0 引言
干热岩渗透率低且发育有天然裂缝，利用水力压裂沟通天然裂缝在储层中形成具有足够换热面积和换热效率的高渗透裂缝网络体，是干热岩高效利用的技术关键[1,4]。国内外学者通过建立干热岩注采多场耦合模型，开展了较为广泛的数值模拟研究[5]，系统讨论了地质条件（天然裂缝间距、储层非均质性、温度梯度）和开采工艺（注入温度、注入速率、注采井间距）对干热岩采热性能的影响规律[6⇓⇓⇓⇓⇓-12]，并进行了采热性能综合评价[13⇓⇓-16]。在干热岩储层长期注采过程中，裂缝宽度在低温冲击、流体压力等作用下会发生变化，因此学者们进一步探讨了热弹性和孔弹性效应对缝宽演化的影响[17⇓-19]。尽管数值模拟方法能够体现干热岩长期注采的复杂物理过程及不同物理过程间的耦合关系，但是模型中通常进行较多的假设，例如假设流体流动符合达西定律、岩石和流体满足局部热平衡、裂缝形态和缝宽演化比较简单，因而获得的结果并不能真实反映干热岩注采取热过程。
为了研究裂缝内流体渗流换热过程，学者们利用劈开的小圆柱岩样开展了单裂隙实验，并得到了一些有意义的结论[20⇓⇓-23]。Bai等[24]认为传热系数与流速正相关，但是缝宽越大传热系数越低。Shu等[25-26]分析了裂缝渗透率和采热性能随温度、围压的变化规律。然而，干热岩裂缝系统中的取热过程非常复杂。在长期注采过程中，裂缝网络动态演变，当注采井之间产生渗流优势通道时，缝网中会出现“热短路效应”，有效换热面积减小，大大降低取热效率。日本Hijiori项目过早出现热突破，产生优势通道，出口温度从163 ℃骤降到100 ℃以下[27]。另外，干热岩天然裂缝发育，换热流体滤失也是导致干热岩取热效率低的重要原因[28]。英国Rosemanowes项目和日本Ogachi项目运行后期的换热流体损失已达到70%以上[29⇓-31]。单裂隙渗流换热实验由于尺度小、裂缝通道简单，难以体现干热岩复杂的注采过程，亟需开展干热岩大尺度注采物理模拟实验。宋先知等[32]利用人工岩样，开展了地热多分支井注采性能评价实验，研究了不同参数对分支井注采能力的影响规律，对比了多分支井系统与单井开式系统的注采效果。Hu等[33]通过压裂手段在岩样内形成人工裂缝，随后开展一注多采实验，结果表明：控制干热岩采热性能的是有效裂缝面积，而不是总裂缝面积；通过逐步增加注入速率，可以避免裂缝过度扩展和注入压力过高。尽管上述实验研究从一定程度上反映了干热岩注采过程，但并未探讨优势通道、滤失现象对注采性能的影响。总体而言，目前干热岩大尺度注采物理模拟实验研究很少，且未见关于干热岩天然裂缝系统内注采实验研究的相关报道。
因此，本文以青海共和盆地干热岩为研究对象，利用自主研制的真三轴多物理场原位注采大型物理模拟实验系统，开展干热岩多裂缝多井长期注采物理模拟实验。通过多井连通性实验，初步分析岩样内部天然裂缝系统的空间特征以及与井筒的连通情况。在此基础上，开展一注两采和一注一采实验，研究开采温度、开采流量、采热速率和流体采收率随时间变化的特征，重点探讨优势通道和换热流体滤失对采热性能的影响，为干热岩高效开发提供理论依据和参考。
1 青海共和盆地地质概况
2 干热岩多井长期注采实验系统
采用成都理工大学地质工程一体化及装备团队自主研制的真三轴多物理场原位注采大型物理模拟实验系统，开展干热岩多井长期注采物理模拟实验。该系统主要由系统操作中控台、真三轴实验仪、三轴伺服加载系统、高压多孔注入系统和温度、流量、压力监测系统组成。实验装置如图2 所示。
真三轴实验仪是开展实验的主体区域，主要用于放置试件、真三轴加载、模拟高温高压环境。岩样的最大尺寸为400 mm×400 mm×400 mm。釜体和移动封头为实验仪提供反向应力，三轴加载模块采用单向油缸加载，另一端为固定式，构成反向加载结构，最大加载应力可达50 MPa。加热采用内嵌式装置，在承压板上安装多个加热器，可将介质温度加热至设定温度，最高温度为200 ℃。温度测量采用K型热电偶。另外，真三轴室缸体和承压板等外侧覆盖高温隔热涂料，有效阻止热量传递。高压多孔注入系统通过初级增压的四通伺服阀来操作次级端的双作用油缸伺服增压，最大压力可达100 MPa。
3 干热岩多井长期注采实验方案
3.1 实验岩样制备
实验采用的花岗岩岩样取自青海共和盆地热水沟，该区域花岗岩成分组成和形成年代与勘探孔GR1花岗岩基本一致。测得的比热容为0.9 kJ/（kg·K），热导率为1.92 W/（m·K），均在GR1孔岩心热物性样品测试结果范围内[35]。
对露头进行切割打磨获得尺寸为400 mm的立方体试件（见图3a 、图3b ）。通过观察岩样表面，初步获取裂缝分布特征。在岩样表面钻孔模拟井筒，共钻取9个孔眼，钻孔深度为300 mm，钻孔间距为140 mm，固井套管由外径16 mm、内径6 mm的316L不锈钢空心管加工而成。固井过程套管下入深度为100 mm，套管与井孔之间的环空采用耐高温高压的环氧树脂进行固定，固井段底部有200 mm裸眼井孔，如图3c 所示。
3.2 实验岩样温度设定
干热岩开采涉及到低温流体和高温岩石的热交换过程。低温冲击下，高温岩石的力学性质可能会发生变化，影响干热岩采热性能。为了设计注采实验的注入温度，将同一批青海共和花岗岩圆柱试样分别加热至250 ℃和400 ℃，并以25 ℃的水作为降温介质，开展单轴压缩和渗透实验，实验结果如表1 所示。可以看出，250 ℃花岗岩在低温冲击作用下力学参数和渗透率的变化可以忽略。而对于400 ℃花岗岩，低温冲击会弱化岩石的力学性质，渗透率有所提高。因此，对于青海共和干热岩（3 705 m深处温度为236 ℃），可以认为低温冲击对岩石性质的影响较小。为了简化实验，本文采用75 ℃作为岩样温度，重点分析天然裂缝及其滤失特性对采热性能的影响。
表1 低温冲击对青海共和花岗岩力学性质的影响 |
| 工况 | 单轴强度/ MPa | 弹性模量/ GPa | 泊松比 | 渗透率/ 10-3 μm2 |
|---|---|---|---|---|
| 未低温冲击常温岩样 | 160 | 38 | 0.18 | 0.002 5 |
| 250 ℃高温岩样低温冲击 | 162 | 33 | 0.18 | 0.003 1 |
| 400 ℃高温岩样低温冲击 | 135 | 31 | 0.21 | 0.007 2 |
3.3 多井注采实验方案
岩样中各井与内部裂缝的沟通情况，以及井与井之间的连通性是注采实验中选择注采井的依据。因此，本文先开展多井连通性实验，然后基于多井连通性实验结果，选择合适的井筒作为注入井和生产井，开展多井注采实验。
3.3.1 多井连通性实验
首先分别对每个井筒注水，同时关闭其他8个井筒，实时记录该井筒注入压力，判断其与岩样内部裂缝的沟通情况。然后依次再打开1个井筒，继续关闭剩余7个井筒，观察井筒的出液情况，判断井与井之间的连通性。最后将各连通井同时打开，根据出液顺序及出液量，初步判断各井间通道导流能力的相对强弱。基于上述实验结果，初步获取岩样内部裂缝特征，以及裂缝系统与井筒的空间关系，为后续注采实验选择合适的注采井提供参考。
3.3.2 多井注采实验
基于多井连通性实验结果，确定注入井和生产井。首先在烘箱中以5 ℃/h的速率将岩样加热至实验设定温度75 ℃并恒温一段时间，共持续约48 h。当注采井底部温度在（70±5）℃时，将岩样从烘箱中取出，放入提前预热的真三轴室（预热温度为75 ℃），连接好管线和各采集仪，准备开展注采实验。真三轴室缸体和承压板外侧覆盖高温隔热涂料，在前期的真三轴室保温性实验中，通过长达8 h温度监测发现，9口井的井底温度均以缓慢的速率降低，平均降温速率为0.2 ℃/h。因此，在注采实验过程中忽略岩样自然冷却造成的热量损失。对岩样施加较小的三向应力（均为1 MPa），流体注入温度为25 ℃。本文着重研究已知天然裂缝对注采井采热性能的影响，故设置注入压力2~3 MPa，以避免压力诱导激发新的裂缝。
注采实验共持续8 h，注入条件由流速控制，流体注入温度不变，为25 ℃。考虑两种工况：①前3 h，在1口井中注入换热流体，两口井作为生产井，其他井作为监测井，注入流量为10 mL/min；②后5 h，关闭其中1口生产井，注采模式由一注两采转变为一注一采，注入流量为5 mL/min。两种工况下，均实时记录生产井开采温度（井口处采出流体温度）和监测井温度（井底温度），以及生产井的开采流量，采集周期为10 s。
4 实验结果分析
4.1 干热岩多井连通性分析
多井连通性实验分析结果如图4a 所示。以3井作为注入井，关闭其他井的情况下，4井或5井出液，说明3井与这两口井是连通的。以4井作为注入井，关闭其他井的情况下，3井或5井出液，说明4井与这两口井是连通的。当同时打开3井和5井，5井快速出液，注液一段时间后3井才开始出液，可见4井与5井间渗流通道的导流能力强于4井与3井间渗流通道。以5井作为注入井，关闭其他井的情况下，3井、4井或6井出液，说明5井与这3口井是连通的。当同时打开3井、4井和6井时，6井的出液时间晚于3井和4井，可见5井与6井间渗流通道导流能力最弱。另外，在岩样侧面（1井、7井和8井所在一侧）出现流体溢出情况，初步判断6井与该侧面之间存在裂缝，并且裂缝没有与7井连通。以6井作为注入井，关闭其他井的情况下，5井出液，说明6井与5井是连通的。以1井作为注入井，关闭其他井的情况下，1井内压力逐渐增加。随后依次打开其他井，1井内的压力继续增加，并且其他井口没有流出液体。2井、7井、8井和9井，均出现上述现象。由此判断1井、2井、7井、8井和9井没有沟通岩样内部裂缝，在注采实验中可忽略这5口井与其他井之间的连通性。
综合上述分析可知，3井、4井、5井和6井是连通井，其中4井与5井间渗流通道导流能力较好，4井与3井间次之，5井与6井间较差。另外，1井、2井、7井、8井和9井是非连通井（见图4a ）。根据井筒和岩样表面的出液情况，判断岩样内部的裂缝系统主要由两条裂缝组成，其中裂缝F1沟通3井、4井、5井和6井，裂缝F2沟通6井与岩样表面（见图4b ）。因此，干热岩多井长期注采实验选择4井作为注入井，3井和5井作为生产井模拟一注两采模式；注采一段时间后，关闭5井模拟一注一采模式，直至实验结束。注采实验工况如表2 所示。
表2 干热岩注采实验工况 |
| 工况 | 注入井 | 生产井 | 关闭井 | 注入流量/ (mL·min-1) | 持续 时间/h |
|---|---|---|---|---|---|
| 1 | 4井 | 3井、 5井 | 1—2井、 6—9井 | 10 | 3 |
| 2 | 4井 | 3井 | 1—2井、 5—9井 | 5 | 5 |
4.2 干热岩采热性能分析
针对干热岩注采实验中的一注两采和一注一采两个阶段，本文从生产井的开采流量、开采温度、采热速率和流体采收率等方面分析不同阶段的采热性能。
4.2.1 开采流量和开采温度
干热岩多井长期注采实验中，3井和5井处的开采流量和开采温度随低温流体注入时间的变化曲线如图5 所示。
在一注两采阶段，根据多井连通性分析结果，4井与5井间渗流通道导流能力强于4井与3井间渗流通道。注采初期，5井很快出液，且流量较大，达到9.4 mL/min，接近注入速率10 mL/min。10 min后，3井开始出液，流量逐渐增加至1.4 mL/min。此时，5井的流量呈下降趋势。继续注入低温流体，5井流量降至7.8 mL/min后，在热冲击、注入压力联合作用下，4井与5井间渗流通道导流能力提高，5井流量开始增加。作为生产井，5井和3井开采流量的总体变化趋势表现为竞争关系，5井流量增加，3井流量则减少。由于3井与4井间渗流通道导流能力在外荷载作用下也会逐渐增强，3井流量在总体下降趋势下，也会出现波动。当5井流量再次升至9 mL/min后，5井与4井间裂缝宽度变化很小，而4井与3井间渗流通道导流能力逐渐加强，导致3井流量增加、5井流量降低。由于监测到6井开采温度上升，推测5井与6井间闭合裂缝被激活，导致滤失至6井的流体增加，5井流量降低速率加快，降至7.1 mL/min。在生产井开采温度方面，由于5井流量高，开采温度很快达到最高温度71 ℃。对于3井，由于金属热传导作用较好，虽然初始阶段3井开采流量为零，传感器仍可以测得温度（金属管线的温度）。之后，3井开采温度随着持续注采而升高，并在井口出液后0.8 h开采温度达到最高温度60 ℃。5井开采温度达到最大值后下降较快，而产生新的换热面积后，开采温度下降速率变慢。总体来讲，4井与5井间渗流通道导流能力较好，注入过程中缝宽的变化不足以影响开采温度下降趋势。低温流体和裂缝表面持续充分换热，5井开采温度曲线的波动性可以忽略。4井与3井间渗流通道导流能力较差，低温流体和裂缝表面的换热过程局限于较小区域，开采温度初期下降速率较快。在闭合裂缝局部区域激活、出现新的换热面积后，开采温度升高，曲线呈现波动变化。由此可见，裂缝闭合程度以及激活过程会影响开采温度的稳定性。为此对比了注采过程中5井和3井开采温度的下降速率，注采0.8~3.0 h，5井开采温度从66 ℃降至54 ℃（降幅为12 ℃），3井开采温度从60 ℃降至51 ℃（降幅为9 ℃）。5井与4井间流体流量大，换热效率高，导致5井降温速率快。3井与4井间出现的新的换热面积使得3井开采温度下降速率变慢。
在一注一采阶段，5井关闭。相比一注两采阶段，流向3井的流体增加，井间缝内压力提高，裂缝导流能力提高，开采流量持续升高。然而，5井关闭后，部分注入流体会经过5井与6井间的渗流通道流入6井，或者通过6井处的裂缝向远处滤失。另外，注入流量由10 mL/min降至5 mL/min。因此，关闭5井后，3井的开采流量增幅不大，没有出现急剧增加，且随着滤失量的增加，3井开采流量逐渐下降。在一注一采初始阶段，3井处开采流量和开采温度同时增加，说明该阶段3井与4井间换热面积增加。在之后的1.5 h内，3井开采流量升高而开采温度基本不变，说明该阶段新增加的换热面积较小。随着流体继续注入，渗流通道内换热效率降低，3井开采温度表现出下降趋势，最终从53 ℃降至47 ℃（降幅为6 ℃）。相比一注两采阶段，3井开采温度下降速率较低。
4.2.2 采热速率
为了分析生产井的采热性能，本文定义采热速率如下：
$\eta =\rho cq\text{ }\!\!\Delta\!\!\text{ }T$
在一注两采和一注一采过程中，3井和5井采热速率随时间的变化曲线如图6 所示。通过（1）式可知，采热速率主要由开采流量、注入和采出流体的温度差控制。对于5井，初期流量快速降低，采热速率由29.4 J/s降至24.3 J/s。之后，开采温度持续下降，但采热速率仍随着流量增加而小幅度增加。当采热速率升至25.4 J/s后，开采温度的影响逐渐显著，采热速率表现为持续降低趋势。此时开采流量的变化影响采热速率的下降速率。注采3 h后，采热速率降至15.5 J/s。结合开采温度和开采流量曲线变化趋势，5井采热速率前期受开采流量控制，后期主要由开采温度控制。对于3井，采热速率随注采时间的变化特征主要由开采流量控制。在一注两采阶段，3井出液之后，采热速率迅速增加到2.8 J/s。随后，采热速率随着开采流量变化而波动变化，平均值为2.0 J/s，远低于5井的采热速率。在一注一采阶段，3井采热速率并没有显著提升，主要表现为先增大后减小的趋势，平均值为3.6 J/s，高于一注两采阶段的采热速率。总体来讲，注采8 h内，3井采热速率低，平均采热速率只有2.8 J/s。由于5井的采热速率远大于3井，整个注采实验中，一注两采阶段的采热速率由5井控制。
4.2.3 流体采收率
为了分析注采过程中流体滤失对采热性能的影响，本文定义流体采收率如下：
$C=\frac{q}{Q}\times 100%$
在一注两采和一注一采过程中，3井和5井流体采收率随时间的变化曲线如图7 所示。基于多井连通性分析结果，岩样内部裂缝系统比较简单。由于5井开采流量大于3井，在一注两采阶段，5井的流体采收率远高于3井。在注采初期，4井与5井间渗流通道导流能力强于3井与4井间渗流通道，5井很快出液，此时3井出液量很小。在继续注液过程中，3井与4井间渗流通道导流能力增强，3井与4井间渗流通道和3井井筒内逐渐充注流体，导致流入5井的流体减少，采收率由95%快速降至79%。3井出液一段时间后，5井内开采流量增加，采收率提高，而3井采收率下降，但总的采收率表现为增加趋势。之后，总采收率基本保持不变，稳定在95%左右，注入流体滤失量较少。随着5井与6井间渗流通道导流能力提高，更多的流体滤失。虽然3井采收率提高，但5井采收率下降较快，总的采收率表现为下降趋势。注采3 h后，总采收率降至82%，其中3井和5井采收率分别为11%和71%。由此可见，在一注两采阶段，5井采收率所占比例较大，且控制总采收率的变化趋势。一注一采阶段前期，3井开采流量增加，采收率提高。但由于部分流体通过5井与6井间渗流通道流入6井以及附近裂缝中，总采收率仍然较低，最高只有51%。一注一采阶段后期，随着滤失量逐渐增加，3井采收率呈下降趋势。注采8 h后，采收率降至21%，滤失量高达79%，远高于一注两采阶段结束时的滤失量18%。
4.2.4 监测井温度
在注采实验中，除了注采井，其他6口井作为监测井，并通过记录井内温度分析岩样温度变化情况。根据监测井与注采区域的相对距离，将6口井分成两类：靠近注采区域的2井、6井和9井，以及远离注采区域的1井、7井和8井。每类井组内的温度变化趋势基本一致，如图8 所示。花岗岩基质渗透率低，忽略热对流对井内温度变化的影响，监测井内温度降低主要原因是岩石热传导作用。随着低温流体持续注入，热交换过程使得注采区域周围岩石温度逐渐下降。注入0.6 h后，注采影响波及到2井、6井和9井，井内温度开始下降，波动较小（除6井之外）。对于6井，当5井与6井间渗流通道被激活，流体流向6井。由于该时间段5井的温度高于6井，6井内温度会升高，从53.7 ℃升至57.5 ℃。之后，5井内温度下降较快，6井内监测的温度快速下降。经过几次波动后，6井温度曲线与2井和9井近似（见图8a ）。注采8 h后，靠近注采区域的监测井温度平均下降12 ℃。
由于1井、7井和8井远离注采区域，注入前期热交换过程对3口井内温度的影响几乎可以忽略。注入4.5 h后，3口井内温度逐渐下降，下降速率基本一致（见图8b ）。注采8 h后，远离注采区域的监测井温度平均下降3.5 ℃。
5 讨论
5.1 天然裂缝导流能力动态变化对开采温度的影响
天然裂缝是干热岩采热的主要通道，其导流能力动态变化决定了干热岩长期注采性能。随着低温流体持续注入，热冲击会在裂缝面产生拉应力，流体压力的增加会降低作用在裂缝面的法向力。本文通过分析生产井开采流量和温度曲线，发现天然裂缝导流能力增加主要有两种机理：裂缝局部闭合区域被激活，并产生新的换热面积；原有天然裂缝缝宽变大，没有出现新的换热面积。结合开采流量和温度曲线，分析天然裂缝导流能力变化对开采温度的影响。对于4井与5井间的天然裂缝，在开采流量持续增加时，5井开采温度仍处于下降趋势。由此可见，裂缝表面几乎没有产生新的换热面积，缝宽增加是裂缝导流能力提高的主要原因。流体在4井与5井间渗流通道内换热效率提高，导致开采温度持续降低。对于3井与4井间的天然裂缝，开采流量缓慢增加时，3井开采温度波动变化，说明天然裂缝局部闭合区域被激活，新的换热面积出现导致开采温度升高或缓慢下降。在干热岩注采数值模拟研究中，通常认为已有裂缝表面均发生换热过程，即只考虑缝宽变化，忽略局部裂缝面激活。在此条件下获得的开采温度变化曲线呈现平滑下降趋势，并通过定义从运行到生产井水温下降到某一温度时作为热突破时间[36]。然而，本文实验表明，干热岩中部分天然裂缝存在局部闭合区域。在注采过程中，闭合区域会逐渐激活，开采温度表现出波动变化特征，很难通过上述传统方法直接定义热突破时间。因此，在热冲击和流体压力作用下，天然裂缝导流能力变化会影响干热岩开采温度的变化规律。
5.2 优势通道和流体滤失对采热性能的影响
本次实验选用的岩样内部主要包含3条渗流通道（5井—4井、3井—4井和5井—6井），其导流能力具有差异性。根据一注两采阶段开采流量变化曲线（见图5a ），3井开采流量小，平均流量为0.9 mL/min，只有5井平均开采流量的1/9。低流量导致3井采热速率和流体采收率较低。由此可见，在注采实验过程中，岩样内部出现优势通道，即4井与5井间渗流通道，优势通道内流量大、换热效率高，5井开采温度下降速率快（见图5b ），整个注采过程的采热速率也快速下降。因此，裂缝导流能力差异性较大会导致产生优势通道，使得换热面积有限，不能长时间获得高温流体。
关闭5井后，注采模式由一注两采转变为一注一采，3井的采热性能（包括开采温度、开采流量、采热速率）得到提升。然而在低温流体热冲击和流体压力共同作用下，5井与6井间渗流通道导流能力提高，更多的流体流入6井及附近的裂缝。随着整个注采体系流体滤失量的增加，3井采热性能逐渐下降，尤其是开采流量。因此，换热流体滤失也是影响干热岩长期高效开发的重要因素。
6 结论
干热岩注采大尺度物理模拟实验结果表明，一注两采阶段，在热冲击、注入压力联合作用下，裂缝导流能力增强，生产井开采温度表现为下降趋势，且开采流量越大，下降越快。当裂缝局部闭合区域逐渐激活，产生新的换热面积，导致开采温度曲线升高或下降速率变慢。一注一采阶段，生产井流量增加，更大的裂缝闭合区域被激活，开采温度再次升高，之后保持稳定。由于滤失通道导流能力增加，生产井流量逐渐降低，开采温度呈现缓慢下降趋势。
采热速率主要由开采流量、注入和采出流体的温度差控制。对于注采井间导流能力强的5井，采热速率前期受开采流量控制，后期主要受开采温度影响。对于注采井间导流能力弱的3井，采热速率主要由开采流量控制。5井流体采收率远高于3井，其决定了两井总采收率曲线的变化特征。当滤失通道导流能力增强时，生产井流体采收率快速下降。距离注采区域越近，监测井内温度受到的影响越大。当监测井和注采井之间的渗流通道被激活后，少量高温流体流入监测井导致温度增加，并出现波动变化。
长期注采过程中天然裂缝导流能力变化会影响干热岩开采温度的变化规律。优势通道和换热流体滤失对采热性能的影响机制不同，前者限制换热面积，后者影响采出流体流量，二者都是影响干热岩长期高效开发的重要因素。
符号注释：
c——流体比热容，J/（kg·K）；C——流体采收率，%；q——开采流量，m3/s；Q——注入流量，m3/s；∆T——注入和采出流体的温度差，K；η——采热速率，J/s；ρ——流体密度，kg/m3。