一種新型自支撐壓裂液體系實(shí)驗(yàn)研究

趙立強(qiáng)，陳一鑫，劉平禮，李年銀，羅志鋒，杜 娟

（西南石油大學(xué)油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川成都610500）

水力壓裂技術(shù)作為油氣藏增產(chǎn)改造的主要技術(shù)措施，在各大油氣田的開發(fā)中得到了廣泛應(yīng)用，為油氣田的增產(chǎn)做出了重要貢獻(xiàn)[1]。水力壓裂技術(shù)是通過向儲(chǔ)層注入流體，流體流動(dòng)產(chǎn)生壓差對儲(chǔ)層產(chǎn)生應(yīng)力，不斷增加注入量，最終注入流體所產(chǎn)生的應(yīng)力大于儲(chǔ)層巖石破裂所需的最大應(yīng)力導(dǎo)致地層破裂，產(chǎn)生一定長度的裂縫[2]。然后向該裂縫中充填固體支撐劑，防止裂縫在閉合壓力下重新閉合。

在水力壓裂技術(shù)中，固體支撐劑的注入是防止誘導(dǎo)裂縫重新閉合，保證誘導(dǎo)裂縫具有較高導(dǎo)流能力的關(guān)鍵。常規(guī)壓裂技術(shù)中通常是將高黏壓裂液攜帶固體支撐劑注入，其具有以下局限[3-7]：①通過添加稠化劑的方式增加液體黏度以此獲得良好的攜砂性，高分子凝膠應(yīng)用最為普遍，此方法雖能將固體支撐劑攜入誘導(dǎo)裂縫，但由于高分子凝膠破膠不完全，會(huì)殘留于儲(chǔ)層造成傷害，降低裂縫導(dǎo)流能力；②由于壓裂液黏度較大會(huì)導(dǎo)致液體在管線、井筒以及裂縫中流動(dòng)阻力較大，增加液體的泵注難度；③對于寬度較小的二級、三級分支裂縫，固體支撐劑難以進(jìn)入形成有效支撐；④由于固體支撐劑的注入會(huì)對管線，井筒造成一定的磨損，同時(shí)加砂壓裂工藝復(fù)雜，高填砂伴隨的高排量、高泵壓對井口、施工設(shè)備、施工管柱要求高，加砂過程中的控制不當(dāng)還會(huì)造成砂堵，潛在較大的工程施工風(fēng)險(xiǎn)和人員安全風(fēng)險(xiǎn)。

提出一種新型自支撐壓裂液體系。該壓裂液體系是由兩種非混相液體組成，其中一種液體能夠在地層溫度條件下轉(zhuǎn)變?yōu)楣腆w支撐誘導(dǎo)裂縫，稱為相變液體，另一種液體伴隨相變液體進(jìn)入誘導(dǎo)裂縫，不具備外界刺激響應(yīng)性，在相變液體固化形成支撐誘導(dǎo)裂縫的固體后返排出來，留下油氣流通通道，稱為非相變液體。相比于常規(guī)壓裂液體系，該新型壓裂液體系具有以下優(yōu)勢：①在壓裂過程中不需要攜帶固體支撐劑，因此不再需要添加稠化劑提高壓裂液黏度，這不僅規(guī)避了凝膠破膠不完全對儲(chǔ)層造成傷害的問題，同時(shí)還大大降低了液體在管線、井筒和裂縫中的流動(dòng)阻力；②由于只有液體注入，相比固體支撐劑，液體更容易進(jìn)入寬度較小的分支裂縫，形成有效支撐，提高裂縫導(dǎo)流能力；③由于無固體支撐劑注入，從根本上解決了固體對管線、井筒的磨損以及砂堵等問題，消除了潛在的工程施工風(fēng)險(xiǎn)和人員安全風(fēng)險(xiǎn)[8]。

該新型自支撐壓裂液體系，理論上可從根本上改變目前基于攜砂的水力壓裂理論，在實(shí)施方面可從根本上改變目前的常規(guī)壓裂工藝。由于不需要支撐劑，整個(gè)注入過程僅注入液體，避免了常規(guī)壓裂的各種局限，有效地降低施工風(fēng)險(xiǎn)和安全隱患。

1 自支撐壓裂液體系研究

1.1 壓裂液自支撐原理

壓裂液的自支撐即由液相轉(zhuǎn)化為固相這一相變過程。相變的產(chǎn)生主要受到壓力、溫度等控制，常規(guī)情況下，物質(zhì)由液相變?yōu)楣滔嗟臈l件是溫度降低，壓力增加。在實(shí)際的油氣藏中，隨著井深的增加，溫度越來越高，因此壓裂液到達(dá)的目標(biāo)位置通常都是處于一個(gè)溫度較高的環(huán)境，要想其發(fā)生自支撐過程需要通過一些非常規(guī)手段改造其性能，使其在較高溫度條件下完成相轉(zhuǎn)化行為。除了高溫固化這一特性，該新型壓裂液體系還應(yīng)該能夠檢測并識別外界刺激強(qiáng)度，能夠響應(yīng)外界變化，具備靈敏的刺激響應(yīng)性，同時(shí)能夠按照設(shè)定的方式選擇和控制響應(yīng)。通過大量的調(diào)研發(fā)現(xiàn)，有機(jī)小分子凝膠（LMOG）能夠很好地實(shí)現(xiàn)這一過程，有機(jī)小分子凝膠的結(jié)構(gòu)容易被修飾，因此可以很方便地引入人們所需要的功能化基團(tuán)，以此用于構(gòu)筑具有特定性能的結(jié)構(gòu)。不僅如此，有機(jī)小分子凝膠與聚合物凝膠相比，更具良好的相轉(zhuǎn)化刺激響應(yīng)性，就是可以通過施加外界的刺激，如光、電、熱等作用，實(shí)現(xiàn)相轉(zhuǎn)化過程[9-13]。KUROIWA[14]于2004年發(fā)現(xiàn)一類與常規(guī)小分子有機(jī)凝膠熱可逆過程相反的有機(jī)類凝膠并提出了熱致小分子有機(jī)凝膠的定義，即此類凝膠具有加熱凝膠化的特質(zhì)。這個(gè)凝膠是將醚鍵引入到4-烷基-1,2,4-三唑的二價(jià)鈷絡(luò)合物的烷鏈中所形成的絡(luò)合物能夠在氯仿中加熱條件下形成藍(lán)色凝膠，如圖1所示。

圖1 Co(Ⅰ)3C2溶于氯仿中的反應(yīng)Fig.1 Reaction of Co(Ⅰ)3C2 in chloroform

自支撐壓裂液體系的分子結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)則是參考上述原理。除了高溫固化這一特性外，相變溫度、相變時(shí)間以及壓裂液固化后形成的固體材料性質(zhì)也需考慮。首先，相變溫度應(yīng)該滿足儲(chǔ)層溫度條件，相變時(shí)間應(yīng)該符合施工要求，要在誘導(dǎo)裂縫閉合之前完全完成固化起到支撐作用。其次，固體材料必須具備一定的強(qiáng)度和硬度能夠在一定的閉合壓力條件下不會(huì)大量破碎且不發(fā)生巨大形變以此能夠使誘導(dǎo)裂縫長期維持較高的導(dǎo)流能力。分子結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)引入剛性雜環(huán)，能夠增加材料的強(qiáng)度和硬度。固體材料的形狀也會(huì)對導(dǎo)流能力產(chǎn)生較大的影響，在閉合應(yīng)力條件下，圓球度好的支撐劑受到的表面應(yīng)力更均勻，能夠承受更高的載荷而不破碎[15]，因此固體材料應(yīng)該具有良好的圓球度。

根據(jù)上述原則，選擇9種單體組合（SZ+AS+DO、SZ+AS+TF、SZ+AS+PO、SZ+AS+ASS、SZ+AS+ME、SZ+AS+POM、SZ+AS+OM、SZ+AS+VE、SZ+AS+PSZ）進(jìn)行合成實(shí)驗(yàn)，篩選出最優(yōu)的相變液體配方，同時(shí)確定相變溫度和相變時(shí)間。

70°C 時(shí)液體開始發(fā)生變化，流動(dòng)性變差。持續(xù)升溫到85°C 加熱一段時(shí)間，9 種相變液體均固化形成顆粒狀產(chǎn)物。各個(gè)配方的相變時(shí)間有所不同，為0.5 ～1 h，綜合實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象分析，配方（SZ+AS+ASS）所得固體材料能夠完全實(shí)現(xiàn)固—液分離（利于返排）且懸浮于液體中（密度低），同時(shí)具有一定的強(qiáng)度和硬度，其相變時(shí)間為30 min左右（圖2）。其余幾種配方所得的固體材料均不能同時(shí)滿足上述所有特征，因此選擇配方（SZ+AS+ASS）所得的固體材料進(jìn)行性能測試，探究其現(xiàn)場應(yīng)用的可行性。

圖2 自支撐壓裂液的合成過程Fig.2 The synthesis of self-propping fracturing fluid

1.2 壓裂液流變性能評價(jià)

壓裂液流變性能測試主要包括液體的黏彈性和耐溫抗剪切性測試，測試的目的是探究自支撐壓裂液體系本身的液體性質(zhì)，以期在現(xiàn)場應(yīng)用中提供一定的指導(dǎo)。

1.2.1 黏彈性測試

通過小幅震蕩流場測量其黏彈性參數(shù)。對自支撐壓裂液的黏彈性描述采用儲(chǔ)能模量G'和損耗模量G″兩個(gè)參數(shù)。線性黏彈區(qū)應(yīng)力固定為0.1 Pa，頻率為0.1～10 Hz，溫度上限設(shè)定在相變溫度之下。選取3個(gè)溫度點(diǎn)30°C、50°C、70°C進(jìn)行測定，實(shí)驗(yàn)結(jié)果見圖3。

圖3 不同溫度黏彈性測試曲線Fig.3 Test curves of viscoelasticity at different temperatures

實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，液體體系隨著頻率的增加，兩種模量累積增加，但隨溫度的升高兩種模量的累積增量大幅度減小，說明隨著溫度的升高，壓裂液體系產(chǎn)生了明顯相變行為。在同一溫度下對比其儲(chǔ)能模量與損耗模量，損耗模量始終大于儲(chǔ)能模量且儲(chǔ)能模量的數(shù)值都非常小，表明其抗變形結(jié)構(gòu)強(qiáng)度小，而其黏性內(nèi)摩擦結(jié)構(gòu)強(qiáng)度大。因此，該新型壓裂液體系以黏性內(nèi)摩擦力結(jié)構(gòu)強(qiáng)度大小為主要表征。該體系有別于常規(guī)壓裂液，在常規(guī)壓裂液中，彈性模量與網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)密切相關(guān)，其決定了壓裂液的攜砂能力，因此對彈性模量有一定的要求。但是，自支撐壓裂液并不需要攜砂，在地層中能夠形成支撐固體，因此可以對彈性模量不作要求。

1.2.2 耐溫抗剪切性測試

通過耐溫抗剪切性實(shí)驗(yàn)測試在剪切速率170 s-1下相變液體、非相變液體以及混合液的黏度隨溫度的變化關(guān)系。實(shí)驗(yàn)溫度從20°C開始，每5°C記錄1 個(gè)相對應(yīng)的黏度。實(shí)驗(yàn)溫度上限不超過相變溫度（85°C），實(shí)驗(yàn)結(jié)果見圖4。

如圖4所示，相變液體的初始黏度較低，20°C 時(shí)其黏度為33.86 mPa·s。隨著溫度的升高，相變液體的黏度逐漸降低，溫度超過40°C黏度低于20 mPa·s，在達(dá)到相變溫度之前平均黏度僅為19.07 mPa·s。非相變液體黏度極低，20°C 時(shí)為4.5 mPa·s，隨著溫度的增加，非相變液體黏度也逐漸降低，平均黏度僅為2.77 mPa·s?；旌弦撼跏拣ざ葹?5.58 mPa·s，與相變液體黏度相比有所增加，主要是受兩相混合過程界面張力的影響，在一段時(shí)間之后急劇下降，此過程是由于相變液體在非相變液體中均勻分散導(dǎo)致，隨著溫度的增加，混合液的黏度逐漸降低，達(dá)到相變溫度之前的平均黏度僅為19.56 mPa·s。測試結(jié)果表明，相比于常規(guī)壓裂液體系，該體系黏度很低，隨著溫度的升高黏度進(jìn)一步降低，在液體的注入過程中優(yōu)于常規(guī)壓裂液。

圖4 剪切速率170 s-1下三種液體黏溫曲線Fig.4 Viscosity-temperature curves of 3 kinds of liquids with shear rate of 170 s-1

1.3 壓裂液配伍性評價(jià)

自支撐壓裂液在注入地層中不可避免的會(huì)和地層水以及地層原油接觸，通過配伍性評價(jià)考察相變液體與不同礦化度地層水和原油混合后，其性質(zhì)（如相變溫度、相變時(shí)間、固體材料性質(zhì)等）是否會(huì)受影響。用煤油和柴油模擬原油，室內(nèi)配制不同礦化度地層水進(jìn)行配伍性實(shí)驗(yàn)。

圖5是相變液體與柴油和煤油的配伍性實(shí)驗(yàn)，其混合比例均為1∶1。常溫混合后液體間分層明顯，無互溶、混相等現(xiàn)象發(fā)生，70°C 水浴加熱0.5 h 兩相界面依然清晰，繼續(xù)水浴加熱至85°C 持續(xù)0.5 h，試管底部相變液體發(fā)生相變產(chǎn)生固體。在整個(gè)實(shí)驗(yàn)過程中，油相沒有發(fā)生任何變化，相變液體也按照既定的方式由液體轉(zhuǎn)變?yōu)楣腆w。整個(gè)過程中，相變時(shí)間和相變溫度并沒有受到影響且生成的固體材料性質(zhì)并無變化，說明相變液體與地層原油接觸并不會(huì)對其相變過程造成不利影響。相變液體與地層水的配伍性實(shí)驗(yàn)結(jié)果見圖6。

在常溫下相變液體與地層水以1∶1比例混合，兩相界面清晰分層明顯，無互溶、混相現(xiàn)象。升溫至70°C兩相界面依然清晰，85°C加熱0.5 h，相變液體轉(zhuǎn)變?yōu)楣腆w。該實(shí)驗(yàn)證明低、中、高礦化度的地層水都不會(huì)對相變液體的相變行為產(chǎn)生不利影響。通過配伍性實(shí)驗(yàn)，表明該液體體系能夠適應(yīng)地層條件，在相變過程中，與之接觸的原油和地層水均不會(huì)對其相變行為產(chǎn)生不利影響。

圖5 相變液體與柴油和煤油的配伍性試驗(yàn)Fig.5 Compatibility test of phase change liquid with diesel and kerosene,respectively

圖6 相變液體與不同礦化度地層水的配伍性試驗(yàn)Fig.6 Compatibility test of phase change liquid with different salinity formation water,respectively

1.4 壓裂液濾失性研究

自支撐壓裂液體系液體效率受到濾失性的影響，因此有必要對其濾失性進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究。濾失性研究對象包括相變液體、非相變液體以及兩者的混合液，在基質(zhì)巖心中測試其濾失量，實(shí)驗(yàn)結(jié)果見圖7。

圖7 基質(zhì)巖心濾失量隨時(shí)間的變化Fig.7 Variation of matrix core filtration with time

實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，三種液體中非相變液體濾失量最高，相變液體濾失量最低，結(jié)合1.2 壓裂液流變性能評價(jià)實(shí)驗(yàn)可以發(fā)現(xiàn)，該自支撐壓裂液體系主要以黏性內(nèi)摩擦力為主要表征，表現(xiàn)出非牛頓流體特性且其分散體系中分散相分散程度高，不具備造壁性。因此，濾失的主要控制因素為壓裂液自身的黏度。在測試中，相變液體的黏度遠(yuǎn)高于非相變液體，混合液體黏度始終介于兩者之間，因此在濾失實(shí)驗(yàn)中體現(xiàn)出的濾失規(guī)律與之前所做的黏彈性測試結(jié)果是相呼應(yīng)的。為了解決濾失問題，可以從兩方面入手，一是單一提高非相變液體的黏度，二是提高相變液體的注入比例，兩種方式都可以提高混合液體的黏度從而降低濾失量。結(jié)合2.3導(dǎo)流能力測試，通過提高相變液體注入比例，不僅可以提高混合液體的黏度，降低濾失，同時(shí)還可以提高固化材料的總量，對長期維持較高裂縫導(dǎo)流能力有積極的影響。因此，可以通過提高相變液體注入比例的方式來實(shí)現(xiàn)。

1.5 巖心傷害評價(jià)

通過巖心驅(qū)替試驗(yàn)，測試自支撐壓裂液對儲(chǔ)層滲透率的影響，明確其是否會(huì)導(dǎo)致裂縫壁面滲透率降低，影響產(chǎn)能。由于自支撐壓裂液體系中的相變液體會(huì)形成支撐固相留在地層中，非相變液體壓后會(huì)返排出來，結(jié)合1.4 壓裂液濾失性研究，相變液濾失性較低，非相變液濾失較高，因此在考慮體系的傷害時(shí)，重點(diǎn)評價(jià)非相變液體對儲(chǔ)層滲透率的傷害。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖8和圖9所示。

圖8 非相變液體巖心驅(qū)替?zhèn)υu價(jià)實(shí)驗(yàn)Fig.8 Core displacement damage evaluation experiment of non-phase change liquid

圖9 非相變液體對巖心滲透率的影響Fig.9 Effect of non-phase change liquid on core permeability

實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，非相變液體對于巖心基質(zhì)滲透率的傷害為14.32%，按照巖心損害程度評價(jià)指標(biāo)，5%～30%屬于弱傷害，損害率遠(yuǎn)小于石油與天然氣行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)SY/T 6376——2008《壓裂液通用技術(shù)條件》規(guī)定的小于30%。相對于常規(guī)壓裂液，非相變液體相變前后的變化不大，無殘?jiān)蚨鴮r心傷害較小。

2 相變后固體材料性能測試

2.1 材料密度及分選性

材料分選性的測定對于評價(jià)其支撐性能起著至關(guān)重要的作用。支撐劑分選性越好，顆粒越均勻，在支撐誘導(dǎo)裂縫時(shí)分布在顆粒上的應(yīng)力也越均勻，可承受較長時(shí)間的壓力而不破碎。除此之外，該新型材料由于存在相轉(zhuǎn)化過程，不同于常規(guī)支撐劑存在一個(gè)固定的目數(shù)，而是存在一個(gè)粒徑范圍。由于該新型材料沒有現(xiàn)行的行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)，因此只能參照常規(guī)支撐劑行業(yè)推薦標(biāo)準(zhǔn)，將固體材料進(jìn)行篩析處理，篩取各種目數(shù)的材料，用累積質(zhì)量25%、50%、75%三個(gè)特征點(diǎn)將粒度組成累積分布曲線劃分為四段，取兩個(gè)特征點(diǎn)定義分選系數(shù)S，用分選系數(shù)來判定其分選性的好壞。

式中：S為分選系數(shù)；d75為累積分布曲線上75%處所對應(yīng)的顆粒直徑，mm；d25為累積分布曲線上25%處所對應(yīng)的顆粒直徑，mm。

當(dāng)S=1～2.5 為分選性好；S=2.5～4.5 為分選性中等；S＞4.5 為分選性差。在同一分選系數(shù)區(qū)間內(nèi)，其值越小說明分選性越好，粒度組成越均勻。固體材料分選性測定結(jié)果如圖10所示。

圖10 固化材料分選性以及累積分布曲線Fig.10 Sorting and cumulative distribution curve of solid particles

由圖10分析，固體材料存在多個(gè)粒徑范圍，主要在20 ～40目和40 ～70目，其總量能夠占到總質(zhì)量的80.16%。該目數(shù)的顆粒對于支撐誘導(dǎo)裂縫起主要作用，在后面的強(qiáng)度測試中，也將選取此目數(shù)的顆粒進(jìn)行，并作為評判導(dǎo)流能力的標(biāo)準(zhǔn)。由累積分布曲線計(jì)算其分選系數(shù)S為1.41。

該材料內(nèi)質(zhì)量連續(xù)，因此可以忽略閉口孔隙。視密度能夠更加準(zhǔn)確地反映材料的一系列性質(zhì)。測試固體材料視密度為1.07 g/cm3，非常接近水的密度，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于石英砂和人造陶粒的密度。圖11所示為固體材料部分懸浮于水中。

2.2 材料強(qiáng)度測定

圖11 固化材料視密度測定Fig.11 Apparent density test of solid particles

強(qiáng)度測定是判斷材料能否在閉合壓力條件下有效支撐誘導(dǎo)裂縫的重要實(shí)驗(yàn)方法，由于該新型材料沒有現(xiàn)行行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)來判定其強(qiáng)度，因此實(shí)驗(yàn)參照現(xiàn)有的人造陶粒強(qiáng)度測試標(biāo)準(zhǔn)，同時(shí)根據(jù)材料本身的特性綜合考慮，制定出適合該材料的強(qiáng)度測定方法和強(qiáng)度判定標(biāo)準(zhǔn)。該材料異于常規(guī)支撐劑，參考2.1中分選性可知，主要粒徑范圍內(nèi)的固體顆粒起有效支撐作用，因此在測定過程中，并不能像常規(guī)支撐劑那樣具體測定各個(gè)目數(shù)的強(qiáng)度，只能以主要目數(shù)范圍內(nèi)固體顆粒的強(qiáng)度作為評判標(biāo)準(zhǔn)。從表1可以看出，固體材料的破碎率能夠滿足標(biāo)準(zhǔn)，因此認(rèn)為該新型材料能夠有效支撐誘導(dǎo)裂縫。

表1 材料抗破碎測試結(jié)果Table 1 Test results of materials crushing resistance

2.3 導(dǎo)流能力測試

該新技術(shù)沒有先行行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)來評判其導(dǎo)流能力，因此依照SY/T 6302—2009《壓裂支撐劑充填層短期導(dǎo)流能力評價(jià)推薦方法》進(jìn)行導(dǎo)流能力實(shí)驗(yàn)。選取主要粒徑范圍內(nèi)的固體顆粒（20～40 目和40～70 目），在不同支撐劑濃度和閉合壓力條件下測試其導(dǎo)流能力并與常規(guī)支撐劑陶粒導(dǎo)流能力進(jìn)行比較，實(shí)驗(yàn)結(jié)果見圖12和圖13。

隨著閉合壓力增加，固體材料的裂縫導(dǎo)流能力逐漸降低，降低幅度有很大不同，根據(jù)圖12中曲線可以分為兩個(gè)部分。7～49 MPa的導(dǎo)流能力降幅最大，分析其原因可能是：①閉合壓力的升高，使固體材料顆粒之間相互擠壓，粒間孔隙減?。虎谠陂]合壓力條件下固體材料大量破碎，碎屑堵塞流通通道；③在閉合壓力條件下，固體材料受壓形變，大大減小了流通空間。通過觀察以及結(jié)合2.2中材料強(qiáng)度測試結(jié)果，排除固體材料大量破碎，碎屑堵塞流通通道的可能性。因此，造成導(dǎo)流能力大幅下降的主要原因是①和③。在49～96 MPa，曲線平緩，導(dǎo)流能力幾乎不再下降。綜上分析，針對該壓裂液體系，提高固體材料裂縫導(dǎo)流能力的關(guān)鍵是要提高其抵抗形變的能力。

圖12 不同濃度的固體材料導(dǎo)流能力實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.12 Conductivity test results of solid particles with different concentrations

圖13 不同支撐劑導(dǎo)流能力實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.13 Conductivity test results of different proppants

除此之外，不同支撐劑濃度對裂縫導(dǎo)流能力也有一定的影響。從圖12中可以看出最大支撐劑濃度（15 kg/m2）獲得的導(dǎo)流能力最高，主要是因?yàn)榭p寬和濃度成正相關(guān)，高支撐劑濃度對于獲得高導(dǎo)流能力有一定的積極影響，可以通過增加相變液體與非相變液體的注入比例以此增加固體材料的總量來獲得。但并不是濃度越高越好，因?yàn)樵礁叩臐舛纫馕吨⑷敫嗟南嘧円后w，導(dǎo)致成本會(huì)大幅增加，在導(dǎo)流能力降幅差別不大的情況下，選擇較?。? kg/m2）的濃度最為經(jīng)濟(jì)有效。

圖13為陶粒支撐劑與新型材料導(dǎo)流能力的對比實(shí)驗(yàn)。陶粒支撐劑選擇20～40 目和40～70 目的顆粒并按1∶1混合（與新型材料的主要目數(shù)相對應(yīng)），支撐劑濃度為5 kg/m2。在低閉合壓力條件（低于49 MPa）下，新型材料比陶粒具有更高的導(dǎo)流能力。但是隨著閉合壓力的增加，新型材料的導(dǎo)流能力降幅更大（主要是因?yàn)樾巫兯?，因此需要增加材料的硬度），在高閉合壓力下（大于49 MPa），新型材料與陶粒的導(dǎo)流能力基本一致。

2.4 承壓前后材料形態(tài)研究

材料的形態(tài)研究主要包括承壓前的圓球度測定和承壓后形態(tài)變化觀察，支撐劑的圓球度是評價(jià)支撐劑性能的重要指標(biāo)，圓球度越高的支撐劑其表面所受的應(yīng)力會(huì)更加均勻，以至于長期承受高壓而不破碎。因此，需要對新型材料的圓球度進(jìn)行測定。由于該新技術(shù)沒有先行行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行測定，因此參照國內(nèi)行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)SY/T 5108—2006《壓裂支撐劑性能指標(biāo)及測試推薦方法》對圓球度進(jìn)行測定。

通過與標(biāo)準(zhǔn)圓球度圖版的對比，可以看出，固化材料主要目數(shù)的圓球度均可以達(dá)到0.9。常規(guī)支撐劑中，天然石英砂的圓球度要求是不低于0.6，人造陶粒的圓球度要求是不低于0.8（圖14）。結(jié)合2.2中的強(qiáng)度測定，可以說明該相變液體固化后形成的支撐材料在強(qiáng)度和形狀上比常規(guī)支撐劑更具優(yōu)勢。

圖14 標(biāo)準(zhǔn)圓球度圖版Fig.14 Standard sphericity chart

通過承壓前后的形狀對比可以看出，承壓前圓球度非常高，顆粒與顆粒之間具有一定孔隙。在承受高閉合壓力后，單個(gè)顆粒都發(fā)生了一定的形變，顆粒邊緣出現(xiàn)凹陷，由于高閉合壓力的擠壓，顆粒之間孔隙減小，同時(shí)由于破碎產(chǎn)生小碎屑附著，填堵了顆粒間孔隙（圖15）。通過承壓前后材料形態(tài)對比，再一次證實(shí)了2.3中的分析，因此需要對材料的硬度進(jìn)一步改善。

圖15 固體顆粒承壓前后微觀結(jié)構(gòu)Fig.15 Microstructure of solid particles before and after pressure

3 結(jié)論

該新型自支撐壓裂液完全突破了常規(guī)壓裂液“攜砂”的限制，能夠解決常規(guī)壓裂液存在的各種問題。通過自支撐壓裂液配方篩選、液體性能評價(jià)和相變后固體材料性能測試等實(shí)驗(yàn)研究，形成了自支撐壓裂液的實(shí)驗(yàn)評價(jià)方法，并獲得相應(yīng)基礎(chǔ)數(shù)據(jù)，得到以下認(rèn)識。

1）通過合成實(shí)驗(yàn)，篩選出最優(yōu)的自支撐壓裂液配方，使其能夠在特定溫度（85 °C）、一定時(shí)間（30 min）內(nèi)由液相轉(zhuǎn)變?yōu)楣滔?，同時(shí)所生成的固相具有強(qiáng)度高、密度小、圓球度高等特性。

2）自支撐壓裂液體系以黏性內(nèi)摩擦結(jié)構(gòu)強(qiáng)度大小為主要表征，液體表現(xiàn)出假塑性流體性質(zhì)，在相變溫度以下，液體黏度隨溫度的升高而降低。整個(gè)體系黏度上限為45.58 mPa·s，具有良好的注入性。該體系與地層流體配伍性良好，整個(gè)相變行為不會(huì)受到地層流體的影響。

3）相變后的材料密度低（1.07 g/cm3）分選性好，具有較高的強(qiáng)度和圓球度，均優(yōu)于常規(guī)支撐劑（陶粒和石英砂），能夠長期維持較高的導(dǎo)流能力。存在的缺陷是硬度低，在閉合壓力下會(huì)產(chǎn)生形變導(dǎo)致裂縫導(dǎo)流能力下降?？梢酝ㄟ^改性提高其硬度，以此獲得更高的導(dǎo)流能力。