裂缝扩展机理（精选4篇）
裂缝扩展机理 篇1
水力压裂技术是目前开采致密油气藏的核心技术之一，其中水力裂缝的延伸形态对最终增产效果影响巨大。矿场实践表明，以往追求单一裂缝长度的传统压裂设计思路对致密储层而言，其提高产量的效果十分有限，所以衍生出旨在创造复杂裂缝网络的体积压裂等增产理念[1,2]。然而，在实际压裂施工中，受控于地层脆性指数，天然裂缝发育程度，水平地应力差等地质条件的限制，即使借助水平井分段压裂等技术，很多地层也无法形成理想的复杂裂缝网络，所以不加选择的在任何储层都追求形成复杂裂缝网络具有极大的盲目性[3,4,5,6,7]。深穿透定向射孔技术基于高压水射流理论，通过控制液压对地层进行破岩钻孔，可以形成较常规射孔更深的穿透深度和孔眼半径，但目前该方面的研究多集中在抑制近井筒产生非平面多裂缝等方面。通过发散逆向思维，基于线弹性岩石力学和定向射孔增产理论，提出通过深穿透高压水射流定向射孔诱导地层形成复杂裂缝网络的增产设计思路。该方法与传统基于桥堵原理通过人工暂堵剂提高缝内净压力实现多裂缝形成的思路有本质的不同[8,9]，其主要利用高压水射流定向射孔改变井周原始地应力场，控制井壁处各点的破裂压力，人工创造“多破裂源”，诱导地层产生复杂裂缝，进而达到提高储层改造效果的目的。主要通过室内真三轴压裂物理模拟实验对定向射孔压裂裂缝扩展机理进行了研究，重点分析了射孔方位、射孔深度以及水平地应力差对水力裂缝起裂及扩展形态的影响规律。
1 试验原理
当射孔方位与最大水平主应力方向一致时，水力裂缝将优先沿着射孔孔眼方位扩展，为此，现场多利用深穿透定向射孔技术来减少近井筒附近由于应力集中导致的多裂缝问题[10,11,12,13,14,15];但当两者方向不一致时，水力裂缝一般会首先沿着射孔方向延伸一段距离，之后再转向最大主应力方向[16,17,18,19]。基于上述理论，提出先通过高压水射流技术改变原始井周应力场，之后再通过水力压裂进行储层改造的压裂设计理论。目前对定向射孔压裂裂缝延伸机理的研究大多建立在数值模拟的基础上，但由于对其内在机理认识不足，在分析裂缝扩展规律时往往采用理想化的假设条件，因此本文首先通过理论分析对此问题进行可行性论证，之后结合室内试验对定向射孔压裂中的裂缝扩展行为进行直观观测研究[20,21,22,23,24]。
1.1 定向射孔破裂压力理论解
假设岩体是均匀各向同性线弹性多孔介质，并假设井壁围岩处于平面应变状态，将水平射孔孔眼看作一段圆柱体，在边上受周向应力σθ，在上下受压应力σz，轴向受单轴压缩应力σr，并作拉应力为正，压应力为负的假设，建立的力学模型和定义坐标系如图1、图2所示。
对于水平射孔孔眼，认为其轴向两端有刚性约束，其轴向位移受到限制，各点都只能在s-φ平面内移动而不能沿zz方向移动，即为平面应变问题。在此基础上，推导得到孔壁应力分布模型:
式(1)中，σr为井眼围岩径向应力，MPa;σθ为井眼围岩周向应力，MPa;σz为井眼围岩轴向应力，MPa;σs为孔眼围岩径向应力，MPa;σφ为井眼围岩周向应力，MPa;σzz为井眼围岩径向应力，MPa;τsφ，τsz，τzφ为孔眼围岩剪应力，MPa;PPf为孔眼内流体压力，MPa;rhs为孔眼半径，m;s为距孔眼中心的径向距离，m;θ为自最大水平主应力σH方向逆时针测量的方位角;φ为自σθ方向逆时针测量的方位角。
令s=rhs，可得水平井孔壁处应力分布:
结合井周围岩应力分布[23]，可得射孔孔壁上任一位置的周向应力表达式为:
式(3)中，a为井眼半径，m;r为距井眼中心的距离，m;Pwb为井眼内流体压力，MPa;σH为最大水平主应力，MPa;σh为最小水平主应力，MPa;σV为上覆岩层压力，MPa。
在孔眼跟部，即r=a，有:
由弹性力学理论，射孔孔壁最大拉应力σmax为:
综合岩石拉伸破坏准则，引入有效应力，满足式(6)时，裂缝开裂:
式(6)中，α为Biot系数，无量纲;Pp为孔隙压力，MPa;T为岩石的抗拉强度，MPa。
1.2 定向射孔压裂诱导复杂裂缝可行性研究
为了验证该压裂理论可行性，以西南某低渗透气田为例，分析了定向射孔孔壁应力分布，并计算了相关的破裂压力。该区块的垂向主应力为-42MPa，最大水平主应力为-35.95 MPa，最小水平主应力为-29.02 MPa，泊松比为0.2，井眼半径为0.1m，径向射流水平孔眼直径为0.06 m。分别考虑井眼内压分别为20 MPa和30 MPa时，射孔孔眼跟部孔壁上的应力分布如图3，图4所示。
由图3和图4可以看出，当射孔方位角固定时，孔眼壁面上应力极值出现在具有高度的对称性;随着井眼内压由20 MPa增大到30 MPa，孔眼壁面局部区域周向应力分量由压应力变为拉应力，并且在孔眼顶面和底面位置处拉应力最大，即在孔眼的顶面和底面最易产生拉伸破坏，因此在计算破裂压力时只需取
假设岩石本身抗拉强度为2 MPa，原始孔隙压力为18.0 MPa,Biot系数为0.65，孔眼深度1.0 m，不同射孔方位角条件下孔眼跟部的破裂压力如图5所示。
由图5可以看出，与裸眼完井相比定向射孔显著降低地层破裂压力，同等条件下裸眼井破裂压力为41.41 MPa，当沿水平最大主应力方向定向射孔地层破裂压力仅为31.27 MPa，降幅达24.48%;此外随着射孔方位角的增大，地层破裂压力逐渐升高，但其增幅呈现出明显的阶梯状，同时存在一个最佳射孔方位角，在此位置射孔可以在井壁上形成多个“破裂源”，进而诱导地层产生复杂裂缝。
2 试验设备及试样制备
2.1 试验设备
试验本研究所采用的大尺寸真三轴水力压裂物理模拟系统主要由三轴高压缸(图6)、液压动力泵组、伺服控制系统、主控计算机、信号采集系统5部分组成。实验系统中水平地应力加载方式为加压板柔性加压，加压板放置在岩样与加载框架之间，通过向加压板中注液，压力增大致加压板膨胀，然后将压力传递至岩样表面，达到模拟水平地应力的目的。加压板柔性加压与传统的扁千斤顶刚性加载相比，具有应力加载均匀的优点，但由于加压板材料的膨胀不可回缩特性，重复使用次数有限。
2.2 试样制备
受天然岩样加工条件的限制，本研究采用混凝土试样进行实验，其尺寸为100 mm×100 mm×100mm。试样采用普通32.5R水泥和120目石英砂以体积比1∶1混合而成。在试样制作的同时，将外径10 mm、内径8 mm、长60 mm的钢管预置在试件中，以模拟井筒，其上有直径为2.5 mm的小孔模拟射孔孔眼，其长度为20 mm(图7)。以质量分数0.45%的瓜胶作为压裂液(添加了蓝色示踪剂)，其表观黏度为52.4 MPa·s。实验排量为4.1×10-9m[3]/s，试样基本参数见表1。
2.3 实验参数及条件设置
水力压裂物理模拟实验要求模拟地层条件，其中最主要因素之一便是地应力大小和分布。依据相似准则确定各实验参数，取σV=24 MPa，射孔相位角为180°，采用平面简单布孔方式布孔，设3排孔(共6个)。详细的模拟实验方案见表2。
3 试验结果及影响因素分析
3.1 射孔方位角的影响
为研究射孔方位角对破裂压力和裂缝形态的影响，本次共进行了5块岩样的模拟压裂实验，实验结果见表3，实验后试样裂缝形态如图8所示。
#1号试样由于射孔孔眼方向与σH方向一致，裂缝沿0°，180°相位孔眼起裂后，一直沿孔眼方向延伸，产生了1条平整、规则的对称双翼裂缝，裂缝形态与裸眼井压裂类似。
#2号、#3号试样首先在射孔炮眼处起裂，裂缝延伸一段距离后转向最大地应力方向，形成1条双翼转向裂缝。由于射孔方位角增大，#3号试样破裂压力及转向距离较#2号试样明显增大。
#4号试样裂缝形态较为特殊，不仅在井眼两侧形成沿定向射孔尖端起裂形成的一条双翼弯曲裂缝，同时，又沿σH方向形成了一条对称双翼裂缝。
#5号试样自射孔孔眼跟部与井壁的交汇位置起裂、穿过微环面后形成一条沿σH方向扩展的对称双翼裂缝，但裂缝面较为粗糙。
由表3可以看出，随着射孔方位角的增加，地层破裂压力及裂缝转向距离不断增大。根据最小能量原理，裂缝总是沿着阻力最小的平面破裂和传播。平行于最大水平地应力方向的孔眼壁面的破裂阻力最小，所需的破裂压力最低;当射孔方位角不等于0°或180°，即偏离最佳射孔方向时，偏离得越远，地层破裂阻力越大，所需的能量越大，破裂压力也越大。
综合上述实验结果，可以将定向射孔水力压裂中可能出现的裂缝扩展形态归结为4大类，如图9所示。当定向射孔沿着最大水平地应力方向时，人工水力裂缝一般沿着定向射孔方向起裂，产生一条规则的双翼平直裂缝[图9(a)];当定向射孔与最大水平地应力呈一定角度时，裂缝首先沿射孔方向扩展并迅速转至最大水平地应力方向，产生一条双翼转向裂缝[图9(b)];同时存在一临界射孔角度，在此位置，定向射孔处和最大水平地应力方向处的第一主应力大小相等，裂缝可以同时在这两个位置起裂[图9(c)];当定向射孔方位角进一步增大时，人工裂缝将不再沿着定向射孔起裂，而是沿最大水平地应力方向起裂，产生一条穿过微环面的双翼平直裂缝[图9(d)]。对于实际需要改造的储层，由于受岩石非均质性及固井质量的影响，实际形成的裂缝形态可能会更加复杂。
3.2 射孔深度的影响
为了研究射孔深度对破裂压力的影响，除#1试样外，又进行了3块岩样的模拟压裂实验，实验结果见表4。
由表4可以看出，地层破裂压力随着射孔深度的增加而降低，但是当钻孔深度增至一定值后，钻孔深度的增加引起的地层破裂压力的降幅逐渐减小。这是因为钻孔深度增加，在注入同样压裂液体积的条件下，液体压力在井壁上的有效作用面积增大，用于破裂地层的能量增大，使得井壁的周向应力增加，地层的破裂压力降低。
3.3 水平应力差的影响
为研究水平应力差对破裂压力和裂缝形态的影响，选取射孔方位角为45°，进行了3组模拟实验，结果见表5。
由表5可以看出，随着水平应力差的减小，破裂压力显著升高，裂缝转向距离也随之增大。可见在低水平应力差储层进行定向射孔压裂，能显著提高水力裂缝波及面积，改善渗流通道，提高增产效果。
4 结论与认识
(1)通过室内物理模拟实验对定向射孔压裂裂缝的起裂及延伸机理进行了系统研究，实验结果表明:通过定向射孔压裂可以人工控制形成“多破裂源”，激发诱导地层产生“S”型、“X”型等更为复杂裂缝形态。
(2)定向射孔方位角对破裂压力、起裂位置以及转向距离均有显著的影响。随着定向射孔方位角的增大，破裂压力与转向距离均增大;存在一个有效射孔角范围，超过此范围，裂缝将从微环隙起裂或者转向不明显，所以建议最佳射孔角范围在45°～60°之间。
(3)射孔深度和水平应力差也是影响定向射孔破裂压力及裂缝形态的核心参数。地层破裂压力与射孔深度成反比。随着射孔深度增加，地层破裂压力也不断降低，但地层破裂压力的降幅随着射孔深度的增加而降低;对于水平应力差而言，其值越小，地层破裂压力越高，裂缝转向距离越大。
(4)本实验结果主要针对于各向同性较强的水泥试样，未来应用到复杂的裂缝性页岩储层来说将更有意义，借助两条主裂缝的同步延伸会大大增加与储层中天然裂缝接触的机会和复杂缝网形成的概率，从而达到三维立体储层改造体积的目的，为致密油气的压裂改造提供了更广阔的设计思路。
摘要：基于线弹性岩石力学和定向射孔增产理论,提出了利用定向射孔诱导地层形成复杂体积裂缝的增产设计思路。通过大型真三轴水力压裂物理模拟实验对其压裂机理进行了研究,分析了射孔方位、水平地应力差、射孔深度等对破裂压力以及裂缝扩展形态的影响。结果表明:定向射孔方位角和水平地应力差对破裂压力的影响最为明显;并且控制着裂缝转向半径。随着射孔方位角的增大,破裂压力逐渐升高;随着射孔深度的增加,破裂压力逐渐降低;同时存在一个最佳射孔方位角范围,在此范围内可以诱导地层产生“S”型、“X”型等复杂裂缝形态。研究成果可为定向射孔压裂施工参数优选提供理论支撑。
关键词：体积压裂,定向射孔,水力压裂,裂缝扩展机理,多裂缝
裂缝扩展机理 篇2
关键词：天然裂缝,水力裂缝,扩展,影响,数值分析
水力压裂是利用地面的高压泵组将高黏度压裂液泵入井中。当压裂层段的液体压力大于井壁附近的地应力和地层岩石抗张强度后,附近地层岩石产生裂缝。继续注入带有支撑剂的携砂液,逐渐形成具有一定几何尺寸和导流能力的填砂裂缝,从而达到改善储层和井眼之间流体连通性的目的[1]。近些年来,由于国内外各大油田中的低渗油田老井的再次开发和大量低渗未动用储量的开发,水力压裂技术成为重要的油气开采措施[2]。天然裂缝往往对水力压裂裂缝扩展产生重要影响[3,4],因而对此研究有助于增加产量。
现有的水力裂缝扩展模拟方法是首先假定一初始长度和宽度的半椭圆型或半圆型裂缝,求得缝内流体压力和速度的一维或二维分布;然后根据I型裂缝长度与缝内压力的匹配关系,迭代得到时步的水力裂缝高度和长度。这种裂缝扩展模拟的方法具有较高的数值解析效率,但它只适合平面的I型裂缝扩展模拟问题,对三维或混合裂缝扩展问题并不适用。
储层中的真实的裂缝扩展往往不属于I型裂缝类型。如地层的非均质、各向异性以及储层中天然裂缝的分布等因素,都会造成储层介质的应力变形分布的非对称性,导致混合裂缝的形成。由于混合裂缝的长度或宽度与其缝内压力分布的关系比较复杂,一般得不到简明的解析理论解,所以上述模拟I型裂缝扩展的方法对有天然裂缝影响的水力裂缝扩展的模拟就不大适用了。
本文应用图形建模数值模拟的方法,研究低渗透岩石天然裂缝对水力压裂裂缝开展和渗流的影响,以更好地根据天然裂缝分布状况做好地应力场研究和压裂方案设计。
1 天然裂缝对水力裂缝扩展的影响原因分析
水力压裂问题的核心本质是地层岩石在流体压力作用下的变形及破裂过程。水力裂缝的扩展直接受压裂液的流体特性及岩石力学性质所控制。天然裂缝对水力裂缝扩展产生影响的原因主要为:
①在水力裂缝端部的局部应力分布受水力裂缝分布与地应力场共同控制,在一定程度上,天然裂缝影响并改变了储层中的地应力分布格局。
②伴随着水力裂缝的动态扩展,天然裂缝会发生张开与闭合现象,导致水力裂缝扩展区域产生压裂流体的渗漏现象,从而部分消耗有效驱动压力;与常规孔隙均质油藏水力压裂不同,裂缝性油藏中的压裂液滤失主要由天然裂缝控制。它往往随应力或净压力变化,因而难以预料,常导致水力压裂中途失败。
③水力裂缝在沿着最大水平主应力方向延伸过程中,遇到天然裂缝时先沿着天然裂缝延伸至边界并且迂曲一段距离后将再次平行于最大主应力方向[5]。在此过程中,摩阻力部分消耗有效驱动压力。
④由于天然裂缝的存在使该处岩石的抗拉强度为零,比无裂缝岩石的抗拉强度低几个兆帕,形成岩石的薄弱易裂点。水力压裂时,很容易在多个方向形成众多人工小裂缝。其中处于不同纵向上的小裂缝,由于与其它纵向上裂缝连接的可能性不高,有可能分别发展成大裂缝,最后导致形成多个大裂缝[6]。
⑤天然裂缝与动态扩展的水力裂缝相互作用,形成了一个复杂的耦合现象。
2 天然裂缝影响下的二维水力裂缝扩展 理论模型方程
2.1 基本假设
忽略压裂液流动过程中的地层温度变化;压裂液在水力裂缝内按二维不可压流体处理,在天然裂缝内遵循渗流规律;水力裂缝的启裂和扩展方向由裂缝端部最大有效拉应力和岩石介质的拉张强度控制;储层中流体通过水力裂缝面或连通的天然裂缝与压裂发生水利学联系;当储层内的天然裂缝发生张性破裂时,才会产生渗透率的变化;天然裂缝的剪切变形或破裂对储层渗透率的影响不予考虑。
2.2 流体控制方程
设水力裂缝区域为Ω1,储层或渗流区域为Ω2,水力裂缝边界为Γ。当以流量Q 注入压裂液时,裂缝边界Γ在逐渐向储层内部推进,即裂缝区域Ω1逐渐置换储层的渗流区域Ω2。
水力裂缝边界面Γ为两个区域的动态边界,在边界上,由于储层的渗透性,压力保持连续,即
p1=p2 (1)
在水力裂缝区域Ω1内,设压裂液为黏性不可压流体,其Navier-Stokers运动方程为
式(2)中,u,v,p分别为流体速度分量和压力;pr为与流体黏度相关的流体参数。
在储层或渗流区域Ω2内,孔隙流体渗流控制方程为
式(3)中,Ki,μ分别为储层两个方向的渗透率和黏度,由于储层各向异性,一般Kx≠Ky;Cf,Ct分别为流体与储层骨架压缩系数。
孔隙流体压力场的定解条件可由裂缝面压力分布和初始地层压力条件确定。
由于水力裂缝面Γ的动态扩展,水力裂缝区域Ω1与渗流区域Ω2相互置换,即Ω2区域靠近裂缝面Γ的单元网格有可能在下一时间步转换为Ω1的一部分。此时,需根据该时刻单元网格的应力水平,判断单元网格是否发生破裂,来选择发生在该单元体积上流体运动方程形式。
2.3 储层变形与平衡方程
在水力裂缝扩展过程中,储层一方面受到了水力裂缝面动态流体压力的作用,同时在储层与水力裂缝相邻近的区域,压裂液在高梯度压力下向地层渗透性滤失。因此,需考虑这种局部性地层流体压力场变化对储层应力与变形的影响问题。
应用流固耦合理论,可以建立与地应力、地层流体压力剃度相关的储层变形平衡方程
式(4)中,σ′ij为储层有效应力分量;p地层流体压力。
按Terzaghi理论,储层有效应力表示为
式(5)中,σij为储层总应力分量;α为Biot系数,一般α≤1.0。
在储层外边界上,有应力边界Γ1,Γ2和位移边界Γ3(见图1),相应的边界条件为:
储层介质的应力—变形关系按如下形式的线性弹性介质处理:
式(7)中,Dijkl为线弹性介质的刚阵系数,由介质弹性模量E和泊松系数μ确定。
3 水力裂缝扩展数值建模及分析
物体的离散化是有限单元法的第一个基本步骤,即用称为网格的分割线将物体离散成若干个单元。划分有限元网格是建立有限元模型的一个重要环节,网格形式对计算精度和计算规模将产生直接影响。为高效处理与混合裂缝扩展相关的储层受力、流体运动和裂缝扩展等理论模型方程的数值计算,我们首先对数值模拟的目标区统一作有限元网格划分。由于分析对象形状规则,因此通过设置单元尺寸控制划分精度,选用三角形单元,映射网格划分,自动生成有限元模型,如图1所示。
其次假设:混合裂缝的扩展可以简化为若干个单元网格的逐次破裂过程。即实际的水力裂缝区域是由一系列相互连通的破损单元组合而成的。
为符合水力裂缝区域内的流体运动特征,破裂单元应满足如下两个基本的变形特征或条件:破裂单元的刚度非常低,几乎不具备承担载荷的能力,破裂单元的应力趋于零应力水平;破损单元内(或高斯积分点)的流体压力、速度计算按N-S方程处理;而非破损单元内的流体参数计算则按渗流方程处理。
这种处理方法,尽管在形式上还存在着固相的岩层介质单元,但实质上在模拟计算水力裂缝内的流体流动时,已将破损单元虚化掉;另一方面通过调整破损单元的应力水平为零,实质上也同样保证了水力裂缝扩展后,固相岩层介质的应力与变形计算是精确的。
该方法的最大优点为:在数值模拟过程中,勿需对原有的网格单元进行调整,只要根据单元的破裂特性,对单元的流体运动特性和固体变形行为做出相应调整即可。可以极大简化程序设计,提高数值计算效率。
此外,由于单元破损的连续性,较好地解决了发生在水力裂缝面与储层之间的压裂液动态滤失问题,在裂缝面与储层的交界面上自然满足压力连续条件。
实际数值模拟过程中的具体实施步骤[7]为:
在每一时间步ti,首先计算现时的裂缝流体压力、速度分布,储层变形和应力,根据拉伸破裂理论,确定并筛选整个区域内破损单元,将破损单元归并入水力裂缝扩展区域Ω1内。在下一时间步ti+Δt,破损单元内的固体变形性质及流体运动特性按裂缝区域来处理。如此在时间域上顺序计算,可得到最终时间步上的水力裂缝扩展区域。
为提高精度,也可以采用在每一时间步上迭代分析求解的方案。
由以上的分析中可以看出,破损单元技术成功的关键是如何将其应力水平调整为零应力水平。传统上,可以通过降低破损单元刚度系数的方法来近似模拟其较低的应力水平,但人为降低破损单元刚度将会使得代数方程呈现病态,造成较大的计算误差。我们根据混合水力扩展的具体特点,采用了一种称之为“负应力单元”的处理方法,取得了比较理想的效果,具体处理方法如下:
当单元破损时,或准确说被水力裂缝面内的流体压力撕裂时,我们可以通过对单元体施加一附加的体积应力,强行调整单元在垂直于破裂面方向的应力分量趋于零,实现该方向的约束释放、相对自由变形的效果。
首先将垂直于开裂方向的拉应力σ1调整为零。由于σ1应力的调整,单元其它方向的应力失去了平衡,需将这种不平衡应力转换为单元结点力,在整个区域内重新做二次应力计算和分配,以达到新的平衡。
在裂缝扩展的σ2方向,当σ1调整为零后,变成了单向受压状态,与未开裂时的一方向受拉、一方向受压应力状态不同,故其应力也需要调整。新调整的应力为
将原有应力σ2与调整后的应力σ2u的差值Δσ2转换为节点载荷进行分配,重新进行计算则可得到满足破损单元受力与变形特性的数值解。计算实践表明,该方法具有收敛快,力学性态稳定的优点。
裂缝扩展模拟分析[7]采用了智能化的图形建模技术, 建立包括多层不同岩性的剖面或平面模型,如图2所示。不同的介质具有相应的力学及流体性质参数。对小裂缝储层介质,已按拟连续介质理论,将裂缝的尺度、方向和密度效应折算至储层渗透率和力学性能等参数中;对大于厘米量级的裂缝,则需对第一次模型进行二次调整,用交互技术直接在第一次模型上加上裂缝,如图3所示。
软件设计考虑地层流体压力和地层初始地应力分布,考虑注入流量随时间的变化,分析储层变形应力分布,重点研究天然裂缝影响下的水力裂缝扩展情况,最后根据动态数据库做后处理界面的图形显示。
虽然二次施加的天然裂缝属于填充性的裂缝,与真实的裂缝形态有一定差别。但在本课题的破损单元概念及处理方法的框架内,同样可以得到较为理想的结果:经对比,裂缝监测报告与数值分析结果一致,验证了数值分析的方法和结果的正确性。
4 总结
(1)在研究水力裂缝端部应力分布格局、特点的基础上,定性讨论了天然裂缝影响水力裂缝扩展的机制为:①天然裂缝对水力裂缝端部应力场的扰动与改造; ②位于水力裂缝端部拉张区域的张性天然裂缝,在水力压裂过程中的漏失造成水力裂缝内有效驱动压力或能量耗散。
(2)提出了区域置换与破损单元的概念和方法,较好地处理了裂缝性油藏中混合型水力裂缝的扩展模拟问题;在此基础上,建立了包括裂缝内流体运动、地层流体渗流和储层应力变形的水力裂缝扩展理论模型方程,为就水力裂缝扩展数值模拟涉及的软件开发技术开展了基础的研究工作。
参考文献
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裂缝扩展机理 篇3
1 实验材料和方法
所选用的E550级别海洋平台用钢,化学成分(质量分数/%)如表1所示。制备工艺为:260mm厚板坯经1250℃保温2h后在5m宽板轧机上进行再结晶区和未再结晶区两阶段控轧,经8道次轧到60mm厚,轧后钢板以15℃/s冷速冷却到570℃然后空冷。在控轧控冷后的钢板上切取热处理样品,进行850℃淬火(保温75min),随后进行670℃回火(保温180min)。按GB/T229—1994切取10mm×10mm×55mm冲击试样,在JB—30B型冲击试验机上进行力学性能测试。取冲击断口的1/2,将断口沿垂直于V型槽的方向切开,如图1所示,制成金相和EBSD试样,在金相显微镜和SEM自带的EBSD分析仪下进行组织观察。
2 实验结果及讨论
2.1 二次裂纹观察
根据金相观察及文献[7]的结果,沿主裂纹的解理断裂区会产生许多二次裂纹,而在塑性区没有二次裂纹。沿主裂纹的解理断裂区观察,如图2所示,其中图2(a)是低倍下二次裂纹的分布,右下角所示为主裂纹;图2(b),(c)是高倍下二次裂纹和显微组织之间的关系。
解理断裂区附近显微组织由粒状贝氏体和极少量针状铁素体构成,粒状贝氏体晶粒内分布着点列状的M/A岛,冲击试验时断口附近组织产生强烈的内应力使钢中的M/A岛、氧化物、碳氮化物等第二相粒子周围产生应力集中,形成裂纹源,成为二次裂纹[8],如图2所示。观察到的二次裂纹可以分为两种主要类型:短裂纹(10～15μm),在一个晶粒内扩展,其长度与解理平面的解理面的大小有关;长裂纹(20～50μm),穿过几个晶粒,呈直线或折线扩展,在晶界或第二相处止裂。观察可知,裂纹2,3穿过了粒状贝氏体晶界且发生了较大转折;裂纹1也穿过了粒状贝氏体晶界,但发生转折的角度较小。裂纹4在扩展过程中甚至发生了两次转折。
冲击试验时解理断裂区产生了很多的二次裂纹,在裂纹扩展过程中,有合适的晶粒可以开裂,但由于晶界的阻力以及裂纹的位相等因素,二次裂纹不能继续扩展[9],从而在晶界处偏转或止裂。从组织观察可知,钢中的二次裂纹扩展方式与晶界有关,为了进一步理解他们之间的关系,利用背散射电子衍射技术(EBSD)对二次裂纹扩展机理进行了分析。
2.2 二次裂纹EBSD分析
2.2.1 裂纹尖端晶粒取向差统计
图3是二次裂纹扩展尖端周边的反极图(Inverse Pole Figure,IPF)取向图,右侧为裂纹源,图中不同颜色代表不同晶粒的不同取向(红色代表{001},绿色代表{101},蓝色代表{111}取向),白色代表裂纹的衬度,黑色实线代表大于15°的大角晶界,红色实线代表小于15°的小角晶界(小于15°的晶界看作小角晶界)。可以看出,裂纹在通过大角晶界时偏转较大,而通过小角晶界时偏转不明显。
通过EBSD分析裂纹尖端周边晶粒的欧拉角,得出整个分析区域和二次裂纹周边的晶粒取向差统计分布,如图4所示。整个分析区域(见图4(a)),大约有36%的晶粒取向差低于10°, 10～15°的晶粒取向差占10%, 50～62°的晶粒取向差占40%;裂纹尖端周边区域(见图4(b))中,大约有32%的晶粒取向差都低于10°,10～15°的晶粒取向差占9%,50～62°的晶粒取向差占40%。大量的晶粒取向差处在两个范围:小于10°的小取向差和50～62°的大取向差,这可用原始奥氏体和贝氏体铁素体的晶体学关系来解释,也就是KS关系和NW关系。Bouyne 等[10]指出可能的取向差可分为三组:1组为与[111]α相关的2.25°到10.5°之间的小取向差;2组为与[11]α相关的49.5°到60°之间的大的转动;3组为与[111]α相关的60°的孪生关系。裂纹周边存在大量的大角晶界,要使大角晶界两边相邻晶粒错排解理面连接起来,就必须形成一些大尺寸台阶,这是总的断面面积,因而也就使Griffith方程中有效表面能数值增加相当多。如果取向差足够大,实际上有可能使裂纹在晶界处突然停止,然后又得在相邻晶粒内重新生核[11]。大角晶界对于解理裂纹传播是一个很大的障碍。
2.2.2 裂纹周边微取向差分析
图5给出了材料无裂纹部分(迹线2及迹线3)及穿过裂纹部分(迹线1)的点对点微取向差分析,迹线1,2和3均在一个晶粒内,其中迹线1穿过裂纹。对裂纹附近的取向差分析发现,迹线3的点对点取向差约为1°,表明这个位置只有轻微的点阵弯曲现象,轻微的点阵弯曲是由于亚稳组织(粒状贝氏体)晶粒内存在大量的小角晶界所导致的。迹线1穿过裂纹,迹线1的点对点取向差最大可达到6°,且在D=2～3μm的点对点数据为0,此段是裂纹,在D=3～3.5μm处有突变,此处还处在裂纹影响区域。裂纹穿过晶粒时会造成晶体点阵的弯曲畸变,在裂纹两侧附近形成局部的塑性变形,这说明了裂纹尖端的晶体塑性变形机制起到主要作用。
迹线2在一个完整的晶粒内,随着D的增大,迹线靠近裂纹。从微取向图5(b)分析可知,在D=2μm处,微取向有一个突变,说明迹线已经进入了裂纹影响区,裂纹穿过晶粒时,会引起晶格畸变,使得迹线2处观察到微取向突变,再次证明了上文提到的观点,综合迹线1和迹线2的结果,可以推知二次裂纹的影响距离为4～6μm。
2.3 裂纹扩展机制讨论
图6是裂纹附近的晶粒取向全欧拉角图和裂纹扩展示意图。图6(b)中立方体格子代表每个晶粒的取向,细线代表晶界,粗线代表裂纹扩展路径,右侧是裂纹源。可知裂纹在扩展的过程中,有穿晶和沿晶两种方式。当裂纹越过晶界,从一个晶粒的某个滑移面转而在下一个晶粒的某个滑移面上继续扩展时,势必要发生弯曲,造成附近晶体点阵发生弯曲畸变,这正是晶界对裂纹扩展的阻力来源。根据雷家峰等[12]提出的晶体学模型,晶界两侧的裂纹面间角(相邻两个晶粒内裂纹面即活动滑移面间的夹角)越小,裂纹扩展越过晶界的阻力就越小,更有利于裂纹穿晶扩展。
表2是图6中所示的晶粒间的取向差,其中,有底纹数据是相关晶粒取向差,无底纹的数据是不相关晶粒取向差。当二次裂纹从晶粒5扩展到晶粒5和晶粒4的边界时,裂纹没有直接穿过晶界扩展到晶粒4内,而是转向晶粒3和晶粒4的晶界,这是因为可以算出晶粒5和晶粒4的滑移面夹角为55°,裂纹扩展越过此类晶界的阻力很大,因此裂纹在此出现转折,扩展方向有一定的偏转,裂纹前端的位错在晶界附近大量塞积,造成应力集中,最后使晶粒3和晶粒4的晶界开裂,裂纹优先沿着更有利于裂纹扩展的晶界向前扩展。裂纹继续扩展到晶粒3和晶粒1的晶界时,计算得晶粒3和晶粒1的滑移面的角度相差较小,约7°,裂纹扩展越过晶界的阻力很小,裂纹直接穿过晶粒3和晶粒1晶界继续扩展到晶粒1内。裂纹穿过晶粒1,扩展到晶粒1和晶粒2 的晶界时,由于晶粒1和晶粒2滑移面夹角很大,约52°,而附近没有更加有利的路径,裂纹转向晶粒1和晶粒2 的晶界平面扩展,而裂纹的多次偏转带来了很大的能量消耗,裂纹沿晶粒1,晶粒2晶界扩展到晶粒1,6和7的晶界相交处,这里原子排列混乱,应变协调性极差,裂纹在此终止。二次裂纹的扩展方式与晶界角度密切相关。因为在实验钢中,晶粒取向差主要分布在小于10°的小取向差和50°到62°的大取向差,所以二次裂纹的扩展方式与晶粒大取向差(大于50°)密切相关。
3 结论
(1)实验钢中大量的晶粒取向差处在两个范围:小于10°的小取向差和50～62°的大取向差,这符合KS关系和NW关系。
(2)二次裂纹会造成晶体点阵的弯曲畸变,在裂纹两侧附近形成局部的塑性变形,其扩展方式与相邻晶粒滑移面的夹角密切相关,其中40%左右的小角度夹角对裂纹扩展影响较小,另外40%左右的相邻晶粒滑移面的夹角为50～62°的大角度夹角,此类夹角的相邻晶粒会在晶界处导致裂纹偏转或起到止裂效果。
参考文献
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裂缝扩展机理 篇4
大坝混凝土的水力劈裂, 是研究一条或多条有规律分布的坝体裂缝在高压水流作用下开裂机理的研究。在坝体中水流的流速、流量及水力梯度等直接受裂缝的张开宽度、界面形态、周围的应力场类型与大小等影响。同时, 水流在裂缝的表面施加了面力, 又影响着坝体应力场, 应力场的变化体现在裂缝的张开宽度等形态的改变上, 从而影响裂缝内的水流特性。
目前, 关于水力劈裂的研究方法主要有试验研究、理论模型和数值仿真研究。
1 混凝土水力劈裂的试验研究
在考虑水压力作用的碾压混凝土层面破坏试验研究方面, 由于水压作用下的混凝土断裂试验难度较大, 装置复杂, 少数学者进行了对于混凝土在水压力作用下的断裂试验。
Bruhw ile r等]对三种级配的混凝土试件进行了水力劈裂试验, 研究混凝土裂缝内水压对混凝土断裂性能的影响和伴随的断裂过程区 (FPZ) 的影响。试验表明, 裂缝内水压力导致裂缝尖端损伤, 降低裂缝尖部位的断裂韧度和断裂能。同时, Bruhwiler和Saouma]对不同水压下、不同尺寸试件扩展裂缝中水压力分布进行研究发现:在裂缝扩展区张开位移大于临界张开位移处, 水压分布为全水头, 在小于临界值裂缝扩展区, 水压分布非线性下降, 扩展区尖端存在干燥区, 而临界张开位移与外部作用水头呈线性关系。
文献在Saouma等人的研究基础上, 借助断裂力学研究水压下混凝土坝的安全稳定性, 采用双K断裂理论对水压下的混凝土构件进行了分析, 将水压力对试件的影响计入水压的劈裂力计算其对裂缝尖端的应力强度因子, 与机械荷载对应的裂缝尖端的应力强度因子进行叠加, 将得到的总体实测起裂韧度与计算起裂韧度进行了比较。试验结果表明, 水前锋的扩展速度滞后于裂缝扩展长度, 呈楔形水压递减分布。
Alfaro等通过对预置水平和垂直裂缝试样进行水力劈裂试验, 认为预设裂缝的存在会降低起始劈裂压力, 但并不会影响裂缝的发展方向。
2 混凝土水力劈裂模型及数值仿真研究
2.1 模型
混凝土断裂理论在近年出现了很多混凝土断裂模型, 如双参数断裂模型TPFM、虚拟裂缝模型FCM和裂缝带模型CBM、双K断裂模型。上述模型从不同的角度研究了水压力下混凝土的裂缝扩展形态, 对水工混凝土断裂力学的发展及工程实际有着积极的意义, 但是这些模型都不注重裂缝内水的运移形态和流固耦合, 而是只模拟坝体内某一点在外加流体压力作用下的开裂。因此, 此类模型显然存在很多缺陷, 在近年的工程应用中这些缺陷也逐渐显现。
近年出现的裂缝水流与坝体应力变形耦合分析模型主要包括三个部分:流体在裂缝内流动模型、裂缝张开模型及裂缝扩展模型。裂缝内的流体一般假设为不可压缩的牛顿流体, 流量与裂缝张开宽度符合平行板实验得到的立方定律, 边界条件都近似假设为恒定流量恒定水头。裂缝扩展模型主要是基于COD理论提出来的, 如Dugdale-Barrenblett扩展模型, A.Hillerborg等提出的粘合裂缝模型等。
考虑耦合的模型是水力劈裂问题研究的新方向, 对于问题的研究有很积极的意义, 但是实际中的裂缝不会是稳定扩展, 而是跳跃式的, 裂缝中流体的渗流也不是稳定流, 且模型大都指出了裂缝条件下会失稳扩展, 但是并没能准确计算扩展的长度与方向。
2.2 数值仿真研究
采用数值方法研究混凝土的开裂, 关键在于如何跟踪裂缝的开展, 目前有限单元法已经广泛应用于岩石和混凝土的材料与结构的变形稳定分析。根据节理岩石和混凝土的不同性状, 学者们提出了许多有限元力学模型, 如弹塑性有限元模型、非线性损伤断裂模型、非线性接触模型、界面元模型等。然而, 这些模型在应用过程中也往往会遇到局部化破坏、网格敏感性、计算稳定性等问题。
1999年, Ng等用具有透水能力的节理单元模拟水力劈裂的裂缝, 通过有限元法分析了挪威的Hyttejuvet坝。数值模拟结果表明水力劈裂是此坝产生渗漏的主要原因。
2001年, 曾开华将由试验获得的考虑中主应力的劈裂压力表达式用于水力劈裂的数值模拟中, 验证了水力劈裂渐进拉裂的破坏机理。
近年Belytschko等提出的扩展有限元引入了非连续的阶跃函数来表征裂缝两侧的非连续位移场。
3 结论
大坝混凝土的水力劈裂的研究近年来已有了长足进展, 然而传统的研究往往假设裂缝为Ⅰ型断裂, 实际情况往往复杂得多, 裂缝附近的应力状态随工况的不同而不同, 不同应力条件下裂缝开展模式不同, 塑性区分布也会发生变化, 流固耦合机理也不相同。因此, 关于裂缝的复合断裂与流体耦合机理、断裂准则仍待深入研究;裂缝开展过程中, 裂缝内水压力的分布及其随裂缝开展的变化是流固耦合研究的基础, 然而这方面的研究并不多见, 有待于深入研究。
就上述几个方面的问题, 今后的研究应在考虑裂缝内水压力和其他应力场共同作用的前提下, 从以下方面对水工混凝土的力学行为进行深入研究:1) 混凝土层面在有水压条件下的拉伸软化、拉剪软化本构关系的建立。2) 考虑尺寸效应的混凝土层面在有水压条件下的I型断裂及I—II复合型断裂准则的建立, 层面裂缝的破裂过程及其发生机制的探讨。3) 混凝土坝层面裂缝失稳破裂问题的研究, 层面计算单元中考虑水压条件下的软化本构关系和断裂准则, 且对层面单条及多条裂缝的时空发展过程、裂缝相互影响机制、多场耦合及变化情况进行研究。
参考文献
[1]李宗利, 任青文.岩石混凝土类材料单裂纹水力劈裂研究述评[J].水利水运工程学报, 2005.