鄭 君，樊 濤，竇 斌，吳天予

（中國地質(zhì)大學(xué)（武漢）工程學(xué)院，湖北 武漢 430074）

0 引言

隨著全球氣候變暖、化石能源日漸枯竭，開發(fā)優(yōu)質(zhì)的清潔能源以優(yōu)化能源結(jié)構(gòu)成為了各國的研究熱點。地?zé)豳Y源因其儲量大、分布廣、可再生等優(yōu)點而被視為21 世紀(jì)最有可能取代化石能源的新型優(yōu)質(zhì)清潔能源之一。地?zé)豳Y源可分為低溫、中溫以及高溫3 類［1］。其中，溫度≥150 ℃即為高溫地?zé)豳Y源。干熱巖是指不含流體或含少量流體、埋深為3～10 km、溫度為150～650 ℃的致密巖體，屬于典型的高溫地?zé)豳Y源［2］。相較于中、低溫地?zé)豳Y源，干熱巖在儲量上占據(jù)明顯優(yōu)勢，具有廣闊的開發(fā)利用前景。但因干熱巖具有埋藏深、巖體致密、溫度高等特殊性質(zhì)，目前干熱巖的開采還存在眾多問題。特別是由于干熱巖中缺乏原生裂隙作為流體換熱通道，通常需要采用儲層激發(fā)等技術(shù)建立增強型地?zé)嵯到y(tǒng)（Enhanced Geothermal System，EGS）。EGS 是指通過水力壓裂、射孔、爆破等人工手段把地下深部低滲透性的致密干熱巖體改造成具有豐富裂隙網(wǎng)絡(luò)的地?zé)醿?，由此建立可從中采出熱能的人工地?zé)嵯到y(tǒng)［3-5］。目前，水力壓裂儲層改造技術(shù)發(fā)展已較為成熟，受到廣泛關(guān)注，但其也存在作業(yè)時間長、水濾失嚴(yán)重、形成的平行板狀裂隙不利于換熱等不良問題。二氧化碳爆破技術(shù)相比于傳統(tǒng)水力壓裂技術(shù)，產(chǎn)生的沖擊波及高壓氣體能夠使儲層中產(chǎn)生放射狀裂隙群，快速建造出高滲透性的熱儲，很好地彌補水力壓裂技術(shù)的缺陷，儲層激發(fā)效果顯著提升。目前，將二氧化碳爆破技術(shù)應(yīng)用于干熱巖儲層激發(fā)方面的探索已經(jīng)成為了一個新的熱門研究［6-8］。

近年來，國內(nèi)外學(xué)者在利用二氧化碳爆破技術(shù)進行儲層改造方面取得了許多重要的成果。孫小明［9］于2014 年在九里山礦16051 底板抽采巷進行了穿層鉆孔相變致裂增透試驗，通過分析對比試驗前后抽采鉆孔的流量、濃度等參數(shù)，證實了液態(tài)二氧化碳相變致裂對煤層具有很好的增透效果。張開加［10］分析了將二氧化碳爆破與水力沖孔相結(jié)合進行煤層增透的可行性，結(jié)果顯示聯(lián)合增透后瓦斯抽采量提升45%，證明聯(lián)合增透技術(shù)具備可行性，為將二氧化碳爆破與其他工藝相結(jié)合提供了寶貴案例。郭楊霖［11］對平煤十三礦二氧化碳現(xiàn)場致裂數(shù)據(jù)進行分析，得出二氧化碳爆破是通過膨脹推力、氣體切割作用和降低煤層應(yīng)力等方式進行煤層增透，在揭示二氧化碳爆破機理方面具有重要意義。徐超等［12］通過理論分析探討了二氧化碳爆破用于干熱巖儲層激發(fā)的可行性，并通過爆破試驗進一步確定了致裂器各參數(shù)對爆破力的影響機制，為將這項技術(shù)引入干熱巖開發(fā)領(lǐng)域做了理論鋪墊工作。夏杰勤等［13］通過研究二氧化碳致裂器起爆與液體二氧化碳填充量、化學(xué)活化劑含量以及定壓片厚度三者之間的關(guān)系，研發(fā)出了一種適用于干熱巖儲層建造的新型二氧化碳爆破致裂器，為干熱巖型地?zé)醿拥慕ㄔ焯峁┝擞行Ъ夹g(shù)手段，突破了耐高溫高壓的井下二氧化碳爆破致裂器領(lǐng)域的空白。

目前地?zé)衢_采中多采用豎井的形式，即設(shè)計豎直井身結(jié)構(gòu)溝通地表及目標(biāo)儲層，但考慮到二氧化碳爆破技術(shù)的特點，采用豎直井身結(jié)構(gòu)存在一定弊端［14］：首先，采用豎直井時致裂器吊放在炮孔內(nèi)，爆破時需考慮水平地應(yīng)力的影響；由于巖石的各向異性和非連續(xù)性等影響，水平地應(yīng)力往往大于豎直地應(yīng)力，這就使得致裂器碎巖效果和造縫能力達(dá)不到預(yù)期目標(biāo)。其次，為保證致裂效果良好，儲層內(nèi)需安置多個致裂器同時或依次引爆，采用吊放的形式安置致裂器不夠穩(wěn)定，易發(fā)生飛管等安全事故。因此，傳統(tǒng)的地?zé)嶝Q井井身結(jié)構(gòu)不再適用于二氧化碳爆破工藝。鑒于此，本文提出了“一注多采”多分支、變角度、交錯式分段爆破工藝思路，即通過豎直井從地表鉆至儲層，在水平井段設(shè)置起爆點分段爆破產(chǎn)生體積誘導(dǎo)裂隙，具體構(gòu)造如圖1 所示。這種工藝將水平井與豎直井段相結(jié)合，既能滿足開采段深度要求，又能避免上述分析中豎直井存在的弊端。其次，采用“一注多采”的結(jié)構(gòu)，相比傳統(tǒng)EGS 工藝“一注一采”的結(jié)構(gòu)，大大提升了采熱效率，是一種潛在的二氧化碳爆破致裂儲層改造工藝方法。

圖1 二氧化碳爆破儲層激發(fā)工藝示意Fig.1 Carbon dioxide blasting reservoir stimulation process

上述工藝思路中，二氧化碳致裂器主要置于水平井段炮孔處，在鉆井和洗井工藝完成后進行起爆。由于熱儲自身高溫特性及鉆井液冷卻作用等影響因素，低溫鉆井液循環(huán)接觸井壁會使熱儲高溫巖石發(fā)生降溫?fù)p傷［15］，炮孔附近干熱巖儲層物理力學(xué)性質(zhì)發(fā)生較大變化，故采用常規(guī)地表花崗巖數(shù)據(jù)直接進行二氧化碳爆破數(shù)值模擬與實際工程有較大出入。因此，本文采用高溫水冷后的花崗巖模擬實際鉆進過程中受鉆井液冷卻后的熱損傷區(qū)孔壁圍巖，通過巖石力學(xué)試驗測得了高溫花崗巖遇水冷卻后的物理力學(xué)參數(shù)，得到高溫水冷花崗巖物理力學(xué)性質(zhì)隨處理溫度變化的擬合函數(shù)，并構(gòu)建了二氧化碳爆破干熱巖儲層激發(fā)過程中水平井段（炮孔）鉆進過程數(shù)值分析模型，對儲層溫度分布規(guī)律和熱損傷區(qū)范圍進行研究。為構(gòu)建更符合實際工況的干熱巖儲層爆破數(shù)值模型、指導(dǎo)實際二氧化碳爆破干熱巖儲層建造工程有著重要意義。

1 鉆井后干熱巖儲層性質(zhì)變化成因

在鉆井過程中，由于儲層本身溫度較高，低溫鉆井液流經(jīng)后，井壁附近干熱巖溫度下降并在熱應(yīng)力作用下產(chǎn)生損傷，表現(xiàn)出與地表花崗巖截然不同的物理力學(xué)性質(zhì)。損傷主要源自對流換熱及熱應(yīng)力作用兩個過程的影響。

1.1 對流換熱作用影響機制

高溫花崗巖井壁接觸快速流動的低溫鉆井液發(fā)生對流換熱作用，炮孔井壁處巖石溫度不斷下降，干熱巖儲層內(nèi)部向井壁巖層不斷進行熱傳導(dǎo)，由于鉆井液比熱容遠(yuǎn)大于花崗巖，對流換熱降溫速率高于熱傳導(dǎo)升溫速率，故低溫區(qū)隨時間推移逐漸擴大，并最終形成以炮孔為中心梯度分布的溫度場，如圖2所示。

圖2 炮孔內(nèi)鉆井液-孔壁對流換熱示意Fig.2 Convective heat transfer between drilling fluid and the borehole wall in the blasting hole

對流換熱過程中視鉆井液溫度不變，采用局部熱平衡假設(shè)的情況下，根據(jù)傅里葉定律炮孔井壁附近溫度場方程為：

鉆井液視為不可壓縮流體，對流換熱量可根據(jù)牛頓冷卻公式得出：

由于鉆井液在循環(huán)過程中通常視為紊流，則對流換熱系數(shù)可通過努賽爾數(shù)聯(lián)立迪貝斯貝爾特公式［16-17］得到：

式中：dh——炮孔直徑，m；ρG——干熱巖密度，kg/m3；u——鉆井液流速，m/s；Q——對流換熱量，kJ；kG——花崗巖熱導(dǎo)率，（W·m-1）；hw——對流換熱系數(shù)，（W·m-2）·K-1；Tl——鉆井液溫度，℃；l——傳熱層厚度，m；Ref——鉆井液雷諾數(shù)，Prf——鉆井液普朗特數(shù)。

將上述公式聯(lián)立，在干熱巖儲層巖性及鉆井液流體特性確定的情況下即可得到任意時間炮孔附近干熱巖井壁的溫度場。

1.2 熱應(yīng)力作用影響機制

產(chǎn)生熱應(yīng)力作用的基本條件主要有兩點［18］：存在約束條件和發(fā)生溫度變化。

在忽略體積應(yīng)力且假設(shè)巖體內(nèi)部無熱源的情況下，根據(jù)熱彈性理論可得到彈性圓柱體內(nèi)熱應(yīng)力為［19］：

式中：σFTr、σFTθ、σFTz——分別為彈性圓柱體徑向、軸向及環(huán)向的應(yīng)力，MPa；R——熱影響區(qū)（圓柱彈性體）半徑，m；r——測點與圓柱對稱軸之間的距離，m；ΔT——熱影響區(qū)與圓柱體中心溫度差，℃。

由式（4）及圖3 可知，當(dāng)ΔT＜0，即圓柱中心溫度高于熱影響區(qū)邊界溫度時，巖石發(fā)生升溫?fù)p傷破壞，巖石熱損傷主要源于壓應(yīng)力造成的壓剪破壞；當(dāng)ΔT＞0 時，圓柱中心溫度低于熱影響區(qū)邊界溫度，干熱巖孔壁損傷主要源于拉應(yīng)力造成的拉斷破壞。

圖3 彈性圓柱體花崗巖模型熱應(yīng)力示意Fig.3 Thermal stress diagram of the elastic cylindrical granite model

2 花崗巖物理力學(xué)性質(zhì)實驗研究

2.1 試驗步驟

（1）試驗巖樣產(chǎn)自青海省優(yōu)質(zhì)地表露頭花崗巖石材，根據(jù)國際巖石力學(xué)學(xué)會制樣要求以及《工程巖體試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 50266—2013）規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)，將花崗巖石材加工為直徑50 mm、高度100 mm 的36 塊標(biāo)準(zhǔn)圓柱形巖樣，按處理溫度等試驗條件進行編號處理，編號分3 個級別，其中一級編號表示處理溫度，二級編號表示重復(fù)試驗次序，三級編號表示試驗處理方法（見圖4）。

圖4 原狀花崗巖試樣Fig.4 Intact granite specimens

（2）將巖樣置于烘箱干燥12 h 后取出；測量干燥后巖樣的質(zhì)量及體積，采用RSM-SY5 型聲波檢測儀測試聲波波速并記錄原樣數(shù)據(jù)。

（3）進行加熱處理，加熱試驗溫度分別設(shè)置為室溫（20 ℃）、200、300、400、500 和600 ℃，其中組1 為對照組；按照一級編號不同，分別將各組巖樣按順序置于SG-XL1200 型箱式高溫爐中，以2 ℃/min 的升溫速度加熱至目標(biāo)溫度，恒溫1 h 保證試樣內(nèi)部完全升溫至目標(biāo)溫度后取出，每組設(shè)置3 次重復(fù)試驗。

（4）將充分加熱后的巖樣取出并浸入蒸餾水中冷卻，待冷卻至室溫后，將各組巖樣取出并置于烘箱中干燥12 h，測量其質(zhì)量、體積并計算密度變化率；采用聲波檢測儀測量其橫、縱波波速并記錄。

（5）將各組三級編號為A 的巖樣采用TAW-2000 型微機控制電液伺服巖石單軸試驗機進行單軸壓縮實驗，記錄并采用origin 軟件繪制各組巖樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，計算不同處理條件下巖石的彈性模量，并結(jié)合巖石聲波波速及其他物理力學(xué)參數(shù)計算各組巖樣的泊松比。

（6）將各組三級編號為B 的巖樣采用RFP-03型力學(xué)試驗機進行巴西劈裂實驗，記錄并采用origin軟件繪制巖樣抗拉強度隨溫度的變化曲線，觀察處理后的巖樣并分析其抗拉強度變化特征。

2.2 試驗結(jié)果分析

2.2.1 應(yīng)力-應(yīng)變曲線與單軸抗壓強度（UCS）

本次試驗采用電液伺服巖石單軸試驗機，以0.3 mm/min 的加載速率對冷卻處理完成后的巖樣進行單軸壓縮處理，計算對應(yīng)的應(yīng)力、應(yīng)變值，并繪制不同溫度下巖樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線（如圖5所示）。

由圖5 可知，試樣單軸抗壓強度與處理溫度大致呈負(fù)相關(guān)關(guān)系；不同溫度條件下曲線呈現(xiàn)出大致相同的變化趨勢，反映出單軸壓縮過程中巖石破壞過程基本不受加熱溫度的影響［20］；根據(jù)實驗結(jié)果顯示自600 ℃冷卻至室溫后試驗組單軸抗壓強度下降60.78%，反映了高溫水冷后干熱巖抗壓強度發(fā)生明顯劣化，采用常規(guī)花崗巖數(shù)據(jù)進行數(shù)值模擬會使結(jié)果誤差較大。

圖5 不同加熱溫度下巖樣應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.5 Stress-strain curves of rock samples at different heating temperatures

2.2.2 彈性模量（E）

本次試驗巖樣的彈性模量主要參考單軸壓縮試驗的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，具體數(shù)值根據(jù)式（5）計算：

式中：σmax——峰值應(yīng)力，MPa；ε0.6、ε0.4——分別為峰值應(yīng)力縮放后對應(yīng)的應(yīng)變值。

代入試驗數(shù)據(jù)計算并整理參考文獻(xiàn)［21］數(shù)據(jù)可得花崗巖彈性模量隨降溫幅度變化規(guī)律擬合曲線如圖6 所示。

圖6 花崗巖彈性模量-降溫幅度擬合曲線Fig.6 Fitting curve of the elastic modulus-cooling amplitude of granite

為降低實驗誤差，取郤保平等［21］數(shù)據(jù)對試驗結(jié)果進行修正，由圖6 可知降溫幅度從0 ℃升至580 ℃時彈性模量平均值下降了65.27%；采用parabola 函數(shù)對數(shù)據(jù)進行擬合后得到彈性模量平均值公式（6）：

2.2.3 泊松比（μ）

本文采用試驗測得的聲波波速值對不同處理溫度條件下巖樣泊松比進行數(shù)值模擬計算，計算公式見式（7）：

式中：vL——試樣縱波波速，m/s；vS——試樣橫波波速，m/s。

計算不同溫度對應(yīng)的泊松比數(shù)值后繪制散點并采用二次函數(shù)擬合如圖7 所示。

圖7 高溫冷卻花崗巖泊松比（計算值）-降溫幅度擬合曲線Fig.7 Fitting curve of Poisson’s ratio-cooling amplitude of granite cooled from high temperature (calculated value )

由圖7 可知降溫幅度從0 ℃升至580 ℃時泊松比平均升高了35.41%；根據(jù)數(shù)據(jù)擬合得到方程μ(ΔT)，后續(xù)模擬中將采用式（8）替代常規(guī)花崗巖泊松比作為模型參數(shù)進行求解。

2.2.4 巖樣密度（ρ）

試樣密度大小會影響波阻抗和應(yīng)力衰減系數(shù)等爆破參數(shù)的取值，確定加熱后不同溫度對應(yīng)的密度值對構(gòu)建準(zhǔn)確的儲層爆破模型具有較大意義。試驗加熱前及水冷處理后巖樣均需置于烘箱中充分進行烘干處理，并測量加熱-水冷前后巖樣的質(zhì)量及體積，計算后的密度值如表1 所示。

表1 不同加熱溫度花崗巖冷卻后密度Table 1 Density of granite after cooling from different heating temperatures

為減小誤差，本次研究采用密度減小率取均值推導(dǎo)密度隨溫度的變化規(guī)律，得到散點圖及擬合曲線如圖8 所示。

圖8 高溫冷卻花崗巖密度減小率-降溫幅度擬合曲線Fig.8 Fitting curve of the density reduction rate-cooling amplitude of granite cooled from high temperature

3 炮孔附近儲層巖石溫度分布規(guī)律研究

3.1 模型構(gòu)建及參數(shù)設(shè)置

本次研究利用COMSOL 數(shù)值模擬軟件模擬工況為二氧化碳爆破干熱巖儲層激發(fā)工藝中水平井段（炮孔）鉆進過程；在模擬過程中將干熱巖層視為各向同性的均值彈性體，利用二維線彈性三場耦合模型求解不同儲層溫度下水平段（炮孔）圍巖水冷后的溫度場分布情況。本次模擬過程中，井身結(jié)構(gòu)、鉆進參數(shù)及水平井段鉆進速度綜合參考北京探礦工程所鉆進花崗巖層的生產(chǎn)資料，如表2 所示。

根據(jù)表2 數(shù)據(jù)，構(gòu)建60 m×60 m 的正方形模型并進行網(wǎng)格剖分，為提高計算結(jié)果收斂性，網(wǎng)格剖分采用較細(xì)化網(wǎng)格并在水平段孔壁附近進行加密化處理，如圖9 所示。

圖9 熱儲層及水平井段模型示意Fig.9 Model of the thermal reservoir and horizontal well section

表2 水平段鉆進工況Table 2 Horizontal drilling conditions

將儲層材料設(shè)置為花崗巖，密度、彈性模量及泊松比等固體力學(xué)參數(shù)根據(jù)前述擬合公式分別代入儲層溫度后計算給出。將儲層溫度分別設(shè)置為300、400、500 和600 ℃，流體溫度與流場保持一致?？紤]實際工程中鉆井液密度與動力粘度通常高于水，但為與水冷物理實驗數(shù)據(jù)匹配將流體材料設(shè)置為水，相關(guān)參數(shù)設(shè)置為由物理場控制，材料具體參數(shù)如表3 所示。

水的溫度在273～533 K 之間時，表3 中部分變量如下［22］：

表3 模型材料參數(shù)Table 3 Model material parameters

流場設(shè)置中，本文忽略地溫梯度作用將初始溫度設(shè)置為室溫（20 ℃）；入口流速即為鉆井液環(huán)空中的流速，根據(jù)以下計算：

式中：vL0——鉆井液環(huán)空平均流速，m/s；Q——泥漿泵排量，L/s；C2——無量綱經(jīng)驗系數(shù)，取3117；dh——井孔直徑，mm；dp——鉆桿外徑，mm。

代入表2 參數(shù)計算得出入口流速為9.897 m/s，由于該流速遠(yuǎn)高于水的臨界流速，使用層流模型會使計算結(jié)果無法收斂，故流場設(shè)置應(yīng)采用湍流模型；并選用L-VEL 湍流模型進行流場分析。

3.2 孔壁附近溫度場分布規(guī)律

3.2.1 儲層溫度對溫度場分布的影響

本小節(jié)主要研究相同時間內(nèi)鉆井液冷卻作用對不同初始溫度下干熱巖儲層溫度場的影響規(guī)律；根據(jù)工況將冷卻時長設(shè)置為50 h，鉆井液溫度設(shè)置為20 ℃，干熱巖儲層初始溫度分別設(shè)置為300、400、500 和600 ℃，得到如圖10 所示的炮孔壁附近溫度云圖。

圖10 干熱巖儲層冷卻溫度云圖Fig.10 Cooling temperature cloud maps of hot dry rock reservoir

由圖10 可知炮孔壁附近溫度自壁面至儲層遠(yuǎn)端呈由低到高梯度分布，不同儲層冷卻后溫度云圖形態(tài)接近且分布均勻性較好；根據(jù)探針點數(shù)據(jù)可繪制各溫度儲層冷卻50 h 后炮孔壁周圍干熱巖溫度變化曲線（如圖11 所示）。

對圖11 分析可知：在冷卻時間和鉆井液泵量確定的情況下，儲層初始溫度對快速降溫區(qū)的降溫幅度影響較大；儲層初始溫度越高，冷卻后該區(qū)域巖石降溫幅度越大；這是由于巖石熱導(dǎo)率隨溫度升高而增大，故而相同換熱時間下儲層溫度越高快速降溫區(qū)內(nèi)巖石冷卻速率越快，在相同范圍（1.2 m）內(nèi)各溫度儲層均完成從平緩降溫區(qū)最低溫向鉆井液溫度的過渡，故各溫度快速降溫區(qū)范圍大致相同；平緩降溫區(qū)由于距離孔壁較遠(yuǎn)，幾乎不受熱傳導(dǎo)作用影響，因此其降溫幅度受儲層溫度影響較?。ǜ鳒囟然揪?0 ℃內(nèi)）。由于上述原因儲層初始溫度對熱損傷區(qū)具體范圍影響較小；采用排量為30.64 L/s 泥漿泵沖洗50 h 后干熱巖熱損傷區(qū)范圍約為1.5 m，1.5 m范圍外可近似視為未受損區(qū)。

圖11 炮孔壁周圍溫度場分布規(guī)律Fig.11 Distribution pattern of the temperature field around the blasting hole wall

將各測點數(shù)據(jù)擬合后可得到各儲層的溫度分布曲線，由于距離孔壁0.1 m 范圍內(nèi)巖石基本完全冷卻（其中0.08 m 位于炮孔內(nèi)），該范圍內(nèi)巖石溫度可近似視為鉆井液溫度。

3.2.2 冷卻時長對溫度分布的影響

本小節(jié)主要研究相同儲層溫度及鉆井液流速下冷卻時間對炮孔壁附近溫度場及熱損傷區(qū)范圍的影響，為方便觀察變化趨勢選擇降溫空間較大的600 ℃儲層作為研究對象，鉆井液流速設(shè)置為9.897 m/s；將冷卻時長分別設(shè)置為20、40、60、80、120 和160 h，得到溫度云圖如圖12 所示。

圖12 不同冷卻時間孔壁周圍溫度云圖Fig.12 Temperature cloud maps around the hole wall at different cooling times

由圖12 可知，炮孔壁附近溫度分布隨冷卻時長變化顯著，冷卻160 h 后中低溫區(qū)（云圖中青、藍(lán)色部分，ΔT≥300 ℃）范圍相比冷卻20 h 后提升接近50%，同時1.5 m 附近巖石溫度明顯低于600 ℃，說明除巖石降溫幅度外冷卻時長對熱損傷區(qū)范圍也有一定影響，具體需結(jié)合時程曲線研究，如圖13所示。

由圖13 可知，冷卻20、40、60 和80 h 后熱損傷區(qū)范圍分別約為距炮孔中心0.9、1.1、1.5 和1.9 m，冷卻160 h 后遠(yuǎn)超2.1 m，可見冷卻時長對熱損傷區(qū)范圍影響較大，20 h 后每冷卻1 h 熱損傷區(qū)擴大1～2 cm。

圖13 不同冷卻時間監(jiān)測點冷卻時程曲線Fig.13 Cooling time curves of different cooling time monitoring points

4 結(jié)論

本文基于巖石力學(xué)試驗和熱-流-固三場耦合數(shù)值模擬對鉆井后水平井段（炮孔）附近干熱巖儲層的物理力學(xué)性質(zhì)變化規(guī)律及儲層溫度分布特征進行了研究，得出如下結(jié)論：

（1）試驗數(shù)據(jù)顯示高溫水冷后花崗巖各項物理力學(xué)性質(zhì)隨著降溫幅度增加均發(fā)生大幅變化：例如加熱至600 ℃并水冷恢復(fù)至室溫后巖樣單軸抗壓強度下降70.96%，彈性模量下降65.27%，泊松比升高35.41%，據(jù)此可推知鉆井液冷卻會使炮孔附近干熱巖儲層性質(zhì)發(fā)生大幅變化。

（2）干熱巖冷卻后孔壁附近溫度自壁面至儲層遠(yuǎn)端呈由低到高梯度分布；冷卻過程中炮孔附近儲層呈現(xiàn)出“快速降溫區(qū)-平緩降溫區(qū)-未降溫區(qū)”的區(qū)域性溫度分布特征；將前兩者定義為熱損傷區(qū)，后者定義為未損傷區(qū)，并通過Origin 擬合得到300、400、500 和600 ℃儲層冷卻50 h 后溫度隨距離變化的公式，將相應(yīng)的公式與試驗數(shù)據(jù)結(jié)合可得到炮孔附近不同位置儲層的物理力學(xué)性質(zhì)，對于指導(dǎo)實際二氧化碳爆破致裂干熱巖儲層工程有著重要意義。

（3）分析了儲層初始溫度與冷卻時長對炮孔附近溫度分布和熱損區(qū)范圍的影響：其中儲層初始溫度對快速降溫區(qū)溫度分布影響較大，冷卻時長相同情況下儲層初始溫度越高冷卻后相同位置降溫幅度越大；對平緩降溫區(qū)溫度分布影響較小，該區(qū)域內(nèi)各溫度儲層降溫幅度均在10 ℃內(nèi)。初始溫度對熱損傷區(qū)范圍影響較小，300～600 ℃儲層以9.897 m/s 流速冷卻50 h 后熱損傷區(qū)基本均為1.5 m。冷卻時長對溫度分布和熱損傷區(qū)范圍均影響較大，冷卻160 h后中低溫區(qū)（ΔT≥300 ℃）相比冷卻20 h 后擴大接近50%；冷卻20 h 后儲層熱損傷區(qū)擴大速度約為1～2 cm/h。