AGENCE FRANÇAISE POUR LA MAITRISE DE L'ENERGIE

programme géothermie profonde généraliséeprogramme géologie profonde de la France

décision d'aide n° 5 07 1023

détermination des contraintes in situpar fracturation hydraulique

dans le sondage G P F de Chassoles(Cézallier - Puy-de-Dôme)

BRGM

AGENCE FRANÇAISE POUR LA MAITRISE DE L'ENERGIE

programme géothermie profonde généraliséeprogramme géologie profonde de la France

décision d'aide n° 5 07 1023

détermination des contraintes in situpar fracturation hydraulique

dans le sondage G P F de Chassoles(Cézallier - Puy-de-Dôme)

D. Burlet,B. F E U G A

et J.F. Ouvryavec la collaboration de

F.H. Cornet (IPG de Paris)

juin 198787 S G N 363 G E G

BUREAU DE RECHERCHES GÉOLOGIQUES ET MINIERESSERVICE GÉOLOGIQUE NATIONAL

Ingénierie géotechniqueBP 6009 • 45060 ORLEANS CEDEX 2 - Tél. 3a.64.34.34.

AGENCE FRANÇAISE POUR LA MAITRISE DE L'ENERGIE

PROGRAMME GEOTHERMIE PROFONDE GENERALISEEPROGRAMME GEOLOGIE PROFONDE DE LA FRANCE

Décision d'aide n° 5 07 1023

DETERMINATION DES CONTRAINTES IN SITUPAR FRACTURATION HYDRAULIQUE DANS LE SONDAGE GPF DE CHASSOLES

(Cézallier - Puy-de-Dôme)

par D. BURLET, B. FEUGA et J.F. OUVRY

avec la collaboration de F. H. CORNET (IPG de Paris)

87 SGN 363 GEG JUIN 1987

RESUMÍ

Peo mz^tviOÂ de con^t^LcUnta pa/i {¡nacXuAjat^oyi kydAmitíquí ont tit fita.-lLi>tQj, tivOiz 350 et ¿50 m de pfio^OYidzuA dan¿ ¿z iondagz S2 de Ckcuiole. ICtzal-LidA, Pay de Pôme), {,o^é. daiu ¿e, tadJit du. pfioghmmz Gtotoalz Violondt do. ¿a.

Efiancz.

V¿ngt zt unz {¡fWictjjJizM ont ztz tZÁtzzi,.

Unz p^emlzn.z intzApK.ztjcUA.on, bA,dÁjnzni>¿onnzJüíz, ¿uppoiont ¿a vzxXàjjx-Litz d'unz dz¿> contAxUntza pK¿ncU.patzJ> , ayant movtViz qu.z zzttz kypothz&z nepoiLvcUt ztfiz fioXzYWiZ, il. a ztz h.zcoujüx. à une ¿nvzuion tnJjimzn&ionnztLz.

Czttz dzKyi¿zn.z a. donni ¿z¿ n.z-6u¿tat¿ ¿iu.va.nt& :

- jiuqa'à znvifion 500 m de pKxi{¡undzuA, tz mzji>txxz¿¡ ¿¡zmbtznt pzAtafibzz¿ poAuin ziizt pfiobabtzmznt Liz au n.zLiz£ zt ne ¿ont pa¿> fizpfiZAzntatÁMZÁ deV ttat dz conüuU}itz¿> en pfLO{¡ondzuA ;

- en de-ó^OLLó de 500 m, ¿a. contAOAntz pAÂncApaZz majzuAz, th.zi, voÍÁ¿nz dapoÁjd¿ dz¿> tZÂAcUyu, zj>t ¿zgztzmzMt indíÁnzz ¿ua ¿a. ueÁ¿¿ca£e (20 S 30") ;

- ta. zontnjjUntz ¿ntzAmzdAjXyiAz, ¿ubkoA¿zonta¿z, z&t voámájiz dz 0,9 {¡oám iacoyitAcU.ntz majzuAz. O^Lznttz E-W vqa¿ 350 - 400 m, zttz pAznd unz dJjizc-t¿on NE-SW zn pAo{¡ondziifi ;

- ¿a contAcuàitz nújujmum, zgatzmznt ¿ubkonÁzontaZz, n'eií quz dz peu in{¡í-AizuAz à Za contAcuintz ÁjntzAmzdMÚAz.

Ont participé aux travaux relatés dans ce rapport, en plus de ses au¬teurs : L. BERTRAND, M. BOUILLEAU, Ph . MASSAL, J.M. MATIFAT, BRGM et M. ROZIERESINSU .

AGENCE FRANÇAISE POUR LA MAITRISE DE L'ENERGIE

PROGRAMME GEOTHERMIE PROFONDE GENERALISEEPROGRAMME GEOLOGIE PROFONDE DE LA FRANCE

Décision d'aide n° 5 07 1023

DETERMINATION DES CONTRAINTES IN SITUPAR FRACTURATION HYDRAULIQUE DANS LE SONDAGE GPF DE CHASSOLES

(Cézallier - Puy-de-Dôme)

par D. BURLET, B. FEUGA et J.F. OUVRY

avec la collaboration de F. H. CORNET (IPG de Paris)

87 SGN 363 GEG JUIN 1987

RESUMÍ

Peo mz^tviOÂ de con^t^LcUnta pa/i {¡nacXuAjat^oyi kydAmitíquí ont tit fita.-lLi>tQj, tivOiz 350 et ¿50 m de pfio^OYidzuA dan¿ ¿z iondagz S2 de Ckcuiole. ICtzal-LidA, Pay de Pôme), {,o^é. daiu ¿e, tadJit du. pfioghmmz Gtotoalz Violondt do. ¿a.

Efiancz.

V¿ngt zt unz {¡fWictjjJizM ont ztz tZÁtzzi,.

Unz p^emlzn.z intzApK.ztjcUA.on, bA,dÁjnzni>¿onnzJüíz, ¿uppoiont ¿a vzxXàjjx-Litz d'unz dz¿> contAxUntza pK¿ncU.patzJ> , ayant movtViz qu.z zzttz kypothz&z nepoiLvcUt ztfiz fioXzYWiZ, il. a ztz h.zcoujüx. à une ¿nvzuion tnJjimzn&ionnztLz.

Czttz dzKyi¿zn.z a. donni ¿z¿ n.z-6u¿tat¿ ¿iu.va.nt& :

- jiuqa'à znvifion 500 m de pKxi{¡undzuA, tz mzji>txxz¿¡ ¿¡zmbtznt pzAtafibzz¿ poAuin ziizt pfiobabtzmznt Liz au n.zLiz£ zt ne ¿ont pa¿> fizpfiZAzntatÁMZÁ deV ttat dz conüuU}itz¿> en pfLO{¡ondzuA ;

- en de-ó^OLLó de 500 m, ¿a. contAOAntz pAÂncApaZz majzuAz, th.zi, voÍÁ¿nz dapoÁjd¿ dz¿> tZÂAcUyu, zj>t ¿zgztzmzMt indíÁnzz ¿ua ¿a. ueÁ¿¿ca£e (20 S 30") ;

- ta. zontnjjUntz ¿ntzAmzdAjXyiAz, ¿ubkoA¿zonta¿z, z&t voámájiz dz 0,9 {¡oám iacoyitAcU.ntz majzuAz. O^Lznttz E-W vqa¿ 350 - 400 m, zttz pAznd unz dJjizc-t¿on NE-SW zn pAo{¡ondziifi ;

- ¿a contAcuàitz nújujmum, zgatzmznt ¿ubkonÁzontaZz, n'eií quz dz peu in{¡í-AizuAz à Za contAcuintz ÁjntzAmzdMÚAz.

Ont participé aux travaux relatés dans ce rapport, en plus de ses au¬teurs : L. BERTRAND, M. BOUILLEAU, Ph . MASSAL, J.M. MATIFAT, BRGM et M. ROZIERESINSU .

SOMMAIRE

1 - INTRODUCTION 2

2 - LOCALISATION DU SITE - DESCRIPTION 2

3 - MATERIEL UTILISE 4

3.7. - VlSPOSniT V'WJECTIOhJ ET V ORIENTATION VESFRACTURES 4

3.2. - SVSTEIÁE V ACQUISITION 4

3.2.1. - UcLtz^-U-zZ 43.2.2. - Lcg¿c¿z¿ d' a.cqiuj>¿t¿un é

4 - METHODOLOGIE - DEROULEMENT DES ESSAIS 8

4.1. - ESSAI V INJECTION 10

4.2. - PRISE P'EMPREIWTE 11

5 - RESULTATS BRUTS 11

6 - INTERPRETATION 13

6.1. - VETERh'ilhlAJJON VE LA CONTRAINTE NORMALE SUPPORTEEPAR UNE FRACTURE 13

6.2. - PETERMINATION VU TENSEUR VES CONTRAINTES LOCALES 14

7 - RESULTATS 15

7.7. - RESULTATS VE LA PREMIERE INVERSION 7 5

7.2. - IWTERPRETATIC?N PES RESULTATS 7 9

7.3. - RESULTATS VE LA DEUXIEME JNUERSJON 107.3.1. - Uzthodologlz 207.3.2. - RUuUat^ 23

7.4. - IWTERPRETATIOW VES RESULTATS 24

8 - CONCLUSION 37

REFERENCES BIBLIOGRAPHIQUES 38

LISTE DES ANNEXES

ANNEXE 1 : PRINCIPE DE LA METHODE D' INVERSION PROPOSEE PARCORNET ET VALETTE

ANNEXE 2 : EMPREINTES DES ZONES TESTEES

ANNEXE 3 : TRACE DES ENREGISTREMENTS NUMERIQUES DES COURBESPRESSION ET DEBIT EN FONCTION DU TEMPS

SOMMAIRE

1 - INTRODUCTION 2

2 - LOCALISATION DU SITE - DESCRIPTION 2

3 - MATERIEL UTILISE 4

3.7. - VlSPOSniT V'WJECTIOhJ ET V ORIENTATION VESFRACTURES 4

3.2. - SVSTEIÁE V ACQUISITION 4

3.2.1. - UcLtz^-U-zZ 43.2.2. - Lcg¿c¿z¿ d' a.cqiuj>¿t¿un é

4 - METHODOLOGIE - DEROULEMENT DES ESSAIS 8

4.1. - ESSAI V INJECTION 10

4.2. - PRISE P'EMPREIWTE 11

5 - RESULTATS BRUTS 11

6 - INTERPRETATION 13

6.1. - VETERh'ilhlAJJON VE LA CONTRAINTE NORMALE SUPPORTEEPAR UNE FRACTURE 13

6.2. - PETERMINATION VU TENSEUR VES CONTRAINTES LOCALES 14

7 - RESULTATS 15

7.7. - RESULTATS VE LA PREMIERE INVERSION 7 5

7.2. - IWTERPRETATIC?N PES RESULTATS 7 9

7.3. - RESULTATS VE LA DEUXIEME JNUERSJON 107.3.1. - Uzthodologlz 207.3.2. - RUuUat^ 23

7.4. - IWTERPRETATIOW VES RESULTATS 24

8 - CONCLUSION 37

REFERENCES BIBLIOGRAPHIQUES 38

LISTE DES ANNEXES

ANNEXE 1 : PRINCIPE DE LA METHODE D' INVERSION PROPOSEE PARCORNET ET VALETTE

ANNEXE 2 : EMPREINTES DES ZONES TESTEES

ANNEXE 3 : TRACE DES ENREGISTREMENTS NUMERIQUES DES COURBESPRESSION ET DEBIT EN FONCTION DU TEMPS

LISTE DES FIGURES

Figure 1 : Localisation du sondage S2

Figure 2 : Localisation des essais sur le log pétrographique

Figure 3 : Log technique du sondage S2

Figure A : Schéma du système d'acquisition

Figure 5 : Enregistrement d'une courbe P = f(t) d'un essai de fracturation

Figure 6 : Plages de variations de l'orientation des contraintes principaleshorizontales majeure ai et mineure 02 dans la tranche de profon¬deur correspondant à la première inversion

Figure 7 : Schématisation du processus utilisé pour l'inversion en 3 dimensions

Figure 8 : solution 1

Figure 9 : solution 2

Figure 10 : solution 3

Figure 11 : solution 4

Figure 12 : Représentation stéréographique (demi-sphère supérieure) de l'orien¬tation des contraintes principales en fonction de la profondeur(inversion 3 dimensions) (solution 1)

Figure 13 : Représentation stéréographique (demi-sphère supérieure) de l'orien¬tation des contraintes principales en fonction de la profondeur(inversion 3 dimensions (solution 2)

Figure 14 : Représentation stéréographique (demi-sphère supérieure) de l'orien¬tation des contraintes principales en fonction de la profondeur(inversion 3 dimensions) (solution 3)

Figure 15 : Représentation stéréographique (demi-sphère supérieure) de l'orien¬tation des contraintes principales en fonction de la profondeur(inversion 3 dimensions) (solution 4)

LISTE DES TABLEAUX

Tableau 1 : Familles directionnelles de fractures recoupées par le sondage S2de Chassole

Tableau 2 : Données recueillies

Tableau 3 : Données retenues pour l'inversion à deux dimensions

Tableau 4 : Valeur et orientation des contraintes principales dans la tranchede profondeur correspondant aux données inversées

Tableau 5 : Comparaison entre les valeurs de on mesurées (=Pf) et les valeursde on calculées à partir de la solution de l'inversion 2 dimensions

LISTE DES FIGURES

Figure 1 : Localisation du sondage S2

Figure 2 : Localisation des essais sur le log pétrographique

Figure 3 : Log technique du sondage S2

Figure A : Schéma du système d'acquisition

Figure 5 : Enregistrement d'une courbe P = f(t) d'un essai de fracturation

Figure 6 : Plages de variations de l'orientation des contraintes principaleshorizontales majeure ai et mineure 02 dans la tranche de profon¬deur correspondant à la première inversion

Figure 7 : Schématisation du processus utilisé pour l'inversion en 3 dimensions

Figure 8 : solution 1

Figure 9 : solution 2

Figure 10 : solution 3

Figure 11 : solution 4

Figure 12 : Représentation stéréographique (demi-sphère supérieure) de l'orien¬tation des contraintes principales en fonction de la profondeur(inversion 3 dimensions) (solution 1)

Figure 13 : Représentation stéréographique (demi-sphère supérieure) de l'orien¬tation des contraintes principales en fonction de la profondeur(inversion 3 dimensions (solution 2)

Figure 14 : Représentation stéréographique (demi-sphère supérieure) de l'orien¬tation des contraintes principales en fonction de la profondeur(inversion 3 dimensions) (solution 3)

Figure 15 : Représentation stéréographique (demi-sphère supérieure) de l'orien¬tation des contraintes principales en fonction de la profondeur(inversion 3 dimensions) (solution 4)

LISTE DES TABLEAUX

Tableau 1 : Familles directionnelles de fractures recoupées par le sondage S2de Chassole

Tableau 2 : Données recueillies

Tableau 3 : Données retenues pour l'inversion à deux dimensions

Tableau 4 : Valeur et orientation des contraintes principales dans la tranchede profondeur correspondant aux données inversées

Tableau 5 : Comparaison entre les valeurs de on mesurées (=Pf) et les valeursde on calculées à partir de la solution de l'inversion 2 dimensions

1 - INTRODUCTION

Dans le cadre du programme "Géothermie profonde généralisée", l'AFMEE confié au 3RGK la réalisation de mesures de contraintes par fracturation hy¬draulique en sondage dans le Cézallier (Puy-de-Dôme).

Ces mesures ont été effectuées près du hameau de Chassole, sur la com¬mune d'Apchat, dans un sondage, S2, foré dans le cadre du programme "GéologieProfonde de la France".

Pour cette campagne de mesures, l'INSU (IPG de Paris) avait mis gra¬cieusement à disposition du BRGM un équipement constitué d'une remorcue dotéed'un groupe actionnant soit un treuil, soit une pompe d'injection, le reste dumatériel utilisé appartenant au BRGM.

Monsieur François CORNET, de 1 ' IPGF , a lui-même conseillé l'équipe duBRGM au début de la campagne de mesures puis au cours de l'interprétation deces demièores.

Les programmes d'inversion utilisés pour celle-ci sont la propriétéde l'IPGP, que nous tenons è remercier pour l'ensemble de sa contribution à laréalisation des travaux.

2 - LOCALISATION DU SITE - DESCRIPTION

Le sondage GPF de Chassoles (S2) retenu pour la réalisation decette campagne est situé sur la commune d'Apchat (Puy de Dôme) au pointde coordonnées LAMBERT : x = 656,747

y - 342,305z = 950,50.

Il a pour cadre structural le massif du CEZALLIER (figure 1) etrecoupe sur 1400 m la formation de "l'orthogneiss de Saint Alyre". Entiè¬rement carotté (carottage orienté), ses caractéristiques notamment structu¬rales et pétrographiques ont été largement décrites dans un "Document duBRGM" [5].

Ainsi la géométrie de la fracturation naturelle recoupée par cesondage est bien connue. Ses grandes lignes sont les suivantes :

L'ensemble des fractures relevé est constitué essentiellement dediaclases et filons mis â part quelques failles importantes bien localisées.Les familles directionnelles de ces fractures sont données dans le tableau1.

Familles à. pendage > 60 * Familles à pendage «60'

NNW - SSE (NI 70° E) NNW - SSE (NM70° E)

NNE - SSW (N025' E) WNW - ESE (NI 05' E)

NE - SW (N50' E)

ENE - WSW (NSO' E)

WNW - ESE (N1 10' E)

NW - SE (NI 35° E)

Tableau 1 : Familles directionnelles de fracturesrecoupées par le sondage S2 de Chassole

1 - INTRODUCTION

Dans le cadre du programme "Géothermie profonde généralisée", l'AFMEE confié au 3RGK la réalisation de mesures de contraintes par fracturation hy¬draulique en sondage dans le Cézallier (Puy-de-Dôme).

Ces mesures ont été effectuées près du hameau de Chassole, sur la com¬mune d'Apchat, dans un sondage, S2, foré dans le cadre du programme "GéologieProfonde de la France".

Pour cette campagne de mesures, l'INSU (IPG de Paris) avait mis gra¬cieusement à disposition du BRGM un équipement constitué d'une remorcue dotéed'un groupe actionnant soit un treuil, soit une pompe d'injection, le reste dumatériel utilisé appartenant au BRGM.

Monsieur François CORNET, de 1 ' IPGF , a lui-même conseillé l'équipe duBRGM au début de la campagne de mesures puis au cours de l'interprétation deces demièores.

Les programmes d'inversion utilisés pour celle-ci sont la propriétéde l'IPGP, que nous tenons è remercier pour l'ensemble de sa contribution à laréalisation des travaux.

2 - LOCALISATION DU SITE - DESCRIPTION

Le sondage GPF de Chassoles (S2) retenu pour la réalisation decette campagne est situé sur la commune d'Apchat (Puy de Dôme) au pointde coordonnées LAMBERT : x = 656,747

y - 342,305z = 950,50.

Il a pour cadre structural le massif du CEZALLIER (figure 1) etrecoupe sur 1400 m la formation de "l'orthogneiss de Saint Alyre". Entiè¬rement carotté (carottage orienté), ses caractéristiques notamment structu¬rales et pétrographiques ont été largement décrites dans un "Document duBRGM" [5].

Ainsi la géométrie de la fracturation naturelle recoupée par cesondage est bien connue. Ses grandes lignes sont les suivantes :

L'ensemble des fractures relevé est constitué essentiellement dediaclases et filons mis â part quelques failles importantes bien localisées.Les familles directionnelles de ces fractures sont données dans le tableau1.

Familles à. pendage > 60 * Familles à pendage «60'

NNW - SSE (NI 70° E) NNW - SSE (NM70° E)

NNE - SSW (N025' E) WNW - ESE (NI 05' E)

NE - SW (N50' E)

ENE - WSW (NSO' E)

WNW - ESE (N1 10' E)

NW - SE (NI 35° E)

Tableau 1 : Familles directionnelles de fracturesrecoupées par le sondage S2 de Chassole

Figure 1 : Localisation du sondage 52(Extrait de la carte IGN de

ARDES au 1/25 000)

Figure 1 : Localisation du sondage 52(Extrait de la carte IGN de

ARDES au 1/25 000)

Le massif présente une densité importante de fracturation sur toutela hauteur du sondage, ce qui rend difficile le choix de fractures bien indi¬vidualisées pour le conduite des essais. Ce choix, effectué à partir des carot¬tes et du "listing" des données structurales, s'est porté sur un total de 22niveaux dont 21 ont pu être testés (figures 2 et 3). Parmi ces 21 niveaux, 13comportaient une fracture préexistante et 6 étaient vierges.

A noter que des portions de sondage compris entre 0 et 330 m d'unepart, et entre 500 et 700 m d'autre part ne pouvaient être utilisées en rai¬son de la présence d'un tubage. De même aucune mesure n'a été faite en dessousde 1 036 m en raison de la réduction du diamètre du sondage a cette cote.

3 - MATERIEL UTILISE

3.1. - DISPOSITIF P'IWJECTIOW ET V'ÛRJENTATJON VES FRACTURES

Le matériel utilisé (WIRELINE PERFFJiC SYSTEM, obturateurs TAM etMAZIER) a fait l'objet d'une description détaillée dans un rapport du BRGM

[8]. De même, les problèmes rencontrés lors de son utilisation dans les con¬ditions particulières du site de Chassoles sont évoqués dans un autre rap¬port [11].

En conséquence, seul le matériel de mesure et d'acquisition desdonnées est décrit dans ce qui suit.

3.2. - SVSTEHE V ACQUISITION HlguAZ 4)

3.2. 7. - Matz^zl

L'acquisition porte sur 3 paramètres :

- la pression de fond (pression dans les obturateurs ou pression dansla passe d'injection) mesurée par un capteur de 1000 bar à électro¬nique intégrée (sensibilité = 0,2 bar) * 1

- la pression du circuit hydraulique mesurée en surface par un capteurde 500 bar (sensibilité = 0,5 bar) -*- 2

- le débit mesuré par 3 débitmètres à turbine (0,05 à 80 l/mn) * 3.

Chacun des capteurs est connecté è un système électronique de con¬ditionnement constitué d'une alimentation rég'ulée et d'un voltmètre à affi¬chage numérique (capteurs de pression) ou par cadran (débitmètres) -* 4, 5,5, 7, permettant la lecture en continu des variations de chaque paramètre me¬suré. Le conditionneur des débitmètres comporte en plus un totalisateur mesu¬rant le volume d'eau injecté lors d'un essai.

Le massif présente une densité importante de fracturation sur toutela hauteur du sondage, ce qui rend difficile le choix de fractures bien indi¬vidualisées pour le conduite des essais. Ce choix, effectué à partir des carot¬tes et du "listing" des données structurales, s'est porté sur un total de 22niveaux dont 21 ont pu être testés (figures 2 et 3). Parmi ces 21 niveaux, 13comportaient une fracture préexistante et 6 étaient vierges.

A noter que des portions de sondage compris entre 0 et 330 m d'unepart, et entre 500 et 700 m d'autre part ne pouvaient être utilisées en rai¬son de la présence d'un tubage. De même aucune mesure n'a été faite en dessousde 1 036 m en raison de la réduction du diamètre du sondage a cette cote.

3 - MATERIEL UTILISE

3.1. - DISPOSITIF P'IWJECTIOW ET V'ÛRJENTATJON VES FRACTURES

Le matériel utilisé (WIRELINE PERFFJiC SYSTEM, obturateurs TAM etMAZIER) a fait l'objet d'une description détaillée dans un rapport du BRGM

[8]. De même, les problèmes rencontrés lors de son utilisation dans les con¬ditions particulières du site de Chassoles sont évoqués dans un autre rap¬port [11].

En conséquence, seul le matériel de mesure et d'acquisition desdonnées est décrit dans ce qui suit.

3.2. - SVSTEHE V ACQUISITION HlguAZ 4)

3.2. 7. - Matz^zl

L'acquisition porte sur 3 paramètres :

- la pression de fond (pression dans les obturateurs ou pression dansla passe d'injection) mesurée par un capteur de 1000 bar à électro¬nique intégrée (sensibilité = 0,2 bar) * 1

- la pression du circuit hydraulique mesurée en surface par un capteurde 500 bar (sensibilité = 0,5 bar) -*- 2

- le débit mesuré par 3 débitmètres à turbine (0,05 à 80 l/mn) * 3.

Chacun des capteurs est connecté è un système électronique de con¬ditionnement constitué d'une alimentation rég'ulée et d'un voltmètre à affi¬chage numérique (capteurs de pression) ou par cadran (débitmètres) -* 4, 5,5, 7, permettant la lecture en continu des variations de chaque paramètre me¬suré. Le conditionneur des débitmètres comporte en plus un totalisateur mesu¬rant le volume d'eau injecté lors d'un essai.

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Orthpgntitf fin localoatnt hydrothtraalia*

TT^'. '".; Drthogntitt fin onataetiout¿j^^^^Orthogntitt groatiar Localaoant anattcfiout

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7?^!^** Ort negrtt i tt aortn hydrethtrMlit* at cataclaa*

^Laueogran-itt

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KÇ^v.O''thogntiis grottiar Lpealafttnt hyarothtrmaliae;-.-.-.-.; Bràeht a ci»tnt ot cilice tt tidéritt

Brecht i ciaent et fidtritt

Figure 2 : Localisation desessais sur Le Logpétrographi que

Lr^ L ttuttogranitt¥T* I wataapUtt {/

j L>0fth»9nt1»i f^n loc»t,»«»M hfdroth«p«»M»é - O -

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Orthpgntitf fin localoatnt hydrothtraalia*

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"Orthogncist aoyan lecalt»tni hydrothtrmalité

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^ Laueogranitt * pagmatitt

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.¿ij,- Pagmatitt^^^Orthogotitt K>yan hrârothtrmaliaé.:.-; Orthogntits fin locaLeKtnt hydrothtnaalist

KÇ^v.O''thogntiis grottiar Lpealafttnt hyarothtrmaliae;-.-.-.-.; Bràeht a ci»tnt ot cilice tt tidéritt

Brecht i ciaent et fidtritt

Figure 2 : Localisation desessais sur Le Logpétrographi que

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Figure 3 : Log techniquedu sondage S2

Profondeur Diamètre du trou ( rrm J

:£Tr

T ; Tubage T_

.» ; Localisation des essais

5 m

330 m.

.500 m

JL 700m.

,1038 m_

.1400 m.

158

122.

96

76

60

Figure 3 : Log techniquedu sondage S2

Profondeur Diamètre du trou ( rrm J

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Figure 4 : Schéma du système d'acquisition(les numéros renvoient au texte, paragraphe 3.2.1.)

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Figure 4 : Schéma du système d'acquisition(les numéros renvoient au texte, paragraphe 3.2.1.)

Les signaux délivrés par les capteurs peuvent alors être enregistréssimultanément sur deux systèmes fonctionnant en parallèle :

- un enregistreur potentiométrique SEFR.*iM (ENERTEC) à 6 voies permettantl'enregistrement analogique sur papier des 3 paramètres en fonction dutemps -* c ;

- un multimètre numérique 34-97 A (HEWLETT PACKARD) avec voltmètre con¬vertisseur 5 et 1/2 digits et carte 20 voies relais multiplexe * 9.

L,e stockage aes données numériques est assure par un disque dur d'une capacité de IC Mégaoctets avec sauvegarde sur disquette 3"l/2 d'une capa¬cité de 72G kilo Detects (HEWLETT PACKARD) -* 11.

L'ensemble du système d'acquisition numérique est piloté par uncalculateur 85 B (HEWLETT PACKARD) dont l'écran affiche en permanence l'évo¬lution de la pression de fond au cours du temps -* 10. En fin de chaîne d'ac¬quisition, une table traçante permet d'obtenir en quelques minutes, le tracédes courbes pression et débit en fonction du temps -^ 12.

3.2.2. - LoglctsZ d' a.cquJj,JjU.on

Ce programme en langage BASIC implanté sur le calculateur assure lagestion de la centrale d'acquisition et du disque dur pour le stockage desdonnées.

Les caractéristiques de la partie "acquisition" sont :

- une première phase d'une durée de 20 mn dont la fréquence est de uneacquisition (pression, débit) par seconde ;

- une deuxième phase démiarrant à la fin de la première dont la fréquenceest de une acquisition toutes les 10 secondes et la durée de 22 mn.

Le choix de 2 fréquences d'acquisition au cours d'un même test estjustifié par la faible variation de la pression en fonction du temps une foisla phase de "fermeture" terminée (voir courbes sur figure 5 et en annexe 3).

En conclusion, le système d'acquisition fournit donc un enregistre¬ment des données numériques sur un support magnétique, permettant leur trai¬tement ultérieur directement par un ordinateur, et un enregistrement analogi¬que permettant le contrôle en continu des différents paramètres lors d'un es¬sai de fracturation et constituant une trace indispensable pour l'interpréta¬tion de ces essais.

4 - METHODOLOGIE - DEROULEMENT DES ESSAIS

Le dispositif utilisé nécessite, dans sa configuration actuelle,l'intervention de 3 personnes au minimum pour assurer la bonne réalisation d'un essai.

Les signaux délivrés par les capteurs peuvent alors être enregistréssimultanément sur deux systèmes fonctionnant en parallèle :

- un enregistreur potentiométrique SEFR.*iM (ENERTEC) à 6 voies permettantl'enregistrement analogique sur papier des 3 paramètres en fonction dutemps -* c ;

- un multimètre numérique 34-97 A (HEWLETT PACKARD) avec voltmètre con¬vertisseur 5 et 1/2 digits et carte 20 voies relais multiplexe * 9.

L,e stockage aes données numériques est assure par un disque dur d'une capacité de IC Mégaoctets avec sauvegarde sur disquette 3"l/2 d'une capa¬cité de 72G kilo Detects (HEWLETT PACKARD) -* 11.

L'ensemble du système d'acquisition numérique est piloté par uncalculateur 85 B (HEWLETT PACKARD) dont l'écran affiche en permanence l'évo¬lution de la pression de fond au cours du temps -* 10. En fin de chaîne d'ac¬quisition, une table traçante permet d'obtenir en quelques minutes, le tracédes courbes pression et débit en fonction du temps -^ 12.

3.2.2. - LoglctsZ d' a.cquJj,JjU.on

Ce programme en langage BASIC implanté sur le calculateur assure lagestion de la centrale d'acquisition et du disque dur pour le stockage desdonnées.

Les caractéristiques de la partie "acquisition" sont :

- une première phase d'une durée de 20 mn dont la fréquence est de uneacquisition (pression, débit) par seconde ;

- une deuxième phase démiarrant à la fin de la première dont la fréquenceest de une acquisition toutes les 10 secondes et la durée de 22 mn.

Le choix de 2 fréquences d'acquisition au cours d'un même test estjustifié par la faible variation de la pression en fonction du temps une foisla phase de "fermeture" terminée (voir courbes sur figure 5 et en annexe 3).

En conclusion, le système d'acquisition fournit donc un enregistre¬ment des données numériques sur un support magnétique, permettant leur trai¬tement ultérieur directement par un ordinateur, et un enregistrement analogi¬que permettant le contrôle en continu des différents paramètres lors d'un es¬sai de fracturation et constituant une trace indispensable pour l'interpréta¬tion de ces essais.

4 - METHODOLOGIE - DEROULEMENT DES ESSAIS

Le dispositif utilisé nécessite, dans sa configuration actuelle,l'intervention de 3 personnes au minimum pour assurer la bonne réalisation d'un essai.

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6 8 10 12 14 16 18 20 22

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - Chassolas -Sondago S2 - Profondour 344. 4-345. 1 m

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 1

Figure 5 : Enregistrement d'une courbe P = f(t) d'un essai de fracturati on

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ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 1

Figure 5 : Enregistrement d'une courbe P = f(t) d'un essai de fracturati on

10 -

4.1. - ESSAI V'INJECTÏOI^

Avant la m.ise en place du double obturateur dans le sondage, songonflage en surface dans un tube métallique dont la résistance mécanique estconnue s'avère souvent indispensable pour tester l'étanchéité du circuit hy-araulique. Une fois ce test effectué, l'essai peut commencer :

- le double obturateur est descendu dans le trou à la cote voulue. Durantcette descente, le flexible hydraulique est fixé au câble par des demi-coquilles vissées tous les 25 m. environ. Le distributeur, sous l'effetdu poids de la sonde, est alors en position de gonflage des obturateurs(position haute) ;

- une fois la sonde en place, la pom.pe est mise en route è un débit assezbas et régulier de manière à évixer la présence d'air dans le circuithydraulique. Durant cette phase, la pression dans les obturateurs doitêtre contrôlée en permanence. En effet, la valve de décharge du dispo¬sitif se ferme à une certaine pression provoquant une montée brutale decelle-ci dans les obturateurs. Le débit doit être alors immédiatementréduit puis stoppé à la valeur de pression souhaitée. Cette valeur (Pg),comprise entre 15 MPa et 20 MPa pour les essais les plus profonds, estchoisie comme devant être supérieure à la pression d'injection maximum[11]. Avant le test proprement dit, un certain délai permet à la pres¬sion de se stabiliser dans les obturateurs, délai dont la durée doit ê-tre déterm.inée d'après l'allure de l'enregistrement analogique. Le dis¬tributeur est alors actionné pour que commence l'injection ;

- cette opération se fait par le déroulement rapide d'une certaine lon¬gueur de câble (environ 20 m). La tension maintenant le distributeur enposition haute s'annule et un ressort translate le distributeur dans laposition injection (position basse). Le circuit hydraulique (flexible -t-

tableau de débitmètre) fermé depuis l'arrêt du gonflage des obturateursse trouve a cet instant sous pression (égale à Pg) . La translation dudistributeur mettant en relation ce circuit avec la chambre d'injection,celle-ci est instantanément pressurisée. Il faut alors ramener la pres¬sion dans la chambre à sa valeur initiale (pression hydrostatique) enouvrant une vanne de décharge en surface sur le tableau de débitmètres.

A ce stade , le seul moyen de savoir si le distributeur a bien fonc¬tionné, est d'attendre un certain temps en contrôlant l'affichage dudynanomètre monté sur le câble. Si, du fait d'une mauvaise position dudistributeur ou d'une fuite, les obturateurs se dégonflent, la tensiondu câble va augmenter jusqu'à une valeur égale au poids relatif de lasonde. L'opération est alors a recommencer.

- Avant l'injection proprement dite, un test de perméabilité peut êtreeffectué pour s'assurer de l'étanchéité de la chambre.

Les essais s'effectuent à débit constant. Une fois la séquence d'ac¬quisition lancée, on commence l'injection à faible débit (environ0,1 l/mn) dans le cas d'un test de réouverture ou à débit plus fortdans le cas d'un test de fracturation. La pression croît alors rapide¬ment jusqu'à une valeur maximum puis diminue et se stabilise a un cer¬tain niveau. A cet instant, une fracture a été réouverte ou créée. Lors¬que la longueur de la fracture atteint 1 è 2m, la pression de propaga¬tion est à peine supérieure à la contrainte normale s 'exerçant sur sonplan et semble donc à peu près constante. Au bout de quelques minutes,

10 -

4.1. - ESSAI V'INJECTÏOI^

Avant la m.ise en place du double obturateur dans le sondage, songonflage en surface dans un tube métallique dont la résistance mécanique estconnue s'avère souvent indispensable pour tester l'étanchéité du circuit hy-araulique. Une fois ce test effectué, l'essai peut commencer :

- le double obturateur est descendu dans le trou à la cote voulue. Durantcette descente, le flexible hydraulique est fixé au câble par des demi-coquilles vissées tous les 25 m. environ. Le distributeur, sous l'effetdu poids de la sonde, est alors en position de gonflage des obturateurs(position haute) ;

- une fois la sonde en place, la pom.pe est mise en route è un débit assezbas et régulier de manière à évixer la présence d'air dans le circuithydraulique. Durant cette phase, la pression dans les obturateurs doitêtre contrôlée en permanence. En effet, la valve de décharge du dispo¬sitif se ferme à une certaine pression provoquant une montée brutale decelle-ci dans les obturateurs. Le débit doit être alors immédiatementréduit puis stoppé à la valeur de pression souhaitée. Cette valeur (Pg),comprise entre 15 MPa et 20 MPa pour les essais les plus profonds, estchoisie comme devant être supérieure à la pression d'injection maximum[11]. Avant le test proprement dit, un certain délai permet à la pres¬sion de se stabiliser dans les obturateurs, délai dont la durée doit ê-tre déterm.inée d'après l'allure de l'enregistrement analogique. Le dis¬tributeur est alors actionné pour que commence l'injection ;

- cette opération se fait par le déroulement rapide d'une certaine lon¬gueur de câble (environ 20 m). La tension maintenant le distributeur enposition haute s'annule et un ressort translate le distributeur dans laposition injection (position basse). Le circuit hydraulique (flexible -t-

tableau de débitmètre) fermé depuis l'arrêt du gonflage des obturateursse trouve a cet instant sous pression (égale à Pg) . La translation dudistributeur mettant en relation ce circuit avec la chambre d'injection,celle-ci est instantanément pressurisée. Il faut alors ramener la pres¬sion dans la chambre à sa valeur initiale (pression hydrostatique) enouvrant une vanne de décharge en surface sur le tableau de débitmètres.

A ce stade , le seul moyen de savoir si le distributeur a bien fonc¬tionné, est d'attendre un certain temps en contrôlant l'affichage dudynanomètre monté sur le câble. Si, du fait d'une mauvaise position dudistributeur ou d'une fuite, les obturateurs se dégonflent, la tensiondu câble va augmenter jusqu'à une valeur égale au poids relatif de lasonde. L'opération est alors a recommencer.

- Avant l'injection proprement dite, un test de perméabilité peut êtreeffectué pour s'assurer de l'étanchéité de la chambre.

Les essais s'effectuent à débit constant. Une fois la séquence d'ac¬quisition lancée, on commence l'injection à faible débit (environ0,1 l/mn) dans le cas d'un test de réouverture ou à débit plus fortdans le cas d'un test de fracturation. La pression croît alors rapide¬ment jusqu'à une valeur maximum puis diminue et se stabilise a un cer¬tain niveau. A cet instant, une fracture a été réouverte ou créée. Lors¬que la longueur de la fracture atteint 1 è 2m, la pression de propaga¬tion est à peine supérieure à la contrainte normale s 'exerçant sur sonplan et semble donc à peu près constante. Au bout de quelques minutes,

- 11

l'injection est stoppée. La pression décroît alors très rapidement, puisse stabilise. Le débit étant nul, la pression s'est uniformisée dans lafracture provoquant sa propagation d'où une augmentation de son volume,donc une diminution de la pression [2]. Durant cette phase, la fracturese referme à proximité du trou. Après une décroissance de type asympto-tique, la courbe de pression prend l'allure d'une droite de très faiblepente. L'action d'une vanne de décharge (ouverture puis fermeture immé¬diate) est alors un moyen de vérifier si l'on a bien testé une fractureet non pas contourné les obturateurs. En effet, la dépression créée dansla chambre par l'ouverture de la vanne provoque un drainage de l'eau in¬filtrée dans le terrain et son reflux vers le trou. Le système se trou¬vant immédiatement refermé, si il n'existe aucune possibilité de fuite àl'interface obturateur-paroie du trou ou de court-circuit, on doit ob¬server une remontée de la pression (figure 5). Le test peut alors êtrerépété à divers débits croissants (en moyenne 5 séquences jusqu'à 5 l/mn).

par enroulement du câble, le distributeur est ensuite translaté en posi¬tion haute. L'ouverture d'une vanne de décharge a pour effet de dégon¬fler les obturateurs. La sonde est ensuite positionnée à la cote de l'es¬sai suivant.

4.2. - PRISE P' EMPREINTE

La mesure de l'orientation et du pendage des plans de fracture testésest effectuée par la méthode de la prise d'empreinte. L'obturateur spécial,dans lequel a été placé au préalable le système d'orientation PAJARI, est des¬cendu dans le sondage à la cote voulue. Il est ensuite gonflé à une pressionlégèrement supérieure à la pression de réouverture mesurée de manière à provo¬quer le fluage du caoutchouc dans la fracture, ce qui permet d'obtenir son em¬preinte exacte. Après 30 minutes, l'obturateur est dégonflé puis remonté à lasurface. On procède alors au report de l'empreinte et de la génératrice repèresur une feuille de plastique ainsi qu'à la lecture du système d'orientation. Lamanchette de l'obturateur soigneusement polie, le dispositif peut être réutili¬sé.

5 - RESULTATS BRUTS

Au total, 21 essais ont été effectués. Pour chacun d'entre eux,les données recueillies sont :

- la cote du milieu de la portion de sondage testée ;

- les courbes des enregistrements de pression et débit d'injection enfonction du temps présentées en annexe 3 ;

- l'empreinte des zones testées ainsi que l'orientation de la génératri¬ce repère portée par l'obturateur, présentées en annexe 2.

A partir de l'ensemble de ces résultats, les données nécessaires aucalcul des contraintes ont été déterminées et sont consignées dans le tableau2 (ies essais sont classés par profondeurs croissantes). Le choix de la pres¬sion de fermeture comme paramètre caractéristique et sa détermination sont ex¬pliqués dans le chapitre suivant.

- 11

l'injection est stoppée. La pression décroît alors très rapidement, puisse stabilise. Le débit étant nul, la pression s'est uniformisée dans lafracture provoquant sa propagation d'où une augmentation de son volume,donc une diminution de la pression [2]. Durant cette phase, la fracturese referme à proximité du trou. Après une décroissance de type asympto-tique, la courbe de pression prend l'allure d'une droite de très faiblepente. L'action d'une vanne de décharge (ouverture puis fermeture immé¬diate) est alors un moyen de vérifier si l'on a bien testé une fractureet non pas contourné les obturateurs. En effet, la dépression créée dansla chambre par l'ouverture de la vanne provoque un drainage de l'eau in¬filtrée dans le terrain et son reflux vers le trou. Le système se trou¬vant immédiatement refermé, si il n'existe aucune possibilité de fuite àl'interface obturateur-paroie du trou ou de court-circuit, on doit ob¬server une remontée de la pression (figure 5). Le test peut alors êtrerépété à divers débits croissants (en moyenne 5 séquences jusqu'à 5 l/mn).

par enroulement du câble, le distributeur est ensuite translaté en posi¬tion haute. L'ouverture d'une vanne de décharge a pour effet de dégon¬fler les obturateurs. La sonde est ensuite positionnée à la cote de l'es¬sai suivant.

4.2. - PRISE P' EMPREINTE

La mesure de l'orientation et du pendage des plans de fracture testésest effectuée par la méthode de la prise d'empreinte. L'obturateur spécial,dans lequel a été placé au préalable le système d'orientation PAJARI, est des¬cendu dans le sondage à la cote voulue. Il est ensuite gonflé à une pressionlégèrement supérieure à la pression de réouverture mesurée de manière à provo¬quer le fluage du caoutchouc dans la fracture, ce qui permet d'obtenir son em¬preinte exacte. Après 30 minutes, l'obturateur est dégonflé puis remonté à lasurface. On procède alors au report de l'empreinte et de la génératrice repèresur une feuille de plastique ainsi qu'à la lecture du système d'orientation. Lamanchette de l'obturateur soigneusement polie, le dispositif peut être réutili¬sé.

5 - RESULTATS BRUTS

Au total, 21 essais ont été effectués. Pour chacun d'entre eux,les données recueillies sont :

- la cote du milieu de la portion de sondage testée ;

- les courbes des enregistrements de pression et débit d'injection enfonction du temps présentées en annexe 3 ;

- l'empreinte des zones testées ainsi que l'orientation de la génératri¬ce repère portée par l'obturateur, présentées en annexe 2.

A partir de l'ensemble de ces résultats, les données nécessaires aucalcul des contraintes ont été déterminées et sont consignées dans le tableau2 (ies essais sont classés par profondeurs croissantes). Le choix de la pres¬sion de fermeture comme paramètre caractéristique et sa détermination sont ex¬pliqués dans le chapitre suivant.

- 12 -

N

1

10

3

4

5

6

12

11

2

7

9

18

17

16

23

15

19

20

14

21

22

Z

1

1

344 , 5 1

366,0

368,0

372,5

383,0

388,5

392,5

397,5

409,0

439,5

462,5

734,5

784,5

793,0

798,0

807,0

810,5

812,0

814,0

822,0

853,0

E2

0,3

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0.5

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0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

AZIMUTH

1

170,8

163,2

37,5

250,6

83,5

189,0

186,0

340,0

295,0

53,5

341,5

54,0

45,0

307,0

289,0

201,0

298,0

43,0

232,5

188,0

334,0

88,0

71,5

132,0

303,5321,5312,5

7

^Az

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

PENDAGE

85

77

72

86

58,2

9

64,0

31,5

69,5

69,0

82,0

12,0

31,0

80,0

88,5

10,5

84,0

61,5

35,5

78,5

79,0

64,0

33,0

88,0

76.5

49,055,032,5

^Pe

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

3

5

5

5

5

5

5

5

5

55

5

7 1

1

Pf

8,5

9,4

9,35

8,0

8,7

9,0

9,25

8,8

8,8

10,0

11,2

13,8

17,8

10,8

8,5

15,8

15,2

17,8

16.2

14,0

7

^Pf1

0,5

0,5 !

0,51

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

0.5

0.2

0,5

.N=numéro

de l'essai

.Z= cote de

1 'essai (m)

Az=Azimuth

de la pro¬jection

sur un^plan

horizontal

de la normale

descendante

au plan de

fracture C)

Pendage=angle

que fait

cette norma¬

le avec la

verticale f)

Pf=pression

de fermeture

(MPa)

Ein= incertitu¬de sur le pa¬ramètre m

Tableau 2 : Données recueillies

- 12 -

N

1

10

3

4

5

6

12

11

2

7

9

18

17

16

23

15

19

20

14

21

22

Z

1

1

344 , 5 1

366,0

368,0

372,5

383,0

388,5

392,5

397,5

409,0

439,5

462,5

734,5

784,5

793,0

798,0

807,0

810,5

812,0

814,0

822,0

853,0

E2

0,3

0,3

0,3

0,3

0,3

0,3

0,3

0,3

0,3

0,3

0,3

0,5

0,5

0,5

0.5

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

AZIMUTH

1

170,8

163,2

37,5

250,6

83,5

189,0

186,0

340,0

295,0

53,5

341,5

54,0

45,0

307,0

289,0

201,0

298,0

43,0

232,5

188,0

334,0

88,0

71,5

132,0

303,5321,5312,5

7

^Az

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

PENDAGE

85

77

72

86

58,2

9

64,0

31,5

69,5

69,0

82,0

12,0

31,0

80,0

88,5

10,5

84,0

61,5

35,5

78,5

79,0

64,0

33,0

88,0

76.5

49,055,032,5

^Pe

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

3

5

5

5

5

5

5

5

5

55

5

7 1

1

Pf

8,5

9,4

9,35

8,0

8,7

9,0

9,25

8,8

8,8

10,0

11,2

13,8

17,8

10,8

8,5

15,8

15,2

17,8

16.2

14,0

7

^Pf1

0,5

0,5 !

0,51

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

0,5

0.5

0.2

0,5

.N=numéro

de l'essai

.Z= cote de

1 'essai (m)

Az=Azimuth

de la pro¬jection

sur un^plan

horizontal

de la normale

descendante

au plan de

fracture C)

Pendage=angle

que fait

cette norma¬

le avec la

verticale f)

Pf=pression

de fermeture

(MPa)

Ein= incertitu¬de sur le pa¬ramètre m

Tableau 2 : Données recueillies

- 13

L' azimuth et le pendage de chaque fracture ont été calculés à partirdes empreintes relevées et de l'orientation du sondage.

Parmis ces 21 empreintes, 6 présentent 2 traces de plans de fractu¬re d'orientations différentes (essais 1, 10, 3, 5, 12, 7), une (essai 21) 3

plans et une (essai 22) n'a pu être interprétée du fait de sa mauvaise qualité.Avant l'utilisation du programme de calcul des contraintes, il est impossiblede déterm.iner quel plan a joué au cours de l'injection. Il est donc indispensa¬ble de relever toutes les traces. Sur l'ensemble des 20 empreintes traitées, 5

présentent une fracture verticale (essais 12, 2, 7, 16, 23, 20) et 2 en présen¬tent 2 (essais 1 et 70). Ces S essais correspondent bien au 8 zones du sondagesélectionnées comme passes vierges lors de la phase préliminaire. Mais la pré¬sence de plusieurs fractures dans 4 de ces passes ne permet pas de conclurequant à leur origine artificielle. L'examen des courbes de pression correspon¬dantes n'apporte pas d'informations à ce sujet.

A ce stade, les données peuvent être exploitées pour le calcul dutenseur des contraintes.

5 - INTERPRETATION

6.1. - VETEmiNATIÛN VE LA CONTTRAIWTE NORMALE SUPPORTEE PAR UNE

FRACTURE

La contrainte normale s 'exerçant sur une fracture est mesurée icipar la pression de fermeture instantanée. On peut en effet définir ce paramè¬tre comme étant la pression atteinte par l'eau dans la passe d'injection à

l'instant où la fracture se referme à proximité du trou, une fois l'injectionstoppée. Cet instant correspond au passage d'un régime d'écoulement dans lafracture avec des caractéristiques transitoires à un écoulement obéissant à laloi de DARCY où la pression décroit asymptotiquement vers la valeur de la pres¬sion interstitielle initiale [3].

Diverses méthodes existent pour déterm.iner la pression de fermetureinstantanée à partir de la courbe pression-temps (P = f(t)), notamment le tra¬cé en coordonnées logarithmiques de la différence (P - Po) où Po est la va¬leur de la pression interstitielle initiale.

La méthode utilisée ici, uniquement basée sur l'observation de cha¬que courbe et de son évolution à débit croissant, s'est imposée du fait del'appareillage et de ia nature du terrain. En effet, la nécessité de gonflerles obturateurs à une pression supérieure à la pression maximum d'injection[11] et l'état très fracturé du terrain peuvent causer l'ouverture d'une frac¬ture au droit d'un obturateur d'où le risque de son contournement . Or, l'en¬registrement d'un tel phénomène présente une grande similitude avec l'enregis¬trement d'un essai de réouverture d'une fracture. Seule une observation trèsattentive des courbes enregistrées peut lever cette incertitude (test de drai¬nage ) .

Une telle méthode garantit la validité des mesures retenues au dé¬triment de la précision sur ces mesures par rapport à une méthode plus systé¬matique.

Four chaque essai juge valide, la valeur de la contrainte normaleretenue est donc la moyenne des mesures de pression de fermeture instantanéedéterminée pour chaque séquence.

- 13

L' azimuth et le pendage de chaque fracture ont été calculés à partirdes empreintes relevées et de l'orientation du sondage.

Parmis ces 21 empreintes, 6 présentent 2 traces de plans de fractu¬re d'orientations différentes (essais 1, 10, 3, 5, 12, 7), une (essai 21) 3

plans et une (essai 22) n'a pu être interprétée du fait de sa mauvaise qualité.Avant l'utilisation du programme de calcul des contraintes, il est impossiblede déterm.iner quel plan a joué au cours de l'injection. Il est donc indispensa¬ble de relever toutes les traces. Sur l'ensemble des 20 empreintes traitées, 5

présentent une fracture verticale (essais 12, 2, 7, 16, 23, 20) et 2 en présen¬tent 2 (essais 1 et 70). Ces S essais correspondent bien au 8 zones du sondagesélectionnées comme passes vierges lors de la phase préliminaire. Mais la pré¬sence de plusieurs fractures dans 4 de ces passes ne permet pas de conclurequant à leur origine artificielle. L'examen des courbes de pression correspon¬dantes n'apporte pas d'informations à ce sujet.

A ce stade, les données peuvent être exploitées pour le calcul dutenseur des contraintes.

5 - INTERPRETATION

6.1. - VETEmiNATIÛN VE LA CONTTRAIWTE NORMALE SUPPORTEE PAR UNE

FRACTURE

La contrainte normale s 'exerçant sur une fracture est mesurée icipar la pression de fermeture instantanée. On peut en effet définir ce paramè¬tre comme étant la pression atteinte par l'eau dans la passe d'injection à

l'instant où la fracture se referme à proximité du trou, une fois l'injectionstoppée. Cet instant correspond au passage d'un régime d'écoulement dans lafracture avec des caractéristiques transitoires à un écoulement obéissant à laloi de DARCY où la pression décroit asymptotiquement vers la valeur de la pres¬sion interstitielle initiale [3].

Diverses méthodes existent pour déterm.iner la pression de fermetureinstantanée à partir de la courbe pression-temps (P = f(t)), notamment le tra¬cé en coordonnées logarithmiques de la différence (P - Po) où Po est la va¬leur de la pression interstitielle initiale.

La méthode utilisée ici, uniquement basée sur l'observation de cha¬que courbe et de son évolution à débit croissant, s'est imposée du fait del'appareillage et de ia nature du terrain. En effet, la nécessité de gonflerles obturateurs à une pression supérieure à la pression maximum d'injection[11] et l'état très fracturé du terrain peuvent causer l'ouverture d'une frac¬ture au droit d'un obturateur d'où le risque de son contournement . Or, l'en¬registrement d'un tel phénomène présente une grande similitude avec l'enregis¬trement d'un essai de réouverture d'une fracture. Seule une observation trèsattentive des courbes enregistrées peut lever cette incertitude (test de drai¬nage ) .

Une telle méthode garantit la validité des mesures retenues au dé¬triment de la précision sur ces mesures par rapport à une méthode plus systé¬matique.

Four chaque essai juge valide, la valeur de la contrainte normaleretenue est donc la moyenne des mesures de pression de fermeture instantanéedéterminée pour chaque séquence.

- lt+ -

ó. 2. - DETERMINATION VU TENSEUR VES CONTRAINTES LOCALES

Soit o ce tenseur. Considérons seulement les variations de contrain¬te avec la profondeur (ce qui revient à négliger les variations latérales) :

pour un plan de fracture de normale n se trouvant à la profondeur z on peutécrire :

a (z) .n.n. - o (1)

où a est la contrainte normale supportée par la fracture.

En faisant l'hypothèse que les variations de contrainte avec la pro¬fondeur sont linéaires, on a :

¡l (z) = S -h z a (2)

où s = tenseur des contraintes à la surface

a = gradient des contraintes

soit

SjîjCC StÀjlj sccz

syx syy syz

szx szy szz

<^xx o.xy a,xzo-yx ^yy 0,-yz

^zx ^zy '^zz

S et a étant définis

dans un repère géogra¬

phique Nord, Est, ver¬

ticale descendante (N,E, Z) avec

x - N y - E et z = Z

où azs = pg, p étant la masse volumique moyenne du matériau et g l'accélérationde la pesanteur.

A ce stade, la résolution du problème implique la détermination de12 inconnues, les tenseurs s et a étant symétriques.

Dans un premier temps, l'hypothèse sera faite qu'une des contraintesprincipales est verticale. Une telle hypothèse est vérifiée dans la majoritédes cas. Le problème se trouve alors simplifiée :

a(z) - s + 2 a avec

sxx sxy 0syx syy 0

0 0 0a -

axx a.xy 0ayx ayy 0

0 0 pg

Soit Si et S2 les valeurs propres de £j ai et a2 les valeurs propres de a,A la direction du vecteur propre de s associé à Si et n la direction du vecteurpropre de a associé à ai définie par rapport à X.

- lt+ -

ó. 2. - DETERMINATION VU TENSEUR VES CONTRAINTES LOCALES

Soit o ce tenseur. Considérons seulement les variations de contrain¬te avec la profondeur (ce qui revient à négliger les variations latérales) :

pour un plan de fracture de normale n se trouvant à la profondeur z on peutécrire :

a (z) .n.n. - o (1)

où a est la contrainte normale supportée par la fracture.

En faisant l'hypothèse que les variations de contrainte avec la pro¬fondeur sont linéaires, on a :

¡l (z) = S -h z a (2)

où s = tenseur des contraintes à la surface

a = gradient des contraintes

soit

SjîjCC StÀjlj sccz

syx syy syz

szx szy szz

<^xx o.xy a,xzo-yx ^yy 0,-yz

^zx ^zy '^zz

S et a étant définis

dans un repère géogra¬

phique Nord, Est, ver¬

ticale descendante (N,E, Z) avec

x - N y - E et z = Z

où azs = pg, p étant la masse volumique moyenne du matériau et g l'accélérationde la pesanteur.

A ce stade, la résolution du problème implique la détermination de12 inconnues, les tenseurs s et a étant symétriques.

Dans un premier temps, l'hypothèse sera faite qu'une des contraintesprincipales est verticale. Une telle hypothèse est vérifiée dans la majoritédes cas. Le problème se trouve alors simplifiée :

a(z) - s + 2 a avec

sxx sxy 0syx syy 0

0 0 0a -

axx a.xy 0ayx ayy 0

0 0 pg

Soit Si et S2 les valeurs propres de £j ai et a2 les valeurs propres de a,A la direction du vecteur propre de s associé à Si et n la direction du vecteurpropre de a associé à ai définie par rapport à X.

15

En combinant (1) et (2) on a [2] :

a = pgz cos^S -t- sin^6 [si -^ S2 + s (aj -i- a2 )

+ (si - S2) cos 2((f) - A) -I- (ai + a2)s cos 2(()) - A - n)] (3)

où 6 : angle que fait la normale n au plan de fracture avec la verticale

(fl : azimuth de la projection sur le plan horizontal de n.

Le nombre d'inconnues est alors ramené à 6 (sij S2j a^ , 02, A, n) ou7 suivant que la densité p est connue ou non.

La méthode utilisée pour résoudre le système (3) est celle mise aupoint par CORNET et VALETTE [3] et dont le principe est rappelé en annexe.

7 - RESULTATS

7.1.- RESULTATS VE LA PREMIERE INVERSION [2 dÁmzn^lonJí]

La difficulté essentielle de l'inversion de données de fracturationhydraulique réside dans le choix de ces données. En effet, en plus de l'incer¬titude sur la validité des essais, plusieurs plans de fracture peuvent êtreidentifiés sur une empreinte. Il est alors impossible de savoir a priori le¬quel de ces plans a joué pendant l'injection.

En fonction des critères fixés, à savoir :

- observation, sur la courbe de pression, de la remontée due au "test dedrainage" ;

- observation sur cette même courbe d'un pic suivi d'une phase stable(propagation) puis d'une décroissance asymptotique ;

- pour un même essai, valeur de la pression de fermeture augmentant pourdes faibles débits croissants, puis variant très peu pour des débitsplus forts,

seuls 8 essais situés entre 344,5 m et 409 m de profondeur ont puêtre retenus dans un premier temps sachant que ces critères permettent de va¬lider les essais, mais ne permettent pas de conclure sur leur invalidité. End'autres termes, l'incertitude subsiste pour les essais ne répondant pas à

ces critères.

Parmi les essais retenus, 5 présentaient 2 traces de plans de frac¬ture sur leur empreinte (tableau 3).

La solution optimale retenue après toutes les combinaisons possiblesde ces plans a les caractéristiques suivantes :

15

En combinant (1) et (2) on a [2] :

a = pgz cos^S -t- sin^6 [si -^ S2 + s (aj -i- a2 )

+ (si - S2) cos 2((f) - A) -I- (ai + a2)s cos 2(()) - A - n)] (3)

où 6 : angle que fait la normale n au plan de fracture avec la verticale

(fl : azimuth de la projection sur le plan horizontal de n.

Le nombre d'inconnues est alors ramené à 6 (sij S2j a^ , 02, A, n) ou7 suivant que la densité p est connue ou non.

La méthode utilisée pour résoudre le système (3) est celle mise aupoint par CORNET et VALETTE [3] et dont le principe est rappelé en annexe.

7 - RESULTATS

7.1.- RESULTATS VE LA PREMIERE INVERSION [2 dÁmzn^lonJí]

La difficulté essentielle de l'inversion de données de fracturationhydraulique réside dans le choix de ces données. En effet, en plus de l'incer¬titude sur la validité des essais, plusieurs plans de fracture peuvent êtreidentifiés sur une empreinte. Il est alors impossible de savoir a priori le¬quel de ces plans a joué pendant l'injection.

En fonction des critères fixés, à savoir :

- observation, sur la courbe de pression, de la remontée due au "test dedrainage" ;

- observation sur cette même courbe d'un pic suivi d'une phase stable(propagation) puis d'une décroissance asymptotique ;

- pour un même essai, valeur de la pression de fermeture augmentant pourdes faibles débits croissants, puis variant très peu pour des débitsplus forts,

seuls 8 essais situés entre 344,5 m et 409 m de profondeur ont puêtre retenus dans un premier temps sachant que ces critères permettent de va¬lider les essais, mais ne permettent pas de conclure sur leur invalidité. End'autres termes, l'incertitude subsiste pour les essais ne répondant pas à

ces critères.

Parmi les essais retenus, 5 présentaient 2 traces de plans de frac¬ture sur leur empreinte (tableau 3).

La solution optimale retenue après toutes les combinaisons possiblesde ces plans a les caractéristiques suivantes :

- 15 -

Si = 6,8 MPa S2 = 1>9 MPa , X = -37°

(4) ai = 0,008 MPa/m 02 = 0,0193 MPa/m n = 17<:

03 = 0,0235 MPa/m.

Soit dans le repère géographique (N, E, Z) :

s ::r

5,02

0,0093

2,35

3,67

-

0,0035

0,017

0

0

0

0

0

0,0235

(MPa)

(MPa/m)

N

*1

*10

*3

5*

6*

12

11

2

Z

(m)

344,5

366,0

368,0

383,0

388,5

392,5

397,5

409,0

Ez

0.3

0.3

0,3

0,3

0.3

0.3

0.3

0,3

Az

1,0

163.2

250,6

186,0

340,0

5:i.,5

54,0

45,0

^AZ

5

5

5

5

5

5

5

5

Pe

(°)

85.0

72,0

58,2

31.5

69.5

82.0

31,0

80,0

E

5

5

5

5

5

5

5

5

Pf

(MPa)

8.5

9.4

9.35

8,7

9,0

9.25

8.2

8,8

^Pf

0,5

0,5

0.5

0.5

0,5

0,5

0,5

0,5

* essais dont l'empreinte présentait 2 traces de plan de fracture

Tableau 3 : Données retenues pour l'inversion à deux dimensions

- 15 -

Si = 6,8 MPa S2 = 1>9 MPa , X = -37°

(4) ai = 0,008 MPa/m 02 = 0,0193 MPa/m n = 17<:

03 = 0,0235 MPa/m.

Soit dans le repère géographique (N, E, Z) :

s ::r

5,02

0,0093

2,35

3,67

-

0,0035

0,017

0

0

0

0

0

0,0235

(MPa)

(MPa/m)

N

*1

*10

*3

5*

6*

12

11

2

Z

(m)

344,5

366,0

368,0

383,0

388,5

392,5

397,5

409,0

Ez

0.3

0.3

0,3

0,3

0.3

0.3

0.3

0,3

Az

1,0

163.2

250,6

186,0

340,0

5:i.,5

54,0

45,0

^AZ

5

5

5

5

5

5

5

5

Pe

(°)

85.0

72,0

58,2

31.5

69.5

82.0

31,0

80,0

E

5

5

5

5

5

5

5

5

Pf

(MPa)

8.5

9.4

9.35

8,7

9,0

9.25

8.2

8,8

^Pf

0,5

0,5

0.5

0.5

0,5

0,5

0,5

0,5

* essais dont l'empreinte présentait 2 traces de plan de fracture

Tableau 3 : Données retenues pour l'inversion à deux dimensions

- 17

d'où les composantes du tenseur des contraintes o à une profondeur s (o . . enMPa et 2 en m) : ~ '^'^

a = 5,02 -f 0,0093 .zXX '

a = 3,57 -1- 0,017 .zyy

a = 0,0235.2zz

°^y = -2,35 + 0,0036.2

a =0xz

a =0ys

(5)

L'expression de a dans le repère des contraintes principales (oi ,^2 5 '^s) permet le calcul des valeurs de oi , 02 , et 03 ainsi que de l'orientationde Ol par rapport au Nord. Les résultats sont consignés dans le tableau 4, ain¬si que sur la figure 5.

Z

(m)

340

350

360

370

380

390

400

410

Ol

(MPa)

10,30

10,45

10.60

10,70

10.85

11.00

11.10

11,20

02

(MPa)

7.60

7.70

7,85

8,00

8,10

8,25

8,35

8,50

03

(MPa)

8.00

8.20

8,50

8.70

8,90

9,15

9.40

9.60

-e-

(degrés)

102.4

101.2

100,1

99,0

97,8

96,6

95,5

94,4

Z = profondeur Ol , 02, 03 contraintes principales )= azimuth de Oi

Tableau 4: Valeur et orientation des contraintes principales dans la tranchede profondeur correspondant aux données inversées.

- 17

d'où les composantes du tenseur des contraintes o à une profondeur s (o . . enMPa et 2 en m) : ~ '^'^

a = 5,02 -f 0,0093 .zXX '

a = 3,57 -1- 0,017 .zyy

a = 0,0235.2zz

°^y = -2,35 + 0,0036.2

a =0xz

a =0ys

(5)

L'expression de a dans le repère des contraintes principales (oi ,^2 5 '^s) permet le calcul des valeurs de oi , 02 , et 03 ainsi que de l'orientationde Ol par rapport au Nord. Les résultats sont consignés dans le tableau 4, ain¬si que sur la figure 5.

Z

(m)

340

350

360

370

380

390

400

410

Ol

(MPa)

10,30

10,45

10.60

10,70

10.85

11.00

11.10

11,20

02

(MPa)

7.60

7.70

7,85

8,00

8,10

8,25

8,35

8,50

03

(MPa)

8.00

8.20

8,50

8.70

8,90

9,15

9.40

9.60

-e-

(degrés)

102.4

101.2

100,1

99,0

97,8

96,6

95,5

94,4

Z = profondeur Ol , 02, 03 contraintes principales )= azimuth de Oi

Tableau 4: Valeur et orientation des contraintes principales dans la tranchede profondeur correspondant aux données inversées.

Figure 6 : Plages de variations de L'orientation des contraintes principaleshorizontales majeure oj et mineure 02 dans La tranche de profon¬deur correspondant à La première inversion.

le prerrriev nombre indique la profondeur (en m)le nombre entre parenthèse indique la valeur del' azimuth de ai

Figure 6 : Plages de variations de L'orientation des contraintes principaleshorizontales majeure oj et mineure 02 dans La tranche de profon¬deur correspondant à La première inversion.

le prerrriev nombre indique la profondeur (en m)le nombre entre parenthèse indique la valeur del' azimuth de ai

- 19

En toute rigueur, seules les valeurs de oi , 02, 03 et d'orientationde Ol dans la tranche de profondeur correspondant aux données inversées sontmentionnées .

A partir de la solution (4), la contrainte normale supportée parchaque plan de fracture retenu pour l'inversion est calculée (tableau 5).

Z

(m)

344,5

366,0

368,0

383.0

388,3

392,5

397,5

409,0

1

Az(degrés)

1,0

163,2

250,6

186.0

340,0

53,5

54,0

45,0

Pe(degrés)

85,0

72,0

58,2

31,5

69,5

82,0

31,0

80,0

Pf(MPa)

8,50

9,40

9,35

8,70

9,00

9,25

8.80

8,80

- -

an

(Mpa)

9,75

8,00

8,45

8,70

10,80

10.15

9,20

9,05

. . . _.

\c.n - Pf|(MPa)

1,25

1,40

0,90

0

1,80

0,90

0,40

0,25

Tableau 5 Comparaison entre les valeurs de on mesurées (=Pf)et les valeurs de on calculées à partir de la solutionde l'inversion 2 dimensions

On a représenté en italiques les fractures pour lesquelles] o - P |>1.

7.2. - INTERPRETATION PES RESULTATS

La solution optimum résultant de l'inversion des 8 ensembles de don¬nées présentée précédemment ne peut être considérée comme satisfaisante et ce¬ci pour plusieurs raisons :

- les 8 essais sont situés dans une tranche de profondeur (344,5 m - 409m)relativement superficielle, aucun essai profond n'ayant été jugé valideselon les critères fixés. Le tenseur a solution de l'inversion ne rendcompte de l'état de contrainte que pour cette tranche et ne peut être,en toute rigueur, extrapolé au-dessus et au-dessous. En effet, le site deChassoles, situé à une altitude de 950 m, est bordé à l'Est (à 10 km en¬viron) par une limagne dont l'altitude moyenne est de 450 m, la frontièreentre les deux structures étant marquée par un fort dénivelé. On ne peutdonc prétendre déterminer le tenseur régional des contraintes sans inté¬grer une tranche de profondeur nettement supérieure à celle retenue pourcette première inversion ;

- 19

En toute rigueur, seules les valeurs de oi , 02, 03 et d'orientationde Ol dans la tranche de profondeur correspondant aux données inversées sontmentionnées .

A partir de la solution (4), la contrainte normale supportée parchaque plan de fracture retenu pour l'inversion est calculée (tableau 5).

Z

(m)

344,5

366,0

368,0

383.0

388,3

392,5

397,5

409,0

1

Az(degrés)

1,0

163,2

250,6

186.0

340,0

53,5

54,0

45,0

Pe(degrés)

85,0

72,0

58,2

31,5

69,5

82,0

31,0

80,0

Pf(MPa)

8,50

9,40

9,35

8,70

9,00

9,25

8.80

8,80

- -

an

(Mpa)

9,75

8,00

8,45

8,70

10,80

10.15

9,20

9,05

. . . _.

\c.n - Pf|(MPa)

1,25

1,40

0,90

0

1,80

0,90

0,40

0,25

Tableau 5 Comparaison entre les valeurs de on mesurées (=Pf)et les valeurs de on calculées à partir de la solutionde l'inversion 2 dimensions

On a représenté en italiques les fractures pour lesquelles] o - P |>1.

7.2. - INTERPRETATION PES RESULTATS

La solution optimum résultant de l'inversion des 8 ensembles de don¬nées présentée précédemment ne peut être considérée comme satisfaisante et ce¬ci pour plusieurs raisons :

- les 8 essais sont situés dans une tranche de profondeur (344,5 m - 409m)relativement superficielle, aucun essai profond n'ayant été jugé valideselon les critères fixés. Le tenseur a solution de l'inversion ne rendcompte de l'état de contrainte que pour cette tranche et ne peut être,en toute rigueur, extrapolé au-dessus et au-dessous. En effet, le site deChassoles, situé à une altitude de 950 m, est bordé à l'Est (à 10 km en¬viron) par une limagne dont l'altitude moyenne est de 450 m, la frontièreentre les deux structures étant marquée par un fort dénivelé. On ne peutdonc prétendre déterminer le tenseur régional des contraintes sans inté¬grer une tranche de profondeur nettement supérieure à celle retenue pourcette première inversion ;

20 -

- la contrainte normale recalculée pour chaque plan de fracture retenupour l'inversion présente un écart relativement important par rapport à

la pression de fermeture mesurée pour certains essais (cf. tableau 5).De plus, la valeur de la composante verticale du gradient de contraintecalculée (a_ = C,0235 MPa/m), corresnondant au pcids des terrains, estbeaucoup trop faible, ces mesures de densité faites en laboratoire surles roches recoupées par le sondage donnant une valeur moyenne de2,55 g/cm^ . Sachant que la solution présentée est celle qui approche aumieux (au sens des moindres carrés) les mesures effectuées, l'hypothèseselon laquelle une des contraintes principales est verticale, est tropcontraignante, "n'autorisant" une rotation des contraintes principalescj et 02 avec la profondeur que dans un plan horizontal autour de l'axeeue constitue o^ .

Le recours à une méthode d'inversion en trois dimensions, ne nécessi¬tant plus l'hj^othèse de la verticalité d'une des contraintes principales, adonc été décidé pour détenr.iner le tenseur des contraintes.

7.3. - RESULTATS VE LA DEUXIEME INVERSION (3 dAjnznàlom,)

7.5.1 . - fAztkodotogiz

Cette méthode développée à l'Institut de Physique du Globe de Paris,basée sur le même principe que celle de CORNET et VALETTE [3], implique du faitde l'absence d'hjrpothèse simplificatrice, la détermination des 12 inconnues (6composantes de S et 5 composantes de a exprimées dans le repère géographique (N,E, Z) ) donc la connaissance de 12 mesures valides de pression de fermeture etd'orientation de plans de fractures.

Le problème posé par le choix d'une nouvelle collection de données enplus des 8 retenues pour la première inversion n'a pu être résolu que par l'uti¬lisation d'un logiciel également développé à l'IPGP [12].

Différents tenseurs sont calculés au sein d'une grille constituéede valeurs des composantes de S et a choisies par l'utilisateur (le problèmedirect est donc appliqué). A partir de ces tenseurs, le programme minimisel'écart entre la contrainte normale recalculée et la pression de fermeture me¬surée sur chaque plan.

Ainsi, l'emploi de ce logiciel à permis la sélection d'un ensemblede 14 mesures cohérentes entre elles (comprenant les 8 déjà utilisées) se si¬tuant entre 344,5 m et 814 m de profondeur (tableau 5).

La méthode d'inversion tridimensionnelle peut être alors appliquée.

Cette méthode nécessite la connaissance, en plus des mesures de pres¬sion de fermeture et d'orientation de plans de fractures, d'un a priori des in¬connues, sous la forme de 6 composantes de S et a et d'un écart -type sur chacu-nes de ces composantes (cf. annexe 1). Pour g et a , le choix s'est porté sur lesvaleurs des composantes du tenseur optimum résultant du programme "par grille".Quant aux écarts-types, diverses valeurs ont été successivement introduites,choisies suffisamment "larges" pour ne pas trop contraindre le calcul itératif.

Le processus suivi est schématisé sur la figure 7.

20 -

- la contrainte normale recalculée pour chaque plan de fracture retenupour l'inversion présente un écart relativement important par rapport à

la pression de fermeture mesurée pour certains essais (cf. tableau 5).De plus, la valeur de la composante verticale du gradient de contraintecalculée (a_ = C,0235 MPa/m), corresnondant au pcids des terrains, estbeaucoup trop faible, ces mesures de densité faites en laboratoire surles roches recoupées par le sondage donnant une valeur moyenne de2,55 g/cm^ . Sachant que la solution présentée est celle qui approche aumieux (au sens des moindres carrés) les mesures effectuées, l'hypothèseselon laquelle une des contraintes principales est verticale, est tropcontraignante, "n'autorisant" une rotation des contraintes principalescj et 02 avec la profondeur que dans un plan horizontal autour de l'axeeue constitue o^ .

Le recours à une méthode d'inversion en trois dimensions, ne nécessi¬tant plus l'hj^othèse de la verticalité d'une des contraintes principales, adonc été décidé pour détenr.iner le tenseur des contraintes.

7.3. - RESULTATS VE LA DEUXIEME INVERSION (3 dAjnznàlom,)

7.5.1 . - fAztkodotogiz

Cette méthode développée à l'Institut de Physique du Globe de Paris,basée sur le même principe que celle de CORNET et VALETTE [3], implique du faitde l'absence d'hjrpothèse simplificatrice, la détermination des 12 inconnues (6composantes de S et 5 composantes de a exprimées dans le repère géographique (N,E, Z) ) donc la connaissance de 12 mesures valides de pression de fermeture etd'orientation de plans de fractures.

Le problème posé par le choix d'une nouvelle collection de données enplus des 8 retenues pour la première inversion n'a pu être résolu que par l'uti¬lisation d'un logiciel également développé à l'IPGP [12].

Différents tenseurs sont calculés au sein d'une grille constituéede valeurs des composantes de S et a choisies par l'utilisateur (le problèmedirect est donc appliqué). A partir de ces tenseurs, le programme minimisel'écart entre la contrainte normale recalculée et la pression de fermeture me¬surée sur chaque plan.

Ainsi, l'emploi de ce logiciel à permis la sélection d'un ensemblede 14 mesures cohérentes entre elles (comprenant les 8 déjà utilisées) se si¬tuant entre 344,5 m et 814 m de profondeur (tableau 5).

La méthode d'inversion tridimensionnelle peut être alors appliquée.

Cette méthode nécessite la connaissance, en plus des mesures de pres¬sion de fermeture et d'orientation de plans de fractures, d'un a priori des in¬connues, sous la forme de 6 composantes de S et a et d'un écart -type sur chacu-nes de ces composantes (cf. annexe 1). Pour g et a , le choix s'est porté sur lesvaleurs des composantes du tenseur optimum résultant du programme "par grille".Quant aux écarts-types, diverses valeurs ont été successivement introduites,choisies suffisamment "larges" pour ne pas trop contraindre le calcul itératif.

Le processus suivi est schématisé sur la figure 7.

21 -

N

1

10

3

5

6

12

11

2

7

18

17

15

20

14

Z

(m)

344.5

366.0

368.0

383.0

388.5

392.5

397.5

409.0

439.5

734.5

784.5

807.0

812.0

814.0

1

Ez

0.3

0.3

0.3

0.3

0.3

0.3

0.3

0.3

0.3

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

., _,

Az

1

163.2

250.6

186.0

340.0

53.5

54.0

45.0

307.0

298.0

43.0

334.0

71.5

132.0

1

^AZ

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

Pe

85.0

72.0

58.2

31.5

69.5

82.0

31.0

80.0

88.5

61.5

35.5

64.0

88.0

76.5

!!L5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

Pf

(MPa)

8.50

9.40

9.35

8.70

9.00

9.25

8.80

8.80

10.00

13.80

17.80

15.80

17.80

16.20

llL0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

Tableau 6 : Données retenues pour l'inversion à 3 dimensions

21 -

N

1

10

3

5

6

12

11

2

7

18

17

15

20

14

Z

(m)

344.5

366.0

368.0

383.0

388.5

392.5

397.5

409.0

439.5

734.5

784.5

807.0

812.0

814.0

1

Ez

0.3

0.3

0.3

0.3

0.3

0.3

0.3

0.3

0.3

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

., _,

Az

1

163.2

250.6

186.0

340.0

53.5

54.0

45.0

307.0

298.0

43.0

334.0

71.5

132.0

1

^AZ

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

Pe

85.0

72.0

58.2

31.5

69.5

82.0

31.0

80.0

88.5

61.5

35.5

64.0

88.0

76.5

!!L5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

5

Pf

(MPa)

8.50

9.40

9.35

8.70

9.00

9.25

8.80

8.80

10.00

13.80

17.80

15.80

17.80

16.20

llL0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

Tableau 6 : Données retenues pour l'inversion à 3 dimensions

21 MESURESBRUTES

T

n ENSEMBLES DE VA¬

LEURS ESTIMEES DES ET a

f14 MESURES

COHERENTES

14 MESURES

COHERENTES

Z

Í

PROGRAMME

D'OPTIMISATIONPAR GRILLE

T

PROGRAMME

D'INVERSION3 DIMENSIONS

Tî

TENSEUR OPTIMUM

n ' ^

A PRIORI SURLA SOLUTION :

-o' -o' ^So' ^ac

7

\ 1SOLUTION 1 SOLUTION 2 SOLUTION 3 SOLUTION 4

Soi °-£.l

E ESO2' 0.02

E E

E E

Notations : S, a = tenseur des contraintes (0 = S + Za)

S^, a^ = tenseur optimum résultant du programme par grille(o. = 5. + 2a )

-o -o -o

E-, , Eu. . = écarts-types sur les composantes de S et a rentréso^

pour la solution i

Figure 7 : Schématisation du processus utilisé pour l'inversion en 3 dimensions

21 MESURESBRUTES

T

n ENSEMBLES DE VA¬

LEURS ESTIMEES DES ET a

f14 MESURES

COHERENTES

14 MESURES

COHERENTES

Z

Í

PROGRAMME

D'OPTIMISATIONPAR GRILLE

T

PROGRAMME

D'INVERSION3 DIMENSIONS

Tî

TENSEUR OPTIMUM

n ' ^

A PRIORI SURLA SOLUTION :

-o' -o' ^So' ^ac

7

\ 1SOLUTION 1 SOLUTION 2 SOLUTION 3 SOLUTION 4

Soi °-£.l

E ESO2' 0.02

E E

E E

Notations : S, a = tenseur des contraintes (0 = S + Za)

S^, a^ = tenseur optimum résultant du programme par grille(o. = 5. + 2a )

-o -o -o

E-, , Eu. . = écarts-types sur les composantes de S et a rentréso^

pour la solution i

Figure 7 : Schématisation du processus utilisé pour l'inversion en 3 dimensions

- 23

7.3.2. Ré¿a¿ta.ti

Quatre solutions ont été finalement retenues à l'issue de l'inver¬sion, solutions qui correspondent aux quatre a priori ayant engendré le nom¬bre minimum d'itérations de l'algorithme (= 8).

Ce sont donc les 4 solutions qui expliquent au mieux (au sens des moin¬dres carrés) les mesures effectuées.

Caractéristiques des solutions :

SOLUTION 1 :

(5 et a sont exprimés dans le repère géographique N, E, 2)

2,06 -1,62 0,042

2,43 -0,041

-0,21

(MPa) a =

0,018

-

-

0,004

0,017

-

-0,0015

0,6x10

0,0252

SOLUTION 2

S =

1,89 -1,54

2,55

0,023

-0,045

-0,14

(MPa) a

0,019 0,004 -0,0015

0,017 0,2xl0"'0,0243

(MPa/m)

- SOLUTION 3 :

s =

2,56

-

SOLUTION 4 :

S =

~2,76

-

-

-1,11

2,15-0,029

-1,12,04

-

0,02U

-0,028-0,142

0,036

-0,032

-0,201

(MPa) a

0,017 0,0025

0,018

(MPa) a :

0,0165 0,0027

0,018

-0,0014

0,18xlO~30,0244

(MPa/m)

J

-0,0015 I

0,16xl0~'*j (MPa/m)

0,0253

Les valeurs des écarts-types des composantes de l'a priori (S , a J

correspondant à ces solutions sont données dans le tableau ci-après.

- 23

7.3.2. Ré¿a¿ta.ti

Quatre solutions ont été finalement retenues à l'issue de l'inver¬sion, solutions qui correspondent aux quatre a priori ayant engendré le nom¬bre minimum d'itérations de l'algorithme (= 8).

Ce sont donc les 4 solutions qui expliquent au mieux (au sens des moin¬dres carrés) les mesures effectuées.

Caractéristiques des solutions :

SOLUTION 1 :

(5 et a sont exprimés dans le repère géographique N, E, 2)

2,06 -1,62 0,042

2,43 -0,041

-0,21

(MPa) a =

0,018

-

-

0,004

0,017

-

-0,0015

0,6x10

0,0252

SOLUTION 2

S =

1,89 -1,54

2,55

0,023

-0,045

-0,14

(MPa) a

0,019 0,004 -0,0015

0,017 0,2xl0"'0,0243

(MPa/m)

- SOLUTION 3 :

s =

2,56

-

SOLUTION 4 :

S =

~2,76

-

-

-1,11

2,15-0,029

-1,12,04

-

0,02U

-0,028-0,142

0,036

-0,032

-0,201

(MPa) a

0,017 0,0025

0,018

(MPa) a :

0,0165 0,0027

0,018

-0,0014

0,18xlO~30,0244

(MPa/m)

J

-0,0015 I

0,16xl0~'*j (MPa/m)

0,0253

Les valeurs des écarts-types des composantes de l'a priori (S , a J

correspondant à ces solutions sont données dans le tableau ci-après.

- §0^^'

£a^ij

SOLUTION 1

SOLUTION 2

SOLUTION 3

SOLUTION 4

"cxr

5

0,02

5

0,02

5

0,01

5

0,01

"xy

5

0.002

5

0,002

5

0,001

5

0,001

~:r2

0,2

0,002

0,2

0,002

0,2

0,001

_0^2

0,001

yy

_L__0,02

5

0,2

5

0,01

5

0,01

~yz

0,2

0.002

0,2

0,002

0,2

0,001

_0^2

0,001

22

0,2

0,0005

0,2

0,001

0,2

0,001

_0^2

0,0005

écart type de la composante ("¿^j) de So/ao

A partir de ces solutions, le tenseur o (o = S -f a.Z) est calculé àdifférentes profondeurs. Chaque tenseur o est alors~diagonaIisé. On obtientainsi les modules des contraintes principales Oj , 02, 03 (valeurs principales)ainsi que leur orientation (directions principales) dans le repère géographiqueN, E, Z en fonction de la profondeur (oj > D2 > 03). Les résultats de cecalcul sont consignés dans le tableau 7 ainsi que sur les figures 8 à 15.

De même, la contrainte normale supportée par chaque plan de fracture,recalculée à partir des 4 solutions est comparée aux mesures de pression defermeture (tableau 8).

7.4. - INTERPRETATION VES RESULTATS

L'analyse comparative des résultats des 2 méthodes d'inversion souli¬gne bien l'amélioration obtenue du fait du choix de l'option "3 dimensions".En effet, la levée de l'hypothèse simplificatrice fait apparaître une inclinai¬son de la contrainte principale majeure (oi ) de l'ordre de 50° par rapport à laverticale pour les solutions 1 et 3, 40° pour la solution 4 et 60° pour la solu¬tion 2, ceci pour une profondeur de 350 m. On peut alors mesurer l'erreur engen¬drée par une inversion bidimensionnelle sur une tranche de profondeur de 344,5 m

à 409 m (oi verticale). De même cette erreur apparaît clairement lorsqu'on compa¬re les écarts entre les mesures des pressions de fermeture et les valeurs descontraintes normales recalculés pour chaque plan de fracture testé (tableatix 5

et S). De 0,88 MPa pour l'inversion en 2 dimensions, la moyenne des écarts passeà 0,34 MPa pour les solutions 1 et 3, 0,30 MPa pour la solution 2 et 0,40 MPapour la solution 4 de l'inversion en 3 dimensions.

- §0^^'

£a^ij

SOLUTION 1

SOLUTION 2

SOLUTION 3

SOLUTION 4

"cxr

5

0,02

5

0,02

5

0,01

5

0,01

"xy

5

0.002

5

0,002

5

0,001

5

0,001

~:r2

0,2

0,002

0,2

0,002

0,2

0,001

_0^2

0,001

yy

_L__0,02

5

0,2

5

0,01

5

0,01

~yz

0,2

0.002

0,2

0,002

0,2

0,001

_0^2

0,001

22

0,2

0,0005

0,2

0,001

0,2

0,001

_0^2

0,0005

écart type de la composante ("¿^j) de So/ao

A partir de ces solutions, le tenseur o (o = S -f a.Z) est calculé àdifférentes profondeurs. Chaque tenseur o est alors~diagonaIisé. On obtientainsi les modules des contraintes principales Oj , 02, 03 (valeurs principales)ainsi que leur orientation (directions principales) dans le repère géographiqueN, E, Z en fonction de la profondeur (oj > D2 > 03). Les résultats de cecalcul sont consignés dans le tableau 7 ainsi que sur les figures 8 à 15.

De même, la contrainte normale supportée par chaque plan de fracture,recalculée à partir des 4 solutions est comparée aux mesures de pression defermeture (tableau 8).

7.4. - INTERPRETATION VES RESULTATS

L'analyse comparative des résultats des 2 méthodes d'inversion souli¬gne bien l'amélioration obtenue du fait du choix de l'option "3 dimensions".En effet, la levée de l'hypothèse simplificatrice fait apparaître une inclinai¬son de la contrainte principale majeure (oi ) de l'ordre de 50° par rapport à laverticale pour les solutions 1 et 3, 40° pour la solution 4 et 60° pour la solu¬tion 2, ceci pour une profondeur de 350 m. On peut alors mesurer l'erreur engen¬drée par une inversion bidimensionnelle sur une tranche de profondeur de 344,5 m

à 409 m (oi verticale). De même cette erreur apparaît clairement lorsqu'on compa¬re les écarts entre les mesures des pressions de fermeture et les valeurs descontraintes normales recalculés pour chaque plan de fracture testé (tableatix 5

et S). De 0,88 MPa pour l'inversion en 2 dimensions, la moyenne des écarts passeà 0,34 MPa pour les solutions 1 et 3, 0,30 MPa pour la solution 2 et 0,40 MPapour la solution 4 de l'inversion en 3 dimensions.

- 25 -

SOLUTION 1

Z

(m)

350

400

450

500

550

600

650

700

750

800

850

Ol(MPa)

9,16

10,34

11,38

12,47

14,35

15,43

15,54

17,56

19,45

20,54

21,63

SOU

350

400

450

500

550

600

650

700

750

800

850

8,95

10,05

11,30

12,36

13,42

14,50

15,35

17,41

18,32

19,38

21,34

02(MPa)

8,54

9,42

10,01

11,09

12,29

13,42

14,53

15,65

15,44

17,57

18,59

03

(MPa)

7,90

8,95

9,51

10,44

11,35

12,15

12,93

13,79

14,10

14,89

15,58

JTION 3

8,38

9,35

10,06

11,14

12,23

13,31

14,51

15,61

15,49

15,90

18,03

7,95

8,95

9,65

10,50

11,35

12,19

13,14

13,98

14,20

14,72

15,53

SOLUTION 2

Z

(m)

350

400

450

500

550

500

550

700

750

800

850

^1(MPa)

9,05

10,11

11,32

12,39

13,45

14,54

15,39

17,44

18,52

19,52

20,73

02(MPa)

8,40

9,37

10,03

11,14

12,27

13,40

14,54

15,78

15,43

17,55

18,55

C3

(MPa)

7,85

8,91

9,65

10,47

11,28

12,07

12,95

13,78

14,05

14,83

15 61

SOLUTION 4

350

400

450

500

550

500

550

700

750

800

850

9,12

10,30

11,32

12,40

14,30

15,35

15,30

18,25

19,30

20,35

21,40

8,44

9,30

10,02

11,07

12,23

13,32

14,23

15,35

15,44

17,55

17,95

8,04

9,01

9,66

10,53

11,48

12,33

12,47

13,41

14,26

15,08

15,64

Tableau 7 : Modules des contraintes principales (oi > 02 > 03)calculés à partir de chaque solution dans la tranchede profondeur correspondant à l'inversion à 3 dimensions

- 25 -

SOLUTION 1

Z

(m)

350

400

450

500

550

600

650

700

750

800

850

Ol(MPa)

9,16

10,34

11,38

12,47

14,35

15,43

15,54

17,56

19,45

20,54

21,63

SOU

350

400

450

500

550

600

650

700

750

800

850

8,95

10,05

11,30

12,36

13,42

14,50

15,35

17,41

18,32

19,38

21,34

02(MPa)

8,54

9,42

10,01

11,09

12,29

13,42

14,53

15,65

15,44

17,57

18,59

03

(MPa)

7,90

8,95

9,51

10,44

11,35

12,15

12,93

13,79

14,10

14,89

15,58

JTION 3

8,38

9,35

10,06

11,14

12,23

13,31

14,51

15,61

15,49

15,90

18,03

7,95

8,95

9,65

10,50

11,35

12,19

13,14

13,98

14,20

14,72

15,53

SOLUTION 2

Z

(m)

350

400

450

500

550

500

550

700

750

800

850

^1(MPa)

9,05

10,11

11,32

12,39

13,45

14,54

15,39

17,44

18,52

19,52

20,73

02(MPa)

8,40

9,37

10,03

11,14

12,27

13,40

14,54

15,78

15,43

17,55

18,55

C3

(MPa)

7,85

8,91

9,65

10,47

11,28

12,07

12,95

13,78

14,05

14,83

15 61

SOLUTION 4

350

400

450

500

550

500

550

700

750

800

850

9,12

10,30

11,32

12,40

14,30

15,35

15,30

18,25

19,30

20,35

21,40

8,44

9,30

10,02

11,07

12,23

13,32

14,23

15,35

15,44

17,55

17,95

8,04

9,01

9,66

10,53

11,48

12,33

12,47

13,41

14,26

15,08

15,64

Tableau 7 : Modules des contraintes principales (oi > 02 > 03)calculés à partir de chaque solution dans la tranchede profondeur correspondant à l'inversion à 3 dimensions

- 26

CONTRRINTE (Mpa)IG 2B 24 28

880 Variations des modules des contraintes principales(1,2,3) avec la prof ondeur. ( inversion tri-dim.)

Figure 8 : Solution 1

- 26

CONTRRINTE (Mpa)IG 2B 24 28

880 Variations des modules des contraintes principales(1,2,3) avec la prof ondeur. ( inversion tri-dim.)

Figure 8 : Solution 1

cote de 1 a preintère mesure

CONTRRINTE (Mpa)

IS 20 24 28

^ B00[-

880^Variations des modules des contraintes principales(1,2,3) avec la prof ondeur .( inversion tri dim.)

Figure 9 : Solution 2

cote de 1 a preintère mesure

CONTRRINTE (Mpa)

IS 20 24 28

^ B00[-

880^Variations des modules des contraintes principales(1,2,3) avec la prof ondeur .( inversion tri dim.)

Figure 9 : Solution 2

28

CONTRRINTE (Mpa)

16 20 24 28

80--

1B0Í-

^G40

q:3Cj 720ca

o

o800

__^ \ cote de la première mesure I

880

240

320f-

400h-

480

5G0^-

Variationc des modules des contraintes principales(1,2,3) avec la prof ondeur .( inversion tri-dim.)

Figure 10 : Solution 3

28

CONTRRINTE (Mpa)

16 20 24 28

80--

1B0Í-

^G40

q:3Cj 720ca

o

o800

__^ \ cote de la première mesure I

880

240

320f-

400h-

480

5G0^-

Variationc des modules des contraintes principales(1,2,3) avec la prof ondeur .( inversion tri-dim.)

Figure 10 : Solution 3

29

CONTRRINTE (Mpa)

12 16 20 24 28

Og 800i-

cote de 1 a première mesure

8804r-Variations des modules des contraintes princi(1,2,3) avec la prof ondeur .( Invers ion tri-dim.

pales)

Figure 11 : Solution 4

29

CONTRRINTE (Mpa)

12 16 20 24 28

Og 800i-

cote de 1 a première mesure

8804r-Variations des modules des contraintes princi(1,2,3) avec la prof ondeur .( Invers ion tri-dim.

pales)

Figure 11 : Solution 4

- 30

X d

Azimuth (d")

S SOLUTION 1

Figure 12 : Représentation stéréographique (demi-sphère supérieure)de l'orientation des contraintes principales en fonctionde la profondeur (inversion 3 dimensions)

- 30

X d

Azimuth (d")

S SOLUTION 1

Figure 12 : Représentation stéréographique (demi-sphère supérieure)de l'orientation des contraintes principales en fonctionde la profondeur (inversion 3 dimensions)

- 31 -

<^1

02 ^1 > 02 ^ 03

Azimuth (d")

SOLUTION 2

Figure 13 : Représentation stéréographique (demi-sphère supérieure)de l'orientation des contraintes principales en fonctionde la profondeur (inversion 3 dimensions)

- 31 -

<^1

02 ^1 > 02 ^ 03

Azimuth (d")

SOLUTION 2

Figure 13 : Représentation stéréographique (demi-sphère supérieure)de l'orientation des contraintes principales en fonctionde la profondeur (inversion 3 dimensions)

X Oí

» 02 O] > 02 > O:

Azimuth (d")

SOLUTION 3

S

Figure 14 : Représentation stéréographique (demi-sphère supérieure)de l'orientation des contraintes principales en fonctionde la profondeur (inversion 3 dimensions)

X Oí

» 02 O] > 02 > O:

Azimuth (d")

SOLUTION 3

S

Figure 14 : Représentation stéréographique (demi-sphère supérieure)de l'orientation des contraintes principales en fonctionde la profondeur (inversion 3 dimensions)

* Oj

» 02 Ol > 07 > C i

Azimuth (d")

w

SOLUTION 4

S

Figure 15 : Représentation stéréographique (demi-sphère supérieure)de L'orientation des contraintes principales en fonctionde la profondeur (inversion 3 dimensions)

* Oj

» 02 Ol > 07 > C i

Azimuth (d")

w

SOLUTION 4

S

Figure 15 : Représentation stéréographique (demi-sphère supérieure)de L'orientation des contraintes principales en fonctionde la profondeur (inversion 3 dimensions)

Z

(m)

344,5

366,0

368,0

383,0

388,5

392,5

397,5

409,0

439,5

734,5

784,5

807,0

812,0

814,0

As

(degrés)

1,0

163,2

250,6

186,0

340,0

53,5

54,0

45,0

307,0

298,0

43,0

334,0

71,7

132,0

Pe

(degrés)

85,0

72,0

58,2

31.5

69,5

82,0

31,0

80,0

88,5

61,5

35,5

64,0

88,0

76.5

Pf

(MPa)

8,50

9,40

9.35

8,70

9,00

9,25

8,80

8,80

10,00

13,80

17,80

15,80

17,80

16,20

SOLUTION 1

on

(MPa)

8,27

9,24

8,97

9,88

8,93

9,01

9,30

9,51

10,01

14,50

17,90

15,60

17,45

16,05

|o -Pf|' n '

(MPa)

0,23

0,16

0,38

1,18

0,07

0.24

0,50

0,51

0.01

0,70

0,10

0.20

0.35

0,15

SOLUTION 2

on

(MPa)

8,30

9,20

8,85

9,62

8,94

9,09

9,18

9,39

10,06

14,42

17,81

15,62

17,51

16,09

|o^-PfI(MPa)

0,20

0.20

0,50

0,92

0,06

0,16

0.38

0,59

0,06

0,62

0,01

0,18

0,29

0,11

SOLUTION 3

0n

(MPa)

8,38

9,16

8,86

9,63

8,90

9,13

9,23

9,43

9,94

14,63

17,70

15.53

17,40

16,15

|o^-Pf|(MPa)

0,12

0,24

0,49

0,93

0.10

0,12

0,43

0,63

0,06

0,83

0,10

0,27

0,40

0.05

SOLUTION 4

0n

(MPa)

8,36

9,17

8,96

9,85

8,91

9,06

9,35

9,35

9,91

14,72

17,88

15,0

17,36

16.10

\a -Pf|n

(MPa)

0,14

0.23

0,39

1,15

0.09

0,19

0,55

0,55

0,09

0,92

0,08

0,80

0,44

0,10

OJ4r

Tableau 8 : Comparaison entre les valeurs de o_ mesurées (= Pf) et les valeurs de a_ calculéesà partir des 4 solutions de l'inversion 3 dimensions

Z

(m)

344,5

366,0

368,0

383,0

388,5

392,5

397,5

409,0

439,5

734,5

784,5

807,0

812,0

814,0

As

(degrés)

1,0

163,2

250,6

186,0

340,0

53,5

54,0

45,0

307,0

298,0

43,0

334,0

71,7

132,0

Pe

(degrés)

85,0

72,0

58,2

31.5

69,5

82,0

31,0

80,0

88,5

61,5

35,5

64,0

88,0

76.5

Pf

(MPa)

8,50

9,40

9.35

8,70

9,00

9,25

8,80

8,80

10,00

13,80

17,80

15,80

17,80

16,20

SOLUTION 1

on

(MPa)

8,27

9,24

8,97

9,88

8,93

9,01

9,30

9,51

10,01

14,50

17,90

15,60

17,45

16,05

|o -Pf|' n '

(MPa)

0,23

0,16

0,38

1,18

0,07

0.24

0,50

0,51

0.01

0,70

0,10

0.20

0.35

0,15

SOLUTION 2

on

(MPa)

8,30

9,20

8,85

9,62

8,94

9,09

9,18

9,39

10,06

14,42

17,81

15,62

17,51

16,09

|o^-PfI(MPa)

0,20

0.20

0,50

0,92

0,06

0,16

0.38

0,59

0,06

0,62

0,01

0,18

0,29

0,11

SOLUTION 3

0n

(MPa)

8,38

9,16

8,86

9,63

8,90

9,13

9,23

9,43

9,94

14,63

17,70

15.53

17,40

16,15

|o^-Pf|(MPa)

0,12

0,24

0,49

0,93

0.10

0,12

0,43

0,63

0,06

0,83

0,10

0,27

0,40

0.05

SOLUTION 4

0n

(MPa)

8,36

9,17

8,96

9,85

8,91

9,06

9,35

9,35

9,91

14,72

17,88

15,0

17,36

16.10

\a -Pf|n

(MPa)

0,14

0.23

0,39

1,15

0.09

0,19

0,55

0,55

0,09

0,92

0,08

0,80

0,44

0,10

OJ4r

Tableau 8 : Comparaison entre les valeurs de o_ mesurées (= Pf) et les valeurs de a_ calculéesà partir des 4 solutions de l'inversion 3 dimensions

- 35

La composante du tenseur a correspondant au poids des terrains (= a )

dont la valeur résultant de l'inversion en deux dimensions avait été trouvée ^^anormalement faible (= 0,0235 MPa/m) par rapport à la densité mesurée (2,55g/cm-)est^égale à 0,0252 MPa/m, 0,0243 MPa/m, 0,0244 MPa/m, 0,0253 MPa/m pour les so¬lutions 1, 2, 3 et 4 de l'inversion en 3 dimensions.

Quant aux résultats proprement dits, les 4 solutions présentent descaractéristiques semblables. Ainsi, l'évolution de l'orientation des contraintesprincipales avec la profondeur montre, comme on pouvait s'y attendre une influen¬ce importante de la topographie pour les mesures superficielles (Z < 500 m).

Pour les 4 solutions, on observe une rotation de la contrainte princi¬pale majeure oj de l'ordre de 30° en azimuth entre 350 m et 500 m, alors Qu'el¬le est inférieure à 10° entre 500 m et 850 m. De même l'inclinaison de Oj 'parrapport à la verticale varie de 15° à 30° entre 350 m et 500 m pour ne varier qued'environ 7° en moyenne entre 500 m et 850 m.

Or, la profondeur de 500 m correspond à la différence entre l'altitudedu site du sondage (950 m) et celle de la limagne bordant l'Est du massif (450 m).

Il apparaît clairement que seul les résultats profonds (Z < 500 m)peuvent être considérés comme significatifs de l'état de contrainte régional (ta¬bleau 9).

1

SOLUTION 1

SOLUTION 2

SOLUTION 3

SOLUTION 4

DIRECTION DE oi

N 199»

N 199°

N 190°

N 196°

INCLINAISON DE OiPAR RAPPORT A

LA VERTICALE

25,6°

32,0°

16,5°

18,4°

DIRECTION DE 02

N 44,0°

N 47,0°

N 50,0°

N 51,5°

INCLINAISON DE 02PAR RAPPORT A

L'HORIZONTALE

23,6°

29,0°

12,7°

15,0°

Tableau 9 : Orientations des contraintes principales oi et 02à la profondeur de 850 m (oi > 02)

(les directions sont données dans le sens du plongement)

En ce qui concerne les modules des contraintes principales calculésà partir de chaque solution (tableau 7, figures 8 à 11), deux caractéristiquessont à souligner :

- globalement, les valeurs des modules des 3 contraintes principales sontrelativement proches pour une tranche de profondeur allant de 350 m à

450 m environ. En d'autres termes, les 4 solutions font apparaître unétat de contrainte qui tend vers l'isotropie pour les mesures superfi¬cielles, cet état devenant anisotrope en profondeur ;

- 35

La composante du tenseur a correspondant au poids des terrains (= a )

dont la valeur résultant de l'inversion en deux dimensions avait été trouvée ^^anormalement faible (= 0,0235 MPa/m) par rapport à la densité mesurée (2,55g/cm-)est^égale à 0,0252 MPa/m, 0,0243 MPa/m, 0,0244 MPa/m, 0,0253 MPa/m pour les so¬lutions 1, 2, 3 et 4 de l'inversion en 3 dimensions.

Quant aux résultats proprement dits, les 4 solutions présentent descaractéristiques semblables. Ainsi, l'évolution de l'orientation des contraintesprincipales avec la profondeur montre, comme on pouvait s'y attendre une influen¬ce importante de la topographie pour les mesures superficielles (Z < 500 m).

Pour les 4 solutions, on observe une rotation de la contrainte princi¬pale majeure oj de l'ordre de 30° en azimuth entre 350 m et 500 m, alors Qu'el¬le est inférieure à 10° entre 500 m et 850 m. De même l'inclinaison de Oj 'parrapport à la verticale varie de 15° à 30° entre 350 m et 500 m pour ne varier qued'environ 7° en moyenne entre 500 m et 850 m.

Or, la profondeur de 500 m correspond à la différence entre l'altitudedu site du sondage (950 m) et celle de la limagne bordant l'Est du massif (450 m).

Il apparaît clairement que seul les résultats profonds (Z < 500 m)peuvent être considérés comme significatifs de l'état de contrainte régional (ta¬bleau 9).

1

SOLUTION 1

SOLUTION 2

SOLUTION 3

SOLUTION 4

DIRECTION DE oi

N 199»

N 199°

N 190°

N 196°

INCLINAISON DE OiPAR RAPPORT A

LA VERTICALE

25,6°

32,0°

16,5°

18,4°

DIRECTION DE 02

N 44,0°

N 47,0°

N 50,0°

N 51,5°

INCLINAISON DE 02PAR RAPPORT A

L'HORIZONTALE

23,6°

29,0°

12,7°

15,0°

Tableau 9 : Orientations des contraintes principales oi et 02à la profondeur de 850 m (oi > 02)

(les directions sont données dans le sens du plongement)

En ce qui concerne les modules des contraintes principales calculésà partir de chaque solution (tableau 7, figures 8 à 11), deux caractéristiquessont à souligner :

- globalement, les valeurs des modules des 3 contraintes principales sontrelativement proches pour une tranche de profondeur allant de 350 m à

450 m environ. En d'autres termes, les 4 solutions font apparaître unétat de contrainte qui tend vers l'isotropie pour les mesures superfi¬cielles, cet état devenant anisotrope en profondeur ;

- 35

ce caractère isotrope est plus marqué pour les contraintes principalesintermédiaire et minimum (03/C2) ceci sur une tranche de profondeurplus importante que celle définie précédemment (cf. tableau IC).

Z

(m)

350

400

450

500

550

600

650

700

750

800

850

SOLUTION

02

01

0,93

0,91

0,88

0,89

0,87

0,87

0,88

0,89

0,84

0,85

0,86

03

"^1

0,86

0,86

0,84

0,84

0,79

0,79

0,78

0.79

0.72

0,72

0,72

1

Oî

02

0,92

0,95

0,96

0,94

0,92

0,91

0,89

0,88

0,86

0,85

0,84

Tableau 10 : Evolution de l'anisotropie de l'état de contrainteavec la profondeur = exemple de la solution 1.

- 35

ce caractère isotrope est plus marqué pour les contraintes principalesintermédiaire et minimum (03/C2) ceci sur une tranche de profondeurplus importante que celle définie précédemment (cf. tableau IC).

Z

(m)

350

400

450

500

550

600

650

700

750

800

850

SOLUTION

02

01

0,93

0,91

0,88

0,89

0,87

0,87

0,88

0,89

0,84

0,85

0,86

03

"^1

0,86

0,86

0,84

0,84

0,79

0,79

0,78

0.79

0.72

0,72

0,72

1

Oî

02

0,92

0,95

0,96

0,94

0,92

0,91

0,89

0,88

0,86

0,85

0,84

Tableau 10 : Evolution de l'anisotropie de l'état de contrainteavec la profondeur = exemple de la solution 1.

37

8 - CONCLUSION

Les résultats obtenus présentent un certain nombre de particulari¬tés qu'il convient de souligner :

- jusqu'à 500 m de profondeur environ (ce qui correspond à peu de chosesprès au niveau de la limagne qui limite à l'Est le plateau du Cézallier)les contraintes sont perturbées par un effet que l'on est tenté d'attri¬buer à la topographie, sans que cela soit démontré de façon certaine.Ce n'est qu'en dessous de 500 m que les contraintes se stabilisent etqu'on peut sans doute les considérer comme représentatives du champ decontraintes en profondeur dans la zone du Cézallier ;

- l'hypothèse suivant laquelle une des contraintes principales est verti¬cale, admissible dans la quasi-totalité des cas rapportés dans la lit¬térature, s'est révélée, pour le Cézallier, inadmissible. L'inversiontridimensionnelle à laquelle il a fallu recourir a montré que la con¬trainte pricipale la plus proche de la verticale faisait avec celle-ciun angle de 20 à 30° ;

- contrairement à ce qui s'observe habituellement dans les socles anciens,en France et à l'Etranger, la contrainte principale majeure déterminée àChassole n'est pas (sub)horizontale, mais au contraire subverticale. Lescontraintes horizontales sont donc inférieures au poids des terrains,quelle que soit la direction considérée. Cet état de "moindre compres¬sion" est à rapprocher des observations faites par ailleurs par les géo¬logues [13] pour lesquels le Cézallier serait une zone de bombement lo¬calisé de la croûte, caractérisée par des fractures de direction soitNNE-SSW, soit ENE-WSW à ESE-WNW jouant en extension, ces deux directionspouvant alterner dans le temps ;

- la direction de la contrainte principale intermédiaire, qui est la con¬trainte subhorizontale la plus élevée, varie de E-W, vers 350 - 400 m,à NE-SW en dessous de 500 m. On remarque que ces directions sont juste¬ment celles des fractures en extension identifiées par les géologues :

c'est bien sur ces directions que s'exerce la contrainte mineure ;

- l'anisotropie des contraintes est faible, et augmente légèrement avecla profondeur. Le rapport entre contrainte mineure (subhorizontale) etcontrainte majeure (subverticale) varie en effet de 0,85 à 350 m à0,72 en dessous de 750 m.

37

8 - CONCLUSION

Les résultats obtenus présentent un certain nombre de particulari¬tés qu'il convient de souligner :

- jusqu'à 500 m de profondeur environ (ce qui correspond à peu de chosesprès au niveau de la limagne qui limite à l'Est le plateau du Cézallier)les contraintes sont perturbées par un effet que l'on est tenté d'attri¬buer à la topographie, sans que cela soit démontré de façon certaine.Ce n'est qu'en dessous de 500 m que les contraintes se stabilisent etqu'on peut sans doute les considérer comme représentatives du champ decontraintes en profondeur dans la zone du Cézallier ;

- l'hypothèse suivant laquelle une des contraintes principales est verti¬cale, admissible dans la quasi-totalité des cas rapportés dans la lit¬térature, s'est révélée, pour le Cézallier, inadmissible. L'inversiontridimensionnelle à laquelle il a fallu recourir a montré que la con¬trainte pricipale la plus proche de la verticale faisait avec celle-ciun angle de 20 à 30° ;

- contrairement à ce qui s'observe habituellement dans les socles anciens,en France et à l'Etranger, la contrainte principale majeure déterminée àChassole n'est pas (sub)horizontale, mais au contraire subverticale. Lescontraintes horizontales sont donc inférieures au poids des terrains,quelle que soit la direction considérée. Cet état de "moindre compres¬sion" est à rapprocher des observations faites par ailleurs par les géo¬logues [13] pour lesquels le Cézallier serait une zone de bombement lo¬calisé de la croûte, caractérisée par des fractures de direction soitNNE-SSW, soit ENE-WSW à ESE-WNW jouant en extension, ces deux directionspouvant alterner dans le temps ;

- la direction de la contrainte principale intermédiaire, qui est la con¬trainte subhorizontale la plus élevée, varie de E-W, vers 350 - 400 m,à NE-SW en dessous de 500 m. On remarque que ces directions sont juste¬ment celles des fractures en extension identifiées par les géologues :

c'est bien sur ces directions que s'exerce la contrainte mineure ;

- l'anisotropie des contraintes est faible, et augmente légèrement avecla profondeur. Le rapport entre contrainte mineure (subhorizontale) etcontrainte majeure (subverticale) varie en effet de 0,85 à 350 m à0,72 en dessous de 750 m.

- 38 -

REFERENCES

[I] AMADEI (1983) - Rock Anisotropy and the theorj' of stress measurements.Lecture notes in Engineering - Volume 2 - Springer Verlag.

[2] F. H. CORNET (1984) - Mesures de contraintes à AURIAT - Communication"Journée sur le granite" - juin 1984 - Document BRGM n° 84.

[3] F. H. CORNET, B. VALETTE (1984) - In situ stress determination from hy¬draulic injection test data .Journal of Geophysical Research.Volume 88, n° B13 - Décembre 1984.

[4] DUNLAP (1963) - Factors controlling the orientation and direction of hydrau¬lic fractures. Journal of the Institute of Petroleum. Volume 49,n° 4 77 - Septembre 1953.

[5] B. FEUGA, J.L. FEYBESSE et al (1985-1986) - Programme Géologie Profondede la France. Forages de Chassoles (CEZALLIER). Rapport d'exécu¬tion et descriptions préliminaires. Thème 10 - Document BRGM n°105.

[6] HAIMSON (1977) - Stress Measurements using the hydrofracturing technic.Field Measurements in Rock Mechanics. Volume 1 - BALKEMA.

[7] A. TARANTULA, B. VALETTE (1982) - Generalized non linear inverse problemsolved using the least squares Criterion. Review of Geophysics andSpace Physics. Volume 20.

[8] L. BERTRAND (1986) - Mesures de contraintes mécaniques dans un massif rocheuxpar fracturation hydraulique : comparaison des différents appareilsexistants. Rapport BRGM n° 85 SGN 205 GEG.

[9] L. BERTRAND, E. DURAND, M. BOUILLEAU (1983) - Etude de la fracturation na¬turelle et 'détermination de l'état de contrainte en massif rocheux.Mesures des contraintes par fracturation hydraulique. Rapport BRGM

n° 83 SGN 553 GEG.

[10] M. BOUILLEAU (1986) - Mesures de contraintes mécaniques in situ par fractu¬ration hydraulique dans le sondage GPF d' Echassières. Rapport BRGM

n° 85 SGN 357 GEG.

[II] B. FEUGA, D. BURLET (1987) - Mesures de contraintes par fracturation hydraulique. Rapport semestriel d'avancement. Rapport BRGM n° 87 SGN

045 GEG.

[12] P. JULIEN (1987) - De la contribution des mécanismes au foyer dans le cal¬cul du champ de contrainte. Application au cas de la sismicité indui¬te. Thèse de Docteur ingénieur - Institut de Physique du Globe deParis - juin 1987.

[13] J.L. FEYBESSE (1985) - Synthèse géologique du Cézallier. in ProgrammeGéologie Profonde de la France. Deiixième phase d'investigations :

1984-1985. Thème 10 - Géothermalisme actuel. Doc. du BRGM n° 95-10pp. 45-92.

- 38 -

REFERENCES

[I] AMADEI (1983) - Rock Anisotropy and the theorj' of stress measurements.Lecture notes in Engineering - Volume 2 - Springer Verlag.

[2] F. H. CORNET (1984) - Mesures de contraintes à AURIAT - Communication"Journée sur le granite" - juin 1984 - Document BRGM n° 84.

[3] F. H. CORNET, B. VALETTE (1984) - In situ stress determination from hy¬draulic injection test data .Journal of Geophysical Research.Volume 88, n° B13 - Décembre 1984.

[4] DUNLAP (1963) - Factors controlling the orientation and direction of hydrau¬lic fractures. Journal of the Institute of Petroleum. Volume 49,n° 4 77 - Septembre 1953.

[5] B. FEUGA, J.L. FEYBESSE et al (1985-1986) - Programme Géologie Profondede la France. Forages de Chassoles (CEZALLIER). Rapport d'exécu¬tion et descriptions préliminaires. Thème 10 - Document BRGM n°105.

[6] HAIMSON (1977) - Stress Measurements using the hydrofracturing technic.Field Measurements in Rock Mechanics. Volume 1 - BALKEMA.

[7] A. TARANTULA, B. VALETTE (1982) - Generalized non linear inverse problemsolved using the least squares Criterion. Review of Geophysics andSpace Physics. Volume 20.

[8] L. BERTRAND (1986) - Mesures de contraintes mécaniques dans un massif rocheuxpar fracturation hydraulique : comparaison des différents appareilsexistants. Rapport BRGM n° 85 SGN 205 GEG.

[9] L. BERTRAND, E. DURAND, M. BOUILLEAU (1983) - Etude de la fracturation na¬turelle et 'détermination de l'état de contrainte en massif rocheux.Mesures des contraintes par fracturation hydraulique. Rapport BRGM

n° 83 SGN 553 GEG.

[10] M. BOUILLEAU (1986) - Mesures de contraintes mécaniques in situ par fractu¬ration hydraulique dans le sondage GPF d' Echassières. Rapport BRGM

n° 85 SGN 357 GEG.

[II] B. FEUGA, D. BURLET (1987) - Mesures de contraintes par fracturation hydraulique. Rapport semestriel d'avancement. Rapport BRGM n° 87 SGN

045 GEG.

[12] P. JULIEN (1987) - De la contribution des mécanismes au foyer dans le cal¬cul du champ de contrainte. Application au cas de la sismicité indui¬te. Thèse de Docteur ingénieur - Institut de Physique du Globe deParis - juin 1987.

[13] J.L. FEYBESSE (1985) - Synthèse géologique du Cézallier. in ProgrammeGéologie Profonde de la France. Deiixième phase d'investigations :

1984-1985. Thème 10 - Géothermalisme actuel. Doc. du BRGM n° 95-10pp. 45-92.

ANNEXE 1

PRINCIPE DE LA METHODE D' INVERSION PROPOSEE PAR

CORNET ET VALETTE [3]

ANNEXE 1

PRINCIPE DE LA METHODE D' INVERSION PROPOSEE PAR

CORNET ET VALETTE [3]

J. 7

Le système (3) peut être résolu par une méthode classique de moin¬dres carrés si h n'est pas nul comme dans la majorité des cas. Il suffit d'ef¬fectuer un changement de variables {X = Si + S2 , J = aj -1- 02 , Z = (Si - S2 )cos 2A, T = (Si - S2) sin 2X, U = (ai - 02 ) cos 2 (X -h n) , F = fai - aj)sin 2 (X -t- n)) le système étant ainsi linéarisé.

Si n est nul, les variables X, Y, Z, T, U, V ne sont plus indépen¬dantes entre elles et le problème n'est plus linéaire.

Le choix d'une autre méthode d'inversion s'impose (T.ARANTOLA et VA¬LETTE [7]).

Supposons Que les mesures iZi, Azi, Fei, oni) suivent une loi deGauss. Chacune peut être décrite par son espérance mathématique, sa varianceet sa covariance vis à vis des autres variables. De même peut on supposer con¬naître, un a priori des inconnues sous la forme d'une espérance mathématique,d'une variance et d'une covariance. Il suffit pour cela de choisir des bornesd'erreurs suffisamment larges. Dans tout l'espace ainsi défini, il existe unensemble E de Dcints x oui satisfait la condition :

:ion (3),f(x) - 0 (14) où f est la fonction vectorielle définie par l'équa-

Le problème est donc de trouver le point x tel que :

f(x) =0 (15)m _

(z - X J Co "^ (x^ - x ) minimum sur E ( 15 )o 0

où X est le point dont les composantes sont l'ensemble des paramètres mesu¬rés et les inconnues et C la matrice de covariance.

0

Ce qui revient à trouver le point r de E qui est le plus proche deX au sens des moindres carrés. TARANTOLA et VALETTE [7] ont montré que la ré¬solution de ce problème était équivalente à la résolution de l'équation :

X = xo + Co F^(FCof)~^ [F(x-xo) - f(x)} (17)

où F est la matrice des dérivées partielles de f(x) au point x.

''^ - fió 4 - fL'équation (17) est alors résolue par un algorithme construit sur la

méthode du point fixe :

^fe+ = ^0 -h Co f^ (F^ Co F^n iF.¡^(x^ - xo) - f(x^)] (15)

où F- est la dérivée calculée pour x-,.

Il faut alors initialiser cet algorithme à une valeur arbitraire quiest choisie comme étant xo. Le calcul itératif s'arrête quand f(x) est suffi¬samment Droche de zéro.

J. 7

Le système (3) peut être résolu par une méthode classique de moin¬dres carrés si h n'est pas nul comme dans la majorité des cas. Il suffit d'ef¬fectuer un changement de variables {X = Si + S2 , J = aj -1- 02 , Z = (Si - S2 )cos 2A, T = (Si - S2) sin 2X, U = (ai - 02 ) cos 2 (X -h n) , F = fai - aj)sin 2 (X -t- n)) le système étant ainsi linéarisé.

Si n est nul, les variables X, Y, Z, T, U, V ne sont plus indépen¬dantes entre elles et le problème n'est plus linéaire.

Le choix d'une autre méthode d'inversion s'impose (T.ARANTOLA et VA¬LETTE [7]).

Supposons Que les mesures iZi, Azi, Fei, oni) suivent une loi deGauss. Chacune peut être décrite par son espérance mathématique, sa varianceet sa covariance vis à vis des autres variables. De même peut on supposer con¬naître, un a priori des inconnues sous la forme d'une espérance mathématique,d'une variance et d'une covariance. Il suffit pour cela de choisir des bornesd'erreurs suffisamment larges. Dans tout l'espace ainsi défini, il existe unensemble E de Dcints x oui satisfait la condition :

:ion (3),f(x) - 0 (14) où f est la fonction vectorielle définie par l'équa-

Le problème est donc de trouver le point x tel que :

f(x) =0 (15)m _

(z - X J Co "^ (x^ - x ) minimum sur E ( 15 )o 0

où X est le point dont les composantes sont l'ensemble des paramètres mesu¬rés et les inconnues et C la matrice de covariance.

0

Ce qui revient à trouver le point r de E qui est le plus proche deX au sens des moindres carrés. TARANTOLA et VALETTE [7] ont montré que la ré¬solution de ce problème était équivalente à la résolution de l'équation :

X = xo + Co F^(FCof)~^ [F(x-xo) - f(x)} (17)

où F est la matrice des dérivées partielles de f(x) au point x.

''^ - fió 4 - fL'équation (17) est alors résolue par un algorithme construit sur la

méthode du point fixe :

^fe+ = ^0 -h Co f^ (F^ Co F^n iF.¡^(x^ - xo) - f(x^)] (15)

où F- est la dérivée calculée pour x-,.

Il faut alors initialiser cet algorithme à une valeur arbitraire quiest choisie comme étant xo. Le calcul itératif s'arrête quand f(x) est suffi¬samment Droche de zéro.

ANNEXE 2

EMPREINTES DES ZONES TESTEES

Les grilles représentées figurent la développée du packerà empreinte à l'échelle 1/3. La distance entre deux lignes génératrices

correspond à un angle de 20°, la limite (GR) étant la génératricerepère portée par le pacbe-r.

L'orientation de cette génératrice est donnée par1 'azimuth de sa projection sur un plan horizontal =a

ANNEXE 2

EMPREINTES DES ZONES TESTEES

Les grilles représentées figurent la développée du packerà empreinte à l'échelle 1/3. La distance entre deux lignes génératrices

correspond à un angle de 20°, la limite (GR) étant la génératricerepère portée par le pacbe-r.

L'orientation de cette génératrice est donnée par1 'azimuth de sa projection sur un plan horizontal =a

2.1

Essai 1 : 344,5 m Essai 10 : 366 m

on CR

I I /! I

I I

^n ^~T OR

R GR^

a = N243" a = N212'

2.1

Essai 1 : 344,5 m Essai 10 : 366 m

on CR

I I /! I

I I

^n ^~T OR

R GR^

a = N243" a = N212'

2.2,

Essai 3 : 368 m Essai 4 : 372,5 m

OR

i ! !

\ I

T'ôW,

G

a = N259' a = N253°

2.2,

Essai 3 : 368 m Essai 4 : 372,5 m

OR

i ! !

\ I

T'ôW,

G

a = N259' a = N253°

- 2.3.

Essai 5 : 383 m Essai 6 : 388,5 m

O^R

a = N45' a = N197'

- 2.3.

Essai 5 : 383 m Essai 6 : 388,5 m

O^R

a = N45' a = N197'

2.4.

Essai 12 : 392,5 m Essai 11 : 397,5 m

r^k OR

GI? Gia G^R

a = N47,5' a = N173'

2.4.

Essai 12 : 392,5 m Essai 11 : 397,5 m

r^k OR

GI? Gia G^R

a = N47,5' a = N173'

2.5.

Essai 2 : 409 m Essai 7 : 439,5 m

OR OR

G R

a = N1S7' a = N179'

2.5.

Essai 2 : 409 m Essai 7 : 439,5 m

OR OR

G R

a = N1S7' a = N179'

Essai 9 : 462,5 m

- 2. ó. -

o^

1 ; '

I ¡

i I

Gia;

I

I

I !

I 1

: I

1

\

o^

a = N48'

Essai 9 : 462,5 m

- 2. ó. -

o^

1 ; '

I ¡

i I

Gia;

I

I

I !

I 1

: I

1

\

o^

a = N48'

- 2.7.

Essai 18 : 734,5 m Essai 17 : 784,5 m

I i

./

' i I

G R { GR

a = N81,5' a = N319'

- 2.7.

Essai 18 : 734,5 m Essai 17 : 784,5 m

I i

./

' i I

G R { GR

a = N81,5' a = N319'

- 2. s. -

Essai 16 : 793 m Essai 23 : 798 m

R O

GA

a = N19,5' a = N183'

- 2. s. -

Essai 16 : 793 m Essai 23 : 798 m

R O

GA

a = N19,5' a = N183'

2.9.

Essai 15 : 807 m Essai 19 : 810,5 m

G R G R

a = N48,5' a = N349'

2.9.

Essai 15 : 807 m Essai 19 : 810,5 m

G R G R

a = N48,5' a = N349'

2.10. -

Essai 20 : 812 m Essai 14 : 814 m

0 R

\

\\V

OR

f1

i

__ Q.K

a = N29r a = N304'

2.10. -

Essai 20 : 812 m Essai 14 : 814 m

0 R

\

\\V

OR

f1

i

__ Q.K

a = N29r a = N304'

2.11.

Essai 21 : 822 m Essai 22 : 853 m

O R OR OR

G R

OR

\

G

a = N274' a = N162'

2.11.

Essai 21 : 822 m Essai 22 : 853 m

O R OR OR

G R

OR

\

G

a = N274' a = N162'

ANNEXE 3

TRACE DES ENREGISTREMENTS NUMERIQUES

DES COURBES PRESSION ET DEBIT EN FONCTION DU TEMPS.

ANNEXE 3

TRACE DES ENREGISTREMENTS NUMERIQUES

DES COURBES PRESSION ET DEBIT EN FONCTION DU TEMPS.

17.5 -iO

7.5 15 22.5 37.5

amCD

m

rt1ID0)

3C

067. 5 75 82. 5

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 340. 40 - 345. 10m

I

Oo

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 1

17.5 -iO

7.5 15 22.5 37.5

amCD

m

rt1ID0)

3C

067. 5 75 82. 5

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 340. 40 - 345. 10m

I

Oo

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 1

37.5 45 52.5 60 67.5 75 82.

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 365.68 - 366.41 m

Oo

ESSAI DE FRACTURATIOrJ HYDRAULIQUE No 10

37.5 45 52.5 60 67.5 75 82.

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 365.68 - 366.41 m

Oo

ESSAI DE FRACTURATIOrJ HYDRAULIQUE No 10

17.5Q.2:

ZLu

1ZO

15.0

U)U)Ul0:12.5CL

10.0

7.5

5.0

2.5

0.0

^ 1

A

\' y

^^M

1

r\\

n

i/WPMÎ

^w.^ f^

\Y

''«-1

V\

0

0 7.5 15 22.5 30 37.5 45 52.5 60

8 °03

10mz

67. 5 75 82. 5

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 367.89 - 368.62 m

r+TID

12 î^3:»--

Cft

14 ^

00

00

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 3

17.5Q.2:

ZLu

1ZO

15.0

U)U)Ul0:12.5CL

10.0

7.5

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2.5

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1

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V\

0

0 7.5 15 22.5 30 37.5 45 52.5 60

8 °03

10mz

67. 5 75 82. 5

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 367.89 - 368.62 m

r+TID

12 î^3:»--

Cft

14 ^

00

00

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 3

oOL

ZU)

17.5

^15.0on

U)wliJ0:12.5CL

10.0

7.5

5.0

2.5

0.0

FVjwijwl

r1

fï

il^^P

P

«T

J1

^Ww^

nff^

^

nI

1

1

0

0

° mCD

10

7.5 15 22.5 30 37.5 45 52.5 60

12

14

m

1ID

3cr+ID

67. 5 75 82. 5

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage 52 - Profondeur 372. 11 - 372.84 m

Oo

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 4

oOL

ZU)

17.5

^15.0on

U)wliJ0:12.5CL

10.0

7.5

5.0

2.5

0.0

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J1

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1

1

0

0

° mCD

10

7.5 15 22.5 30 37.5 45 52.5 60

12

14

m

1ID

3cr+ID

67. 5 75 82. 5

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage 52 - Profondeur 372. 11 - 372.84 m

Oo

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 4

67. 5 75 82. 5

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 382.46 - 383. 19 m

Oo

<J1

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 5

67. 5 75 82. 5

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 382.46 - 383. 19 m

Oo

<J1

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 5

15 22.5 30 37.5

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 -

TEMPS EN MINUTES

Profondeur 388. 02 - 388. 75 m

o.

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 6

15 22.5 30 37.5

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 -

TEMPS EN MINUTES

Profondeur 388. 02 - 388. 75 m

o.

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 6

67. 5 75

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 392.33 - 393.05 m

3Cft

14 «82.5

Oo

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 12

67. 5 75

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 392.33 - 393.05 m

3Cft

14 «82.5

Oo

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 12

- 2

O 7.5 15 22.5 30 37.5

6

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2

52.5 60 67.5 75

TEMPS EN MINUTES

Profondeur 397. 42 - 398. 15 m

8 °CD

m- 10 ^

rM-

r+1ID

12 ?î^

ac(+

14 «'82.5

Oj

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 11

- 2

O 7.5 15 22.5 30 37.5

6

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2

52.5 60 67.5 75

TEMPS EN MINUTES

Profondeur 397. 42 - 398. 15 m

8 °CD

m- 10 ^

rM-

r+1ID

12 ?î^

ac(+

14 «'82.5

Oj

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 11

7.5 15 22.5 30 37.5 45

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2

52.5 60 67.5 75

TEMPS EN MINUTES

Profondeur 408. 94 - 409. 66 m

Oo

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 2

7.5 15 22.5 30 37.5 45

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2

52.5 60 67.5 75

TEMPS EN MINUTES

Profondeur 408. 94 - 409. 66 m

Oo

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 2

15 22.5 30 37.5

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2

TEMPS EN MINUTES

Profondeur 439.18 - 439.91 m ers

I

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 7

15 22.5 30 37.5

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2

TEMPS EN MINUTES

Profondeur 439.18 - 439.91 m ers

I

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 7

7.5 22.5 30 37.5 45 52.5 67. 5 75

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 462. 40 - 463. 13 m

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 9

7.5 22.5 30 37.5 45 52.5 67. 5 75

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 462. 40 - 463. 13 m

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 9

-2

--^4

'8,

'

-10,

.

;

-i 12'

(

amDOH

H

mz

f""»-

ft1(09)

3»-».

DCf>

BRGM/GEG - GPF Chassoles

67.5 75 82.5

TEMPS EN MINUTES

Sondage S2 - Profondeur 733. 93 - 734. 65 m

J.4 10

tV5

I

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 18

-2

--^4

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.

;

-i 12'

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amDOH

H

mz

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BRGM/GEG - GPF Chassoles

67.5 75 82.5

TEMPS EN MINUTES

Sondage S2 - Profondeur 733. 93 - 734. 65 m

J.4 10

tV5

I

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 18

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2

TEMPS EN MINUTES

Profondeur 783. 97 - 784. 69 m

Oo

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 17

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2

TEMPS EN MINUTES

Profondeur 783. 97 - 784. 69 m

Oo

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 17

67. 5 75

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 792.50 - 793.22 m

Oo

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 16

67. 5 75

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 792.50 - 793.22 m

Oo

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 16

J7.5O.3:

IP^/\/^

^5.0o

wU)UJ012.5Q-

10.0

7.5

5.0

2.5

0.0

|Wv

*-.=*(llí*f|Hyy^_^ L

10 15 20 45 50 55

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 798.21 - 798.93 m

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 23

Oo

J7.5O.3:

IP^/\/^

^5.0o

wU)UJ012.5Q-

10.0

7.5

5.0

2.5

0.0

|Wv

*-.=*(llí*f|Hyy^_^ L

10 15 20 45 50 55

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 798.21 - 798.93 m

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 23

Oo

O.QL-67. 5 75

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 806.53 - 807.25 m

Oj

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 15

O.QL-67. 5 75

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 806.53 - 807.25 m

Oj

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 15

tí^-^irTSüí

112.5 137.5

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2TEMPS EN MINUTES

Profondeur 809.91 - 810.64 m

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 19

tí^-^irTSüí

112.5 137.5

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2TEMPS EN MINUTES

Profondeur 809.91 - 810.64 m

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 19

90 100 110

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 811.49 - 812.21 m

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 20

90 100 110

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 811.49 - 812.21 m

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 20

^8.0Q.

M.O

WU)UJ020. 0Q.

16.0

12.0

8.0

4.0

0.0

jpntwF 1^(14 rwW

/

/

ÉlMMMT^pm^TJ

0

10 15 20 25 30 35 40

6

° mCD

m10

r+")fl)

12 «^s:

3cetA)

45 50 55

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 813.96 - 814.68 m

14

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 14

^8.0Q.

M.O

WU)UJ020. 0Q.

16.0

12.0

8.0

4.0

0.0

jpntwF 1^(14 rwW

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ÉlMMMT^pm^TJ

0

10 15 20 25 30 35 40

6

° mCD

m10

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12 «^s:

3cetA)

45 50 55

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 813.96 - 814.68 m

14

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 14

45 50 55

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 821.50 - 822.23 m

8 Own

H

m10 z

rM.

rt1A)

12 «2M-

JCft

14 «1

Oj

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 21

45 50 55

TEMPS EN MINUTES

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 - Profondeur 821.50 - 822.23 m

8 Own

H

m10 z

rM.

rt1A)

12 «2M-

JCft

14 «1

Oj

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 21

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 -TEMPS EN MINUTES

Profondeur 852. 84 - 853. 57 m

oo

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 22

BRGM/GEG - GPF Chassoles - Sondage S2 -TEMPS EN MINUTES

Profondeur 852. 84 - 853. 57 m

oo

ESSAI DE FRACTURATION HYDRAULIQUE No 22

87 SGN 363 GEG87 SGN 363 GEG