重復沖擊下砂巖的動態響應試驗研究

吳飛鵬, 趙志強, 顏丙富, 丁乾申, 劉 靜, 齊 寧, 羅明良

(1.中國石油大學(華東) 石油工程學院,山東 青島 266580;2. 中國石油大學(華東) 非常規油氣開發教育部重點實驗室,山東 青島 266580;3. 中海石油(中國)有限公司天津分公司,天津 300450)

隨著油氣資源開發的深化,深層、致密、超低滲等非常規儲層已逐步成為油氣資源的重要接替力量[1-2]。該類儲層物性差、地層壓力小,油井均需壓裂投產,水井也需改造后才能有效注入[3]。但由于大部分儲層微裂縫相對發育、非均質性強,采用水力壓裂投注易引起竄流且成本高[4],此外,受儲層應力差異控制,壓裂往往形成兩條深穿透長裂縫,難以實現井周均衡改造[5-6];常規基質酸化波及范圍受限,同時也會受到儲層非均質的影響,難以有效溝通天然縫網[7-8]。

以燃爆壓裂[9]、電脈沖壓裂[10]、高速動能水擊壓裂[11]等為代表的動載沖擊壓裂技術可輕松壓開儲層,并形成多條不受應力控制的徑向裂縫,極大改善地層滲流能力[12-13],且可復合水力壓裂、酸化壓裂、基質酸化作業,降低破裂壓力、增加裂縫改造體積、擴大酸液波及深度,同時該類物理法改造技術成本低、污染小、實施簡便,越來越受到油田現場的重視[14-17]。其中燃爆壓裂技術又稱高能氣體壓裂技術,由爆炸壓裂發展而來,具有能量高、沖擊壓力大等特點,能激發3-8條、5-10 m長徑向裂縫[18-20],但其涉及火工品,施工作業多為單次進行,且安全問題難以保證,制約了該技術的廣泛應用[21];電脈沖壓裂技術[22-24]可實現多次復合作業,但作用時間為微秒級,主要以應力波沖擊為主,難實現深穿透裂縫與井周壓碎破壞的平衡,且電子元件脆弱,適用溫度受限[25-26]。

而高速動能水擊壓裂是一種水動力學強沖擊改造技術,主要利用循環動能水擊裝置,對地層進行不同加載速率和不同加載次數的水擊作用,井周巖石受水擊應力沖擊與流體貫入性沖擊的復合作用,激發多條徑向裂紋[27];在沖擊過程中,聚能流體沿初始裂縫繼續楔入并擴展裂縫,且由于地層巖石中存在節理、縫紋、裂隙等薄弱結構面,這些薄弱結構在高壓流體瞬態沖擊作用下發生脹裂、剪切滑裂等,進一步增加裂縫數量及裂縫延展的范圍[28-30]。相較于其它兩種動載沖擊壓裂技術,該技術屬于非火工的純水力作用,可實現毫秒級動載沖擊,在儲層改造效果上能夠比擬高能氣體壓裂技術;且可方便實現不同沖擊波形的組合式循環作業,激發裂縫接力式擴展,穿透規模比高能氣體壓裂大;此外,作業過程可復合酸液、解堵液等藥劑體系,實現一次性復合增效作業。

該技術最早可追溯至井下水錘壓裂工藝[31-32],通過高速高能的流體瞬間沖擊地層,達到壓裂地層的目的,但該技術每次只能實現單次沖擊,效率較低。隨后有人提出連續水力沖擊工藝技術,能夠實現多次沖擊壓裂地層的目的,但該技術通常水擊壓力較小,且能量衰減嚴重,多用于儲層解堵[33-34]。近年來,結合水擊壓裂的原理并引入高壓脈動的低頻水力脈動工藝技術[35]成為人們關注研究的重點,該技術既能產生壓開裂縫的水擊波,又能多次產生定向的脈沖壓力波反復沖擊地層巖石,一定程度上增強了儲層的滲流能力,強化了開采效果[36-38]。

該技術工藝發展較快,現場應用范圍較廣,當前該壓裂技術的關鍵工程問題為兩個方面:其一是其井下、地面的能量轉換裝置,能否安全可控地將井筒內液體重力勢能、地面泵壓壓能、流體流動動能等充分的轉化為井底的水擊沖擊壓能,提高能量轉換效能,提升沖擊能量;其二是對于以形成多條徑向深穿透裂縫及分支縫為目標的沖擊參數、沖擊次數等的優化設計。本研究主要針對第二個工程問題,所蘊含的關鍵科學問題在于,該技術所形成的瞬態高速、高壓流體的沖擊下,井周巖石的損傷、破裂演化力學機制。如何實現動能水擊參數的設計是該技術的關鍵,而水力沖擊下巖石的破裂機理及控制因素敏感性是工藝設計的核心。在聚能水力沖擊下巖石的破裂機理研究方面,侯冰等[39]采用致密灰巖露頭開展真三軸水力壓裂物模試驗,分析了不同排量下的水力沖擊對裂縫擴展規律的影響;杜春志[40]通過水壓致裂巖體試驗研究,分析了儲層地應力狀況、注水壓力對裂縫起裂及擴展規律的影響,并得出裂縫擴展的力學條件; Wang等[41]運用有限元方法對水擊應力波在不同儲層條件下的傳播進行計算,以此分析水擊應力波在巖石內部節理、斷層等天然損傷處的變化規律;Wang等[42]提出了一種三維非線性流固耦合模型,模擬高能水擊裂縫在地層中的延展,分析了地應力、彈性模量和巖石抗拉強度等儲層物性對裂縫形態的影響。這些研究大都致力于分析水力沖擊儲層的起裂規律和不同地應力等儲層物性對裂縫擴展方面的影響,而巖石在聚能水力沖擊下的破壞過程是一個應力沖擊與流體泄入性沖擊的協同耦合巖石動力學問題,流體泄入巖心的動力學響應機制和沖擊參數、沖擊形式對巖石破壞的影響規律等方面仍亟待深入探究。

由此,本文借助巖石動態沖擊損傷模擬試驗裝置,探究沖擊參數、沖擊次數、沖擊組合對破巖規律的影響,分析巖石損傷-破裂過程的力學演化機理,明確可實現多裂縫深穿透至裂的最佳參數組合,為該技術的礦場實施方案設計提供支撐。

1 高速動能水擊壓裂破巖試驗原理及試驗方案

1.1 試驗設備及原理

本試驗采用的關鍵設備為巖石動態沖擊損傷模擬試驗裝置[43],其主要由沖擊發生機構、巖心夾持器、壓力采集系統、加壓泵組四部分組成。試驗過程中,重物從一定高度自由下落沖擊柱塞,柱塞壓縮密封在巖心內的流體,瞬間激起高壓,以流體與孔眼壁面的應力擠壓與聚能流體泄入近孔區域孔縫的復合沖擊效應,產生瞬態高加載速率液壓沖擊,這與礦場設備所產生的沖擊加載條件是一致的,同時巖石所處的環境與礦場環境也是相似的,由于本試驗裝置為擬三軸加持,只能表征相同的應力水平,考慮到該瞬態沖擊的關鍵在于加持應力水平,而高速沖擊下應力差異的影響將被弱化,因此從巖石破裂響應規律角度,該裝置可以進行相似模擬。該試驗系統區別于霍普金森壓桿(split Hopkinson pressure bar,SHPB)系統(可模擬位移沖擊環境)[45],其既能考慮井筒內的增壓致裂過程,又能考慮外部流體高壓侵入的影響。此外,巖樣外緣被刻有導流槽鋼套片包裹,鋼套外為橡膠套,橡膠套外部位圍壓液壓腔,以此實現了巖樣外緣應力條件、孔壓邊界的獨立施加。

根據該裝置工作原理,可做如下假設:①重物自由落體剛觸碰柱塞時會立即隨柱塞移動;②將液體壓縮變形過程簡化為彈性形變運動過程;③忽略活動柱塞與壓力室內壁摩擦的影響;④忽略碰撞彈跳的影響;⑤沖擊時,鉆孔內壁無變形。

因此,根據可得到巖樣不發生形變、破裂條件下,動態沖擊加載速率推導公式[44]

(1)

式中:dP為壓力變化,Pa;dt為時間的變化,s;AP為柱塞內部接觸面積,m2;C為液體壓縮系數,Pa-1;V0為模擬井眼上部增壓區塊體積和模擬井眼體積之和,m3;g為重力加速度,m/s2;H為重物下落高度,m;T為重物與柱塞沖擊開始運動到柱塞向下運動結束的時間,s;t為柱塞開始運動后時間,s。

對上式進行積分可得到沖擊過程中的壓力峰值為

(2)

式中:Pmax為壓力峰值,Pa;P0為模擬井眼的初始壓力,Pa;m為重物質量,kg。

1.2 驗證與分析

首先,采用帶中孔的圓柱形鋼塊進行沖擊試驗,鋼塊半徑為40 mm,高度為45 mm,中孔半徑為3 mm。由于鋼塊強度大,沖擊過程不會發生形變、破裂,以此模擬沖擊過程孔眼空間體積不變條件下的沖擊加載過程。

測試了自由落體重物質量為20 kg,高度分別為0.8 m、0.4 m、0.2 m三種情況下的沖擊加載曲線,同時通過式(1)和式(2)理論計算鋼塊中孔液壓沖擊記載過程,其對比結果如圖2所示,其中P0=15 MPa,V0=1.836 9×10-7m3,AP=2.826×10-6m2,C=0.048 5,g=9.8 m/s2。

由圖2看出,初始鉆孔壓力為15 MPa,隨著沖擊高度的增加,沖擊所產生的能量也隨之增大,沖擊的高度決定了沖擊時重物的動能。其無論自由落體高如何,其沖擊產生的峰值壓力,試驗值略低于理論值,0.8 m、0.4 m、0.2 m自由落體高度沖擊條件下,理論計算峰值壓力比試驗值分別高15.7%、8.8%、1.6%。分析認為這種差異主要由于推導過程忽略了重物下落時與導軌的摩擦,以及柱塞沖擊時與巖心夾持器壁面的摩擦導致,所以自由落體高度越高,滑動摩擦產生的能量耗散就越多,試驗值的峰值壓力與計算的峰值壓力的誤差就越大,因此,通過多組不同沖擊參數組合下的曲線峰值壓力與該沖擊參數下的理論公式的峰值壓力進行擬合回歸,得到當修正系數為0.77時理論曲線和試驗曲線有較好的一致性,為下一步沖擊試驗的理論試驗方案的設計提供了依據。

1.3 試驗巖樣的制作

考慮每次沖擊試驗中巖石試樣統一性,采用人造巖心完成水擊壓裂試驗。如表1所示參考天然砂巖物性參數,具體制作步驟如下:①使用振篩機對石英砂進行篩選;②按一定砂灰比量取石英砂和水泥灰混合均勻;③加入清水攪拌混合均勻;④組裝直徑為80 mm的壓制模具;⑤將混合物倒入模具中并安裝巖心壓制裝置;⑥軸向上施加壓力為10 MPa,持續加壓2 h;⑦取出巖心且室溫中養護28 d;⑧養護后巖心利用巖心切割機切割成高度為40 mm;⑨使用巖心鉆孔機在巖心的中心上鉆孔;⑩使用砂紙打磨斷面,得到最終的巖心。

表1 人造巖樣物性參數表

為了使人造巖心更具有代表性,更能在各種物性上貼近真實巖心,測試相關模擬巖樣物性參數如表2所示,與現場真實巖心的物性對比,確定了水泥含量為50%時的人造巖心更貼近該區塊的真實巖心。

表2 天然巖樣物性參數表

1.4 試驗流程與方案

本研究著重分析單次沖擊、重復沖擊及變能量組合沖擊,對巖石破形態及演化過程的影響規律,設計開展了三部分共9組試驗,試驗方案如表3所示。

表3 水擊動能沖擊試驗方案

試驗過程中,首先將人造巖心放入巖心夾持器中,使注水孔與巖心中孔完全重合;進而在巖心外部放入膠皮套筒,使其與巖心完全貼合,組裝巖心夾持器;隨后注水加載圍壓,待壓力達到設定值(本研究施加25 MPa)后,觀察壓力波動,保證壓力在設計值上下浮動不超過0.2 MPa;同時,通過平流泵向巖心中孔注水至設計值(本研究為15 MPa),觀察壓力波動情況,確保壓力在設計值上下浮動不超過0.2 MPa;最后,調整重物質量和高度為設計值,進行釋放沖擊測試;跟蹤采集沖擊過程中孔壓力值變化,試驗后取出巖心,觀察巖心裂縫形態。

2 高速動能水擊壓裂試驗結果與分析

2.1 單次沖擊對巖石破壞的力學機理分析

按照上述單次水擊壓裂破巖方案設計開展試驗,#1～3組巖石受沖擊后的巖石破裂情況、模擬井眼壓力和加載速率變化曲線如圖3～5所示:

三組試驗模擬井眼內壓力隨時間變化趨勢相同,表現為其加載速率均存在明顯的三個階段:快速上升階段(開始加載到壓力拐點)、振蕩性減小階段(壓力拐點到壓力峰值)、峰值后壓力衰減階段(峰值點后)。但每個階段的節點壓力、加載速率卻有明顯差異,對應巖石破壞形態也各不相同。主要體現在:

對于#1組(重錘高度0.4 m)試驗,由于自由落體初始高度最低,其初始加載速率較小(2.48 MPa/ms),巖心孔眼內流體受擠壓突破壁面孔隙界面,泄入巖石基質并快速擴容滲流。Grady-Kipp動態斷裂模型[46]和Stenerding-Lehnigk動態斷裂準則[47-48]壓力加載速率影響了巖石內部裂紋的活化、生長,當應力波能量作用密度在門檻值和上限值之間時,應力波的每一次沖擊都會導致巖石的損傷,使得裂紋在一個較低的速率下擴展。隨著擴容增滲程度的加大,泄流速度逐漸接近柱塞擠壓流體的速度,表現為加載速率增大至極值點(20.04 MPa/ms)后快速下降;隨著柱塞的持續下行,擠壓流體持續快速貫入基質,孔隙壓力升高,而孔眼內壓力仍未達到致裂巖石水平,因此孔眼內液壓又一次快速增加,加載速率再次提升,但由于該過程中柱塞處于減速運動,且巖石基質內的流體也在不斷擴容孔隙讓出空間,因此其加載速率低于第一段峰值;隨后,當孔眼內壓力上升到峰值(36.03 MPa)后,其仍未達到致裂巖石水平,但此時柱塞運行至最低點后開始反彈,巖石中孔隙密閉體積增大,模擬井眼壓力也達到峰值后逐漸呈階梯狀降低。由于擠壓流體貫入巖石中是一種強斷續非穩定流動,因此水擊過程中的加載速率呈現劇烈震蕩趨勢。從沖擊后巖樣形態來看,該組試驗下的水擊作用僅對井眼壁面造成微損傷,并無明顯裂縫的產生。

對于#2組(重錘高度0.8 m)試驗,相對#1組自由落體高度增加一倍,理論加載速率增加1.4倍,表現為其初始加載速率約為(3.47 MPa/ms),即流體受擠增壓速率增大,模擬井眼壓力迅速到達拐點(34.93 MPa)。拐點后的加載速率呈現先振蕩上升后再次快速下跌的趨勢,表明巖石基質內部的損傷迅速累積,裂紋快速擴展,井眼周圍出現宏觀小裂縫的快速泄流通道,此時泄流面積瞬間擴大,泄入巖石基質的流體迅速侵占讓出體積,導致孔眼內壓力上升趨緩;此后,隨著柱塞繼續下行至最低點后開始反彈,巖心孔眼內流體進一步壓縮憋起壓力至峰值(42.48 MPa),由于泄入流體大多補充巖石增大的孔隙體積,因此壓裂裂縫的延伸不夠徹底。從巖石的破裂情況來看,該組試驗下的水擊作用破壞了井眼壁面薄弱區,產生一對微型水力裂縫。

對于#3組(重錘高度1.2 m)試驗,其初始加載速率(4.24 MPa/ms)、模擬井眼壓力峰值(49.69 MPa)進一步增大,井眼應力波能量作用密度瞬間達到了損傷閾值,巖石受水擊破裂情況更為嚴重。柱塞下行擠壓流體開始泄入巖石基質,此時泄入速率遠遠小于擠壓流體速率,巖心孔眼內瞬時憋起更高的壓力,在孔眼內壁周圍壓開裂縫,同時流體楔入裂縫,進而劈裂成為貫穿縫。在裂縫初形成時,由于巖心孔眼內流體楔入裂縫補充讓出體積,因此模擬井眼壓力曲線到達拐點(38.17 MPa)后出現瞬時降低現象,加載速率也隨之降低為負值;隨著柱塞繼續下行擠壓流體,巖心孔眼內壓力再次提升至峰值,直至貫穿縫形成后,流體大量泄出巖石,模擬井眼壓力迅速降低。巖石壓裂后裂縫面情況也表明了流體泄入后劈裂的過程,具體表現為在裂縫靠近模擬井眼的部分存在流體沖刷的痕跡,裂縫面比較光滑,而遠端裂縫由于是被劈裂、撕開的,因此其裂縫面相對較為粗糙。此外,由于瞬間激起高壓,井眼周圍可能會產生破碎區域。

試驗結果表明,在較低的水擊能量下,流體在巖石基質中的泄入會平衡掉流體擠壓速率,模擬井眼壓力增幅較小,無法壓開宏觀裂縫,僅能對井眼壁面造成微損傷;但隨著水擊能量增大,微裂縫逐漸聚并串聯而成宏觀裂紋;當流體泄入速率遠遠小于擠壓流體速率后,宏觀裂紋因流體楔入而形成脆性崩裂裂縫,因此流體高速貫入巖石基質中可起到擴容增滲的效果,具體表現為#3組試驗巖心出現一對貫穿裂縫,在孔眼周圍還會出現一層破碎區域,且從端面上可以看出流體徑向泄入的沖刷痕跡。

2.2 單次沖擊對巖石破壞的力學機理分析

按照表2方案設計開展重復沖擊試驗,#4～7組巖石受沖擊后的巖石破裂情況、不同重復沖擊次數下壓力峰值和平均加載速率變化示意圖,如圖8～10所示。

從圖9可以看出,在#4～7四組試驗中,每組巖心模擬井眼峰值壓力均隨沖擊次數增加而呈減小趨勢。同時,由圖10可得,隨加載次數增加,加載速率也逐漸減小,且同樣呈現出先慢后快又變慢的階梯變化趨勢。對照四組巖心破裂情況,隨加載次數增加,巖心裂縫條數增加、縫長和縫寬增大、孔眼周圍損傷破碎加劇,整個破巖過程可分解為三個階段,即近孔眼損傷、裂縫起裂擴展和應力擠壓破碎。

圖1 巖石動態沖擊損傷模擬試驗裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of the dynamic impact damage simulation test device for rocks

圖2 理論計算與實測模擬井眼p-t曲線對比圖Fig.2 Comparison of theoretical calculation and actual simulated borehole p-t curve

圖3 0.4 m重物高度沖擊時模擬井眼p-t曲線Fig.3 Simulated borehole p-t curve at 0.4 m weight height impact

圖4 0.8 m重物高度沖擊時模擬井眼p-t曲線Fig.4 Simulated borehole p-t curve at 0.8 m weight height impact

圖5 1.2 m重物高度沖擊時模擬井眼p-t曲線Fig.5 Simulated borehole p-t curve at 1.2 m weight height impact

圖6 不同加載高度下的各壓力、加載速率曲線Fig.6 Curves of each pressure and loading rate under different loading heights

圖7 裂縫面區域示意圖Fig.7 Schematic diagram of the crack surface area

圖8 巖石沖擊后的破裂情況圖Fig.8 Rupture of rock after impact

圖9 不同重復沖擊次數下壓力峰值Fig.9 Peak pressure at different number of repeated impacts

圖10 不同重復沖擊次數下加載速率Fig.10 Loading rate at different number of repeated impacts

首先在近孔眼損傷階段,由于巖石破裂強度較大,模擬井眼壓力不足以造成巖石內壁起裂,僅靠高壓流體快速泄入沖刷作用對其造成損傷,因此該階段具體表現為巖石受水擊后的損傷范圍僅僅局限在孔眼附近,巖石內壁損傷程度較小,形成微小裂紋,其加載速率較大,模擬井眼壓力峰值較高;進入裂縫起裂擴展階段后,由于巖石破裂強度受損傷而降低,孔眼內流體受擠壓開始泄入損傷薄弱區,微裂縫、裂紋端面受流體擠脹作用發生擴展并沿尖端延伸,從而形成多條徑向宏觀裂縫,該階段具體表現為巖石受水擊作用后損傷范圍由巖心孔眼向四周擴展,開始出現多條貫穿井眼的宏觀裂縫,相應的加載速率及模擬井眼壓力峰值也因流體快速補充到擴容體積而迅速下降;沖擊次數到達臨界次數5次之后,進入應力擠壓破碎階段,此時巖心孔眼內流體受擠壓持續沿裂縫泄入,促使裂縫產生重復的張開與閉合,這種裂縫響應將大程度平衡掉液壓沖擊能,因此加載速率變得很小,巖心宏觀裂縫不斷被沖刷、張開。同時,高壓流體也會沿著裂隙貫入,形成支縫,因此該階段具體表現為巖石受水擊作用后損傷范圍增大至整個巖心,主裂縫因流體泄入、沖刷而變得更寬且光滑,與伴生的多條支縫一并構成裂縫縫網。當巖石泄流能力完全平衡掉沖擊能量后,壓縮流體直接沿裂縫泄入巖石外,模擬井眼壓力很難再憋起,加載速率也持續維持在較低水平。由此,循環水力沖擊致裂是多次加載激發的微裂紋不斷演化、累積、貫穿的過程。

相較于單次高能量水擊壓裂試驗,對巖心進行重復低能量沖擊能夠有效降低破裂強度,且巖心的破裂形態多以縫網的形式存在,比單次高加載能量試驗所產生的1條或2條水力縫更為優越。但僅依靠低加載能量的重復沖擊,會因流體反復擠壓、沖刷孔眼壁面,而造成大范圍損傷破碎、壓實,這一定程度上抑制了基質增滲效果。因此,合理配置每次沖擊的能量等級,實現起裂與擴展的協同作用,將更有利于多條裂縫的脆性擴展。由此,本研究設計#8和#9兩組組合沖擊試驗,以探究不同加載能量組合對巖石破裂形態的影響規律。

2.3 組合沖擊下對巖石破壞的演化機理分析

兩組試驗分別設定“先高后低”和“先低后高”的加載組合,巖心破裂情況及沖擊過程巖心孔眼的p-t曲線如圖11～13所示。

圖11 巖石破裂情況Fig.11 Rock fracture condition

對于“先高后低”加載組合水擊試驗(見圖12),高能量水擊下的模擬井眼壓力要明顯大于低能量水擊,且隨水擊次數增加,模擬井眼壓力峰值也呈現逐步下降趨勢。從巖石的破裂形態看,水擊作用致其孔眼內壁損傷破裂嚴重,并形成貫穿裂縫。先進行首次高能量水擊時,巖石孔眼內流體受擠壓會像“楔子”一樣楔入巖石,直接造成巖石內部發生破壞起裂形成宏觀水力裂縫,而由于水擊能量大多集中于巖心孔眼附近,致使孔眼內壁坍塌破碎。隨后的多次低能量沖擊中,巖石孔眼中的流體直接沿貫穿裂縫泄出巖石,抑制了多裂縫的競爭性開啟,且模擬井眼壓力變化不再明顯,此外,孔眼內壁由于受到大量流體的反復沖刷而造成井周壓實,降低擴容增滲效果。

圖12 “先高后低”加載組合模擬井眼p-t曲線Fig.12 Simulated borehole p-t curve with “high first, then low” loading combination

而對于“先低后高”加載組合水擊試驗(見圖13),在低能量水擊階段,模擬井眼壓力隨水擊次數增加而逐漸降低,在進行第四次高能量水擊時,模擬井眼壓力迅速攀升,超過低能量水擊階段下任意一次的峰值壓力。從巖石的破裂形態看,多條宏觀裂縫沿孔眼向巖石四周競爭性起裂,且宏觀裂縫尖端及薄弱點發育出多條小型分支縫,最終構成破碎縫網。在多次低能量的水擊作用下,巖心孔眼內液體受擠壓侵入巖心,其內部薄弱面逐漸起裂,率先形成微損傷和擴容通道,隨著流體持續泄入巖石基質,其孔隙壓力也隨之升高,連續的低能量沖擊對巖心造成漸進式累積損傷;在最后一次的高能量水擊作用下,巖心孔眼內瞬間憋起高壓,擠壓流體“楔入”并撕裂巖石形成多條宏觀裂縫,而在低能量加載階段形成的微裂縫、微裂紋同時得到的擴展、溝通、延伸,最終形成宏觀主裂縫貫穿巖心、多條分支裂縫交錯連接分布的破碎縫網。

圖13 “先低后高”加載組合模擬井眼p-t曲線Fig.13 Simulated borehole p-t curve with “low first, then high” loading combination

綜上所述,“先高后低”加載組合是先以高能量沖擊造成巖心直接破裂,后以低能量沖擊對裂縫進行擴展,巖心易形成少數幾條貫穿裂縫,但孔眼又因流體的反復沖刷坍塌破碎,影響增滲效果;而“先低后高”加載組合則是先以低能量沖擊對巖心造成累積損傷,后以高能量沖擊破壞巖石結構,形成含有多條主裂縫與分支縫的破碎縫網;因此,整體上,“先低后高”加載組合更易形成多條宏觀裂縫,且對巖石的損傷程度及增滲擴容效果更好。

3 結 論

(1)對于單次高速動能水擊破巖,在8.5 MPa/ms的沖擊加載速率下,巖石呈現出流體泄入損傷孔眼的破壞模式;當加載速率提高到13.4 MPa/ms時,巖石呈現出微裂縫聚并串聯成宏觀裂紋的破壞模式;當壓力加載速率提高到15.5 MPa/ms時,巖石呈現出流體楔入形成脆性崩裂裂縫的破壞模式。

(2)隨著沖擊次數的增加,巖石損傷破壞呈現近孔眼損傷(1～2次)-裂縫起裂擴展(3～5次)-應力擠壓破碎(6～10次)三個過程。首先憑借水力沖刷作用對巖石造成損傷,隨后流體開始泄入損傷薄弱區及微裂縫,形成多條徑向宏觀裂縫,隨著流體持續沿裂縫泄入巖石遠端并沖刷裂縫縫面,縫長、縫寬大幅增加,但隨著沖擊次數的增加也會產生壓碎、壓實井眼的不利影響。

(3)“先高后低”加載組合雖然也能夠形成宏觀裂縫,但后續的重復水力沖刷作用易造成井壁壓實,從而降低增滲效果;而“先低后高”加載組合更易形成含有多條主裂縫與分支縫的破碎縫網,對巖石的損傷程度及增滲擴容效果更好。