鄂尔多斯盆地东北缘神府区块南部8+9号煤层地应力评价方法与应用

吴嘉伟; 汤韦; 祝彦贺; 王存武; 田永净; 訾敬玉; 杨江浩; 时贤

doi:10.11781/sysydz2025010027

鄂尔多斯盆地东北缘神府区块南部8+9号煤层地应力评价方法与应用

doi: 10.11781/sysydz2025010027

1.
中海油研究总院有限责任公司，北京 100028
2.
中海油能源发展股份有限公司工程技术分公司，天津 300452
3.
中国石油大学(华东) 石油工程学院，山东青岛 266580

基金项目:

中国海洋石油有限公司重大项目课题“煤层气地质工程关键参数表征及甜点区评价技术” KJGG2022-1001

中海油研究总院自立课题“临兴—神府深层煤储层含气性及主控因素研究” 2023-ZXZL-FCG-02

详细信息

作者简介:
吴嘉伟(1996—)，男，博士，工程师，从事构造地质学和煤层气地质工程一体化研究工作。E-mail: wujw13@cnooc.com.cn

中图分类号: TE132.2
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出版历程
- 收稿日期: 2024-07-27
- 修回日期: 2024-11-11
- 刊出日期: 2025-01-28

Evaluation method and application for in-situ stress in No. 8+9 coal seam, southern Shenfu block, northeastern margin of Ordos Basin

1.
CNOOC Research Institute Co., Ltd., Beijing 100028, China
2.
CNOOC EnerTech-Drilling & Production Co., Tianjin 300452, China
3.
School of Petroleum Engineering, China University of Petroleum (East China), Qingdao, Shandong 266580, China

摘要

摘要: 现今地应力方向和大小影响着煤层水力压裂缝的延伸，是煤层气井网部署、压裂设计的重要地质参数。合理评价煤层现今地应力方向和大小，对煤层气勘探开发具有重要意义。以鄂尔多斯盆地东北缘神府区块南部8+9号煤层现今地应力方向和大小为研究内容，基于阵列声波测井、微地震监测和成像测井，评价煤层及顶底板现今最大水平主应力方向；在注入—压降实测地应力参数约束下，确定煤层组合弹簧模型参数，并计算煤层现今地应力大小。结果显示，研究区东部8+9号煤层及顶底板现今最大水平主应力方向整体近NNE向，西部最大水平主应力方向可能受大量的压裂改造和不活动断层周围应力场扰动，发生不同方向偏转；20口井地应力测井计算结果显示，垂深1 902~2 181 m的8+9号煤层垂向主应力范围47~54 MPa，最小水平主应力范围35~44 MPa；最大水平主应力范围42~50 MPa，侧压系数小于1，表现为正断层地应力状态。研究区东部NNE向最大水平主应力方向是经历中新生代印支期SN向挤压、燕山期NNW向挤压和喜马拉雅期NNE向挤压的继承。考虑东部裂缝预测区叠加不同构造阶段平均NNW走向的天然裂缝的分布和NNE最大水平主应力方向正断层地应力状态下NNE向竖直压裂缝的延伸模式，以提高水平井大规模极限体积压裂产量为目标，建议在垂直现今NNE向最大水平主应力方向和垂直NNW向平均天然裂缝走向的水平井方位区间内，综合利用天然裂缝产能和人工压裂缝产能进行水平丛式井布井，并进一步对地应力方向和天然裂缝参数进行精细化表征，以指导施工压裂设计，提高煤层气产量。
- 地应力 /
- 组合弹簧模型 /
- 水平井方位 /
- 深层煤层气 /
- 鄂尔多斯盆地
Abstract: The direction and magnitude of the present in-situ stress influence the propagation of hydraulic fractures in coal seams, making it a key geological parameter for coalbed methane (CBM) well network deployment and fracturing design. Accurate evaluation of the present in-situ stress direction and magnitude in coal seams is crucial for CBM exploration and development. This study focused on the direction and magnitude of the current in-situ stress in the No. 8+9 coal seam in the southern Shenfu block, northeastern margin of the Ordos Basin. Array acoustic logging, microseismic monitoring, and imaging logging were used to evaluate the direction of the present maximum horizontal principal stress in the coal seam and its roof and floor. Under constraints of the current in-situ stress magnitude from injection/falloff tests, parameters for the composite spring model were determined, and the current in-situ stress magnitude was further calculated. The results showed that the direction of the present maximum horizontal principal stress for the No. 8+9 coal seam and its roof and floor in the eastern part of the study area was nearly in the NNE orientation. In the western part, the directions of the maximum horizontal principal stress may deviate due to stress field disturbances around inactive faults and hydraulic fracturing activities. In 20 wells, calculations of the in-situ stress showed that the vertical principal stress in the No. 8+9 coal seam with a vertical depth of 1 902-2 181 m was 47-54 MPa. The minimum horizontal principal stress was 35-44 MPa, and the maximum was 42-50 MPa. With a lateral pressure coefficient less than 1, it was in the normal faulting stress state. In the eastern part of the study area, the NNE-oriented maximum horizontal principal stress was sequentially evolved from the SN-oriented compression during the Meso-Cenozoic Indosinian stage, the NNW-oriented compression during the Yanshanian stage, and the NNE-oriented compression during the Himalayan stage. Considering the distribution of natural fractures with an average NNW orientation during different tectonic stages, as well as the propagation pattern of NNE-oriented vertical hydraulic fractures under the normal faulting stress state with NNE-oriented maximum principal horizontal stress in the eastern fracture prediction area, it was recommended to deploy horizontal cluster wells within the azimuthal interval perpendicular to the current NNE-oriented maximum horizontal principal stress direction and the average NNW-oriented natural fracture direction. This approach aims to enhance production through large-scale extreme volume fracturing in horizontal wells by integrating the productivity of natural fractures and induced hydraulic fractures. In addition, the in-situ stress direction and natural fracture parameters should be further characterized in detail to guide fracturing design and improve CBM production.
- in-situ stress /
- composite spring model /
- horizontal well orientation /
- deep coalbed methane /
- Ordos Basin
注释:

利益冲突声明/Conflict of Interests

所有作者声明不存在利益冲突。

All authors declare no relevant conflict of interests.

作者贡献/Authors’Contributions

吴嘉伟、汤韦、田永净、訾敬玉参与了资料处理；杨江浩、时贤、吴嘉伟参与了实验设计和操作；吴嘉伟、祝彦贺、王存武参与论文写作和修改。所有作者均阅读并同意最终稿件的提交。

Data was processed by WU Jiawei, TANG Wei, TIAN Yongjing, and ZI Jingyu. The experimental operation was designed and completed by YANG Jianghao, SHI Xian, and WU Jiawei. The manuscript was drafted and revised by WU Jiawei, ZHU Yanhe, and WANG Cunwu. All authors have read the final version of the paper and consented to its submission.

HTML全文

2023年，鄂尔多斯盆地东北神府区块发现了我国首个千亿立方米级深煤层气田——神府深煤层大气田，探明地质储量超1 100×10⁸ m³，展现了巨大的深部煤层气资源潜力^[1-2]。截至2023年底，神府深层煤层气勘探开发一体化示范区日产气量超100×10⁴ m³，取得了良好的开发效果。

现今地应力方向和大小影响煤层段压裂缝的延伸，对井网部署和压裂设计具有重要意义^[3-5]。神府区块南部8+9号煤层是千亿方煤层气大气田增产的主要层段，在该区近十年的致密气和近三年的煤层气勘探开发中，积累了大量可以反映现今地应力方向和大小的压裂、试井、测井等资料，但对相关资料缺乏深度挖掘和利用，未形成对该区8+9号煤层统一的地应力认识。此外，现今地应力大小数据多来自施工压裂测量的点数据；基于顶底板高杨氏模量、低泊松比砂泥岩参数确定的测井地应力计算模型来计算的具有低杨氏模量、高泊松比的8+9号煤层地应力大小显著偏离合理应力值范围，与煤层段的压降实测地应力大小不符。因此，本研究以评价神府区块南部8+9号煤层地应力方向和大小为主要内容，基于阵列声波测井、微地震监测、成像测井数据，揭示现今最大水平主应力方向分布特征；在注入—压降试井实测地应力约束下，建立适用于8+9号煤层的地应力预测模型，并依此计算最大水平主应力、最小水平主应力和垂向主应力，进一步结合天然裂缝分布特征，基于现今地应力约束，以期对煤层气水平井方位部署提出合理化建议。

1. 地质背景

神府区块南部位于鄂尔多斯盆地东北部伊陕斜坡东段和晋西挠褶带西缘交界区域，西北为神木市，东北为府谷县，向南为临县，构造面貌为一西倾的平缓单斜，地层倾角2°~10°^[6](图 1a)。

图 1 鄂尔多斯盆地东北缘神府区块南部位置及周缘构造纲要图(a)和地层综合柱状图(b)

Figure 1. Location map and surrounding tectonic outline (a) and comprehensive stratigraphic column (b) of southern Shenfu block, northeastern margin of Ordos Basin

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中新生代以来，鄂尔多斯盆地东缘主要经历了3个构造阶段^[7-8]：①印支期陆内拗陷阶段，在古特提斯洋闭合、秦岭—大别山造山带崛起背景下，构造应力场以南北向挤压为主；②燕山期东西掀斜运动阶段，古太平洋板块向欧亚板块斜向俯冲，盆地以东发生强烈构造变形抬升，盆地东部显著向西掀斜抬升，在近南北向左行剪切应力背景下，遭受NW—SE向挤压；③喜马拉雅期盆地周缘断陷阶段，在印度洋板块与欧亚板块碰撞和太平洋板块向西俯冲消减背景下，盆地东缘遭受NNE—SSW向挤压应力，盆地内部整体抬升。

岩心和录井揭示，神府地区自下而上发育中奥陶统马家沟组(O₂m)、上石炭统本溪组(C₂b)、下二叠统太原组(C₂—P₁t)与山西组(P₁s)、中二叠统下石盒子组(P₂x)和上石盒子组(P₂s)、上二叠统石千峰组(P₃sh)、下三叠统刘家沟组(T₁l)、中三叠统和尚沟组(T₁h)与纸房组(T₂z)、上三叠统延长组(T₃y)及第四系黄土层。8+9号主力煤层发育于本溪组(C₂b)顶部(图 1b)。神府地区在本溪组—太原组沉积期经历了早期海相潟湖—潮坪沉积到海陆过渡相三角洲前缘—潟湖—潮坪、河流—三角洲的沉积体系的演变，8+9号煤层发育于障壁海岸环境下的海侵体系域，沉积环境为障壁岛和潮坪，植物大量繁殖、泥炭持续堆集、可容空间持续增加，沉积形成8+9号厚煤层，厚度可达8.7~13.5 m，平均11.7 m^[9-11]。

受西倾构造形态的影响，主力煤层埋藏深度呈现“西深东浅”特征，埋深1 100~2 225 m，除东北缘受压扭断层作用显著抬升至1 100 m深度，煤层平均埋深1 530 m，属于典型的深部煤层气田^[11]。在深成变质作用控制下，8+9号煤变质程度随埋深加大而增高，平面上由东向西变质程度增大。8+9号煤层以原生结构煤为主，发育割理裂隙，局部碎裂煤发育。宏观煤岩类型以光亮煤和半亮煤为主，平均孔隙率2.15%，平均渗透率0.07×10^-3 μm²，属于特低孔特低渗储层。8+9号煤层灰分为10.61%~45.40%，平均为20.00%；有机显微组分以镜质组为主，镜质体反射率主体介于0.80%~1.35%，最高达1.42%，属中阶煤储层^[12-13]。8+9号煤层含气量在7.5~18.5 m³/t，平均11.8 m³/t。

2. 现今地应力方向表征

基于研究区煤层气勘探开发中积累的阵列声波测井、微地震监测和成像测井资料，综合表征8+9号煤层现今地应力方向。在阵列声波测井时，横波在应力不均或发育裂缝的地层中传播时，会分裂成快横波和慢横波，二者传播速度具有方位各向异性，沿最大水平主应力方向和发育裂缝方向，横波传播速度快^[14-15]。水力压裂产生的压裂缝受地应力约束，岩石的破裂发生在强度最弱和阻力最小的方位，即形成裂缝的方向垂直于最小主应力方向而平行于最大主应力方向^[16-18]。尽管井轨迹与最大水平主应力方向可能存在不同夹角，导致初始裂缝延伸方向受井轨迹和射孔方向的影响，但远端的压裂缝将平行于最大水平主应力方向延伸^[19]。在直井或定向井中，成像测井诱导缝走向可用于指示最大水平主应力方向^[20]。井眼形成后，地层原有应力平衡状态被打破，地应力在井周重新分布，随着井内液柱压力增大，当有效周向应力超过井壁岩石抗张强度后，诱导缝优先在最大水平主应力方向产生。因此，诱导缝走向代表了最大水平主应力方向^[21]。

在应用阵列声波快横波方位指示现今最大水平主应力方向时，需注意快横波方位是裂缝走向和最大水平主应力方向的综合反映，横波各向异性程度与最大、最小水平主应力差和裂缝发育强度成正比^[22]。相对于顶底板砂泥岩，8+9号部分煤层段割理/裂缝相对发育(图 2)，表现为深浅侧向测井中，深电阻率曲线和浅电阻率曲线明显分离，深侧向电阻率大于浅测向电阻率^[23](图 3a)。为排除裂缝对利用阵列声波测井快横波方位指示现今最大水平主应力方向的影响，应用8+9号煤层深电阻率和浅电阻率曲线基本重合的邻近顶底板砂泥岩和深浅电阻率曲线不发生显著偏离的煤层段快横波方位，指示8+9号煤层现今最大水平主应力方向(图 3a)。

图 2 鄂尔多斯盆地神府区块8+9号煤层顶板砂岩和煤岩岩心特征

a.顶板砂岩结构均质，裂缝相对不发育；b.8+9号煤层煤岩裂缝和割理(面割理和端割理)发育特征。

Figure 2. Core characteristics of No. 8+9 coal seam and its roof sandstone in Shenfu block, Ordos Basin

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图 3 应用阵列声波测井、微地震监测、成像测井揭示鄂尔多斯盆地神府区块8+9号煤层及顶板现今最大水平主应力方向

a.阵列声波测井快横波方位指示煤层顶板现今NNE向最大水平主应力方向；b.微地震监测水力裂缝延伸方向指示煤层顶板(太原组)现今NEE向最大水平主应力方向(SF-4井)；c.成像测井中高角度诱导缝倾向NW(走向NE)，指示煤层段现今NE向最大水平主应力方向(SF-49井)。

Figure 3. Direction of present maximum horizontal principal stress of No. 8+9 coal seam and its roof in Shenfu block, Ordos Basin, as revealed by array acoustic logging, microseismic monitoring, and imaging logging

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共应用44口直井、定向井的阵列声波测井快横波方位指示8+9号煤层现今最大水平主应力方向。微地震监测资料来自于4口井，SF-4井应用太原组顶板致密气压裂微地震监测，间接指示煤层段现今最大水平主应力方向(图 3b)；另外3口井(SF-1井、SF-2井、SF-3井) 为8+9号煤层段水平井压裂的微地震监测资料。只有1口井(SF-49井) 具有成像测井资料，其位于研究区发生显著抬升的东北缘，8+9号煤层段埋深约1 000 m，地层倾角平缓，6条高倾角诱导缝发育于8+9号煤层段，整体倾向NW，走向NE(图 3c，图 4a)。神府区块南部8+ 9号煤层附近广泛发育一系列近南北走向的现今不活动的高角度左行走滑断裂，研究区东部最大水平主应力方向整体呈现NNE走向，西部的部分井位现今最大水平主应力方向发生不同方向的偏转，最大水平主应力方向呈现近NS向、NW—SE向和近EW向(图 4a)。

图 4 鄂尔多斯盆地神府区块8+9号煤层及顶底板附近断裂分布背景下的地应力方向

a.近南北向不活动断裂分布背景下现今最大水平主应力方向；b.过SF-50井地震剖面显示近南北向高角度左行走滑断裂系统发育。

Figure 4. In-situ stress direction near faults around No. 8+9 coal seam and its roof and floor in Shenfu block, Ordos Basin

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3. 地应力模型与计算

3.1 8+9号煤层测井地应力模型

声发射法、水压致裂法是常用的地应力测量方法^[24-25]。声发射法是依据岩石对受到的应力加载具有“记忆”效应，测量岩石在加载过程中声波信号突然增大的点(Kaiser效应点)，对应的加载应力代表最大水平主应力的大小^[26]。水压致裂法测量岩石的破裂压力、闭合压力和重张压力，并依据其与最大、最小水平主应力的关系，计算得到最大和最小水平主应力，是最可靠的深部岩体原位地应力状态测量方法^[27]。在实际的施工压裂曲线和小压测试曲线中，可应用G函数分析法、时间平方根法和双对数法，求取闭合压力，以确定与之相等的最小水平主应力的大小^[28-29]。

不论是声发射法，还是水压致裂法，都是点测量，测试成本相对较高，测量数目有限^[30]。与声发射、水压致裂法相比，测井计算法可根据测井曲线快速、低成本地获得井下连续地应力剖面，在不同地区得到广泛应用^{[25, 31-32]}。水平地应力的计算模型可分为不考虑水平方向构造应力作用的单轴应变模型(如Mattews & Kelly模型、Anderson模型、Newberry模型等)和考虑水平方向构造应力作用的模型(如黄荣樽模型、组合弹簧模型/多孔弹性模型、微分模型等)^{[4, 7]}。组合弹簧模型假设岩石为均质、各向同性的线弹性体，在沉积和后期构造运动过程中，地层间不发生相对位移，所有地层两水平方向的应变均为常数，地应力大小与杨氏模量和泊松比相关^{[15, 33]}。水平方向的应力是重力分量和构造应力的叠加^[34]，实验测量和数值模拟证明了杨氏模量和泊松比与水平地应力的相关性，水平主应力的大小随杨氏模量、泊松比的增大而增大^[34-35]。处于鄂尔多斯盆地东北缘的神府区块南部现今受到NNE—SSW方向的构造挤压^[36-37]，不考虑水平方向构造应力作用的单轴应变模型不适用于研究区8+9号煤层地应力大小的计算。基于组合弹簧模型的煤储层测井地应力预测，在鄂尔多斯盆地东缘延川南、临兴等区域开展，并取得了良好预测结果^{[5, 38]}。本研究选用组合弹簧模型，对研究区8+9号煤层进行测井地应力大小的预测。

3.2 8+9号煤层地应力大小计算

垂向主应力由重力产生^[32]。垂向主应力通过密度测井曲线求取，对于没有密度测井的地层段，应用Techlog软件—外推法(Extrapolation)求取地层密度。因此垂向主应力计算公式可表示为：

$\sigma_{\mathrm{v}}=\int_0^h \rho_h g \mathrm{~d} h$

(1)

式中：σ_v为垂向主应力，单位MPa；h为垂深，单位m；ρ_h为h垂深处的密度，单位kg/m³；g为重力加速度，单位m/s²。

计算水平主应力的组合弹簧模型公式表示为：

$\sigma_{\mathrm{H}}-\alpha P_{\mathrm{p}}=\frac{\mu}{1-\mu}\left(\sigma_{\mathrm{v}}-\alpha P_{\mathrm{p}}\right)+\frac{E \varepsilon_{\mathrm{H}}}{1-\mu^2}+\frac{\mu E \varepsilon_{\mathrm{h}}}{1-\mu^2}$

(2-1)

$\sigma_{\mathrm{h}}-\alpha P_{\mathrm{p}}=\frac{\mu}{1-\mu}\left(\sigma_{\mathrm{v}}-\alpha P_{\mathrm{p}}\right)+\frac{E \varepsilon_{\mathrm{h}}}{1-\mu^2}+\frac{\mu E \varepsilon_{\mathrm{H}}}{1-\mu^2}$

(2-2)

式中：σ_H、σ_h分别为现今最大、最小水平主应力，单位MPa；P_p为储层孔隙压力，单位MPa；E为杨氏模量，单位GPa；μ为泊松比；α为有效应力系数；ε_H、ε_h分别为表征水平方向应变的最大、最小构造应力系数。

根据密度测井、声波测井数据中的密度、横波时差、纵波时差，求取动态剪切模量、动态体积模量、动态杨氏模量和动态泊松比，相关公式表示为：

$G_{\mathrm{d}}=\frac{\rho_h}{\left(\Delta t_{\mathrm{s}}\right)^2}$

(3)

$K_{\mathrm{d}}=\rho_h \frac{1}{\left(\Delta t_{\mathrm{c}}\right)^2}-\frac{4}{3} G_{\mathrm{d}}$

(4)

$E_{\mathrm{d}}=\frac{9 G_{\mathrm{d}} K_{\mathrm{d}}}{G_{\mathrm{d}}+3 K_{\mathrm{d}}}$

(5)

$\mu_{\mathrm{d}}=\frac{3 K_{\mathrm{d}}-2 G_{\mathrm{d}}}{6 K_{\mathrm{d}}+2 G_{\mathrm{d}}}$

(6)

式中：Δt_s、Δt_c分别为横纵波时差，单位s/ft；G_d为动态剪切模量，单位GPa；K_d为动态体积模量，单位GPa；E_d为动态杨氏模量，单位GPa；μ_d为动态泊松比。

在测井声波载荷条件下测得的动态岩石力学参数，与在实验条件下测得的静态岩石力学参数存在差异，需根据动静态转换关系，对动态岩石力学参数进行静态校正^[14]，实验获得8+9号煤岩动静态转换关系为：

$E_{\mathrm{s}}=0.2624 E_{\mathrm{d}}+2.0086 \quad\left(R^2=0.73\right)$

(7-1)

$\mu_{\mathrm{s}}=0.3236 \mu_{\mathrm{d}}+0.3011 \quad\left(R^2=0.82\right)$

(7-2)

式中：E_s为静态杨氏模量，单位GPa；μ_s为静态泊松比。

神府区块南部8+9号煤层段储层压力系数约为0.92，煤层段对应储层孔隙压力可表示为：

$P_{\mathrm{p}}=0.0092 h$

(8)

吴群^[39]统计得出鄂尔多斯盆地东缘煤层有效应力系数(α)为0.48，本文采用其作为模型中的有效应力系数。

利用实测地应力大小，反算组合弹簧模型(式2-1和2-2)最大、最小构造应力系数ε_H、ε_h，其公式表示为：

$\varepsilon_{\mathrm{H}}=\frac{1}{E}\left[\left(\sigma_{\mathrm{H}}-\alpha P_{\mathrm{p}}\right)-\mu\left(\sigma_{\mathrm{r}}+\sigma_{\mathrm{h}}-2 \alpha P_{\mathrm{p}}\right)\right]$

(9-1)

$\varepsilon_{\mathrm{h}}=\frac{1}{E}\left[\left(\sigma_{\mathrm{h}}-\alpha P_{\mathrm{p}}\right)-\mu\left(\sigma_{\mathrm{v}}+\sigma_{\mathrm{H}}-2 \alpha P_{\mathrm{p}}\right)\right]$

(9-2)

根据8+9号煤层注入压降测试获取的储层压力(P_p)、破裂压力(P_b)、闭合压力(P_c)大小，计算对应层段最大水平主应力(σ_H)、最小水平主应力(σ_h) 大小，相关公式表示为^[40]：

$\sigma_{\mathrm{h}}=P_{\mathrm{c}}$

(10-1)

$\sigma_{\mathrm{H}}=3 P_{\mathrm{c}}-P_{\mathrm{b}}-P_0+T$

(10-2)

式中：T为抗张强度，单位MPa。

8+9号煤层裂缝/割理发育，抗张强度影响可忽略不计^[5]。根据SF-A、SF-B、SF-C共3口井的注入压降实测应力值，计算最大、最小水平主应力及相应密度积分计算垂向主应力(表 1)，综合优选确定最大、最小构造应力系数分别为ε_H=1.75×10^-3，ε_h=-7.26×10^-4。

表 1 鄂尔多斯盆地神府区块8+9号煤层注入压降测试实测应力值与主应力计算结果

Table 1. In-situ stress values and principal stress results measured from injection/fall off tests for No. 8+9 coal seam in Shenfu block, Ordos Basin

井号	垂深/m	应力/MPa
井号	垂深/m	P_p	P_b	P_c	σ_H	σ_h	σ_v
SF-A	1 828	19.72	30.74	29.48	37.98	29.48	43.93
SF-B	2 202	20.26	36.54	35.22	48.86	35.22	53.55
SF-C	2 077	19.11	33.77	31.21	40.75	31.21	46.79

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与以砂泥岩为主的顶底板和夹矸相比，8+9号煤层具有低密度特征，测井曲线中将密度低于1.85 g/cm³的地层识别为8+9号煤岩(图 5)。根据组合弹簧模型(式2-1和2-2)及上述参数，利用Techlog软件Geomechanics模块，计算研究区20口井垂深范围在1 902~2 181 m的8+9号煤层段地应力大小。最小水平主应力值近似等于水压致裂过程中的闭合应力值^[28]。应用G函数分析法，对压裂施工曲线、小压测试进行闭合应力分析，并与测井地应力计算结果对比(图 6)。结果显示，8+9号煤层测井计算最小水平主应力范围在35~44 MPa，与闭合应力误差绝对值范围在3.63 MPa以内，平均误差绝对值为1.13 MPa；误差百分比小于8.79%，平均误差百分比为2.90%，测井预测结果较为精准(表 2)。相应垂向主应力范围在47~54 MPa；最大水平主应力范围在42~50 MPa。

图 5 鄂尔多斯盆地神府区块SF-50井8+9号煤层测井计算现今垂向主应力和最大、最小水平主应力大小

Figure 5. Logging calculation of present vertical principal stress and maximum and minimum horizontal principal stress for No. 8+9 coal seam in well SF-50, Shenfu block, Ordos Basin

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图 6 鄂尔多斯盆地神府区块SF-63井闭合应力(P_c)G函数分析

Figure 6. G function analysis of closure stress (P_c) for well SF-63 in Shenfu block, Ordos Basin

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表 2 鄂尔多斯盆地神府区块南部20口井8+9号煤层计算最小水平主应力与实测闭合应力对比及相关应力参数

Table 2. Comparison of calculated minimum horizontal principal stress, measured closure stress, and relevant stress parameters for No. 8+9 coal seam from 20 wells in southern Shenfu block, Ordos Basin

编号	井号	平均垂深/ m	σ_h /MPa	σ_H /MPa	σ_H-σ_h/ MPa	σ_v /MPa	侧压系数	P_c/ MPa	\|P_c-σ_h\|/ MPa	误差/ %
1	SF-1	1 939	37.39	43.01	5.62	47.29	0.85	36.68	0.43	1.10
2	SF-25	2 180	41.46	47.79	6.33	54.01	0.83	41.07	3.63	7.61
3	SF-50	1 955	37.98	43.38	5.40	47.89	0.85	38.40	0.03	0.07
4	SF-51	2 180	42.13	48.16	6.03	53.64	0.84	42.10	2.63	7.90
5	SF-52	2 181	40.15	46.14	5.99	51.12	0.84	41.10	2.64	6.69
6	SF-53	1 915	36.85	42.62	5.77	46.38	0.86	39.49	0.81	2.34
7	SF-54	1 922	36.33	42.67	6.34	47.05	0.84	36.19	2.94	8.79
8	SF-55	1 947	38.02	43.47	5.45	47.98	0.85	38.40	0.28	0.69
9	SF-56	1 945	37.36	43.20	5.84	47.74	0.84	38.40	0.39	0.95
10	SF-57	2 062	40.41	46.22	5.81	50.65	0.86	40.69	0.37	0.88
11	SF-58	2 180	41.47	47.79	6.32	53.33	0.84	41.84	0.71	1.94
12	SF-59	2 165	44.06	50.43	6.37	54.06	0.87	47.69	0.86	2.14
13	SF-60	2 163	41.09	48.43	7.34	53.36	0.84	40.23	1.80	4.29
14	SF-61	2 027	36.78	42.88	6.10	49.65	0.80	36.65	0.95	2.31
15	SF-62	2 021	39.47	45.37	5.90	51.06	0.83	39.04	0.49	1.22
16	SF-63	2 115	40.11	45.56	5.45	50.50	0.85	42.14	2.03	4.82
17	SF-64	2 160	40.81	46.55	5.74	51.90	0.84	40.32	0.03	0.07
18	SF-65	1 985	35.93	42.32	6.39	48.62	0.80	33.30	0.14	0.39
19	SF-66	1 902	35.36	42.70	7.34	46.74	0.84	34.55	0.38	0.99
20	SF-67	1 953	36.38	42.69	6.31	47.56	0.83	33.44	1.04	2.71
平均值		2 045	38.98	45.07	6.09	50.03	0.84	39.07	1.13	2.90

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侧压系数γ表示最大、最小水平主应力的平均值与垂向主应力的比值，即：

$\gamma=\frac{\sigma_{\mathrm{H}}+\sigma_{\mathrm{h}}}{2 \sigma_{\mathrm{v}}}$

(11)

将研究区20口井垂深在1 902~2 181 m的8+9号煤层的垂向主应力、最大和最小水平主应力的预测结果和相应侧压系数进行投图，显示地应力大小随煤层深度呈现线性增加趋势，垂向主应力大于水平主应力(表 2，图 4a，图 7a)；侧压系数平均值0.84(图 7b)。8+9号煤层段处于正断层地应力状态(图 5，图 6a)，这与其他学者在鄂尔多斯盆地东北缘临兴等地区统计的8+9号煤层正断层地应力状态结果一致^{[5, 41-43]}。

图 7 鄂尔多斯盆地神府区块南部20口井8+9号煤层段测井计算现今地应力大小和侧压系数与深度的关系

a.现今垂向主应力、最大水平主应力、最小水平主应力大小与深度的关系；b.对应8+9号煤层段侧压系数与深度的关系。具体井位见图 4a。

Figure 7. Relationship between depth and logging calculated present in-situ stress magnitude and lateral pressure coefficient in No. 8+9 coal seam across 20 wells in southern Shenfu block, Ordos Basin

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4. 地应力场演化与断裂体系分布

地应力场随时间发生变化，现今地应力场是古应力场演化至今的终点^[44]。鄂尔多斯盆地东缘中—新生代主要经历了印支运动、燕山运动、喜马拉雅运动三期重要的构造运动^[45]。印支期受扬子板块与华北板块碰撞影响，盆地东缘最大主应力方向近NS向，但该期的影响相对微弱；燕山期在古太平洋板块向欧亚板块俯冲产生的远程构造效应影响下，鄂尔多斯盆地东缘受左行剪切应力，整体遭受NNW—SSE方向挤压，盆地以东发生强烈构造变形和抬升，盆地东缘基本构造形态在这一阶段形成；喜马拉雅期主要受印度洋板块向欧亚板块的碰撞及碰撞期后陆内俯冲所产生的远程效应影响，盆地东缘的挤压方向由NNW—SEE向，转变为近NNE—SSW向^{[7, 46]}，研究区东部裂缝预测区统计的NNE—SSW向现今最大水平主应力方向与之吻合(图 8)。

图 8 鄂尔多斯盆地东北缘印支期、燕山期、喜马拉雅期最大水平主应力迹线(红色虚线)和最小水平主应力迹线(绿色虚线)

据参考文献[7]修改。a.印支期神府区块南部最大水平主应力方向近南北向；b.燕山期神府区块南部最大水平主应力走向NNW—SSE向；c.喜马拉雅期神府区块南部最大水平主应力走向NNE—SSW向，神府区块南部东区现今最大水平主应力方向玫瑰花图走向与喜马拉雅期最大水平主应力迹线在该区的走向一致。

Figure 8. Trajectories of maximum (red dashed lines) and minimum (green dashed lines) horizontal principal stress during the Indosinian, Yanshanian, and Himalayan stages on northeastern margin of Ordos Basin

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三期构造运动中，燕山期对盆地东缘形成演化意义重大，盆地的基本构造形态和面貌形成^[45-46]。神府区块等盆地东北缘区域应力场在燕山期古太平洋板块向欧亚板块俯冲背景下，进一步受控于离石断裂带北段左旋走滑应力体系的控制^[47-48](图 9a)。自加里东期开始活动的离石断裂，在燕山期早期晚三叠世—晚侏罗世(T₃—J₃)活动强度达到最大^[49](图 9b)。离石走滑断裂NNE向的左旋力偶在盆地东北缘形成NNW向挤压应力和NEE向张应力，控制形成了晚三叠世神府区块南部一系列局限于奥陶系、石炭系、二叠系中现今不活动高角度左旋同向剪切压扭断裂体系和北部右旋反向剪切张扭破裂^[47](图 9a，c)，体现了燕山期断裂体系在现今断裂体系中的主导性。

图 9 鄂尔多斯盆地神府区块南部断层体系分布样式、活动强度、发育模型及研究区东部裂缝叠前预测分布、走向和现今应力方向

a.神府区块南部周缘断层分布特征(据参考文献[48]修改)；b.离石断裂不同地质时代的断层活动强度(据参考文献[47]修改)；c.离石断裂左旋力偶应变椭球体控制的断层样式(据参考文献[47]修改)；d.研究区东部8+9号煤层叠前裂缝预测揭示的天然裂缝分布和走向特征，最大水平主应力方向叠加其上，具体井号见图 4a；e.天然裂缝走向玫瑰花图；f.裂缝预测区现今最大水平主应力方向玫瑰花图。

Figure 9. Fault system distribution pattern, activity intensity, development model, and pre-stack predicted fracture distribution, orientation, and present in-situ stress direction of eastern study area in southern Shenfu block, Ordos Basin

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裂缝是存在于岩层中的天然不连续界面，受构造运动控制的裂缝是最主要的裂缝类型^[50-51]。割理是存在于煤岩中的张性裂缝，其在煤岩煤化过程中脱水收缩形成，割理走向受构造应力场控制^[52]。对于经历多期构造运动的地层，现今裂缝是不同构造演化历史时期地应力背景下裂缝的集合^[50-51]。王成旺等^[53]通过测量鄂尔多斯盆地东缘本溪组8+ 9号煤岩中的与裂缝同步张开脉体中盐水包裹体均一温度，揭示了燕山期晚三叠世—早白垩世裂缝的发育。研究区东部叠前预测的裂缝走向玫瑰花图揭示，除NNW走向的天然裂缝外，还发育NNE走向的天然裂缝，这与其他学者在研究区邻近的保德周边统计的地表 8+9号煤层太原组顶板NNW走向高角度—近竖直裂缝为主、NE走向高角度—近竖直裂缝次之的结果吻合^[36,54]，表明研究区8+9号煤层天然裂缝主要叠加了燕山期NNW向最大水平应力背景下受控于离石断裂左旋走滑应力场发育的天然裂缝和受控于喜马拉雅期至今NNE向最大水平主应力方向的天然裂缝(图 9d，e)。

阵列声波测井快横波方位、微地震监测压裂缝走向和成像测井诱导缝走向揭示，现今NNE走向的最大水平主应力方向与喜马拉雅期以来受印度—喜马拉雅碰撞远程效应影响的鄂尔多斯盆地东北缘NNE—SSW最大水平主应力方向背景一致，但研究区西部一些井8+9号煤层段及顶底板最大水平主应力方向发生偏转(图 4a)。一方面，这可能是由于断层的影响。作为低杨氏模量、高泊松比的不连续界面，地层中燕山期活跃但现今不活动的断层可能对局部应力场方向发生扰动^[55-56]。更重要的是，水力压裂开发将对天然应力场产生影响^[57-59]。与研究区东部相比，西部广泛开展直井、定向井、水平井不同井型煤层及致密气层的水力压裂，众多井压裂时的大量注水，以及煤层气开采中的排水降压，将使天然应力场改变，可能导致现今地应力方向发生偏转。

5. 水平井部署的思考

针对8+9号特低孔—特低渗煤层的开发，与直井和定向井相比，水平井在平面上的控制范围更大，可有效提高煤层气采收率^[60]。在鄂尔多斯盆地东缘大宁—吉县、临兴—神府、延川南等地的8+9号深层煤层气开发中，水平井大规模极限体积压裂均取得高产效果，并将成为未来主流的开发模式^{[12-13, 61-65]}。

现今地应力和天然裂缝共同控制着水力压裂缝的延伸^{[63, 66]}。研究区东部8+9号煤层整体处于NNE向最大水平主应力方向的正断层地应力状态(图 4a，图 5，图 7a，图 9f)，在裂缝不发育的均质条件下，近竖直的水力压裂缝将沿NEE最大水平主应力方向延伸。在垂向主应力为最大主应力的正断层地应力状态下，神府地区低杨氏模量、高泊松比的8+9号煤层存在地应力高于顶底板砂岩储层的特征^[12]，导致压裂缝向顶底板砂岩储层延伸，难以限制缝高，导致煤层改造体积小、产量低^[3]。

裂缝/割理发育是煤储层压裂后高产的天然优势^[52]。当天然裂缝/割理发育时，对于低孔低渗的煤储层，其是重要的储集空间和渗流通道，煤储层渗透率在裂缝/割理延伸方向上显著提高，渗透率随裂隙面密度的增加呈指数形式增大^[67-68]。MCCULLOCH等^[69]证明在Pittsburgh煤层沿面裂缝/割理方向的产气量是其他方向的2.5~10倍。施雷庭等^[70]通过对研究区东侧保德地区8+9号煤岩样品渗流数值模拟研究发现，煤岩裂隙长度越大、密度越大、开度越大、裂隙与流动方向夹角越小，煤岩的渗流能力越强。因此，在煤层气水平井布井时应考虑更多利用水平井筒周围天然裂缝/割理系统，发挥平行于面割理方向的渗透率优势。在天然裂缝/割理系统发育时，水平井垂直于裂缝/割理主体走向，钻遇天然裂缝数量多、密度大，压裂时可激活更多的天然裂缝/割理，扩大井筒压裂控制面积、减小渗流阻力，提高煤层气水平井产量^{[17, 59, 71]}。在研究区东部裂缝预测区，裂缝集中分布于30°范围内，平均裂缝走向北偏西4.43°(图 9d，e，图 10a)。区内最大水平主应力走向沿NNE向(平均NNE 25.31°)(图 4a，图 9f，图 10a)。水力压裂时，天然裂缝影响水力压裂缝的延伸^[72-73]。当水平井井筒和天然裂缝带近垂直相交时，天然裂缝带对压裂缝扩展捕获作用明显，储层改造面积和改造率将增大，并能降低对相邻压裂段的干扰^[74]。

图 10 考虑现今最大水平主应力方向和天然裂缝分布的鄂尔多斯盆地神府南区水平井方位设计

a.考虑现今NNE向平均最大水平主应力方向、NNW向天然裂缝平均走向、NNE向压裂缝平均走向的研究区东部水平丛式井方位区间设计；b.天然裂缝不发育时，垂直于NNE最大水平主应力方向布井，压裂形成平行最大水平主应力方向的压裂缝；c天然裂缝发育时，水平井垂直于天然裂缝走向布井，压裂形成沿天然裂缝方向延伸的压裂缝；d.天然裂缝部分发育时，水平井方位区间内压裂缝处于最大水平主应力方向和天然裂缝之间。

Figure 10. Design of horizontal well orientation considering present maximum horizontal principal stress direction and natural fracture distribution in southern Shenfu block, Ordos Basin

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针对研究区东部的水平丛式井部署，在现今平均NNE走向最大水平主应力方向的正断层地应力状态和平均NNW走向天然裂缝分布的背景下，建议区内水平井沿垂直于NNW平均天然裂缝走向的NEE走向和垂直于NNE向平均最大水平主应力的水平井方位区间内布井(图 10a)。当NWW水平井段裂缝相对不发育的各向同性条件下，形成NNE向竖直压裂缝的改造主导的人工产能(图 10b)；当水平井段天然裂缝发育时，平均NNW向天然裂缝捕获的压裂缝改造将极大发挥天然裂缝的产能优势(图 10c)，并有效限制高应力煤储层压裂向低应力顶底板延伸，有效提高煤层气产量。当天然裂缝在一定程度发育时，压裂缝将表现为同时受地应力和天然裂缝控制，沿最大水平主应力方向和天然裂缝之间分布，考虑在水平井方位区间内调整优化设计水平井方位，使实际压裂缝和水平井方位以近垂直角度相交(图 10d)。

因此，考虑天然裂缝和现今地应力对煤层气开采时水力压裂缝延伸和产量的重要影响，精细化设计排量、井轨迹等施工压裂参数，进一步基于成像测井、蚂蚁体属性等方法，对天然裂缝产状、密度、开度、充填性等参数进行精准刻画和对地应力进行精准表征，定量化预测和评价水力压裂改造体积，值得进一步研究和实践。

6. 结论

(1) 阵列声波测井快横波方位、微地震监测压裂缝走向、成像测井诱导缝走向揭示，鄂尔多斯盆地神府区块南部8+9号煤层现今最大水平主应力方向整体为NNE向，东部煤层最大水平主应力方向相对集中，平均NNE 25.31°；西部煤层可能受广泛的水力压裂开发和现今不活动断裂扰动，导致地应力方向发生偏转。

(2) 组合弹簧模型计算1 902~2 181 m共20口井8+9号煤层垂向主应力范围在47~54 MPa，最小水平主应力范围在35~44 MPa；最大水平主应力范围在42~50 MPa，侧压系数小于1，煤层处于正断层地应力状态。

(3) 神府区块南部8+9号煤层NNE向现今最大水平主应力方向为经历了印支期、燕山期构造应力场后对喜马拉雅期地应力场在盆地东北缘的具体体现，现今天然裂缝体系主要是叠加了燕山期离石左旋走滑断裂控制形成的NNW向裂缝和喜马拉雅期NNE向裂缝。

(4) 在研究区东部8+9号煤层现今NNE向最大水平主应力方向的正断层地应力状态下和发育平均NNW向整体走向的天然裂缝背景下，建议在垂直于现今最大水平主应力方向和垂直于天然裂缝走向的水平井方位区间内，综合利用人工压裂缝产能和天然裂缝产能，进行水平丛式井布井，并进一步对天然裂缝参数和地应力进行精细化评价，以服务于施工压裂参数的设计，提高煤层气产量。

利益冲突声明/Conflict of Interests

所有作者声明不存在利益冲突。

All authors declare no relevant conflict of interests.

作者贡献/Authors’Contributions

吴嘉伟、汤韦、田永净、訾敬玉参与了资料处理；杨江浩、时贤、吴嘉伟参与了实验设计和操作；吴嘉伟、祝彦贺、王存武参与论文写作和修改。所有作者均阅读并同意最终稿件的提交。

Data was processed by WU Jiawei, TANG Wei, TIAN Yongjing, and ZI Jingyu. The experimental operation was designed and completed by YANG Jianghao, SHI Xian, and WU Jiawei. The manuscript was drafted and revised by WU Jiawei, ZHU Yanhe, and WANG Cunwu. All authors have read the final version of the paper and consented to its submission.

图 1 鄂尔多斯盆地东北缘神府区块南部位置及周缘构造纲要图(a)和地层综合柱状图(b)

Figure 1. Location map and surrounding tectonic outline (a) and comprehensive stratigraphic column (b) of southern Shenfu block, northeastern margin of Ordos Basin

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图 2 鄂尔多斯盆地神府区块8+9号煤层顶板砂岩和煤岩岩心特征

a.顶板砂岩结构均质，裂缝相对不发育；b.8+9号煤层煤岩裂缝和割理(面割理和端割理)发育特征。

Figure 2. Core characteristics of No. 8+9 coal seam and its roof sandstone in Shenfu block, Ordos Basin

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图 3 应用阵列声波测井、微地震监测、成像测井揭示鄂尔多斯盆地神府区块8+9号煤层及顶板现今最大水平主应力方向

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图 4 鄂尔多斯盆地神府区块8+9号煤层及顶底板附近断裂分布背景下的地应力方向

a.近南北向不活动断裂分布背景下现今最大水平主应力方向；b.过SF-50井地震剖面显示近南北向高角度左行走滑断裂系统发育。

Figure 4. In-situ stress direction near faults around No. 8+9 coal seam and its roof and floor in Shenfu block, Ordos Basin

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图 5 鄂尔多斯盆地神府区块SF-50井8+9号煤层测井计算现今垂向主应力和最大、最小水平主应力大小

Figure 5. Logging calculation of present vertical principal stress and maximum and minimum horizontal principal stress for No. 8+9 coal seam in well SF-50, Shenfu block, Ordos Basin

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图 6 鄂尔多斯盆地神府区块SF-63井闭合应力(P_c)G函数分析

Figure 6. G function analysis of closure stress (P_c) for well SF-63 in Shenfu block, Ordos Basin

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图 7 鄂尔多斯盆地神府区块南部20口井8+9号煤层段测井计算现今地应力大小和侧压系数与深度的关系

a.现今垂向主应力、最大水平主应力、最小水平主应力大小与深度的关系；b.对应8+9号煤层段侧压系数与深度的关系。具体井位见图 4a。

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图 8 鄂尔多斯盆地东北缘印支期、燕山期、喜马拉雅期最大水平主应力迹线(红色虚线)和最小水平主应力迹线(绿色虚线)

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图 9 鄂尔多斯盆地神府区块南部断层体系分布样式、活动强度、发育模型及研究区东部裂缝叠前预测分布、走向和现今应力方向

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图 10 考虑现今最大水平主应力方向和天然裂缝分布的鄂尔多斯盆地神府南区水平井方位设计

Figure 10. Design of horizontal well orientation considering present maximum horizontal principal stress direction and natural fracture distribution in southern Shenfu block, Ordos Basin

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表 1 鄂尔多斯盆地神府区块8+9号煤层注入压降测试实测应力值与主应力计算结果

Table 1. In-situ stress values and principal stress results measured from injection/fall off tests for No. 8+9 coal seam in Shenfu block, Ordos Basin

井号	垂深/m	应力/MPa
井号	垂深/m	P_p	P_b	P_c	σ_H	σ_h	σ_v
SF-A	1 828	19.72	30.74	29.48	37.98	29.48	43.93
SF-B	2 202	20.26	36.54	35.22	48.86	35.22	53.55
SF-C	2 077	19.11	33.77	31.21	40.75	31.21	46.79

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表 2 鄂尔多斯盆地神府区块南部20口井8+9号煤层计算最小水平主应力与实测闭合应力对比及相关应力参数

编号	井号	平均垂深/ m	σ_h /MPa	σ_H /MPa	σ_H-σ_h/ MPa	σ_v /MPa	侧压系数	P_c/ MPa	\|P_c-σ_h\|/ MPa	误差/ %
1	SF-1	1 939	37.39	43.01	5.62	47.29	0.85	36.68	0.43	1.10
2	SF-25	2 180	41.46	47.79	6.33	54.01	0.83	41.07	3.63	7.61
3	SF-50	1 955	37.98	43.38	5.40	47.89	0.85	38.40	0.03	0.07
4	SF-51	2 180	42.13	48.16	6.03	53.64	0.84	42.10	2.63	7.90
5	SF-52	2 181	40.15	46.14	5.99	51.12	0.84	41.10	2.64	6.69
6	SF-53	1 915	36.85	42.62	5.77	46.38	0.86	39.49	0.81	2.34
7	SF-54	1 922	36.33	42.67	6.34	47.05	0.84	36.19	2.94	8.79
8	SF-55	1 947	38.02	43.47	5.45	47.98	0.85	38.40	0.28	0.69
9	SF-56	1 945	37.36	43.20	5.84	47.74	0.84	38.40	0.39	0.95
10	SF-57	2 062	40.41	46.22	5.81	50.65	0.86	40.69	0.37	0.88
11	SF-58	2 180	41.47	47.79	6.32	53.33	0.84	41.84	0.71	1.94
12	SF-59	2 165	44.06	50.43	6.37	54.06	0.87	47.69	0.86	2.14
13	SF-60	2 163	41.09	48.43	7.34	53.36	0.84	40.23	1.80	4.29
14	SF-61	2 027	36.78	42.88	6.10	49.65	0.80	36.65	0.95	2.31
15	SF-62	2 021	39.47	45.37	5.90	51.06	0.83	39.04	0.49	1.22
16	SF-63	2 115	40.11	45.56	5.45	50.50	0.85	42.14	2.03	4.82
17	SF-64	2 160	40.81	46.55	5.74	51.90	0.84	40.32	0.03	0.07
18	SF-65	1 985	35.93	42.32	6.39	48.62	0.80	33.30	0.14	0.39
19	SF-66	1 902	35.36	42.70	7.34	46.74	0.84	34.55	0.38	0.99
20	SF-67	1 953	36.38	42.69	6.31	47.56	0.83	33.44	1.04	2.71
平均值		2 045	38.98	45.07	6.09	50.03	0.84	39.07	1.13	2.90

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1. 地质背景
2. 现今地应力方向表征
3. 地应力模型与计算
3.1 8+9号煤层测井地应力模型
3.2 8+9号煤层地应力大小计算
4. 地应力场演化与断裂体系分布
5. 水平井部署的思考
6. 结论

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鄂尔多斯盆地东北缘神府区块南部8+9号煤层地应力评价方法与应用

doi: 10.11781/sysydz2025010027

作者简介:
吴嘉伟(1996—)，男，博士，工程师，从事构造地质学和煤层气地质工程一体化研究工作。E-mail: wujw13@cnooc.com.cn

计量

Evaluation method and application for in-situ stress in No. 8+9 coal seam, southern Shenfu block, northeastern margin of Ordos Basin

1. 地质背景

2. 现今地应力方向表征

3. 地应力模型与计算

3.1 8+9号煤层测井地应力模型

3.2 8+9号煤层地应力大小计算

4. 地应力场演化与断裂体系分布

5. 水平井部署的思考

6. 结论

计量

目录

1. 地质背景

2. 现今地应力方向表征

3. 地应力模型与计算

3.1 8+9号煤层测井地应力模型

3.2 8+9号煤层地应力大小计算

4. 地应力场演化与断裂体系分布

5. 水平井部署的思考

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鄂尔多斯盆地东北缘神府区块南部8+9号煤层地应力评价方法与应用

doi: 10.11781/sysydz2025010027

作者简介: 吴嘉伟(1996—)，男，博士，工程师，从事构造地质学和煤层气地质工程一体化研究工作。E-mail: wujw13@cnooc.com.cn

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出版历程

Evaluation method and application for in-situ stress in No. 8+9 coal seam, southern Shenfu block, northeastern margin of Ordos Basin

1. 地质背景

2. 现今地应力方向表征

3. 地应力模型与计算

3.1 8+9号煤层测井地应力模型

3.2 8+9号煤层地应力大小计算

4. 地应力场演化与断裂体系分布

5. 水平井部署的思考

6. 结论

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出版历程

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1. 地质背景

2. 现今地应力方向表征

3. 地应力模型与计算

3.1 8+9号煤层测井地应力模型

3.2 8+9号煤层地应力大小计算

4. 地应力场演化与断裂体系分布

5. 水平井部署的思考

6. 结论

作者简介:
吴嘉伟(1996—)，男，博士，工程师，从事构造地质学和煤层气地质工程一体化研究工作。E-mail: wujw13@cnooc.com.cn