性进行简要总结。
（1）H-W方程是最早研究水力压裂机理的成果，它实际是计算的岩石破裂压力的上限值，而H-F公式计算的是岩石破裂压力的下限值，岩石的实际破裂压力介于他们之间，其数值随岩石性质变化而有所不同。
（2）伊顿Eaton首次提出了上覆岩层压力梯度不是常数而是深度的函数，其值可由密度测井曲线求得。但伊顿公式没有考虑井壁应力集中的影响和地层破裂的真实起因，更没有考虑到不均匀的原地应力或地质构造力对地层压力的作用。因次伊顿法往往局限于墨西哥湾地区。
（3）安德森法人为可以从电测资料中掌握砂岩泥质含量，来间接确定它的μ值。但是这个关系式式随砂岩的结构特点而变的，且除砂岩以外的其他地层的破裂压力仍然无法预测。而且也没有充分考虑地下构造应力的影响，所以该预测破裂压力的模式也不具有普遍意义。
（4）黄荣樽法计算公式从地下岩层中两个水平主方向上作用着不等的地质构造应力的条件出发，分析井壁上应力集中现象，同时考虑岩层本身强度性质，提出了一个比较全面第考虑了各种因素的计算方法，在我国各主要油田中有较大的实用性。
（5）刘翔在研究了垂直射孔井破裂压力，得出了破裂压力随孔眼方位角增大而增加的结论，对射孔井的破裂压力计算有一定指导意义。
（6）任岚在提出的采用有限元数值计算技术进行模拟计算的方法，推导了流体渗流和岩石应力-应变的全耦合破裂压力方程，克服了传统破裂压力计算的许多不足，如无法计算井眼周围孔隙压力的升高导致应力集中加剧对破裂压力的影响，无法计算地层破裂的确切时间等问题。
（7）樊洪海提出了利用现场实测数据反算侧压力系数，然后计算破裂压力的方法是针对资料不全的情况下的一种经验与理论相结合的方法，对于没有水平构造力或水平构造力较小的地层有一定适用性。
4.1存在的问题及改进的方向
压裂过程中，地层岩石的破裂压力与油井的完井方式有很大关系。射孔完井条件下地层岩石破裂压力的计算公式与裸眼完井条件下的公式有所不同。油井压裂设计过程中，应根据油井的完井条件选择相应的计算公式来确定岩石的破裂压力。
目前，射孔完井的应用日益广泛，水力压裂的对象绝大多数都是射孔完井方
式。因此，射孔参数对于破裂压力有重要影响，这方面的研究还有待深化。
第二节地层破裂压力
第二节 地层破裂压力 在井下一定深度裸露的地层，承受流体压力的能力是有限的，当液体压力达到一定数值时会使地层破裂，这个液体压力称为地层破裂压力（Fracture pressure ），一般用f p 表示。使用最广泛的地层破裂压力预测是Hubbert-Willis 模式和Haimson-Fairhurst 模式。 破裂压力数据应用于钻井、修井、压裂、试油井下测试等井下工艺技术，钻井大多数是在裸眼中进行的，所以破裂压力数据在钻井方面尤为重要，它是钻井之前的井身结构设计，套管强度计算、钻井液密度设计等钻井工程设计内容的关键参数，特别是在一个新的区块开发之前，破裂压力这一数据为就重中之重了。它决定着在这一新的区域内的所有钻井方案是否正确，并能否顺利执行和能否顺利完成。 压裂作业时，地层破裂力学模型如图 1.1所示。此时，地层裂隙受地应力与压裂液共同作用。考虑深层水力压裂主成垂直裂缝，且裂缝穿透整个煤层。地应力与压裂液应力的最终有效合应力在裂隙壁面上是拉应力，当其合成应力强度因子K 达到临界值时，裂隙就开始失稳延伸。
地层的破裂压力对钻井液密度确定、井身结构和压裂设计施工等有着重要的指导作用。从上世纪五六十年代，国内外就开始对地层破裂压力进行了研究，并取得了一系列的成果。 H-W 模型 1957年Hubbert 和Willis 根据三轴压缩试验首次提出了地层破裂压力预测模式即H-W 模式指出破裂压力等于最小水平主应力加地层孔隙压力P p ,垂直有 效主应力等于上覆压力P v 减P p 最小水平主应力在其1/3到1/2范围内,预测公 式为: 式中：f P — 地层破裂压力； p P — 地层空隙压力； v P — 上覆岩层压力； 模型中上覆压力梯度为1的假设显然不符合实际,最小水平主应力为1/3到1/2垂直有效主应力范围的假设通常也带来偏低的结果。 1967年Matthews 和Kelly 在H-W 模式中引入了骨架应力系数i K ： ） （p v i p f P -P K P P += 4-7 地层正常压实时，i K 反映了地层实际骨架应力状况其值由区块内已有破裂压力资料确定，i K 系数曲线的绘制需要大量实际压裂资料，限制了此方法的应用。 1968年Pennebaker 指出上覆压力梯度是不断变化的，并将其与地质年代联系了起来。他根据声波时差资料建立了一组上覆压力梯度与深度的关系曲线，这是第一次在破裂压力预测技术中引入测井手段。 Pennebaker 将i K 定义为泊松比和时间的函数，并指出i K 随深度和地质年代的变化而变化。
地层破裂压力试验报告 步骤： 1、扫水泥塞钻井，钻穿水泥塞后钻进新地层3-5米，井深1835米处，随后循环泥浆，使进出口泥浆性能趋于一致。此时泥浆密度为 1.18克每立方厘米。 2、起两柱立柱，钻头提至套管鞋内（套管下深1801.95米），关下半封闸板防喷器，注意绞车刹死，闸板不至于封闭钻杆接头处。 3、泥浆泵缸套直径为180毫米，泵速120冲每分钟时排量为46.6升每秒，即累计一冲的排量为23.3升。 4、为使压力趋于稳定，每泵一冲静待2分钟后读取立压数据。同时记录当前累计冲数。 5、实验时，司钻控制泥浆泵，以低泵速泵浆，刚好累计泵冲数加了1冲时，立刻将泵速调为零，同时记录者秒表开始计时，记到2分钟时读数立压表并记录序号、累计泵冲数、立压，之后秒表清零。实验结束后，计算每次的泥浆泵入量。 6、重复第5步，前期立压值应和累计泵入量（累计泵冲数）成线性正比关系，到达漏失压力时，立压涨幅变缓，之后压力达到最大值后逐渐下降趋于平缓，瞬时停泵记录瞬时停泵压力。之后重新启动泵，求出裂缝重张压力。 7、绘制压力、钻井液累计泵入量关系曲线，计算破裂压力当量钻井液密度、地层破裂压力梯度Gf、最大允许关井套压[Pa]。
计算： 图中漏失压力P1=9.9MPa 破裂压力Pf=12.5MPa，钻井液密度1.18g/cm3，破裂压力当量钻井液密度=1.18+102*9.9/1802=1.74g/cm3 地层破裂压力梯度Gf=0.0098*1.18+9.9/1802=0.017MPa/m，最大允许关井套压[Pa]=（0.017-0.0098*1.18）*1835=9.98MPa。 注意事项： 1、泵速一定要控制好，尽力保证每次泵入量为23.3L。 2、立压数据需要等稳定后读取，读取准确。 3、泄压时注意操作安全。
第五章土压力计算 本章主要介绍土压力的形成过程，土压力的影响因素；朗肯土压力理论、库仑土压力理论、土压力计算的规范方法及常见情况的土压力计算；简要介绍重力式挡土墙的设计计算方法。 学习本章的目的：能根据实际工程中支挡结构的形式，土层分布特点，土层上的荷载分布情况，地下水情况等计算出作用在支挡结构上的土压力、水压力及总压力。 第一节土压力的类型 土体作用在挡土墙上的压力称为土压力。 一、土压力的分类 作用在挡土结构上的土压力，按挡土结构的位移方向、大小及土体所处的三种平衡状态，可分为静止土压力E o，主动土压力E a和被动土压力E p三种。 1．静止土压力 挡土墙静止不动时，土体由于墙的侧限作用而处于弹性平衡状态，此时墙后土体作用在墙背上的土压力称为静止土压力。 2．主动土压力 挡土墙在墙后土体的推力作用下，向前移动，墙后土体随之向前移动。土体内阻止移动的强度发挥作用，使作用在墙背上的土压力减小。当墙向前位移达主动极限平衡状态时，墙背上作用的土压力减至最小。此时作用在墙背上的最小土压力称为主动土压力。 3．被动土压力 挡土墙在较大的外力作用下，向后移动推向填土，则填土受墙的挤压，使作用在墙背上的土压力增大，当墙向后移动达到被动极限平衡状态时，墙背上作用的土压力增至最大。此时作用在墙背上的最大土压力称为被动土压力。 大部分情况下作用在挡土墙上的土压力值均介于上述三种状态下的土压力值之间。 二、影响土压力的因素 1．挡土墙的位移 挡土墙的位移（或转动）方向和位移 量的大小，是影响土压力大小的最主要的因 素，产生被动土压力的位移量大于产生主动 土压力的位移量。 2．挡土墙的形状 挡土墙剖面形状，包括墙背为竖直或是 倾斜，墙背为光滑或粗糙，不同的情况，土压力的计算公式不同，计算结果也不一样。 3．填土的性质 挡土墙后填土的性质，包括填土的松密程度，即重度、干湿程度等；土的强度指标内摩擦角和粘聚力的大小；以及填土的形状（水平、上斜或下斜）等，都
主动土压力 挡土墙向前移离填土，随着墙的位移量的逐渐增大，土体作用于墙上的土压力逐渐减小，当墙后土体达到主动极限平衡状态并出现滑动面时，这时作用于墙上的土压力减至最小，称为主动土压力P a 。 被动土压力 挡土墙在外力作用下移向填土，随着墙位移量的逐渐增大，土体作用于墙上的土压力逐渐增大，当墙后土体达到被动极限平衡状态并出现滑动面时，这时作用于墙上的土压力增至最大，称为被动土压力P p 。上述三种土压力的移动情况和它们在相同条件下的数值比较，可用图6-2来表示。由图可知P p ＞P o ＞P a 。 朗肯基本理论 朗肯土压力理论是英国学者朗肯（Rankin ）1857年根据均质的半无限土体的应力状态和土处于极限平衡状态的应力条件提出的。在其理论推导中,首先作出以下基本假定。 (1)挡土墙是刚性的墙背垂直； (2)挡土墙的墙后填土表面水平； (3)挡土墙的墙背光滑，不考虑墙背与填土之间的摩擦力。 把土体当作半无限空间的弹性体，而墙背可假想为半无限土体内部的铅直平面，根据土体处于极限平衡状态的条件，求出挡土墙上的土压力。 如果挡土墙向填土方向移动压缩土体，σz 仍保持不变，但σx 将不断增大并超过σz 值，当土墙挤压土体使σx 增大到使土体达到被动极限平衡状态时，如图6-4的应力园O 3，σz 变为小主应力，σx 变为大主应力，即为朗肯被动土压力(p p )。土体中产生的两组破裂面与水平面的夹角为2 45?- ?。 朗肯主动土压力的计算 根据土的极限平衡条件方程式 σ1=σ3tg 2 (45°+2?)+2c ·tg(45°+2?) σ3=σ1tg 2(45°-?)-2c ·tg(45°-?)
地层破裂压力和坍塌压力预测 摘要 地层破裂压力和地层坍塌压力是钻井工程设计的重要依据，对确定合理的钻井液密度和其他钻井参数有重要意义。在参考了一些书籍和相关论文的基础上，对地层破裂压力和坍塌压力的预测方法做出了较为系统的总结。地层破裂压力的预测主要有H-W模式和H-F模式，包括伊顿法、黄荣樽法、安德森法等；地层坍塌压力的预测主要基于井壁岩石剪切和拉伸破坏的原理。 关键词：破裂压力；坍塌压力；预测
第一章前言 地层破裂压力是指使地层产生水力裂缝或张开原有裂缝时的井底流体压力。它是钻井和压裂设计的基础和依据。如何准确地预测地层破裂压力，对于预防漏、喷、塌、卡等钻井事故的发生及确保油气井压裂增产施工的成功有着重要的意义。 地层坍塌压力是指随着钻井液密度的降低，井眼围岩的剪应力水平不断提高，当超过岩石的抗剪强度时，岩石发生剪切破坏时的临界井眼压力。它的确定对于确定合理的钻井液密度和钻井设计及施工有重要意义。 地层三项压力研究历史及发展现状： ?八十年代以前，地层孔隙压力以监测为主，地层破裂压力预测处于经验模式阶 段，如马修斯-凯利模式、伊顿模式等。没有地层坍塌压力的概念。 ?八十年代，提出了地层坍塌压力的概念，从理论上对地层三个压力进行了公式 推导。 ?九十年代以来，一般根据岩石力学的基本原理由地应力和地层的抗拉强度预测 地层的破裂压力，进入实用技术开发阶段。 目前，地层三项压力预测技术已经得到广泛的重视，也从各个方面对其进行了研究和应用： ●室内实验研究方法（研究院） ●地震层速度法（石大北京） ●常规测井资料法（华北钻井所、石大） ●页岩比表面积法（Exxon) ●人造岩心法(Norway) ●岩屑法(Amoco、石油大学） ●LWD、SWD法（厂家） ●经验模式法（USA)
第六章 挡土结构物上的土压力 第一节 概述 第五章已经讨论了土体中由于外荷引起的应力，本章将介绍土体作用在挡土结构物上的土压力，讨论土压力性质及土压力计算，包括土压力的大小、方向、分布和合力作用点，而土压力的大小及分布规律主要与土的性质及结构物位移的方向、大小等有关，亦和结构物的刚度、高度及形状等有关。 一、挡土结构类型对土压力分布的影响 定义：挡土结构是一种常见的岩土工程建筑物，它是为了防止边坡的坍塌失稳，保护边坡的稳定，人工完成的构筑物。 常用的支挡结构结构有重力式、悬臂式、扶臂式、锚杆式和加筋土式等类型。 挡土墙按其刚度和位移方式分为刚性挡土墙、柔性挡土墙和临时支撑三类。 1．刚性挡土墙 指用砖、石或混凝土所筑成的断面较大的挡土墙。 由于刚度大，墙体在侧向土压力作用下，仅能发身整体平移或转动的挠曲变形则可忽略。墙背受到的土压力呈三角形分布，最大压力强度发生在底部，类似于静水压力分布。 2．柔性挡土墙 当墙身受土压力作用时发生挠曲变形。 3．临时支撑 边施工边支撑的临时性。 二、墙体位移与土压力类型 墙体位移是影响土压力诸多因素中最主要的。墙体位移的方向和位移量决定着所产生的土压力性质和土压力大小。 1.静止土压力（0E ） 墙受侧向土压力后，墙身变形或位移很小，可认为墙不发生转动或位移，墙后土体没有破坏，处于弹性平衡状态，墙上承受土压力称为静止土压力0E 。 2.主动土压力（a E ） 挡土墙在填土压力作用下，向着背离填土方向移动或沿墙跟的转动，直至土体达到主动平衡状态，形成滑动面，此时的土压力称为主动土压力。 3.被动土压力（p E ） 挡土墙在外力作用下向着土体的方向移动或转动，土压力逐渐增大，直至土体达到被动极限平衡状态，形成滑动面。此时的土压力称为被动土压力p E 。 同样高度填土的挡土墙，作用有不同性质的土压力时，有如下的关系： p E >0E > a E 在工程中需定量地确定这些土压力值。 Terzaghi （1934）曾用砂土作为填土进行了挡土墙的模型试验，后来一些学者用不同土作为墙后填土进行了类似地实验。 实验表明：当墙体离开填土移动时，位移量很小，即发生主动土压力。该位移量对砂土
第四节地层破裂压力 一、地层破裂压力的重要性 为了合理进行井身结构设计（套管层次、下入深度）和制定钻井施工措施，除了掌握地层压力梯度剖面外，还应了解不同深度处地层的破裂压力。在钻井中，合理的钻井液密度不仅要略大于地层压力，还应小于地层破裂压力，这样才能有效地保护油气层，使高低压油气层不受钻井液损害，避免产生漏、喷、塌、卡等井下复杂情况，为全井顺利钻进创造条件，以获得高速、低成本、安全高效钻井。地层破裂压力还是确定关井极限套压的重要依据之一。 二、影响地层破裂压力的主要因素 地层的破裂压力首先取决于其自身的特性。这些特性主要包括地层中天然裂缝的发育情况，他的强度（主要是抗拉伸强度）及其弹性常数（主要是泊松比）的大小。 地层中孔隙压力的大小也对其破裂压力有很大的影响。一般来说，地层的孔隙压力越大，其破裂压力也越高。 从力学角度看来，地层的破裂是地层受力作用的结果，除了流体压力的作用外，也和地层中存在的地应力大小有很大的关系。 在地下埋藏着的岩层中，由于受其上方覆盖岩层的重力作用和构造运动的影响，作用着地应力。这种地应力在不同的地区和不同的油田构造断块里是不同的。 通常，三个主方向上的地应力是不相等(如图1-4-1)。即有： σx≠σy≠σz (4-1) 1、上覆岩层压力 表示）,它是由深度H以上岩层的重力产生的。如果地层孔图中σz表示上覆岩层压力（有时也用P 隙压力是P ，则有 p (4-2) σz＝σz′＋P p 式中，σz′称为“有效上覆岩层压力”。它表示扣除孔隙压力的影响后，直接作用在岩层骨架颗粒上的应力。也称为骨架应力。 2、水平地应力 根据该地区有无受到构造运动的影响以及构造运动的形态，可将水平地应力分为三种情况。 (1)未受到地质构造运动扰动过的沉积较新的连续沉积盆地，属于水平均匀地应力状态。其水平地应力只来源于上覆岩层的重力作用。 设地下岩层为各向同性，均质的弹性体，则根据地层在水平方向上的应变受到约束的条件可以导出：бx′=бy′=μ*бz′／（1－μ） (4-3) 式中：бx′、бy′—水平方向的两个有效的主地应力，且有 бx′＝бx－Pp (4-4) бy′＝бy－Pp (4-5) 式中：бz′—有效地上覆岩层压力,MPa
地层压力公式 1．静液压力Pm (1)静液压力是由静止液柱的重量产生的压力，其大小只取决于液体密度和液柱垂直高度。在钻井中钻井液环空上返速度较低，动压力可忽略不计，而按静液压力计算钻井液环空液柱压力。 (2)静液压力Pm计算公式： Pm＝0.0098ρmHm (2—1) 式中 Pm——静液压力，MPa； ρm——钻井液密度，g／cm3； Hm——液柱垂直高度，m。 (3)静液压力梯度Gm计算公式： Gm＝Pm／Hm＝0.0098ρm(2—2) 式中 Gm——静液压力梯度，MPa／m。 2．地层压力Pp (1)地层压力是指地层孔隙中流体具有的压力，也称地层孔隙压力。 (2)地层压力Pp计算公式： Pp＝0.0098ρpHp(2—3) 式中 Pp——地层压力，MPa； ρp——地层压力当量密度，g／cm3； Hm——地层垂直高度，m。 (3)地层压力梯度Gp计算公式： Gp＝Pp／Hp＝0.0098ρp(2—4) 式中 Gp——静液压力梯度，MPa／m。 (4)地层压力当量密度ρp计算公式： ρp＝Pp／0.0098Hm＝102Gp(2－5) 在钻井过程中遇到的地层压力可分为三类： a.正常地层压力：ρp＝1.0～1.07g／cm3； b.异常高压：ρp>1.07g／cm3； c.异常低压：ρp<1.0g／cm3。 3．地层破裂压力Pf 地层破裂压力是指某一深度处地层抵抗水力压裂的能力。当达到地层破裂压力时，使地层原有的裂缝扩大延伸或使无裂缝的地层产生裂缝。从钻井安全方面讲，地层破裂压力越大越好，地层抗破裂强度就越大，越不容易被压漏，钻井越安全。一般情况下，地层破裂压力随着井深的增加而增加。所以，上部地层(套管鞋处)的强度最低，易于压漏，最不安全。 (1)地层破裂压力Pf计算公式：
[指南]土体主动、主动土压力概念及计算公式主动土压力 挡土墙向前移离填土，随着墙的位移量的逐渐增大，土体作用于墙上的土压力逐渐减小，当墙后土体达到主动极限平衡状态并出现滑动面时，这时作用于墙上的土压力减至最小，称为主动土压力P。 a 被动土压力 挡土墙在外力作用下移向填土，随着墙位移量的逐渐增大，土体作用于墙上的土压力逐渐增大，当墙后土体达到被动极限平衡状态并出现滑动面时，这时作用于墙上的土压力增至最大，称为被动土压力P。上述三种土压力的移动情况和它们在相同条件下的数值比较，p 可用图6-2来表示。由图可知P,P,P。 poa 朗肯基本理论 朗肯土压力理论是英国学者朗肯(Rankin)1857年根据均质的半无限土体的应力状态和土处于极限平衡状态的应力条件提出的。在其理论推导中,首先作出以下基本假定。 (1)挡土墙是刚性的墙背垂直; (2)挡土墙的墙后填土表面水平; (3)挡土墙的墙背光滑，不考虑墙背与填土之间的摩擦力。 把土体当作半无限空间的弹性体，而墙背可假想为半无限土体内部的铅直平面，根据土体处于极限平衡状态的条件，求出挡土墙上的土压力。 如果挡土墙向填土方向移动压缩土体，ζ仍保持不变，但ζ将不断增大并超过ζ值，zxz当土墙挤压土体使ζ增大到使土体达到被动极限平衡状态时，如图
6-4的应力园O，ζx3z变为小主应力，ζ变为大主应力，即为朗肯被动土压力(p)。土体中产生的两组破裂面与xp
,45:,水平面的夹角为。 2 朗肯主动土压力的计算 根据土的极限平衡条件方程式 ,,2ζ=ζtg(45?+)+2c?tg(45?+) 1322 ,,2ζ=ζtg(45?-)-2c?tg(45?-) 3122 土体处于主动极限平衡状态时，ζ=ζ=γz，ζ=ζ=p，代入上式得 1z3xa 1)填土为粘性土时 填土为粘性土时的朗肯主动土压力计算公式为 ,,2,ap=γztg(45?-)-2c?tg(45?-)=γzK-2c (6-3) aa22 由公式(6-3)，可知，主动土压力p沿深度Z呈直线分布，如图6-5所示。a (一)Z 0 ZH-H30 HZPa-3 H γ2cHKa?Ka 图5,5粘性土主动土压力分布图 当z=H时p=γHK-2cK aaa 在图中，压力为零的深度z，可由p=0的条件代入式(6-3)求得 0a 2cz, (6-4) 0,Ka 在z深度范围内p为负值，但土与墙之间不可能产生拉应力，说明在z深度范围内，0a0 填土对挡土墙不产生土压力。墙背所受总主动土压力为P，其值为土压力分布图中的阴影部分面积，即a 1aaa0,,,,P(HK2cK)(Hz)2 (6-5) 212c2,,,，aaHK2cHK,2
第3章 剪切和挤压的实用计算 3.1 剪切的概念 在工程实际中，经常遇到剪切问题。剪切变形的主要受力特点是构件受到与其轴线相垂直的大小相等、方向相反、作用线相距很近的一对外力的作用(图3-1a)，构件的变形主要表现为沿着与外力作用线平行的剪切面(n m -面)发生相对错动(图3-1b)。 图3-1 工程中的一些联接件，如键、销钉、螺栓及铆钉等，都是主要承受剪切作用的构件。构件剪切面上的内力可用截面法求得。将构件沿剪切面n m -假想地截开，保留一部分考虑其平衡。例如，由左部分的平衡，可知剪切面上必有与外力平行且与横截面 相切的内力Q F (图3-1c)的作用。Q F 称为剪力，根据平衡方程∑=0Y ，可求得F F Q =。 剪切破坏时，构件将沿剪切面(如图3-la 所示的n m -面)被剪断。只有一个剪切面的情况，称为单剪切。图3-1a 所示情况即为单剪切。 受剪构件除了承受剪切外，往往同时伴随着挤压、弯曲和拉伸等作用。在图3-1中没有完全给出构件所受的外力和剪切面上的全部内力，而只是给出了主要的受力和内力。实际受力和变形比较复杂，因而对这类构件的工作应力进行理论上的精确分析是困难的。工程中对这类构件的强度计算，一般采用在试验和经验基础上建立起来的比较简便的计算方法，称为剪切的实用计算或工程计算。 3.2 剪切和挤压的强度计算 3.2.1 剪切强度计算 剪切试验试件的受力情况应模拟零件的实际工作情况进行。图3-2a 为一种剪切试验装置的简图，试件的受力情况如图3-2b 所示，这是模拟某种销钉联接的工作情形。当载荷F 增大至破坏载荷b F 时，试件在剪切面m m -及n n -处被剪断。这种具有两个剪切面的情况，称为双剪切。由图3-2c 可求得剪切面上的剪力为 2 F F Q =
第三节 挤压的实用计算 机械中的联接件如螺栓、销钉、键、铆钉等，在承受剪切的同时，还将在联接件和被联接件的接触面上相互压紧，这种现象称为挤压。如图6-1所示的联接件中，螺栓的左侧园柱面在上半部分与钢板相互压紧，而螺栓的右侧园柱面在下半部分与钢板相互挤压。其中相互压紧的接触面称为挤压面，挤压面的面积用bs A 表示。 一、挤压应力 通常把作用于接触面上的压力称为挤压力，用bs F 表示。而挤压面上的压强称为挤压应力，用bs σ表示。挤压应力与压缩应力不同，压缩应力分布在整个构件内部，且在横截面上均匀分布；而挤压应力则只分布于两构件相互接触的局部区域，在挤压面上的分布也比较复杂。像切应力的实用计算一样，在工程实际中也采用实用计算方法来计算挤压应力。即假定在挤压面上应力是均匀分布的，则: bs bs bs A F =σ (6-5) 挤压面面积bs A 的计算要根据接触面的情况而定。当接触面为平面时，如图6-2中所示的键联接，其接触面面积为挤压面面积，即l h A bs 2=（图6-9a 中带阴影部分的面积）；当接触 图6-9 挤压面积的计算 面为近似半圆柱侧面时，如图6-1中所示的螺栓联接，钢板与螺栓之间挤压应力的分布情况如图6-9b 所示，圆柱形接触面中点的挤压应力最大。若以圆柱面的正投影作为挤压面积（图6-9c 中带阴影部分的面积），计算而得的挤压应力，与接触面上的实际最大应力大致相等。故对于螺栓、销钉、铆钉等圆柱形联接件的挤压面积计算公式为t d A bs =，d 为螺栓的直径，t 为钢板的厚度。 二、挤压的强度条件 在工程实际中，往往由于挤压破坏使联接松动而不能正常工作，如图6-10a 所示的螺栓 图6-10 螺栓表面和钢板圆孔受挤压 联接，钢板的圆孔可能被挤压成如图6-10b 所示的长圆孔，或螺栓的表面被压溃。
地层破裂压力试验 一、作业应具备的条件 1.凡是下入各层技套后的探井及设计有要求的井，都要做地层破裂压力试验。 2.做地层压力破裂试验前，整套井控设备必须安装完备并试压合格。 3.钻井整套设备运行良好、试压泵（建议用一台水泥车，能够准确记录泵入钻井液的量）能正常工作、及各种仪表灵敏、能准确读数。 4.各岗位人员全部到位，分工明确，联络通畅，配合熟练，为收集且记录好准确、齐全的数据做充分的准备。 二、设备和工具的检查 1．检查所有有关的压力表要完好。 2．检查所有的阀门完好、灵活、不刺不漏。 3.闸门组各闸门开关灵活，不刺不漏。 4.检查远程控制台、司钻控制台，保证工作正常，液控管线不刺 不漏。 5.试压泵（水泥车）性能良好，管线畅通、联接正确。 三、地层破裂压力试验步骤 1.钻穿水泥塞钻开试压地层。一般钻新井眼3～5m或套管鞋以下第 一个砂岩层，如果没有砂层，最多钻10m新井眼。 2.循环钻井液清洗井眼，将井内钻井液循环均匀后，测量井内钻井 液密度且作好记录。
3.上提钻具使钻头进入套管内关防喷器。 4.用较小排量（0.66～1.32L/S）向井内注入钻井液。 5.计算上顶力（注压时，一定要使上顶力小于井内钻具在钻井液中的重量，否则闸板防喷器的闸板必须封在靠近钻杆公接头处，防止钻具上行）。 6记录各个时间的泵入量和相对应的立管压力值。 7做出液压试验曲线 （以***队承钻的****井地层破裂压力试验为例） 1、组合下钻探到水泥塞面后，钻穿水泥塞后钻进新地层5米，井深1806米处，随后循环泥浆，将井筒清洗干净。（泥浆循环均匀后测量泥浆性能，此时泥浆密度为1.18g/cm3） 2、起出一立柱，钻头提至套管鞋以内（套管下深1800.82米），接上方钻杆，关半封闸板防喷器，注意绞车刹死，闸板一定要错开钻杆接头处。 3、用试压泵以小排量往井里注入钻井液。 4、记录不同时间的注入量和套管压力。（用试压泵注压是接在压井管汇上，立管压力与套管压力有滞后效应，如果是正注压就记录立管压力）。 5、重复第4步，没有漏失前立压值应和累计泵入量成线性正比关系，到达漏失压力时，立压涨幅变缓，之后压力达到最大值后逐渐
破裂压力计算概述 1引言 1.1破裂压力概念 地层破裂压力(P B)定义为使地层产生水力裂缝或张开原有裂缝时的井底压力,要实现水力加砂压裂的前提条件是应该有足够的地面泵压使井底目的层地层开裂。实际生产中通常用破裂压力梯度G B(地层破裂压力P B与地层深度H的比值)表示破裂压力的大小,破裂压力梯度值G B一般由压裂实践统计得出。地层破裂压力与岩石弹性性质、孔隙压力、天然裂缝发育情况以及该地区的地应力等因素有关。在压裂施工中的地层破裂压力还可以这样来理解就是裂缝即将开启而未开启时的井底压力；在压裂施工作业中，如果起泵初期压力有比较明显的降落时，那么我们就可以确定出破裂压力来这一数值可用下面这一关系式来描述：地层破裂压力=裂施工作业初期的最高套管压力+层中部的液柱压力 1.2破裂压力的获取途径 水力压裂是油气井最常用的一种增产措施，而地层破裂压力是压裂设计和施工工艺的一项重要参数，确定该参数正确与否，将关系到能否保证压开地层等问题。 该参数的获取有两种途径：一是进行室内岩石力学实验或井场水力压裂施工；二是从测井资料中提取。目前，用测井资料估算砂泥岩剖面地层破裂压力的方法与技术较为成熟。由于碳酸盐岩地层原生孔隙很小，次生孔隙的发育使岩石的刚性大大减弱，并呈现出明显的非均质性与各向异性，同时不同的构造部位受构造应力作用的强度难以确定，最小水平主应力和岩体抗张强度的度量较难，造成用测井资料计算的地层破裂压力精度较低。碳酸盐岩地层破裂压力与测井响应具有密切的关系。利用能够反映碳酸盐岩地层基本特性和岩石力学性质的测井信息，预测碳酸盐岩地层的破裂压力是一种经济、简便的可靠途径。 1957年，Hubbert和Willis根据三轴压缩试验，首先提出了地层破裂压力预测模式即H-W模式。到目前为止，国内外提出了许多预测地层破裂压力的方法。比较常用的有Eaton法，Stephen法，黄荣樽法等。1997年Holbrook发表了适于预测张性盆地裂缝扩展压力的一种方法。现场应用表明，修正后的模型具有较高的精度。 以上方法需要确定地层的泊松比、地层的构造应力系数、抗拉强度、室内岩心三轴试验和现场典型的破裂压力试验。
城市管道土压力标准值的计算 1 埋地管道的管顶竖向土压力标准值，应根据管道的敷设条件和施工方法分别计算确定。 2 对埋设在地面以下的刚性管道，管定竖向土压力可按下列规定计算： 当设计地面高于原状地面，管顶竖向土压力标准值应按下式计算： F sv,k =C c γs H s B c (2-1) 式中 F av ，k —每延米管道上管顶的竖向土压力标准值(kN/m)； C c —填埋式土压力系数，与H s /B c 、管底地基土及回填土的力学性能有关，一般可取～计算； γs —回填土的重力密度(kN/m 3)； H s —管顶至设计地面的覆土高度(m)； B c —管道的外缘宽度(m)，当为圆管时，应以管外径D1替代。 对由设计地面开槽施工的管道，管顶竖向土压力标准值可按下式计算： F sv,k =C d γs H s B c (2-2) 式中 C d —开槽施工土压力系数，与开槽宽度有关，一般可取计算。 3 对不开槽、顶进施工的管道，管顶竖向土压力标准值可按下式计算： F sv,k =C j γs B t D 1 (3-1) t l =1tg 2B D ???+?-???? （45） (3-2)
s a t j a 1exp(2=2H K B C K μ μ--） (3-3) 式中 C j —不开槽施工土压力系数； B t —管顶上部土层压力传递至管顶处的影响宽度(m)； K a μ—管顶以上原状土的主动土压力系数和内摩擦系数的乘积，对一般土质系数可取K a μ=计算； φ—管侧土的内摩擦角，如无试验数据时可取φ=30o计算。 4 对开槽敷设的埋地柔性管道，管顶的竖向土压力标准值应按下式计算： W ck =γs H s D 1 (4-1)
钻头水利参数计算公式： 1、 钻头压降：d c Q P e b 422 827ρ= （MPa ） 2、 冲击力：V F Q j 002.1ρ= (N) 3、 喷射速度：d V e Q 201273= (m/s) 4、 钻头水功率：d c Q N e b 42 3 05.809ρ= （KW ） 5、 比水功率：D N N b 21273井 比 ＝ (W/mm 2) 6、 上返速度：D D V Q 2 2 1273杆 井 返＝ - （m/s ） 式中：ρ－钻井液密度 g/cm 3 Q －排量 l/s c －流量系数，无因次，取0.95～0.98 d e －喷嘴当量直径 mm d d d d e 2 n 2 22 1+?++= d n ：每个喷嘴直径 mm D 井、D 杆 －井眼直径、钻杆直径 mm 全角变化率计算公式： ()()?? ? ???+?+ ?= -?-?225sin 2 2 2 b a b a b a L K ab ab ?? 式中：a ? b ? －A 、B 两点井斜角；a ? b ? －A 、B 两点方位角
套管强度校核： 抗拉：安全系数 m ＝1.80（油层）；1.60～1.80（技套） 抗拉安全系数＝套管最小抗拉强度/下部套管重量 ≥1.80 抗挤：安全系数：1.125 10 ν泥挤 H P = 查套管抗挤强度P c ' P c '/P 挤 ≥1.125 按双轴应力校核： H n P cc ρ10= 式中：P cc －拉力为T b 时的抗拉强度（kg/cm 2） ρ －钻井液密度（g/cm 3） H －计算点深度（m ） 其中：?? ? ? ?--= T T K P P b b c cc K 2 2 3 T b ：套管轴向拉力（即悬挂套管重量） kg P c ：无轴向拉力时套管抗挤强度 kg/cm 2 K ：计算系数 kg σs A K 2= A ：套管截面积 mm 2 σs ：套管平均屈服极限 kg/mm 2 不同套管σs 如下： J 55：45.7 N 80:63.5 P 110:87.9
在此处键入公式。六、地层压力计算 1、地层孔隙压力和压力梯度 (1)地层孔隙压力 H g p f p ???=-ρ310 式中，P p ——地层孔隙压力(在正常压实状态下，地层孔隙压力等于静液柱压力)，MPa ； ρf ——地层流体密度，g/cm 3 ； g ——重力加速度，9.81m/s 2； H ——该点到水平面的重直高度(或等于静液柱高度)，m 。 在陆上井中，H 为目的层深度，起始点自转盘方钻杆补心算起，液体密度为钻井液密度 ρm ，则，H g p m h ???=-ρ310 式中，p h ——静液柱压力，MPa ； ρm ——钻井液密度，g/cm 3 ； H ——目的层深度，m ； g ——重力加速度，9.81m/s 2。 在海上钻井中，液柱高度起始点自钻井液液面(出口管)高度算起，它与方补心高差约 为0.6～3.3m ，此高差在浅层地层孔隙压力计算中要引起重视，在深层可忽略不计。 (2)地层孔隙压力梯度 H P G P p = 式中 G p ——地层孔隙压力梯度，MPa/m 。 其它单位同上式。 2、上覆岩层压力及上覆岩层压力梯度 (1)上覆岩层压力 ])1[(1081.93o ρρΦ+Φ-?=-m H P 式中 P o ——上覆岩层压力，MPa ； H ——目的层深度，m ； Φ——岩石孔隙度，％； ρ——岩层孔隙流体密度，g/cm 3 ； ρm ——岩石骨架密度，g/cm 3 。 (2)上覆岩层压力梯度 H P G o o = 式中，G o ——上覆岩层压力梯度，MPa/m ； P o ——上覆岩层压力，MPa ； H ——深度(高度)，m 。 (3)压力间关系 z p P p O σ+= 式中，P o ——上覆岩层压力，MPa ； P p ——地层孔隙压力，MPa ；
地层漏失试验程序 1.1.1 试漏层位： 二开后钻揭新地层5~10m做地层破裂压力试验。 1.1.2 试漏程序： （1）试验前循环调节钻井液性能，保证钻井液性能均匀，以满足试验施工要求。 （2）上提钻头至套管鞋内，井内灌满钻井液，关井。 （3）用水泥车或试压泵采用从钻具水眼或环空两种方式中的一种向井内泵入钻井液。裸眼长度在5m以内的选用0.7~1.0L/s的排量，超过5m的选用2~4L/s的排量。 （4）为了求取试漏层最小主地应力和岩石抗拉强度数据，地层压裂后应进行停泵和重张压力测量。 （5）当压力达到井口承压设备中的最小额定工作压力或套管承受的压力达到套管中的最小抗内压强度80%时仍未被压裂，应停止试验。 1.1.3 试漏数据采集： （1）日期、时间、井号、井深、套管尺寸及下深、地层及岩性、钻井液密度、注入泵型号、缸套直径及冲数。 （2）每间隔20~50L泵入量或每间隔10s（泵速恒定）记录一次相应泵压和注入量或时间。开始时记录点间隔可大些，后期应加密记录点。正循环 泵入时，泵压由立管或井口压力表读数。环空泵入时由环空压力表读数。 （3）地层压裂后继续泵入直到记录出压力平稳段后停泵，停泵每间隔10s记录一次泵压，直至记录出泵压平稳段。 （4）待泵压相对稳定后，重新开泵压开地层，继续泵入钻井液直至再次出现压力平稳段停泵，每间隔10s记录一次重张压力。 （5）详细记录试验过程中的压力与排量变化情况，特别要读出破裂压力值、裂缝延伸压力、瞬时停泵开始压力、停泵后压力下降的拐点、重新开泵后的裂缝重张压力、裂缝延伸压力等各项数据。 1.1.4 试漏结果： 根据采集的数据做出如下图所示的试漏曲线；
第3章 剪切和挤压的实用计算 剪切的概念 在工程实际中，经常遇到剪切问题。剪切变形的主要受力特点是构件受到与其轴线相垂直的大小相等、方向相反、作用线相距很近的一对外力的作用(图3-1a)，构件的变形主要表现为沿着与外力作用线平行的剪切面(n m -面)发生相对错动(图3-1b)。 图3-1 工程中的一些联接件，如键、销钉、螺栓及铆钉等，都是主要承受剪切作用的构件。构件剪切面上的内力可用截面法求得。将构件沿剪切面n m -假想地截开，保留一部分考虑其平衡。例如，由左部分的平衡，可知剪切面上必有与外力平行且与横截面相切的内力Q F (图3-1c)的作用。Q F 称为剪力，根据平衡方程∑=0Y ，可求得F F Q =。 剪切破坏时，构件将沿剪切面(如图3-la 所示的n m -面)被剪断。只有一个剪切面的情况，称为单剪切。图3-1a 所示情况即为单剪切。 受剪构件除了承受剪切外，往往同时伴随着挤压、弯曲和拉伸等作用。在图3-1中没有完全给出构件所受的外力和剪切面上的全部内力，而只是给出了主要的受力和内力。实际受力和变形
比较复杂，因而对这类构件的工作应力进行理论上的精确分析是困难的。工程中对这类构件的强度计算，一般采用在试验和经验基础上建立起来的比较简便的计算方法，称为剪切的实用计算或工程计算。 剪切和挤压的强度计算 3.2.1 剪切强度计算 剪切试验试件的受力情况应模拟零件的实际工作情况进行。图3-2a 为一种剪切试验装置的简图，试件的受力情况如图3-2b 所示，这是模拟某种销钉联接的工作情形。当载荷F 增大至破坏载荷b F 时，试件在剪切面m m -及n n -处被剪断。这种具有两个剪切面的情况，称为双剪切。由图3-2c 可求得剪切面上的剪力为 2F F Q = 图3-2
精心整理 第3章剪切和挤压的实用计算 3.1剪切的概念 在工程实际中，经常遇到剪切问题。剪切变形的主要受力特点是构件受到与其轴线相垂直的大小相等、方向相反、作用线相距很近的一对外力的作用(图3-1a)， (图F F Q =。 3-1剪切试验试件的受力情况应模拟零件的实际工作情况进行。图3-2a 为一种剪切试验装置的简图，试件的受力情况如图3-2b 所示，这是模拟某种销钉联接的工作情形。当载荷F 增大至破坏载荷b F 时，试件在剪切面m m -及n n -处被剪断。这种具有两个剪切面的情况，称为双剪切。由图3-2c 可求得剪切面上的剪力为
图3-2 (3-1) τ 将 τ b (3-2) 一般情况下，联接件在承受剪切作用的同时，在联接件与被联接件之间传递压力的接触面上还发生局部受压的现象，称为挤压。例如，图3-2b给出了销钉承受挤压力作用的情况，挤压力以 F表示。当挤压力超过一定限度时，联接件或被联接件 bs 在挤压面附近产生明显的塑性变形，称为挤压破坏。在有些情况下，构件在剪切破坏之前可能首先发生挤压破坏，所以需要建立挤压强度条件。图3-2a中销钉与被联
接件的实际挤压面为半个圆柱面，其上的挤压应力也不是均匀分布的，销钉与被联接件的挤压应力的分布情况在弹性范围内如图3-3a 所示。 图3-3 与上面解决抗剪强度的计算方法类同，按构件的名义挤压应力建立挤压强度条件 ] bs F (3-3) 式中bs σ为td ；在例3-1图3-4中，已知钢板厚度mm 10=t ，其剪切极限应力MPa 300=b τ。若用冲床将钢板冲出直径mm 25=d 的孔，问需要多大的冲剪力F ? 图3-4 解剪切面就是钢板内被冲头冲出的圆柱体的侧面，如图3-4b 所示。其面积为 冲孔所需的冲力应为
地层破裂压力试验方法 一、地层破裂（漏失）压力概念 二、确定地层破裂压力的方法 三、地层试漏曲线分析 四、地层破裂（漏失）压力计算 五、地层破裂（漏失）压力试验 目标 一、了解地层破裂（漏失）压力概念，会分析地层试漏曲线。 二、掌握地层破裂（漏失）压力试验方法及步骤及曲线绘制。 三、掌握地层破裂（漏失）压力及允许关井套压计算方法。 地层破裂压力是指某一深度地层发生破碎和裂缝时所能承受的压力。当达到地层破裂压力时，地层原有的裂缝扩大延伸或无裂缝的地层产生裂缝。 一、地层破裂压力 一般情况(遵循压实规律)下，地层破裂压力随着井深的增加而增大。 在钻井时，钻井液柱压力的下限要保持与地层压力相平衡，实现压力控制。而其上限则不能超过地层的破裂压力，以避免压裂地层造成井漏。 一、地层破裂压力 地层漏失压力是指某一深度的地层产生钻井液漏失时的压力。 对于正常压力的高渗透性砂岩、裂缝性地层以及断层破碎带处，往往地层漏失压力比破裂压力小得多，而且对钻井安全作业危害很
大。 一、地层漏失压力 习惯上以地层漏失压力作为确定井控作业的关井压力依据。这样更加趋于安全。 一、地层漏失压力 1、预测法——应用经验公式预测地层破裂压力，作为钻井设计的依据。 2、验证法——在下套管固井后，必须进行试漏试验，以验证预测的破裂压力。
二、确定地层破裂（漏失）压力的方法 在做地层破裂压力试验时，在套管鞋以上钻井液的静液压力和地面回压的共同作用下，使地层发生破裂而漏失 1、漏失压力（PL） 从图中可以看到：一开始，立压变化几乎与注入量成一直线关系，这说明井下尚无漏失现象。但从L点发生转折，试验曲线偏离直线，呈曲线变化，但压力继续上升。表明此时地层的骨架颗粒开始分离，但未形成裂缝，钻井液开始漏失（但漏速小于注入量）。 试验曲线偏离直线的点，是地层开始漏失的点，这时地层所承受的压力称为地层漏失压力。 三、典型试漏曲线分析 2、破裂压力（PF） 从图中可以看到：从L点发生转折后，呈曲线变化，但压力仍继续上升，至最大峰值F点后下降，这时地层破裂，形成裂缝，钻井液向裂缝中漏失（漏速大于注入量），其后压力将下降。此时停泵，压力趋于平稳。 试验曲线的最高点。反映了井内压力克服地层的强度使其破裂，形成裂缝，钻井液向裂缝中漏失，其后压力将下降。 3、延伸压力（PPRO） 压力趋于平缓的点。它使裂缝向远处扩展延伸。 四、地层破裂压力试验
地层破裂压力
第四节地层破裂压力 一、地层破裂压力的重要性 为了合理进行井身结构设计（套管层次、下入深度）和制定钻井施工措施，除了掌握地层压力梯度剖面外，还应了解不同深度处地层的破裂压力。在钻井中，合理的钻井液密度不仅要略大于地层压力，还应小于地层破裂压力，这样才能有效地保护油气层，使高低压油气层不受钻井液损害，避免产生漏、喷、塌、卡等井下复杂情况，为全井顺利钻进创造条件，以获得高速、低成本、安全高效钻井。地层破裂压力还是确定关井极限套压的重要依据之一。 二、影响地层破裂压力的主要因素 地层的破裂压力首先取决于其自身的特性。这些特性主要包括地层中天然裂缝的发育情况，他的强度（主要是抗拉伸强度）及其弹性常数（主要是泊松比）的大小。 地层中孔隙压力的大小也对其破裂压力有很大的影响。一般来说，地层的孔隙压力越大，其破裂压力也越高。 从力学角度看来，地层的破裂是地层受力作用的结果，除了流体压力的作用外，也和地层中存在的地应力大小有很大的关系。 在地下埋藏着的岩层中，由于受其上方覆盖岩层的重力作用和构造运动的影响，作用着地应力。这种地应力在不同的地区和不同的油田构造断块里是不同的。 通常，三个主方向上的地应力是不相等(如图1-4-1)。即有： σx≠σy≠σz (4-1) 1、上覆岩层压力 图中σz表示上覆岩层压力（有时也用P0表示）,它是由深度H以上岩层的重力产生的。如果地层孔隙压力是P p，则有 σz＝σz′＋P (4-2) p 式中，σz′称为“有效上覆岩层压力”。它表示扣除孔隙压力的影响后，直接作用在岩层骨架颗粒上的应力。也称为骨架应力。 2、水平地应力 根据该地区有无受到构造运动的影响以及构造运动的形态，可将水平地应力分为三种情况。 (1)未受到地质构造运动扰动过的沉积较新的连续沉积盆地，属于水平均匀地应力状态。其水平地应力只来源于上覆岩层的重力作用。 设地下岩层为各向同性，均质的弹性体，则根据地层在水平方向上的应变受到约束的条件可以导出： бx′=бy′=μ*бz′／（1－μ） (4-3)
第二节 地层破裂压力 在井下一定深度裸露的地层，承受流体压力的能力是有限的，当液体压力达到一定数值时会使地层破裂，这个液体压力称为地层破裂压力（Fracture pressure ），一般用f p 表示。使用最广泛的地层破裂压力预测是Hubbert-Willis 模式和Haimson-Fairhurst 模式。 破裂压力数据应用于钻井、修井、压裂、试油井下测试等井下工艺技术，钻井大多数是在裸眼中进行的，所以破裂压力数据在钻井方面尤为重要，它是钻井之前的井身结构设计，套管强度计算、钻井液密度设计等钻井工程设计内容的关键参数，特别是在一个新的区块开发之前，破裂压力这一数据为就重中之重了。它决定着在这一新的区域内的所有钻井方案是否正确，并能否顺利执行和能否顺利完成。 压裂作业时，地层破裂力学模型如图1.1所示。此时，地层裂隙受地应力与压裂液共同作用。考虑深层水力压裂主成垂直裂缝，且裂缝穿透整个煤层。地应力与压裂液应力的最终有效合应力在裂隙壁面上是拉应力，当其合成应力强度因子K 达到临界值时，裂隙就开始失稳延伸。
地层的破裂压力对钻井液密度确定、井身结构和压裂设计施工等有着重要的指导作用。从上世纪五六十年代，国内外就开始对地层破裂压力进行了研究，并取得了一系列的成果。 H-W模型 1957年Hubbert和Willis根据三轴压缩试验首次提出了地层破裂压力预测模式即H-W模式指出破裂压力等于最小水平主应力加地层孔隙压力P p ,垂直有效 主应力等于上覆压力P v 减P p 最小水平主应力在其1/3到1/2范围内,预测公式为:
式中：f P — 地层破裂压力； p P — 地层空隙压力； v P — 上覆岩层压力； 模型中上覆压力梯度为1的假设显然不符合实际,最小水平主应力为1/3到1/2垂直有效主应力范围的假设通常也带来偏低的结果。 1967年Matthews 和Kelly 在H-W 模式中引入了骨架应力系数i K ： ） （p v i p f P -P K P P += 4-7 地层正常压实时，i K 反映了地层实际骨架应力状况其值由区块内已有破裂压力资料确定，i K 系数曲线的绘制需要大量实际压裂资料，限制了此方法的应用。 1968年Pennebaker 指出上覆压力梯度是不断变化的，并将其与地质年代联系了起来。他根据声波时差资料建立了一组上覆压力梯度与深度的关系曲线，这是第一次在破裂压力预测技术中引入测井手段。 Pennebaker 将i K 定义为泊松比和时间的函数，并指出i K 随深度和地质年代的变化而变化。 1969年伊顿（Eaton ）提出上覆岩层压力梯度不是常数而是深度的函数，可由密度测井曲线求得，并把（4-7）式中的i K 值具体化为υ/(1-υ)，υ为地层的泊松比。提出预测破裂压力模式为： 然而这个μ值并不是真正的岩石泊松比它隐含了众多Eaton 未想到的参数 1973年Anderson 考虑了井壁应力集中的影响引入Biot 弹性多孔介质的应力应变关系在均匀水平地应力的假设下提出模型： 式中为Biot 系数，Terzadhi 根据试验结果提出对多数沉积岩可取α=1上式