一种深部含软弱结构面地层的井壁稳定测井解释方法

1.本发明涉及一种深部含软弱结构面地层的井壁稳定测井解释方法，属于石油勘探开发技术领域。


背景技术：

2.近年来，随着常规油气资源的不断枯竭，深层、超深层、特深层油气资源逐渐成为石油天然气勘探开发的重要对象。深层、超深层、特深层油气钻井时常遇到富含裂缝、层理等软弱结构面的复杂地层，这类深部含软弱结构面地层在钻井过程中容易发生井壁失稳复杂和事故，是石油和天然气钻井过程中遇到的非常复杂的问题之一。
3.为了解决深层、超深层、特深层井壁失稳问题，国内外学者从井壁坍塌压力预测、防塌钻井液、防塌工艺技术等多个方面开展了大量深入研究，取得了巨大的进步，井壁垮塌问题明显减少。事实上，从力学角度来看，井壁失稳是由于钻开地层形成井眼后，打破了原来的应力平衡关系，导致井眼周围地层中应力发生重新分布；当重新分布的应力超过地层抗压剪强度时，就会发生井壁垮塌事故；当重新分布的应力超过地层抗张强度时，就会发生井壁破裂、井漏等复杂和事故。
4.因此，解决这类地层井壁失稳问题的一个重要方面是准确预测井壁坍塌压力和破裂压力，并采用合理的钻井液体系和密度，预防井壁失稳复杂和事故的发生。而为了准确预测井壁坍塌压力和破裂压力，通常通过邻井测井资料进行解释，建立深部含软弱结构面地层的井壁稳定测井解释剖面，进而优化防塌钻井液密度和钻井工艺，防止井壁失稳复杂和事故的发生。但是，深部含软弱结构面地层中富含裂缝、层理等软弱结构面，采用常规的测井解释方法存在一定偏差，甚至严重错误，因为常用的井壁稳定测井解释方法忽略了深部地层软弱结构面的影响。
5.为此，发明了一种深部含软弱结构面地层的井壁稳定测井解释方法，来克服常用井壁稳定测井解释方法存在的不足，可以更加准确地预测深部含软弱结构面地层的井壁稳定性，进而有效指导深部复杂地层安全高效钻井。


技术实现要素：

6.本发明主要是克服现有技术中的不足之处，本发明旨在提供一种深部含软弱结构面地层的井壁稳定测井解释方法。
7.本发明解决上述技术问题所提供的技术方案是：一种深部含软弱结构面地层的井壁稳定测井解释方法，包括以下步骤：
8.s1、收集目标井的测井资料和实际钻完井资料；
9.s2、根据测井资料建立目标井的岩石力学参数剖面；
10.s3、根据测井资料建立目标井的地层上覆岩层压力剖面和孔隙压力剖面；
11.s4、根据测井资料建立目标井的最大地层水平地应力剖面和最小地层水平地应力剖面；
12.s5、建立深部含软弱结构面地层的井壁稳定理论模型；
13.s6、根据测井资料和实际钻完井资料，确定最大水平地应力方位ha、软弱结构面倾角dip、软弱结构面走向tr；
14.s7、根据深部含软弱结构面地层的井壁稳定理论模型计算得到地层坍塌压力pc和破裂压力pf并绘制深部含软弱结构面地层井壁稳定测井解释的三压力剖面。
15.进一步的技术方案是，所述测井资料包括自然伽马gr曲线、中子密度或岩性密度cnl测井曲线、纵波时差ac测井曲线、井径测井cal曲线；
16.所述实际钻完井资料包括实际钻头尺寸、实际钻井液密度、气侵记录、井漏记录、地层测试数据、地破试验资料、水力压裂资料、地应力测试结果。
17.进一步的技术方案是，所述步骤s2的具体过程为：
18.s21、根据测井资料确定井下岩心的纵波波速v
p
、横波波速vs、静态弹性模量es、静态泊松比μs、单轴强度σc、本体内聚力c0、本体内摩擦角弱面内聚力cw、弱面内摩擦角
19.s22、利用井下岩心的纵波波速v
p
、横波波速vs，计算动态弹性模量和动态泊松比，并建立动静态弹性模量关系和动静态泊松比关系；
20.s23、根据声波ac测井曲线绘制动态弹性模量剖面和动态泊松比剖面，并利用动静态弹性模量关系和动静态泊松比关系绘制静态弹性模量剖面和静态泊松比剖面；
21.s24、利用自然伽马gr测井曲线，计算地层岩石中泥质含量v
cl
；
22.s25、利用声波ac测井曲线和地层岩石中泥质含量，计算岩石本体内聚力c0、本体内摩擦角单轴强度σc、抗张强度s
t
；并绘制岩石力学参数剖面。
23.进一步的技术方案是，所述步骤s3的具体过程为：
24.s31、利用中子密度或岩性密度cnl测井曲线，计算上覆岩层压力σv，并绘制上覆岩层压力剖面；
25.s32、根据泥质含量v
cl
确定出厚度大于1m且无明显扩径的纯泥页岩层段声波时差
△
tc；
26.s33、建立目标井区泥页岩地层正常压实趋势线，得到正常压实趋势线方程；
27.s34、利用eaton法和正常压实趋势线方程计算地层孔隙压力p
p
，并绘制地层孔隙压力剖面。
28.进一步的技术方案是，所述步骤s4的具体过程为：
29.s41、根据地破试验资料、水力压裂资料或地应力测试结果，确定实测数据所在深度的最大水平地应力σ
h0
、实测数据所在深度的最小水平地应力σ
h0
、实测数据所在深度的毕奥特系数α0、实测数据所在深度的孔隙压力p
p0
、实测数据所在深度的静态弹性模量e
s0
和实测数据所在深度的静态泊松比μ
s0
；
30.s42、计算最大水平应力方向的应力构造系数ξ1、最小水平应力方向的应力构造系数ξ2；
31.s43、根据最大水平应力方向的应力构造系数ξ1、最小水平应力方向的应力构造系数ξ2和黄氏模型计算目标井的最大水平地应力σh、最小水平地应力σh，并绘制目标井的最大地层水平地应力剖面和最小地层水平地应力剖面。
32.进一步的技术方案是，所述深部含软弱结构面地层的井壁稳定理论模型包括地层软弱结构面破坏条件下坍塌压力计算模型、地层本体破坏条件下坍塌压力计算模型、地层
破裂压力计算模型。
33.进一步的技术方案是，所述地层软弱结构面破坏条件下坍塌压力计算模型为：
34.p
cw
＝max{p
cw1
,p
cw2
,p
cw3
}
[0035][0036][0037][0038]
式中：p
cw1
为σ
θ
》σz》σr时地层软弱结构面破坏临界状态的井筒压力；σh、σh、σv分别为最大水平地应力、最小水平地应力和上覆岩层压力；cw为软弱结构面内聚力；为软弱结构面内摩擦角；μs为静态泊松比；θ为井壁任意位置对应的圆周角；β为软弱结构面法线与最大主应力的夹角；m为中间参数；p
cw2
为σz》σ
θ
》σr时地层软弱结构面破坏临界状态的井筒压力；m1为第一中间参数；p
cw3
为σz》σr》σ
θ
时地层软弱结构面破坏临界状态的井筒压力；m2为第二中间参数；p
cw
为地层软弱结构面破坏条件下的坍塌压力。
[0039]
进一步的技术方案是，所述地层本体破坏条件下坍塌压力计算模型为：
[0040]
p
c0
＝max{p
c01
,p
c02
,p
c03
}
[0041][0042][0043][0044]
式中：p
c01
为σ
θ
》σz》σr时地层本体破坏临界状态的井筒压力；p
c0
为地层本体破坏条件下的坍塌压力；p
c02
为σz》σ
θ
》σr时地层本体破坏临界状态的井筒压力；p
c03
为σz》σr》σ
θ
时地层本体破坏临界状态的井筒压力；c0为本体内聚力；为本体内摩擦角；σh、σv分别为最小水平地应力和上覆岩层压力；p
p
为孔隙压力。
[0045]
进一步的技术方案是，所述地层破裂压力计算模型为：
[0046]
pf＝min{(1-2cos2θ)σh (1 2cos2θ)σh s
t
}
[0047]
式中：pf为深部含软弱结构面地层破裂压力；σh、σh分别为最大水平地应力、最小水平地应力；θ为井壁任意位置对应的圆周角；s
t
为抗张强度。
[0048]
进一步的技术方案是，所述步骤s7的具体建立过程为：
[0049]
s71、根据地层软弱结构面破坏条件下坍塌压力计算模型计算得到地层软弱结构面破坏条件下的坍塌压力p
cw
；
[0050]
s72、根据地层本体破坏条件下坍塌压力计算模型计算得到地层本体破坏条件下的坍塌压力p
c0
；
[0051]
s73、根据地层软弱结构面破坏条件下的坍塌压力p
cw
和地层本体破坏条件下的坍
塌压力p
c0
，取二者中最大值作为深部含软弱结构面地层坍塌压力pc；
[0052]
s74、根据地层破裂压力计算模型计算得到破裂压力pf；
[0053]
s75、最后根据孔隙压力p
p
、地层坍塌压力pc和破裂压力pf绘制深部含软弱结构面地层井壁稳定测井解释的三压力剖面。
[0054]
本发明具有以下有益效果：本发明克服了常用井壁稳定测井解释方法存在的不足，可以更加准确地预测深部含软弱结构面地层的井壁稳定性，进而有效指导深部复杂地层安全高效钻井。
附图说明
[0055]
图1为本发明流程图。
具体实施方式
[0056]
下面结合实施例和附图对本发明做更进一步的说明。
[0057]
如图1所示，本发明的一种深部含软弱结构面地层的井壁稳定测井解释方法，包括以下步骤：
[0058]
s1、收集目标井的测井资料和实际钻完井资料；
[0059]
所述测井资料包括自然伽马gr曲线、自然电位sp曲线(可缺省)、电阻率rt曲线(可缺省)、中子密度或岩性密度cnl测井曲线、纵波时差ac测井曲线、横波时差ts测井曲线(可缺省)、井径测井cal曲线；
[0060]
所述实际钻完井资料包括实际钻头尺寸、实际钻井液密度、气侵记录、井漏记录、地层测试数据、地破试验资料、水力压裂资料、地应力测试结果等；
[0061]
s2、根据测井资料建立目标井岩石力学参数剖面；
[0062]
s21、根据收集的岩石力学测试结果，或者开展声波波速、单轴压缩和三轴压缩实验，确定井下岩心的纵波波速v
p
、横波波速vs、静态弹性模量es、静态泊松比μs、单轴强度σc、本体内聚力c0、本体内摩擦角弱面内聚力cw、弱面内摩擦角等基本参数；
[0063]
s22、利用井下岩心的纵波波速v
p
、横波波速vs，计算动态弹性模量和动态泊松比，并建立动静态弹性模量关系和动静态泊松比关系：
[0064]
其中动态弹性模量计算公式为：
[0065]
ed＝ρv
s2
(3v
p2-4v
s2
)/(v
p2-2v
s2
)
‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑
(2)
[0066]
动态泊松比计算公式为：
[0067]
μd＝(v
p2-2v
s2
)/2(v
p2-2v
s2
)
‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑
(3)
[0068]
式中：ρ为岩石密度；v
p
为纵波波速；vs为横波波速；
[0069]
动静态弹性模量关系和动静态泊松比关系式为：
[0070][0071]
式中：es为静态弹性模量；ed为动态弹性模量；a1、b1为拟合系数；μs为静态泊松比；μd为动态泊松比；a2、b2为拟合系数；
[0072]
s23、利用声波ac测井曲线，计算动态弹性模量ed和动态泊松比μd剖面，计算公式分别为式(1)和(2)，并利用式(3)计算得到静态弹性模量es和静态泊松比μs，并绘制静态弹性
模量剖面和静态泊松比剖面；
[0073]
s24、利用自然伽马gr测井曲线，计算地层岩石中泥质含量；
[0074]
其中泥质含量采用下式计算：
[0075][0076]
式中：v
cl
为泥质含量；gr为地层实测自然伽马值；gr
max
、gr
min
分别为砂岩和泥岩地层的自然伽马值；gcur是与地层有关的经验尝试，新地层gcur＝3.7、老地层gcur＝2.0；v
sh
为中间参数；
[0077]
s25、利用声波ac测井曲线，计算岩石本体内聚力c0、本体内摩擦角单轴强度σc、抗张强度s
t
，并绘制岩石力学参数剖面；
[0078]
其中本体内聚力c0、本体内摩擦角单轴强度σc和抗张强度s
t
采用经验关系式计算：
[0079][0080][0081]
σc＝0.0045
·
ed(1-v
cl
) 0.008ed·vcl
‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑
(7)
[0082]st
＝σc/k
tc
‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑
(8)
[0083]
式中：c0为本体内聚力；为本体内摩擦角；σc为岩石单轴强度；s
t
为抗张强度；a3、b3、a、b为岩石材料常数；k
tc
为岩石的拉压强度比，一般取值k
tc
＝8-15；
[0084]
s3、根据测井资料建立目标井地层上覆岩层压力和孔隙压力剖面；
[0085]
s31、利用中子密度或岩性密度cnl测井曲线，计算上覆岩层压力σv，并绘制上覆岩层压力剖面；
[0086][0087]
式中：σv为上覆岩层压力；ρ为地层岩石密度；g为重力加速度；ρ0为未测量密度测井井段地层的岩石密度，新地层取值2.31、老地层取值3.7；h0为未测量密度测井井段底部垂深；ρi为测段i处地层岩石密度；δhi为测段i厚度；
[0088]
s32、通过泥质含量v
cl
挑选出厚度大于1m且无明显扩径的纯泥页岩(v
cl
≥95％)层段声波时差
△
tc，
△
tc＝1/v
p
；
[0089]
s33、建立目标井区泥页岩地层正常压实趋势线，得到正常压实趋势线方程：
[0090]
ln(δtc)＝a
4-b4·h‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑
(10)
[0091]
式中：
△
tc＝为纵波时差，
△
tc＝1/v
p
；h为深度；a4、b4为拟合常数；
[0092]
s34、利用eaton法计算地层孔隙压力p
p
，并绘制地层孔隙压力剖面；
[0093]
[0094]
式中：
△
tn为与观察点同一深度的正常压实趋势线上的声波时差值；
△
t为观察点实测声波时差值；p
p
为地层孔隙压力；pn为与观察点同一深度的地层水静液柱压力；c为地层压实指数，一般取c＝0.914；
[0095]
s4、根据测井资料建立目标井的最大地层水平地应力剖面和最小地层水平地应力剖面；
[0096]
s41、根据收集的地破试验资料、水力压裂资料或地应力测试结果，确定实测数据所在深度的最大水平地应力σ
h0
、实测数据所在深度的最小水平地应力σ
h0
、实测数据所在深度的毕奥特系数α0、实测数据所在深度的孔隙压力p
p0
、实测数据所在深度的静态弹性模量e
s0
和实测数据所在深度的静态泊松比μ
s0
；
[0097]
s42、根据下式计算最大水平应力方向的应力构造系数ξ1、最小水平应力方向的应力构造系数ξ2：
[0098][0099]
式中：σ
h0
为实测数据所在深度的最大水平地应力；σ
h0
为实测数据所在深度的最小水平地应力；α0为实测数据所在深度的毕奥特系数；p
p0
为实测数据所在深度的孔隙压力；e
s0
为实测数据所在深度的静态弹性模量；μ
s0
为实测数据所在深度的静态泊松比；ξ1为最大水平应力方向的应力构造系数；ξ2为最小水平应力方向的应力构造系数；
[0100]
s43、利用黄氏模型计算目标井的最大水平地应力σh和最小水平地应力σh；并绘制目标井的最大地层水平地应力剖面和最小地层水平地应力剖面；
[0101][0102]
式中：σh为最大水平地应力；σh为最小水平地应力；
[0103]
s5、建立深部含软弱结构面地层的井壁稳定理论模型；
[0104]
s51、利用kirsch方程计算直井井壁应力分布：
[0105][0106]
式中：σr、σ
θ
、σz分别为井壁径向、周向和轴向应力分量；pi为井筒压力；p
p
为地层孔隙压力；σh、σh、σv分别为最大、最小水平地应力和上覆岩层压力；θ为井壁任意位置对应的圆周角；μs为静态泊松比；
[0107]
不难看出，当井周角θ取
±
π/2时环向应力达到最大，而当井周角θ取
±
π时环向应力达到最小，二者的差值为4(σ
h-σh)，说明远场应力差在井壁处被放大了4倍；
[0108]
s52、建立地层软弱结构面破坏条件下坍塌压力计算模型：
[0109]
式(14)所示井壁应力状态，在不同地应力状态或液柱压力下，井壁主应力的相对大小只可以出现如下3种情况：
[0110][0111]
将三种情况下的应力状态带入到单弱面强度准则，即可得到软弱结构面破坏条件下坍塌压力计算模型，所述单弱面强度准则可表示为：
[0112][0113]
式中：σ1、σ3分别为最大、最小主应力；cw为软弱结构面内聚力；为软弱结构面内摩擦角；β为软弱结构面法线与最大主应力σ1的夹角；
[0114]
当井壁主应力为σ
θ
》σz》σr时：
[0115][0116]
其中，
[0117][0118][0119]
式中：p
cw1
为σ
θ
》σz》σr时地层软弱结构面破坏临界状态的井筒压力；dip为软弱结构面倾角；tr为软弱结构面走向；ha为最大地应力方位角；β为软弱结构面法线与最大主应力的夹角；m为中间参数；
[0120]
当井壁主应力为σz》σ
θ
》σr时：
[0121][0122]
其中，
[0123][0124]
式中：p
cw2
为σz》σ
θ
》σr时地层软弱结构面破坏临界状态的井筒压力；m1为中间参数；
[0125]
当井壁主应力为σz》σr》σ
θ
时：
[0126][0127]
其中，
[0128]
m2＝(1-2cos2θ)σh (1 2cos2θ)σh‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑
(23)
[0129]
式中：p
cw3
为σz》σr》σ
θ
时地层软弱结构面破坏临界状态的井筒压力；m2为中间参数；
[0130]
同时计算井壁主应力为σz》σ
θ
》σr、σz》σ
θ
》σr、σz》σr》σ
θ
三种情况下地层软弱结构面破
坏临界状态的井筒压力p
cw1
、p
cw2
、p
cw3
，取三者中最大值为地层软弱结构面破坏条件下的坍塌压力p
cw
：
[0131]
p
cw
＝max{p
cw1
,p
cw2
,p
cw3
}
‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑
(24)
[0132]
式中：p
cw
为地层软弱结构面破坏条件下的坍塌压力；
[0133]
s53、建立地层本体破坏条件下坍塌压力计算模型：
[0134]
大量成像测井资料和电测井径资料表明，井眼扩径率小于15％左右时，并不会导致井眼坍塌失稳事故的发生，而允许一定扩径率后往往可以拓宽安全密度窗口，有利于窄安全密度窗口的钻井设计和施工。为此，定义了允许垮塌角度，只要允许垮塌角度在可控范围内，便不会发生井壁坍塌失稳事故。因此，考虑一定程度垮塌的临界破坏点可以定义为：
[0135][0136]
式中：ω为允许垮塌角度；θ
max
为井壁处应力差异最大的位置；θ为考虑一定程度垮塌的临界破坏点位置；
[0137]
对于允许垮塌角度的取值，zoback给出了一个可以被工程广泛接受的范围，直井允许垮塌角度为90
°
，此时，根据式(14)所示井壁应力状态，井壁处应力差异最大的位置出现在
±
π/2处(即θ
max
＝
±
π/2)，因此，临界破坏点θ＝3π/4；当实际垮塌角度小于90
°
时，井眼坍塌发生时只会加深，而不会加宽，此时相对较少的破碎岩石落入井内，井径并不会发生显著的变化，因此，稳定的井眼允许在钻井过程中出现一定程度的井壁崩落；然而，当实际垮塌角度大于90
°
时，尺寸较大的崩落会导致井壁周围岩石对应力缺少足够的支撑而产生冲刷效应，最终导致井壁坍塌失稳事故的发生。
[0138]
因此，采用允许垮塌角度后，临界破坏点θ＝3π/4处的井壁应力为：
[0139][0140]
式(26)所示井壁应力状态，在不同地应力状态或液柱压力下，井壁主应力的相对大小只可以出现如下3种情况：
[0141][0142]
将三种情况下的应力状态带入到莫尔-库伦强度准则，即可得到地层本体破坏条件下坍塌压力计算模型，所述莫尔-库伦强度准则可表示为：
[0143][0144]
式中：σ1、σ3分别为最大、最小主应力；c0为岩石本体内聚力；为岩石本体内摩擦角；
[0145]
当井壁主应力为σ
θ
》σz》σr时：
[0146]
[0147]
式中：p
c01
为σ
θ
》σz》σr时地层本体破坏临界状态的井筒压力；
[0148]
当井壁主应力为σz》σ
θ
》σr时：
[0149][0150]
式中：p
c02
为σz》σ
θ
》σr时地层本体破坏临界状态的井筒压力；
[0151]
当井壁主应力为σz》σr》σ
θ
时：
[0152][0153]
式中：p
c03
为σz》σr》σ
θ
时地层本体破坏临界状态的井筒压力；
[0154]
同时计算井壁主应力为σz》σ
θ
》σr、σz》σ
θ
》σr、σz》σr》σ
θ
三种情况下地层本体破坏临界状态的井筒压力p
c01
、p
c02
、p
c03
，取三者中最大值为地层软弱结构面破坏条件下的坍塌压力p
c0
：
[0155]
p
c0
＝max{p
c01
,p
c02
,p
c03
}
‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑
(32)
[0156]
式中：p
c0
为地层本体破坏条件下的坍塌压力；
[0157]
s54、建立地层破裂压力计算模型：
[0158]
根据式(14)所示应力状态，只有周向应力σ
θ
有可能为拉应力状态，当井壁拉应力超过抗张强度后，井壁发生拉伸破坏或井壁破裂，井壁破裂判据为：
[0159]
σ
θ
s
t
＝0
‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑
(33)
[0160]
于是，将式(14)带入式(33)，即得到井壁破裂压力模型：
[0161]
pf＝min{(1-2cos2θ)σh (1 2cos2θ)σh s
t
}
‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑
(34)
[0162]
式中：pf为深部含软弱结构面地层破裂压力；
[0163]
s6、根据收集的成像测井资料和实钻资料综合分析，确定最大水平地应力方位ha、软弱结构面倾角dip、软弱结构面走向tr；
[0164]
将所述深部含软弱结构面地层井段的最大水平地应力方位ha、软弱结构面倾角dip、软弱结构面走向tr假定为该数值；
[0165]
s7、根据深部含软弱结构面地层的井壁稳定理论模型计算得到地层坍塌压力pc和破裂压力pf，并绘制深部含软弱结构面地层井壁稳定测井解释的三压力剖面；
[0166]
s71、根据地层软弱结构面破坏条件下坍塌压力计算模型计算得到地层软弱结构面破坏条件下的坍塌压力p
cw
；
[0167]
s72、根据地层本体破坏条件下坍塌压力计算模型计算得到地层本体破坏条件下的坍塌压力p
c0
；
[0168]
s73、根据地层软弱结构面破坏条件下的坍塌压力p
cw
和地层本体破坏条件下的坍塌压力p
c0
，取二者中最大值作为深部含软弱结构面地层坍塌压力pc；
[0169]
pc＝max{p
cw
,p
c0
}＝max{max{p
cw1
,p
cw2
,p
cw3
},max{p
c01
,p
c02
,p
c03
}}
‑‑‑‑‑‑‑‑‑‑
(35)
[0170]
式中：pc为深部含软弱结构面地层坍塌压力；
[0171]
s74、根据地层破裂压力计算模型计算得到破裂压力pf；
[0172]
s75、最后根据孔隙压力p
p
、地层坍塌压力pc和破裂压力pf绘制深部含软弱结构面地层井壁稳定测井解释的三压力剖面。
[0173]
其中三压力剖面包括地层孔隙压力剖面、地层坍塌压力剖面和地层破裂压力剖面。
[0174]
以上所述，并非对本发明作任何形式上的限制，虽然本发明已通过上述实施例揭示，然而并非用以限定本发明，任何熟悉本专业的技术人员，在不脱离本发明技术方案范围内，当可利用上述揭示的技术内容作出些变动或修饰为等同变化的等效实施例，但凡是未脱离本发明技术方案的内容，依据本发明的技术实质对以上实施例所作的任何简单修改、等同变化与修饰，均仍属于本发明技术方案的范围内。