多巖性儲(chǔ)集層暫堵壓裂縫高擴(kuò)展特征試驗(yàn)研究

王明星,紀(jì)大剛,袁峰，王健，馬新仿*,鄒雨時(shí),張兆鵬

(1.新疆油田公司工程技術(shù)研究院，克拉瑪依 834000；2.中國石油大學(xué)(北京)油氣資源與探測國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 1002249)

致密砂巖儲(chǔ)層具有低孔、低滲的特點(diǎn)，而水力壓裂是實(shí)現(xiàn)致密油氣有效開發(fā)的重要開發(fā)手段[1-3]。在水力壓裂過程中，裂縫會(huì)沿縱向發(fā)生擴(kuò)展，若裂縫進(jìn)入隔層則大幅度降低施工效果。若縫高延伸進(jìn)入隔層，溝通隔層之外的其他儲(chǔ)層，甚至?xí)?dǎo)致壓裂失敗。此外，縫高過高也會(huì)影響裂縫長度的擴(kuò)展，造成平面改造范圍受限。因此，有效控制裂高擴(kuò)展是水力壓裂能否成功的重要因素之一。

近年來中外學(xué)者針對裂縫高度擴(kuò)展問題開展了大量的研究工作[4-7]。Eekelen[8]從斷裂韌性和應(yīng)力強(qiáng)度因子的角度研究了裂縫幾何形態(tài)，并說明造成水力裂縫穿透隔層的原因是由層間水平應(yīng)力以及層間剛度的差異所致。Elrabaa[9]在層理試樣中裂縫擴(kuò)展的壓裂物模試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn):層間應(yīng)力差是控制裂縫縱向擴(kuò)展的重要因素;對于脆性較大的儲(chǔ)層，層間最小應(yīng)力差越大，水力裂縫越不易發(fā)生縱向擴(kuò)展。李揚(yáng)等[10]利用ABAQUS有限元分析軟件，研究了儲(chǔ)層力學(xué)參數(shù)對縫高擴(kuò)展的影響。張士誠等[11]基于真三軸水力壓裂模擬試驗(yàn)，研究了CO2與胍膠復(fù)合壓裂縫高擴(kuò)展的優(yōu)勢。王萬彬等[12]基于測井資料建立了儲(chǔ)層平面應(yīng)變模型，并通過颶風(fēng)分析方法得到控制縫高的關(guān)鍵參數(shù)。張礦生等[13]通過室內(nèi)壓裂物模實(shí)驗(yàn)，考慮了薄互層等因素對裂縫縫高擴(kuò)展的影響。魏子超等[14]采用井溫縫高測試法對目標(biāo)區(qū)塊進(jìn)行研究并分析了影響縫高擴(kuò)展因素。周文高等[15]考慮了裂縫縱向末端阻降對縫高擴(kuò)展的影響，并分析了采用轉(zhuǎn)向劑控制隔層縫高的要求。

薄互層儲(chǔ)層壓裂過程中，由于裂縫垂向擴(kuò)展過高或沿層理弱面延伸，導(dǎo)致儲(chǔ)層改造體積不足。盡管目前部分學(xué)者對水力壓裂縫高擴(kuò)展特征進(jìn)行了大量研究工作，但尚未從暫堵劑對控制水力裂縫縫高轉(zhuǎn)向的角度出發(fā)進(jìn)行研究。為此，基于壓裂物理模擬試驗(yàn)，研究不同巖性差異、射孔位置及排量對壓裂裂縫高度擴(kuò)展規(guī)律的影響，同時(shí)加入暫堵劑，探討控制縫高擴(kuò)展的最佳方案。

1 室內(nèi)壓裂物理模擬試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)設(shè)備包括大尺寸真三軸壓裂模擬試驗(yàn)系統(tǒng)及自主設(shè)計(jì)的一套實(shí)驗(yàn)巖樣分層加壓裝置。

壓裂模擬試驗(yàn)系統(tǒng)利用液壓加載的方式，分別沿不同方向施壓垂向應(yīng)力σv、最大水平主應(yīng)力σH、最小水平主應(yīng)力σh，可模擬地層應(yīng)力環(huán)境和直井完井方式[16]。系統(tǒng)裝置如圖1所示。

圖1 真三軸水力壓裂模擬系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of true triaxial hydraulic fracturing simulation system

分層加壓裝置包括底座、聲波探測器和多個(gè)支撐板，可實(shí)現(xiàn)對試樣分層施加水平應(yīng)力，模擬實(shí)際地層的應(yīng)力非均質(zhì)性及層理面，進(jìn)而觀察試樣在不同水平應(yīng)力差下的裂縫起裂以及擴(kuò)展情況。分層加壓裝置如圖2所示。

1為檢測裝置；11為底座；12為聲波探測器；13為支撐板；131為固定支撐板；1312為第一固定支撐板；1313為第二固定支撐板；1314為第三固定支撐板；132為浮動(dòng)支撐板；14為容置槽；15為彈性件；16為第一固定槽；17為第二固定槽；18為滑軌；19為滑軌槽；20為限位柱；21為導(dǎo)線槽；22為通孔圖2 分層加壓裝置圖Fig.2 Layered pressurization device diagram

1.2 試樣制備

在現(xiàn)場實(shí)際壓裂施工過程中，儲(chǔ)層具有強(qiáng)應(yīng)力非均質(zhì)性和巖性差異，地應(yīng)力差、抗拉強(qiáng)度差與彈性模量差等地質(zhì)參數(shù)對裂縫高度擴(kuò)展有著重要影響[17]。人工試樣選用G級油井水泥和40～80目石英砂進(jìn)行制備，水泥、石英砂、水和礫石含量按照不同水灰比模擬巖性進(jìn)行配比，并進(jìn)行了不同水灰比下人工試樣的滲透率和巖石力學(xué)參數(shù)測試，確定水泥、石英砂、水的質(zhì)量比為3∶1∶1的人工試樣與致密砂巖各項(xiàng)參數(shù)最接近，具體參數(shù)如表1所示。

表1 不同水灰比下試樣的氣測滲透率和巖石力學(xué)參數(shù)Table 1 Gas permeability and rock mechanical parameters of samples under different water-cement ratios

試驗(yàn)樣品為邊長300 mm×300 mm×300 mm的立方體，為模擬直井壓裂，在樣品截面中心位置處預(yù)設(shè)直徑17 mm和深度166 mm的盲孔。同時(shí)，利用高強(qiáng)度樹脂膠在盲孔內(nèi)固結(jié)一根外徑15 mm、內(nèi)徑8 mm、長度135 mm的聚氯乙烯(PVC)井筒，并在底部預(yù)留30 mm裸眼段。人工試樣制備的具體步驟如下。

步驟1按照對應(yīng)不同滲透率和力學(xué)強(qiáng)度的水灰比進(jìn)行材料調(diào)制，在300 mm×300 mm×300 mm的標(biāo)準(zhǔn)立方體磨具(圖3)內(nèi)澆筑第一層試樣，靜置水泥凝固。

步驟2待第一層水泥凝固后，將水泥表面打磨平整。

步驟3澆筑第二層的試樣，靜置水泥凝固。

步驟4待第二層水泥凝固后，重復(fù)步驟2，檢查層間膠結(jié)強(qiáng)度。

步驟5澆筑第三層的試樣，靜置水泥凝固。

步驟6待試樣凝固后，澆水養(yǎng)護(hù)15 d，得到最終用于壓裂物理模擬試驗(yàn)的人工試樣，如圖3所示。

圖3 養(yǎng)護(hù)后的人工試樣Fig.3 Artificial sample after curing

1.3 試驗(yàn)方案

基于現(xiàn)場壓裂施工時(shí)所用的排量和壓裂液濃度等因素，結(jié)合人工試樣尺寸以及試驗(yàn)?zāi)M系統(tǒng)的工作參數(shù)，通過柳貢慧等[18]的注入相似理論，設(shè)計(jì)本次試驗(yàn)參數(shù)，具體參數(shù)如表2所示。其中，通過實(shí)驗(yàn)1～3研究了巖性差異的影響，實(shí)驗(yàn)4、實(shí)驗(yàn)5研究了排量的影響，實(shí)驗(yàn)6、實(shí)驗(yàn)7研究了射孔位置的影響。

表2 壓裂物模試驗(yàn)參數(shù)Table 2 Fracturing model test parameters

1.4 試驗(yàn)流程

試樣基于大尺寸壓裂模擬試驗(yàn)系統(tǒng)[19]開展，具體試驗(yàn)步驟如下。

步驟1試驗(yàn)前，采用高清相機(jī)對養(yǎng)護(hù)完畢的人工試樣進(jìn)行拍照存檔，記錄試驗(yàn)前試樣各面的表面形態(tài)；

步驟2將試樣井筒軸線調(diào)整至x軸方向后，放入巖心室內(nèi)，并連接相應(yīng)設(shè)備間注液管線；

步驟3利用液壓活塞將試樣送至巖心室內(nèi)部，分別沿x、y、z軸方向施加垂向應(yīng)力、水平最大主應(yīng)力和水平最小主應(yīng)力至預(yù)設(shè)值，待至壓力保持穩(wěn)定。

步驟4將模擬井筒和儲(chǔ)液容器的注液管線連接至六通閥保持開啟狀態(tài)，并關(guān)閉其余閥門。開啟泵液設(shè)備，以恒定排量方式向試樣泵入壓裂液，同時(shí)利用壓力傳感器記錄壓力變化，待試驗(yàn)結(jié)束時(shí)停泵，關(guān)閉閥門。

步驟5試驗(yàn)結(jié)束后，將注液管線連接至裝有含暫堵劑的中間容器，并重復(fù)步驟4，完成模擬暫堵壓裂試驗(yàn)。

步驟6按z、y、x方向順序，依次停泵卸壓，并取出巖樣，通過試樣表面的顏色分布情況區(qū)分不同次序壓裂形成的水力裂縫，分析試樣縫高擴(kuò)展路徑。

1.5 壓后裂縫重構(gòu)

基于SolidWorks軟件對壓裂物模試樣驗(yàn)巖樣進(jìn)行三維壓后裂縫形態(tài)重構(gòu)模型，以便準(zhǔn)確觀察壓后裂縫擴(kuò)展的幾何形態(tài)。

2 一次壓裂裂縫形態(tài)及壓力曲線特征

N1#、F1#和L1#人工巖樣采用不同巖性組合，分別為粉砂巖/泥巖/砂巖組合、礫巖/粉砂巖/砂巖組合、粉砂巖/礫巖/砂巖組合，采用5 mPa·s滑溜水定排量(200 mL/min)壓裂施工，實(shí)驗(yàn)結(jié)果及壓力曲線如圖4～圖6所示。

圖4 粉砂巖/泥巖/砂巖組合試樣表面裂縫擴(kuò)展形態(tài)及壓力曲線Fig.4 Surface crack propagation shape and pressure curve of siltstone/mudstone/sandstone composite specimen

圖5 礫巖/粉砂巖/砂合組合試樣表面裂縫擴(kuò)展形態(tài)及壓力曲線Fig.5 Surface crack propagation shape and pressure curve of conglomerate/siltstone/sand composite specimen

圖6 粉砂巖/礫巖/砂巖組合試樣表面裂縫擴(kuò)展形態(tài)及壓力曲線Fig.6 Surface crack propagation shape and pressure curve of siltstone/conglomerate/sandstone composite specimen

N1#巖樣壓后顯示裂縫從裸眼段沿最大水平主應(yīng)力方向起裂，裂縫高度為9 cm，靠近粉砂巖層一側(cè)裂縫垂向擴(kuò)展截止于層理弱面，靠近砂巖層一側(cè)縫高未延伸至砂巖層，這說明壓裂液沿層理弱面發(fā)生濾失，裂縫無法形成垂向突破。從壓力曲線[圖4(b)]可以看出，N1#巖樣破裂壓力約為11.43 MPa，壓裂0～64 s開始泵入壓裂液進(jìn)行憋壓，壓裂65～101 s壓力平穩(wěn)波動(dòng)，主要是壓裂液流入微裂縫所致；之后，壓力大幅提高，在113 s達(dá)到破裂壓力，壓力短暫波動(dòng)開始驟降；壓裂181～331 s為延伸壓力階段，壓力不再有大幅度波動(dòng)，這是由于壓裂液沿裂縫和層理弱面流出所致。在332 s時(shí)停泵，壓裂作業(yè)結(jié)束。

F1#巖樣壓后顯示裂縫從裸眼段沿最大水平主應(yīng)力方向起裂，裂縫高度為13 cm，靠近礫巖層一側(cè)裂縫垂向擴(kuò)展截止于層理弱面，靠近砂巖層一側(cè)縫高突破弱面延伸進(jìn)入砂巖層，這是由于礫巖的楊氏模量大于砂巖，導(dǎo)致礫巖更不易發(fā)生破裂，裂縫沿砂巖層發(fā)生擴(kuò)展。從壓力曲線[圖5(b)]可以看出，F(xiàn)1#巖樣破裂壓力約為4.68 MPa，壓裂0～90 s開始泵入壓裂液進(jìn)行憋壓，在91 s達(dá)到破裂壓力后，壓力發(fā)生驟降；壓裂107～500 s為延伸壓力階段，壓力不再有大幅度波動(dòng)。在503 s時(shí)停泵，壓力下降速率約為0.35 MPa/s。

L1#巖樣壓后顯示裂縫從裸眼段沿最大水平主應(yīng)力方向起裂，裂縫高度為18 cm，靠近礫巖層一側(cè)裂縫垂向擴(kuò)展截止于層理弱面，靠近粉砂巖層一側(cè)縫高突破弱面延伸進(jìn)入粉砂巖層，這是由于礫巖的楊氏模量大于粉砂巖，且粉砂巖的密度與砂巖接近，從而導(dǎo)致裂縫在粉砂巖層內(nèi)發(fā)生過度延伸。從壓力曲線[圖6(b)]可以看出，F(xiàn)1#巖樣破裂壓力約為10.38 MPa，壓裂0～43 s開始泵入壓裂液進(jìn)行憋壓，之后壓力發(fā)生平穩(wěn)下降，這是由于壓裂液進(jìn)入微裂縫所致；在251 s壓力發(fā)生大幅增加，到達(dá)破裂壓力后再進(jìn)行延伸。在534 s時(shí)停泵，壓裂作業(yè)結(jié)束。

S1#和S2#人工巖樣均采用泥巖/粉砂巖/砂巖巖性組合，采用5 mPa·s滑溜水作為壓裂液，排量分別為100 mL/min和300 mL/min進(jìn)行壓裂施工，實(shí)驗(yàn)結(jié)果和壓力曲線如圖7、圖8所示。

圖7 低排量下試樣表面裂縫擴(kuò)展形態(tài)及壓力曲線Fig.7 Surface crack propagation shape and pressure curve of specimen under low displacement

圖8 高排量下試樣表面裂縫擴(kuò)展形態(tài)及壓力曲線Fig.8 Surface crack propagation shape and pressure curve of specimen under high displacement

S1#巖樣壓后顯示裂縫從裸眼段沿最大水平主應(yīng)力方向起裂，裂縫垂向擴(kuò)展限制于低應(yīng)力區(qū)，無法延伸至高應(yīng)力區(qū)，這是由于壓裂過程中排量較低所導(dǎo)致形成的流體壓力始終低于高應(yīng)力區(qū)的巖石破裂壓力。從壓力曲線[圖7(b)]可以看出，S1#巖樣破裂壓力約為5.89 MPa，壓裂0～45 s開始泵入壓裂液進(jìn)行憋壓，壓力迅速增加；在46 s達(dá)到破裂壓力，之后壓力不斷進(jìn)行延伸。在308 s時(shí)停泵，壓裂作業(yè)結(jié)束。

S2#巖樣壓后顯示形成單翼裂縫，裂縫從裸眼段沿最大水平主應(yīng)力方向起裂，垂向擴(kuò)展向上突破高應(yīng)力區(qū)。從壓力曲線[圖8(b)]可以看出，S2#巖樣破裂壓力約為6.60 MPa，壓裂0～20 s開始泵入壓裂液進(jìn)行憋壓，壓力迅速增加；在22 s達(dá)到破裂壓力，之后壓力不斷進(jìn)行延伸。在235 s時(shí)停泵，壓裂作業(yè)結(jié)束。

S3#和S4#人工巖樣均采用泥巖/粉砂巖/砂巖巖性組合，采用5 mPa·s滑溜水定排量(200 mL/min)，射孔位置分別為居上和居下進(jìn)行壓裂施工，實(shí)驗(yàn)結(jié)果和壓力曲線如圖9、圖10所示。

圖9 射孔位置居上試樣表面裂縫擴(kuò)展形態(tài)及壓力曲線Fig.9 Surface crack propagation pattern and pressure curve of the sample with the perforation position higher

圖10 射孔位置居下試樣表面裂縫擴(kuò)展形態(tài)及壓力曲線Fig.10 The crack propagation pattern and pressure curve on the surface of the sample at the lower perforation position

S3#巖樣壓后顯示形成單翼裂縫，裂縫從居上射孔位置處沿最小水平主應(yīng)力方向起裂，垂向擴(kuò)展向上突破高應(yīng)力區(qū)，這是由于射孔位置居上而導(dǎo)致易突破上部高應(yīng)力區(qū)巖層。從壓力曲線[圖9(b)]可以看出，S3#巖樣破裂壓力約為5.02 MPa，壓裂0～17 s開始泵入壓裂液進(jìn)行憋壓，壓力迅速增加；在18 s達(dá)到破裂壓力，之后壓力不斷進(jìn)行延伸。在100 s時(shí)停泵，壓裂作業(yè)結(jié)束。

S4#巖樣壓后顯示裂縫從居下射孔位置處沿垂向應(yīng)力方向起裂，裂縫貫穿整個(gè)試樣。從壓力曲線[圖10(b)]可以看出，S3#巖樣破裂壓力約為8.19 MPa，壓裂0～28 s開始泵入壓裂液進(jìn)行憋壓，壓力迅速增加；在29 s達(dá)到破裂壓力，之后壓力不斷進(jìn)行延伸。在170 s時(shí)停泵，壓裂作業(yè)結(jié)束。

3 暫堵措施影響分析

針對復(fù)雜巖性組合儲(chǔ)層，調(diào)整施工參數(shù)難以有效改善裂縫復(fù)雜程度。暫堵壓裂是增加裂縫復(fù)雜程度的有效方式之一[20]，通過暫堵劑封堵，提高靜壓力，迫使裂縫轉(zhuǎn)向，提高裂縫復(fù)雜程度[21]。

3.1 巖性組合巖樣影響因素

對于不同黏性組合巖樣，在低黏度情況下，利用暫堵轉(zhuǎn)向技術(shù)手段，提高凈壓力，對裂縫高度擴(kuò)展的影響進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)?zāi)M，開展了低黏度(5 mPa·s)、定排量(200 mL/min)的暫堵壓裂物模實(shí)驗(yàn)。

N1#巖樣暫堵壓裂后沿最小水平主應(yīng)力方向產(chǎn)生了1條新的主縫，主縫與一次壓裂形成的水力裂縫呈80°左右的夾角，但未穿越上下隔層[圖11(a)]。2條裂縫開啟方式不同，一次壓裂形成的裂縫是由壓裂液從裸眼段位置直接侵入巖樣，造成裂縫開啟，暫堵壓裂形成的裂縫是壓裂液經(jīng)由第一條裂縫進(jìn)行堵塞，裂縫發(fā)生轉(zhuǎn)向，垂直于一次壓裂裂縫進(jìn)行擴(kuò)展。從壓力曲線[圖11(b)]可以看出，裂縫起裂后沒有明顯的壓力波動(dòng)，說明裂縫后續(xù)并未進(jìn)行新的轉(zhuǎn)向。

圖11 粉砂巖/泥巖/砂巖試樣暫堵壓裂裂縫形態(tài)及壓力曲線Fig.11 Fracture morphology and pressure curve of temporary plugging of siltstone/mudstone/sandstone samples

F1#巖樣暫堵壓裂后沿最小水平主應(yīng)力方向產(chǎn)生了1條新的主縫和1條分支縫[圖12(a)]。通過示蹤劑觀察，巖心內(nèi)共發(fā)生2次有效封堵，在裸眼段井筒內(nèi)暫堵劑聚集發(fā)生了第1次有效暫堵，形成第2條裂縫。在壓裂846～902 s，該裂縫較第1條裂縫發(fā)生轉(zhuǎn)向，與最大水平應(yīng)力方向成70°夾角。后期壓裂液繼續(xù)注入，在壓裂1 013～1 098 s，井筒附近暫堵劑沿該裂縫運(yùn)移，在裂縫中間部位發(fā)生第2次重新聚集封堵，偏最大主應(yīng)力方向形成第3條裂縫[圖12(b)]。

圖12 礫巖/粉砂巖/砂巖試樣暫堵壓裂裂縫形態(tài)及壓力曲線Fig.12 Fracture morphology and pressure curve of temporary plugging of conglomerate/siltstone/sandstone samples

L1#巖樣暫堵壓裂后沿最小水平主應(yīng)力方向產(chǎn)生了1條新的主縫，主縫與一次壓裂形成的水力裂縫呈垂直夾角，但未穿越上下隔層[圖13(a)]。2條裂縫開啟方式不同，一次壓裂形成的裂縫是由壓裂液從裸眼段位置直接侵入巖樣，造成裂縫開啟，暫堵壓裂形成的裂縫是壓裂液經(jīng)由第一條裂縫進(jìn)行堵塞，裂縫發(fā)生轉(zhuǎn)向，垂直于一次壓裂裂縫進(jìn)行擴(kuò)展。從壓力曲線[圖13(b)]可以看出，裂縫起裂后沒有明顯的壓力波動(dòng)，說明裂縫后續(xù)并未進(jìn)行新的轉(zhuǎn)向。

圖13 粉砂巖/礫巖/砂巖試樣暫堵壓裂裂縫形態(tài)及壓力曲線Fig.13 Fracture morphology and pressure curve of temporary plugging of siltstone/conglomerate/sandstone samples

3.2 排量影響因素

對于泥巖/粉砂巖/砂巖巖性組合的巖樣，在低黏度情況下，利用暫堵轉(zhuǎn)向技術(shù)手段，提高凈壓力，對裂縫高度擴(kuò)展的影響進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)?zāi)M，開展了不同排量下(100 mL/min 和200 mL/min)的暫堵壓裂物模實(shí)驗(yàn)。

S1#巖樣暫堵壓裂后沿一次壓裂形成的水力裂縫擴(kuò)展，向上突破高應(yīng)力區(qū)，延伸了裂縫高度擴(kuò)展[圖14(a)]。從試樣表面裂縫擴(kuò)展形態(tài)發(fā)現(xiàn)，低排量下，暫堵劑未能有效封堵一次壓裂裂縫，壓裂液流入裂縫內(nèi)在高應(yīng)力區(qū)與低應(yīng)力區(qū)界面處形成憋壓，最終突破高應(yīng)力區(qū)發(fā)生裂縫延伸。從壓力曲線[圖14(b)]可以看出，暫堵壓裂后有一次明顯的憋壓過程，裂縫突破高應(yīng)力區(qū)后，壓力發(fā)生驟降，之后沒有明顯的壓力波動(dòng)。

圖14 低排量下試樣暫堵壓裂裂縫形態(tài)及壓力曲線Fig.14 Fracture morphology and pressure curve of temporary plugging and fracturing of samples under low displacement

S2#巖樣暫堵壓裂后裂縫發(fā)生轉(zhuǎn)向，沿垂向應(yīng)力方向產(chǎn)生了1條新的主縫，主縫與一次壓裂形成的水力裂縫呈垂直方向，并向下破高應(yīng)力區(qū)[圖15(a)]。從試樣表面裂縫擴(kuò)展形態(tài)發(fā)現(xiàn)，高排量下，暫堵劑未被攜帶進(jìn)入裂縫內(nèi)就出現(xiàn)了新的起裂點(diǎn)，從而形成新的裂縫。

圖15 高排量下試樣暫堵壓裂裂縫形態(tài)及壓力曲線Fig.15 Fracture morphology and pressure curve of temporary plugging and fracturing of samples under high displacement

3.3 射孔位置影響因素

對于泥巖/粉砂巖/砂巖巖性組合的巖樣，針對不同射孔位置情況下，利用暫堵轉(zhuǎn)向技術(shù)手段，提高凈壓力，對裂縫高度擴(kuò)展的影響進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)?zāi)M，開展了低黏度(5 mPa·s)、定排量(200 mL/min)的暫堵壓裂物模實(shí)驗(yàn)。

S3#巖樣暫堵壓裂后，在主縫另一側(cè)產(chǎn)生了1條與最小水平主應(yīng)力方向呈20°左右的分支縫[圖16(a)]。從試樣表面裂縫擴(kuò)展形態(tài)發(fā)現(xiàn)，一次壓裂裂縫尖端憋壓后再次破裂產(chǎn)生新的分支裂縫。從壓力曲線[圖16(b)]可以看出，暫堵壓裂后延伸壓力波動(dòng)明顯，表明水力裂縫與多條微裂縫相連，裂縫開啟后，壓力迅速下降。

圖16 射孔位置居上試樣暫堵壓裂裂縫形態(tài)及壓力曲線Fig.16 Fracture shape and pressure curve of temporary plugging and fracturing of samples with perforation position higher

S4#巖樣暫堵壓裂后，在主縫另一側(cè)產(chǎn)生了1條與一次壓裂裂縫相平行的裂縫[圖17(a)]。從試樣表面裂縫擴(kuò)展形態(tài)發(fā)現(xiàn)，由于暫堵劑充滿裸眼段，壓裂液在井筒出口處憋壓，出現(xiàn)了新的起裂點(diǎn)，從而形成從井筒附近分叉的新裂縫。從壓力曲線[圖17(b)]可以看出，暫堵壓裂后的破裂壓力與暫堵壓裂前的破裂壓力值接近，說明開啟原有裂縫后尖端憋壓再次破裂，形成新的水力裂縫。

圖17 射孔位置居下試樣暫堵壓裂裂縫形態(tài)及壓力曲線Fig.17 Fracture shape and pressure curve of temporary plugging and fracturing of the sample with the perforation position at the bottom

4 結(jié)論

(1)不同巖性組合試樣下的縫高截止機(jī)制由巖石力學(xué)性質(zhì)所決定，高楊氏模量巖層會(huì)阻擋縫高穿層。暫堵壓裂后，當(dāng)層間力學(xué)性質(zhì)差異較小時(shí)，裂縫發(fā)生轉(zhuǎn)向擴(kuò)展突破，縫高發(fā)生穿層；當(dāng)層間力學(xué)性質(zhì)差異較大時(shí)，裂縫擴(kuò)展限制于同一巖層，縫高難以突破巖層界面。

(2)低排量下，裂縫無法突破高應(yīng)力區(qū)，縫高截止于應(yīng)力區(qū)分界面；暫堵壓裂后，裂縫形成新的憋壓，縫高延伸會(huì)突破高應(yīng)力區(qū)。高排量下，裂縫沿最小主應(yīng)力橫向擴(kuò)展，加入暫堵劑發(fā)生，裂縫轉(zhuǎn)向形成新的裂縫。

(3)不同射孔位置下的試樣裂縫起裂位置不同。射孔位置靠上，縫高傾向于向上擴(kuò)展，暫堵壓裂后形成新的起裂點(diǎn)。射孔位置靠下，縫高擴(kuò)展貫穿整個(gè)試樣，暫堵壓裂后形成相平行的新裂縫。