王 強(qiáng)，袁和義，劉 陽 ，米光勇，羅 樂

1.中國石油西南油氣田公司川西北氣礦，四川 江油 621709；

2.中國石油西南油氣田公司開發(fā)事業(yè)部，四川 成都 610051；3.西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，四川 成都610500

引言

向地球深部進(jìn)軍、拓展深層油氣資源，對(duì)筑牢中國能源安全的資源基礎(chǔ)具有重要的現(xiàn)實(shí)與戰(zhàn)略意義。據(jù)評(píng)價(jià)，中國深層超深層油氣資源達(dá)671×108t油當(dāng)量，占油氣資源總量的34%，是當(dāng)前和未來油氣勘探開發(fā)的重要領(lǐng)域[1-2]。然而，深部地層中廣泛發(fā)育的天然裂縫既為油氣資源的高效開發(fā)提供了關(guān)鍵滲流通道，也極大地增加了鉆井液漏失風(fēng)險(xiǎn)和控制難度。以四川盆地川西地區(qū)雙魚石區(qū)塊為例，近年來所鉆井均為7 000 m 以上的超深井，井底溫度高達(dá)150°C以上、地層壓力達(dá)100 MPa 左右，且地應(yīng)力復(fù)雜多變，導(dǎo)致封堵層在深部地層高溫、高壓、高地應(yīng)力等復(fù)雜地質(zhì)力學(xué)環(huán)境下失穩(wěn)加劇，重復(fù)性漏失、中漏向大漏演變等井下復(fù)雜頻頻出現(xiàn)[3-7]。因此，有效提高堵漏成功率和裂縫封堵效果是深井超深井安全快速鉆井亟待解決的工程難題。

橋接堵漏是解決裂縫性地層井漏問題的有力手段之一，其利用不同形狀及尺寸的橋接堵漏材料，以不同濃度與鉆井液復(fù)配，通過堵漏漿流動(dòng)過程中在裂縫內(nèi)架橋、堆積和充填，形成阻斷流體壓力傳遞和流體介質(zhì)通過的裂縫封堵層，同時(shí)要求封堵層具有致密結(jié)構(gòu)和高承壓能力特征[8-13]。顯然，堵漏材料的類型、幾何及力學(xué)性能等對(duì)封堵層的承壓能力起著至關(guān)重要的作用。針對(duì)封堵層承壓能力與漏失控制效果的相互作用機(jī)理，國內(nèi)外學(xué)者已開展了大量的研究工作，基本明確了橋接承壓堵漏對(duì)堵漏材料及所形成的封堵層的性能要求。Abrams[14]率先針對(duì)孔隙型儲(chǔ)層提出了1/3 架橋理論；Hands等[15]認(rèn)為，架橋顆粒粒度分布的D90(累計(jì)粒度分布曲線上90%對(duì)應(yīng)的粒徑)應(yīng)與儲(chǔ)層最大孔隙尺寸相匹配；王貴等[16]針對(duì)上述兩種粒度分布設(shè)計(jì)方法存在的缺陷，提出了一種專門針對(duì)裂縫性漏失的橋接堵漏顆粒粒度分布設(shè)計(jì)方法；隨后，Alberty 等[17]利用建立的有限元模型對(duì)井壁強(qiáng)化的“應(yīng)力籠”效應(yīng)進(jìn)行定量描述，指出“應(yīng)力籠”法強(qiáng)化井壁關(guān)鍵在于封堵層強(qiáng)度；Kumar 等[18]測(cè)定了堵漏材料的物理力學(xué)性能，認(rèn)為碳酸鈣顆粒和彈性石墨以適當(dāng)濃度與鉆井液復(fù)配時(shí)能夠取得良好的裂縫封堵效果；Savari 等[19]分析了堵漏材料類型、粒徑分布以及復(fù)配比例對(duì)封堵層承壓能力的影響；康毅力等[20]通過分析低承壓地層的致漏機(jī)理，推導(dǎo)了不同井壁強(qiáng)化理論指導(dǎo)下的地層承壓能力預(yù)測(cè)模型、適用條件及其對(duì)堵漏材料的性能要求；邱正松等[21-22]基于顆粒物質(zhì)力學(xué)“強(qiáng)力鏈”原理，指出通過優(yōu)化剛性顆粒、彈性顆粒以及纖維材料的粒度級(jí)配與濃度，可充分發(fā)揮堵漏材料的協(xié)同封堵作用，有利于形成抗壓強(qiáng)度高、摩擦性能好、剪切穩(wěn)定性強(qiáng)的致密承壓封堵層；Ghazali 等[23]考察了不同溫度環(huán)境中油基堵漏漿的濾失量，確定了植物纖維類堵漏材料的耐溫穩(wěn)定性；康毅力等[24-26]研究了核桃殼和毫米級(jí)碳酸鈣顆粒的高溫老化性能，指出堵漏材料高溫老化失效是引發(fā)深井超深井裂縫封堵層結(jié)構(gòu)破壞和重復(fù)性漏失的重要因素。

目前，針對(duì)深井超深井裂縫性地層致密承壓封堵方法的研究不夠深入，缺少高溫老化環(huán)境下橋接堵漏材料性能變化的評(píng)價(jià)方法和指標(biāo)體系以及優(yōu)化設(shè)計(jì)方法。筆者以川西地區(qū)雙魚石區(qū)塊超深井鉆井常用的WNDK–1 型架橋材料和耐高溫彈性橡膠為研究對(duì)象，考察了高溫老化前后堵漏材料的粒徑分布、摩擦性能、抗壓能力、封堵承壓效果等參數(shù)變化，探討了高溫老化環(huán)境下封堵層失穩(wěn)的典型模式及失穩(wěn)機(jī)理。

1 實(shí)驗(yàn)樣品與方法

1.1 實(shí)驗(yàn)樣品

（1）堵漏材料

大量研究表明，剛性材料、彈性材料和纖維材料的協(xié)同作用有利于形成致密高強(qiáng)度的裂縫封堵層。因此，選用川西地區(qū)超深井裂縫性地層漏失控制中常用的WNDK 型剛性材料和FDJ 型復(fù)合纖維堵漏材料進(jìn)行封堵模擬實(shí)驗(yàn)，同時(shí)選用耐高溫彈性顆粒以增加裂縫封堵層的彈性變形率。由于WNDK–1～WNDK–5 型剛性材料的粒徑分布過于分散，而本文擬開展堵漏模擬實(shí)驗(yàn)采用多級(jí)多粒架橋封堵的思路，為便于實(shí)驗(yàn)方案設(shè)計(jì)，利用標(biāo)準(zhǔn)分樣篩對(duì)WNDK 型剛性材料的粒級(jí)做進(jìn)一步劃分，結(jié)果如表1 所示。

表1 剛性顆粒粒級(jí)劃分Tab.1 The size classification of rigid particle

（2）實(shí)驗(yàn)流體

選用有機(jī)鹽聚磺鉆井液進(jìn)行裂縫封堵層承壓能力測(cè)試實(shí)驗(yàn)，該鉆井液取自于川西地區(qū)某超深井鉆井現(xiàn)場(chǎng)，鉆井液配方為：1.00%～3.00%土+30.00%～50.00% 水+3.00%～5.00% 有機(jī)鹽+5.00%～7.00% 氯 化 鉀+0.05%～0.20%FA–367 +1.00%～2.00%聚合物降失水劑+0.20%～0.30%生石灰+3.00%～5.00%RSTF+5.00%～8.00%SMP+3.00%防塌潤滑劑+0.50%～1.00% 抗高溫處理劑+1.00%～2.00% 燒堿+重晶石，鉆井液主要性能參數(shù)見表2。

表2 鉆井液主要性能參數(shù)Tab.2 The main performance parameters of drilling fluid

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

1.2.1 高溫老化前后剛性材料粒徑分布測(cè)試

為避免高溫老化測(cè)試前后剛性材料中粉末狀顆粒的質(zhì)量損失并便于對(duì)照參考，選用粒徑尺寸較大的WNDK–1 型剛性材料開展高溫老化評(píng)價(jià)實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)步驟為：（1）利用圖像分析法對(duì)高溫老化前WNDK–1 型剛性材料的粒徑分布進(jìn)行測(cè)試；（2）將篩分完成的WNDK–1 型剛性材料全部裝入老化罐，向老化罐內(nèi)加入適量的鉆井液濾液，密封放入150°C的滾子加熱爐，高溫老化24 h；（3）取出老化罐并使其自然冷卻至室溫，取出堵漏材料，清洗、烘干、稱重，計(jì)算高溫老化前后剛性材料的質(zhì)量損失；（4）采用與步驟（1）相同的方法測(cè)試高溫老化后剛性材料的粒徑分布。

1.2.2 高溫老化前后剛性材料力學(xué)性能測(cè)試

首先，利用UMT–TriboLab 摩擦試驗(yàn)機(jī)對(duì)高溫老化前后剛性與裂縫面（深部地層茅口組灰?guī)r代替）間的摩擦性能進(jìn)行測(cè)試。實(shí)驗(yàn)步驟為：（1）采用線切割方式對(duì)茅口組灰?guī)r進(jìn)行加工，制備長為16.7 mm、寬為9.8 mm、厚度6.3 mm的巖塊，將制備好的巖塊固定在摩擦試驗(yàn)機(jī)的上試樣夾持機(jī)構(gòu)；（2）制備長度約43.0 mm、寬度約30.0 mm、厚度約8.0 mm的玻璃板，將干燥處理的堵漏材料均勻鋪置并黏結(jié)在玻璃板上，將制備好的摩擦板固定在摩擦試驗(yàn)機(jī)的下試樣夾持機(jī)構(gòu)；（3）設(shè)置法向加載力、滑動(dòng)速度、滑動(dòng)位移等參數(shù)；（4）緩慢移動(dòng)上試樣（巖塊），使其與摩擦滑板接觸，然后開始實(shí)驗(yàn)；（5）實(shí)驗(yàn)過程中實(shí)時(shí)采集垂直方向的法向力、水平方向的滑動(dòng)摩擦力參數(shù)，根據(jù)庫倫摩擦定理計(jì)算堵漏材料與巖塊間的摩擦系數(shù)；（6）重復(fù)步驟（1）～（5），完成150°C高溫老化后堵漏材料的摩擦系數(shù)測(cè)定。

其次，利用巖石力學(xué)試驗(yàn)機(jī)對(duì)高溫老化前后剛性材料的抗壓強(qiáng)度和D90粒度降級(jí)率進(jìn)行測(cè)試，同樣選用WNDK–1 型剛性材料開展測(cè)試實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)步驟為：（1）確定高溫老化前剛性材料的粒度分布，讀取累積粒度分布曲線上的D90值；（2）將步驟（1）中的剛性材料與不同質(zhì)量的彈性材料均勻混合并鋪置在兩塊鋼圓盤中間；（3）啟動(dòng)巖石力學(xué)試驗(yàn)機(jī)，采用載荷控制模式逐漸向鋼圓盤施加軸向壓力，保持軸向壓力為15 MPa，持續(xù)15 min 后泄壓；（4）收集堵漏材料，再次測(cè)定剛性材料的粒度分布，讀取受壓后粒度分布曲線上的D90值，并計(jì)算堵漏材料D90降級(jí)率；（5）重復(fù)步驟（1）～（4），完成150°C高溫老化后堵漏材料的D90降級(jí)率測(cè)定。堵漏材料D90降級(jí)率計(jì)算公式為

1.2.3 高溫環(huán)境下裂縫封堵模擬實(shí)驗(yàn)

利用高溫高壓全直徑巖芯裂縫堵漏儀開展裂縫封堵模擬實(shí)驗(yàn)（圖1），評(píng)價(jià)高溫條件下堵漏漿對(duì)裂縫的封堵效果。實(shí)驗(yàn)步驟為：（1）將裂縫開度可調(diào)的鋼巖樣裝入全直徑巖芯夾持器，將按一定濃度配制的堵漏漿灌入鉆井液釜體；（2）設(shè)置鉆井液釜體溫度為150°C，同時(shí)利用氮?dú)馄肯蚋w內(nèi)施加1.0 MPa的初始?jí)毫?，啟?dòng)電動(dòng)攪拌系統(tǒng)，設(shè)置攪拌速度為60 r/min；（3）150°C條件下充分?jǐn)嚢? h、靜置30 min，確保壓力無泄漏，然后打開出液口球閥；（4）記錄每個(gè)壓力點(diǎn)下的累積漏失量，如當(dāng)前壓力能穩(wěn)定保持5～10 min，則繼續(xù)進(jìn)行下一個(gè)壓力點(diǎn)測(cè)試。若在保持時(shí)間內(nèi)漏失體積突然增加，壓力急劇下降，且未恢復(fù)，則封堵層失穩(wěn)，停止實(shí)驗(yàn)，記錄上個(gè)壓力點(diǎn)為最終封堵層承壓能力。

圖1 裂縫堵漏儀原理圖Fig.1 Schematic of fracture-plugging system

選取模擬裂縫開度為3 mm×2 mm，長度為200 mm的裂縫型鋼巖樣開展實(shí)驗(yàn)，采用正交實(shí)驗(yàn)法，設(shè)計(jì)了不同類型堵漏材料及其濃度配比情況下的裂縫封堵模擬實(shí)驗(yàn)方案，如表3 所示。表3 所述的剛性顆粒質(zhì)量配比是根據(jù)王貴等[16]提出的橋接堵漏粒度分布設(shè)計(jì)準(zhǔn)則確定的，剛性顆粒的粒級(jí)劃分如表1 所示，剛性顆粒粒級(jí)從A 到H的質(zhì)量配比為5：5：33：20：13：6：10：8。

表3 多級(jí)多粒架橋封堵模擬實(shí)驗(yàn)方案Tab.3 Experimental scheme for graded and multi-scaled fracture plugging

1.2.4 封堵層孔隙度和滲透率測(cè)量

利用全自動(dòng)巖芯孔滲聯(lián)測(cè)儀對(duì)不同堵漏配方所形成的裂縫封堵層的孔隙度和滲透率進(jìn)行測(cè)量。實(shí)驗(yàn)步驟為：（1）根據(jù)表3 所示實(shí)驗(yàn)方案對(duì)直徑為25 mm的鋼巖芯進(jìn)行充填封堵；（2）將封堵后的鋼巖芯裝入全自動(dòng)巖芯孔滲聯(lián)測(cè)儀進(jìn)行封堵層孔隙度和滲透率測(cè)量。由實(shí)驗(yàn)直接測(cè)得的孔隙度為鋼巖芯柱的孔隙度，要想獲得封堵層的孔隙度，需進(jìn)行適當(dāng)?shù)膿Q算[25]

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 高溫老化前后堵漏材料粒徑分布特征

高溫老化前后堵漏材料的粒徑分布曲線如圖2所示。

圖2 高溫老化前后堵漏材料粒度分布Fig.2 The particle size distribution of rigid LCM before and after high temperature aging treatment

由圖2 不難看出，高溫老化前后WNDK–1 型剛性材料的粒徑分布幾乎完全重合，且累計(jì)粒度分布曲線的D90也未產(chǎn)生明顯變化，說明WNDK–1 型剛性材料粒徑分布基本不受高溫老化環(huán)境影響；對(duì)于耐高溫彈性顆粒而言，其高溫老化后的粒徑分布曲線和累計(jì)粒度分布曲線均出現(xiàn)了輕微的偏移，累計(jì)粒度分布曲線的D90由初始狀態(tài)的1 127 μm 變?yōu)槔匣蟮? 167 μm，變化幅度為3.55%，這是由高溫老化環(huán)境中彈性顆粒變形所致。總體而言，剛性材料和彈性材料在高溫鉆井液環(huán)境下均未產(chǎn)生明顯的老化反應(yīng)，能夠滿足深部裂縫性地層的穩(wěn)定封堵承壓條件。

2.2 高溫老化前后堵漏材料力學(xué)性能變化特征

圖3 表示高溫老化前后堵漏材料的摩擦系數(shù)變化特征。不難看出，剛性堵漏材料的摩擦系數(shù)總是隨著顆粒粒徑的增加而增大，初始剛性材料的摩擦系數(shù)介于0.51～0.85、彈性材料的摩擦系數(shù)為0.50，高溫老化后剛性材料的摩擦系數(shù)0.51～0.84，最大降幅為1.89%，彈性材料的摩擦系數(shù)為0.51，增幅為1.59%?？梢?，高溫老化前后不同粒徑和類型的堵漏材料的摩擦系數(shù)變化幅度均小于2%，說明高溫老化環(huán)境對(duì)堵漏材料的摩擦性能影響較小。

圖3 高溫老化前后堵漏材料摩擦系數(shù)Fig.3 Friction coefficient of LCM before and after high temperature aging treatment

圖4 表示高溫老化前后不同類型堵漏材料質(zhì)量比對(duì)應(yīng)的顆粒粒度D90降級(jí)率，實(shí)驗(yàn)過程中施加的軸向壓力為15 MPa。

由圖4 可見，隨著彈性材料質(zhì)量占比的增加，高溫老化處理后顆粒粒度D90降級(jí)率均呈現(xiàn)出逐漸降低趨勢(shì)，尤其當(dāng)剛性材料與彈性材料質(zhì)量比降低至30：70 時(shí)，初始堵漏材料的顆粒粒度D90降級(jí)率迅速由17.70% 降低至4.15%，對(duì)應(yīng)的高溫老化后堵漏材料的顆粒粒度D90降級(jí)率由18.85%降低至4.25%，但隨后彈性材料的加量對(duì)D90降級(jí)率的影響明顯變?nèi)?，這是因?yàn)閺椥圆牧霞恿窟_(dá)到一定程度后，外載荷作用下顆粒系統(tǒng)的彈性變形主要由彈性顆粒承受。

圖4 高溫老化前后堵漏材料D90 粒度降級(jí)率Fig.4 The D90 granularity degradation rate of LCM before and after high temperature aging treatment

2.3 高溫環(huán)境下裂縫封堵層承壓能力

為了對(duì)比多級(jí)多粒橋接堵漏方案在提高深部裂縫性地層封堵層承壓能力方面的優(yōu)勢(shì)，對(duì)川西地區(qū)某超深井茅口組地層常用堵漏配方所形成的裂縫封堵層的承壓能力進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)評(píng)價(jià)，選用的堵漏配方和實(shí)驗(yàn)結(jié)果如表4 所示。顯然，現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際使用的堵漏配方所形成的封堵層承壓能力普遍偏低，而對(duì)于深部茅口組地層而言，由于地層埋深超過6 000 m，加之實(shí)際鉆井所用的鉆井液密度較高（高于1.8 g/cm3），井筒壓力與地層孔隙壓力之間的壓差較大，若同時(shí)考慮激動(dòng)壓力的影響，則發(fā)生封堵層失穩(wěn)破壞的風(fēng)險(xiǎn)極大，這也是導(dǎo)致該地區(qū)深部地層井漏治理過程中頻繁出現(xiàn)重復(fù)性漏失的主要原因之一。

表4 川西地區(qū)某超深井茅口組地層常用堵漏配方Tab.4 Plugging formula for Maokou Formation in an ultra-deep well in western Sichuan

根據(jù)表3 所示的實(shí)驗(yàn)方案，依次將不同類型和濃度的堵漏材料倒入1.5 L 鉆井液基液中，充分?jǐn)嚢韬笱b入高溫高壓全直徑巖芯裂縫堵漏儀的鉆井液釜體內(nèi)，并按照相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)步驟開展裂縫封堵模擬實(shí)驗(yàn)及封堵層承壓能力測(cè)試實(shí)驗(yàn)。以方案REF–5的典型承壓曲線為例說明裂縫內(nèi)封堵層形成過程與承壓穩(wěn)定性（圖5），其余實(shí)驗(yàn)方案具有與圖5 類似的曲線特征，在此不再贅述。由圖5 可以看出，在充分考慮剛性材料、彈性材料以及纖維材料協(xié)同封堵作用的基礎(chǔ)上，根據(jù)多級(jí)多粒橋接堵漏設(shè)計(jì)準(zhǔn)則確定的堵漏配方，其在裂縫內(nèi)形成的封堵層承壓能力明顯高于現(xiàn)場(chǎng)堵漏配方形成的封堵層承壓能力，且部分堵漏配方對(duì)應(yīng)的封堵層承壓能力達(dá)到17.0 MPa以上，說明多級(jí)多粒橋接堵漏方法能夠顯著提高裂縫封堵層的承壓能力。需要注意的是，當(dāng)封堵材料進(jìn)入裂縫后，隨著模擬井筒壓力的逐步增加，封堵層可能會(huì)產(chǎn)生短暫的破壞，隨著堵漏漿從裂縫出口流出，堵漏材料會(huì)在裂縫內(nèi)形成新的封堵層，而新的封堵層的承壓能力普遍高于初次形成的封堵層。

圖5 方案REF–5 裂縫封堵模擬實(shí)驗(yàn)的承壓曲線Fig.5 Pressure bearing curve of fracture plugging simulation experiment for scheme REF–5

圖6 為表3 所示實(shí)驗(yàn)方案對(duì)應(yīng)的封堵層承壓能力測(cè)試結(jié)果。

圖6 不同堵漏配方對(duì)應(yīng)的封堵層承壓能力Fig.6 The pressure-bearing capacity of plugging zone for different plugging formulas

從圖6 中的累積漏失量曲線可以看出，方案REF–1、REF–4、REF–5、REF–6 在裂縫封堵模擬過程中均出現(xiàn)了封堵層短暫破壞并重新形成的現(xiàn)象。對(duì)比9 種方案的封堵層承壓能力測(cè)試結(jié)果可知，每種類型的堵漏材料均存在最佳濃度，當(dāng)三者以適當(dāng)濃度配比進(jìn)行裂縫封堵時(shí)，形成的封堵層承壓能力較高?？傮w來說，較高的剛性顆粒濃度、適當(dāng)?shù)膹椥灶w粒濃度以及較高的纖維材料濃度有利于形成致密、高強(qiáng)度的裂縫封堵層。

2.4 封堵層孔隙度及滲透率特征

圖7 表示不同堵漏配方（方案）對(duì)應(yīng)的封堵層孔隙度和滲透率測(cè)試結(jié)果。不難看出，現(xiàn)場(chǎng)常用的3 種堵漏配方形成的封堵層孔隙度19.8%～25.1%、滲透率8.1～9.9 mD，而多級(jí)多粒架橋封堵方案形成的裂縫封堵層孔隙度7.7%～18.9%、滲透率1.2～9.5 mD。顯然，剛性材料、彈性材料以及纖維材料協(xié)同封堵形成的裂縫封堵層普遍具有低孔低滲的特征，此時(shí)彈性材料和纖維材料對(duì)降低封堵層孔隙度和滲透率、提高封堵層致密性起決定性作用。

圖7 不同堵漏配方對(duì)應(yīng)的封堵層孔隙度和滲透率Fig.7 The porosity and permeability of plugging zone for different plugging formulas

3 封堵層承壓失穩(wěn)模式及失穩(wěn)機(jī)理

深井超深井裂縫性地層堵漏過程中，堵漏材料橋接形成的裂縫封堵層極易在高溫高壓及復(fù)雜力學(xué)環(huán)境耦合作用下發(fā)生失穩(wěn)破壞，從而引發(fā)重復(fù)性漏失，使裂縫性地層提高封堵承壓能力難達(dá)預(yù)期目標(biāo)。通過分析裂縫封堵層的多尺度受力特征，邱正松等[22]提出了擠壓破碎失穩(wěn)、摩擦滑動(dòng)失穩(wěn)、剪切錯(cuò)位失穩(wěn)、滲透漏失失穩(wěn)及多力耦合下的復(fù)合失穩(wěn)等5 種典型的封堵層承壓失穩(wěn)模式，但對(duì)于多級(jí)多粒橋接堵漏而言，由于剛性材料、彈性材料以及纖維材料發(fā)揮協(xié)同封堵作用，故封堵層發(fā)生擠壓破碎失穩(wěn)和滲透漏失失穩(wěn)的可能性極小。通過觀察封堵失穩(wěn)后裂縫內(nèi)封堵層結(jié)構(gòu)形態(tài)可知，多級(jí)多粒橋接堵漏形成的裂縫封堵層主要發(fā)生摩擦/復(fù)合滑動(dòng)失穩(wěn)和剪切錯(cuò)位失穩(wěn)（圖8），其中，封堵層摩擦失穩(wěn)主要是由于作用于封堵層兩端的壓差大于封堵層與裂縫面間的摩擦力所致，因?yàn)槎侣┎牧显谳d荷、溫度的綜合作用下，其內(nèi)部的微觀結(jié)構(gòu)會(huì)發(fā)生變化，導(dǎo)致宏觀材料力學(xué)性質(zhì)的變化[24-25]。尤其對(duì)顆粒圓球度較小的大尺寸剛性材料，封堵層與裂縫面間的相對(duì)滑移可能使剛性材料表面微凸體發(fā)生剪切破壞，從而降低材料的表面粗糙度和摩擦系數(shù)[26]，但也有可能是封堵層整體滑移過程中結(jié)構(gòu)破壞所致；而封堵層剪切破壞主要是因?yàn)閮?nèi)部力鏈結(jié)構(gòu)強(qiáng)度不夠所致，在復(fù)雜外力作用下，封堵層結(jié)構(gòu)薄弱點(diǎn)首先破壞，從而在封堵層內(nèi)部形成一條或多條狹窄的漏失通道。

圖8 封堵失穩(wěn)后裂縫內(nèi)封堵層結(jié)構(gòu)特征Fig.8 Structural features of plugging zone in fractures after sealing instability

雖然通過實(shí)驗(yàn)觀察的方式判斷封堵層失穩(wěn)模式有一定的局限性，但可作為輔助手段分析實(shí)際堵漏施工過程中出現(xiàn)封堵失效的原因。對(duì)于川西地區(qū)深井超深井裂縫性地層橋接堵漏而言，由于堵漏材料普遍選用WNDK 型剛性材料/WNDK+核桃殼和FDJ 復(fù)合纖維材料，堵漏材料發(fā)生高溫老化反應(yīng)的概率較小。因此，保證堵漏成功率和效果關(guān)鍵在于提高封堵層的承壓穩(wěn)定性。而深部地層多尺度裂縫普遍發(fā)育，裂縫分布形態(tài)復(fù)雜多變，裂縫面同時(shí)受外擠力、內(nèi)壓力、剪切力等多種載荷的耦合作用，使得封堵層發(fā)生復(fù)合失穩(wěn)的概率遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于其他幾種失穩(wěn)模式。因此，在優(yōu)選深井超深井漏失控制材料時(shí)，不僅要考慮材料的高溫老化性能，還應(yīng)重點(diǎn)考慮彈性材料的變形能力以及與其他堵漏材料協(xié)同封堵時(shí)的互補(bǔ)性和融合性。

4 結(jié)論

（1）深井超深井裂縫性地層橋接堵漏作業(yè)中，堵漏漿中的WNDK 型剛性材料和耐高溫彈性橡膠材料在裂縫內(nèi)架橋封堵過程中，兩種材料的粒度分布和力學(xué)性能參數(shù)在高溫鉆井液環(huán)境下均未產(chǎn)生明顯的老化反應(yīng)，說明其能夠滿足深部裂縫性地層的穩(wěn)定封堵承壓條件。

（2）根據(jù)多級(jí)多粒橋接堵漏顆粒粒度分布設(shè)計(jì)方法，將WNDK 型剛性材料、彈性材料和纖維材料以適當(dāng)濃度與鉆井液復(fù)配，150°C高溫環(huán)境下形成的裂縫封堵層承壓能力可達(dá)到17.0 MPa 以上，且封堵層具有低孔低滲特征，但裂縫封堵承壓過程中可能出現(xiàn)封堵層短暫破壞并重新形成的現(xiàn)象。

（3）多級(jí)多粒橋接堵漏形成的封堵層主要發(fā)生摩擦/復(fù)合失穩(wěn)和剪切錯(cuò)位失穩(wěn)，其中封堵層摩擦滑動(dòng)失穩(wěn)主要是由于作用于封堵層兩端的壓差大于封堵層與裂縫面間的摩擦力所致，但也有可能是封堵層整體滑移過程中結(jié)構(gòu)破壞所致；而封堵層剪切破壞主要是因?yàn)閮?nèi)部力鏈結(jié)構(gòu)強(qiáng)度不夠所致。