层理对水力裂缝穿层行为的影响规律研究方法

1.本发明涉及水力压裂技术领域，具体地说，涉及一种层理对水力裂缝穿层行为的影响规律研究方法。


背景技术：

2.页岩等沉积岩储层常伴有层理结构。层理面是层间的弱结构面，其力学强度低于基质。当水力裂缝遇到层理面时，层理会影响裂缝的扩展路径，根据其能否穿过层理，其扩展行为可分为穿过层理和被层理捕获两种。若水力裂缝直接穿过层理，则水力裂缝可以继续竖向扩展，水力裂缝的高度不受影响；若水力裂缝未能穿过层理，则水力裂缝的竖向扩展中止，裂缝高度受限。因此压裂改造范围和裂缝网络的形成与层理密切关联。层理地层的水力裂缝扩展研究中首先应该明确层理的作用。其中一个关键问题就是明确水力裂缝遇到层理后能否穿过层理，即水力裂缝的穿层能力。
3.目前，基于不同控制机制来研究水力裂缝的穿层能力的研究尚未见到报道。


技术实现要素：

4.本发明的内容是提供一种层理对水力裂缝穿层行为的影响规律研究方法，其能够克服现有技术的某种或某些缺陷。
5.根据本发明的层理对水力裂缝穿层行为的影响规律研究方法，其包括以下步骤：
6.一、验证块体离散元在水力压裂中实施的可行性；
7.二、对不同压裂液粘度和注液速率下的水力裂缝穿层行为进行模拟；
8.三、结合控制机制分析压裂液粘度和注液速率对水力裂缝穿层行为的影响规律，分析水力裂缝穿层的力学机理；
9.四、基于不同的控制机制，建立了同时考虑压裂液粘度和注液速率的水力裂缝穿层行为的综合评价标准。
10.作为优选，验证块体离散元在水力压裂中实施的可行性的方法为：
11.1.1、建立数值模型；
12.1.2、在模型中预制水力裂缝，模拟裂缝的扩展；
13.1.3、基于粘性控制机制和韧性控制机制，分别计算不同时间段内裂缝最大宽度和裂缝半长的变化；
14.1.4、将数值计算得到的值与理论解进行对比，并计算偏差率error：
[0015][0016]
其中，a代表数值计算得到的值，b代表理论值；
[0017]
1.5、根据偏差率来判断可行性。
[0018]
作为优选，当控制机制的边界值时，裂缝的扩展属于粘度控制机
制，此时能量耗散主要是由于粘性流体的流动；当控制机制的边界值制，此时能量耗散主要是由于粘性流体的流动；当控制机制的边界值时，裂缝扩展属于韧性控制机制，此时的能量耗散主要是由于岩石的断裂；在两者之间的则称之为过渡区域，此时的能量耗散由流体粘度和岩石断裂共同引起。
[0019]
作为优选，粘性控制机制下，裂缝开度的解析解wm(ρ,t)和裂缝半长的解析解rm(t)如下式所示：
[0020][0021][0022]
其中，μ'＝12μ；
[0023][0024][0025]
式中，μ为流体粘度，e为杨氏模量，ν为泊松比，k
ic
为岩石i型断裂韧度，ρ为流体密度，q0为注液速率，t为注液时间，式中，μ为流体粘度，e为杨氏模量，ν为泊松比，k
ic
为岩石i型断裂韧度，ρ为流体密度，q0为注液速率，t为注液时间，μ'为比例化的粘度，e'为比例化的弹性模量，k'为比例化的断裂韧度。
[0026]
作为优选，在断裂韧度控制机制下，裂缝的开度解析解wm(ρ,t)和裂缝半长的解析解rm(t)如下式所示：
[0027][0028][0029]
作为优选，当不考虑压裂液滤失时，水力裂缝的扩展由无量纲时间决定。
[0030]
其中，无量纲时间t
mk
可以表示为：
[0031][0032]
作为优选，水力裂缝穿层行为的模拟方法为：
[0033]
2.1、建立了包含两个水平节理和一个垂向节理的地层模型；设定模型尺寸1m
×
1m
×
1m，其中，水平节理用来模拟两个水平层理面；垂向节理则作为预置的水力裂缝，用以模拟水力裂缝的竖向扩展；
[0034]
2.2、把模拟中的地应力设为均匀地应力，节理参数设为定值；
[0035]
2.3、开展基础案例进行模拟；选择多种注液速率和压裂液粘度，并设定对应的注液时间；模拟中保证相同的注液量；
[0036]
2.4、得到不同注液速率和压裂液粘度的裂缝形态结果，并得到注液速率和压裂液粘度两者对水力裂缝穿层行为的规律。
[0037]
作为优选，步骤三中，设定注液速率，分别模拟不同压裂液粘度下水力裂缝的扩展行为；在设定注液速率的基础上，模拟另一组不同注液速率不同粘度条件下水力裂缝的扩展。
[0038]
作为优选，步骤四中，分别计算不同注液速率、不同粘度条件下共多种工况的裂缝穿层结果，汇总结果；根据结果分别得到每种工况对应的裂缝形态和t
′
值；分析不同注液速率下水力裂缝从未穿过变为穿过时的值，确定不同工况下裂缝穿层行为的改变对应的值范围，基于此，建立考虑粘度和注液速率两种因素综合作用下的水力裂缝的穿层行为评价机制，即通过值建立一个统一的标准来评判裂缝的穿层行为。
[0039]
作为优选，步骤四中，分别从结果中提取水平层理面上的应力状态，进行分析层理面的破坏行为。
[0040]
本发明基于块体离散元方法，把控制机制方法用于分析施工参数(压裂液粘度和注液速率)对水力裂缝穿层行为的影响机制，建立可以综合考虑压裂液粘度和注液速率的水力裂缝穿层能力评价方法，对于层理发育地层的水力压裂工作具有一定的理论指导意义。
附图说明
[0041]
图1为实施例1中一种层理对水力裂缝穿层行为的影响规律研究方法的流程图；
[0042]
图2为实施例2中数值模型的示意图；
[0043]
图3为实施例2中模拟结果与理论解的偏差率结果汇总示意图；
[0044]
图4为实施例2中地层模型的示意图；
[0045]
图5(a)为实施例2中注液速率为3ml/s，压裂液粘度为5cp时裂缝形态示意图；
[0046]
图5(b)为实施例2中注液速率为3ml/s，压裂液粘度为10cp时裂缝形态示意图；
[0047]
图5(c)为实施例2中注液速率为3ml/s，压裂液粘度为100cp时裂缝形态示意图；
[0048]
图5(d)为实施例2中注液速率为30ml/s，压裂液粘度为5cp时裂缝形态示意图；
[0049]
图5(e)为实施例2中注液速率为30ml/s，压裂液粘度为10cp时裂缝形态示意图；
[0050]
图5(f)为实施例2中注液速率为30ml/s，压裂液粘度为100cp时裂缝形态示意图；
[0051]
图6为实施例2中注液速率为3ml/s时不同粘度时水力裂缝在竖向的扩展行为示意图；
[0052]
图7为实施例2中不同粘度时水力裂缝在水平层理内的扩展示意图；
[0053]
图8为实施例2中注液速率为30ml/s时不同粘度下水力裂缝的竖向扩展示意图；
[0054]
图9为实施例2中不同粘度和注液速率条件下裂缝的穿层行为示意图；
[0055]
图10为实施例2中层理面上的应力状态示意图。
具体实施方式
[0056]
为进一步了解本发明的内容，结合附图和实施例对本发明作详细描述。应当理解
的是，实施例仅仅是对本发明进行解释而并非限定。
[0057]
实施例1
[0058]
如图1所示，本实施例提供了一种层理对水力裂缝穿层行为的影响规律研究方法，其包括以下步骤：
[0059]
一、验证块体离散元在水力压裂中实施的可行性；
[0060]
二、对不同压裂液粘度和注液速率下的水力裂缝穿层行为进行模拟；
[0061]
三、结合控制机制分析压裂液粘度和注液速率对水力裂缝穿层行为的影响规律，分析水力裂缝穿层的力学机理；
[0062]
四、基于不同的控制机制，建立了同时考虑压裂液粘度和注液速率的水力裂缝穿层行为的综合评价标准。
[0063]
验证块体离散元在水力压裂中实施的可行性的方法为：
[0064]
1.1、建立数值模型；
[0065]
1.2、在模型中预制水力裂缝，模拟裂缝的扩展；
[0066]
1.3、基于粘性控制机制和韧性控制机制，分别计算不同时间段内裂缝最大宽度和裂缝半长的变化；
[0067]
1.4、将数值计算得到的值与理论解进行对比，并计算偏差率error：
[0068][0069]
其中，a代表数值计算得到的值，b代表理论值；
[0070]
1.5、根据偏差率来判断可行性。
[0071]
当控制机制的边界值时，裂缝的扩展属于粘度控制机制，此时能量耗散主要是由于粘性流体的流动；当控制机制的边界值时，裂缝扩展属于韧性控制机制，此时的能量耗散主要是由于岩石的断裂；在两者之间的则称之为过渡区域，此时的能量耗散由流体粘度和岩石断裂共同引起。
[0072]
粘性控制机制下，裂缝开度的解析解wm(ρ,t)和裂缝半长的解析解rm(t)如下式所示：
[0073][0074][0075]
其中，μ'＝12μ；
[0076]
[0077][0078]
式中，μ为流体粘度，e为杨氏模量，ν为泊松比，k
ic
为岩石i型断裂韧度，ρ为流体密度，q0为注液速率，t为注液时间，式中，μ为流体粘度，e为杨氏模量，ν为泊松比，k
ic
为岩石i型断裂韧度，ρ为流体密度，q0为注液速率，t为注液时间，μ'为比例化的粘度，e'为比例化的弹性模量，k'为比例化的断裂韧度。
[0079]
在断裂韧度控制机制下，裂缝的开度解析解wm(ρ,t)和裂缝半长的解析解rm(t)如下式所示：
[0080][0081][0082]
当不考虑压裂液滤失时，水力裂缝的扩展由无量纲时间决定。其中，无量纲时间t
mk
可以表示为：
[0083][0084]
水力裂缝穿层行为的模拟方法为：
[0085]
2.1、建立了包含两个水平节理和一个垂向节理的地层模型；设定模型尺寸1m
×
1m
×
1m，其中，水平节理用来模拟两个水平层理面；垂向节理则作为预置的水力裂缝，用以模拟水力裂缝的竖向扩展；
[0086]
2.2、把模拟中的地应力设为均匀地应力，节理参数设为定值；
[0087]
2.3、开展基础案例进行模拟；选择多种注液速率和压裂液粘度，并设定对应的注液时间；模拟中保证相同的注液量；
[0088]
2.4、得到不同注液速率和压裂液粘度的裂缝形态结果，并得到注液速率和压裂液粘度两者对水力裂缝穿层行为的规律。
[0089]
步骤三中，设定注液速率，分别模拟不同压裂液粘度下水力裂缝的扩展行为；在设定注液速率的基础上，模拟另一组不同注液速率不同粘度条件下水力裂缝的扩展。
[0090]
步骤四中，分别计算不同注液速率、不同粘度条件下共多种工况的裂缝穿层结果，汇总结果；根据结果分别得到每种工况对应的裂缝形态和t
′
值；分析不同注液速率下水力裂缝从未穿过变为穿过时的值，确定不同工况下裂缝穿层行为的改变对应的值范围，基于此，建立考虑粘度和注液速率两种因素综合作用下的水力裂缝的穿层行为评价机制，即通过值建立一个统一的标准来评判裂缝的穿层行为。
[0091]
步骤四中，分别从结果中提取水平层理面上的应力状态，进行分析层理面的破坏行为。
[0092]
实施例2
[0093]
2.方法与验证
[0094]
2.1块体离散元模拟水力压裂
[0095]
2.1.1裂缝破坏的判定
[0096]
块体离散元方法中需要通过预置节理面来实现裂缝的模拟。裂缝的破坏则表示裂缝的开启。在块体离散元方法中，节理通过接触来进行描述。在块体离散元方法中节理的基本模型为库伦滑移节理模型，该模型在刚性块体和柔性块体的接触中的原理相似。在模型中均考虑了剪切和张拉失效，同时也考虑了节理的膨胀。在弹性阶段，接触之间通过法向刚度与切向刚度来描述。节理的法向力学行为可以表示为
[14]
：
[0097]
δfn＝-knδu
nac
ꢀꢀ
(1)
[0098]
其剪切行为可以表示为：
[0099][0100]
式中，ac是接触的面积。δfn为法向力增量，为剪应力增量，kn为法向刚度，ks为切向刚度，δun为法向位移增量，为切向位移增量。
[0101]
一个原始节理(未发生滑移或开裂)的法向拉力的最大值为：
[0102]
t
max
＝-tacꢀꢀ
(3)
[0103]
式中，t为抗拉强度。
[0104]
节理允许的最大剪切力为：
[0105][0106]
式中，c为节理的内聚力，为摩擦角。
[0107]
一旦节理上的力超过其抗拉或抗剪强度后，接触失效，此时节理的抗拉强度以及内聚力变为0。此时节理面上的最大拉力和最大剪切力表示为：
[0108]
t
max
＝0
ꢀꢀ
(5)
[0109][0110]
这种失效后的强度的瞬间损失为节理面的“位移-弱化”行为。此时块体间新的接触力将会被更新(本公式中假设法向力压为正)。对于张拉失效，接触力的更新方式为：如果fn＜t
max
，则法向力fn＝0，剪切力对于剪切失效，其接触力的更新模式为：如果则剪切力更新为其中剪切力为
[0111]
剪切膨胀只发生在滑移模式。此时，剪切位移增量可表示为
[0112][0113]
剪切位移会引起法向的位移变化，其关系可通过膨胀角ψ来表征，他们的关系为
[0114]
δun(dil)＝δu
s tanψ
ꢀꢀ
(8)
[0115]
此时法向力应该综合考虑膨胀的影响，法向力变为：
[0116]fn
:＝fn+k
nac
δu
s tanψ
ꢀꢀ
(9)
[0117]
2.1.1节理内流体流动
[0118]
节理内的流体流动符合n-s方程。当两个面近似平行的非渗透面，且流体为不可压
缩流体时，n-s方程可以简化为雷诺方程，
[0119][0120]
式中，u＝u(xi)为平面上一点xi处的非渗透边界的距离。φ为水头高度，ρ为流体密度，μ为流体粘度。由上式可以得到流体的流速为，
[0121][0122]
式中单裂缝的渗透率为u2/12，水力传导率为
[0123]
2.2方法验证
[0124]
2.2.1理论模型
[0125]
为了验证块体离散元方法的可行性，本实施例与已有理论计算结果进行对比。本实施例中未考虑流体的滤失，因此有三个基础参数，分别如下：
[0126]
μ'＝12μ
ꢀꢀ
(12)
[0127][0128][0129]
式中，μ为流体粘度，e为杨氏模量，ν为泊松比，k
ic
为岩石i型断裂韧度。
[0130]
块体离散元数值模拟中断裂韧度k
ic
与抗拉强度之间的关系满足下式：
[0131][0132]
式中，σ
t
是抗拉强度，d是块体单元的平均尺寸，a为数值系数，取值为1.
[0133]
当不考虑压裂液滤失时，水力裂缝的扩展由无量纲时间决定。其中，无量纲时间可以表示为：
[0134][0135]
式中，q0为注液速率。
[0136]
当时，裂缝的扩展属于粘度控制机制(viscosity dominated regime，mregime)，此时能量耗散主要是由于粘性流体的流动；当时，裂缝扩展属于韧性控制机制(toughness dominated regime，kregime)，此时的能量耗散主要是由于岩石的断裂；在两者之间的则称之为过渡区域，此时的能量耗散由流体粘度和岩石断裂共同引起。
[0137]
粘性控制机制下，裂缝开度的解析解如式(17)所示，裂缝半长的解析解如式(18)所示。
[0138][0139][0140]
在断裂韧度控制机制下，裂缝的开度解析解如式(19)所示，裂缝半长的解析解如式(20)所示。
[0141][0142][0143]
2.2.2数值模型验证
[0144]
确定粘度控制机制的参数如情况1所示：
[0145]
e'＝20
×
109pa,μ'＝0.2pa
·
s,k'＝3
×
106pa
·m1/2
,q0＝0.01m3/s,t＝1～500s
[0146]
对于韧性控制机制，参数选取如情况2所示：
[0147]
e'＝5
×
109pa,μ'＝0.01pa
·
s,k'＝3
×
106pa
·m1/2
,q0＝0.01m3/s,t＝100～1000s
[0148]
通过计算可得情况1的情况2的由于控制机制的边界值的范围为对数尺度，因此情况1可视为粘性控制机制，而情况2可视为韧性控制机制。
[0149]
为了验证块体离散元方法的可行性，建立如图2所示的数值模型，在模型中预制水力裂缝，模拟裂缝在该平面的扩展，裂缝形态为圆盘状。为了验证块体离散元方法在模拟水力压裂中的可行性，基于上述确定的两种情况，分别计算不同时间段内裂缝最大宽度和裂缝半长的变化。
[0150]
为了评价两个结果的匹配度，引入式(21)所示的偏差率，对数值模拟的结果与理论解的结果进行评价。
[0151][0152]
模拟结果与理论解的偏差率结果汇总于图3。由图可知，粘性控制机制的裂缝宽度最大偏差率为0.04％，裂缝半长的最大偏差率为1.25％。韧度控制机制的裂缝最大宽度偏差率为1.98％，裂缝半长的最大偏差率为0.21％。因此可以认为，块体离散元在页岩水力压裂中可以较好地模拟裂缝的扩展行为。
[0153]
3.模型与结果
[0154]
3.1模型建立
[0155]
由于块体离散元需要首先预置节理来模拟流体在裂隙内的流动，因此建立了如图4所示的包含两个水平节理和一个垂向节理的地层模型，模型的尺寸为1m
×
1m
×
1m。其中，
水平节理用来模拟两个水平层理面，两个层理面距离为0.3m；垂向节理则作为预置的水力裂缝，用以模拟水力裂缝的竖向扩展。注入点设置在垂向节理面的中心位置，注入点距离两个水平层理面的距离相等。为了在追求计算精度的同时又能提高计算效率，在节理面附近模型的网格尺寸为0.01，在其他非重要部位网格的尺寸则设置为0.05。
[0156]
为了排除其他影响因素的干扰，则把模拟中的地应力设为均匀地应力，节理参数设为定值。地应力设置为σ
x
＝σy＝σz＝20mpa，地层的流体压力为10mpa。根据室内试验测得的岩石力学参数，岩体的密度为2600kg/m3，弹性模量为20gpa，泊松比为0.25；节理的抗拉强度为10mpa，内聚力为5mpa，摩擦角为20
°
。压裂施工参数包括注液速率和压裂液粘度，其属于本实施例的自变量，本实施例中将通过控制这两个变量来研究水力裂缝的穿层能力。
[0157]
3.2模拟结果
[0158]
为了研究不同注液速率和压裂液粘度的影响，首先开展基础案例进行模拟。注液速率分别选择3ml/s和30ml/s，压裂液粘度分别选择为5cp，10cp和100cp。为了实现统一的评价标准，模拟中需要保证相同的注液量，因此3ml/s的注液时间设置为10s，30ml/s的注液时间则设置为1s。
[0159]
水力裂缝首先沿着预置裂缝竖向延伸，当其遇到水平层理后，其形态可分为：水力裂缝转向层理沿水平方向扩展(如图5(a)，图5(b)和图5(d))和水力裂缝穿过层理继续沿竖向扩展(如图5(c)，图5(e)和图5(f))。由图中的结果可知，当注液速率为3ml/s时，压裂液粘度为5cp和10cp时，水力裂缝的竖线延伸受到层理的限制；当粘度增大后(如本例中的100cp)，水力裂缝则可以突破层理继续竖向扩展。当注液速率为30ml/s时，压裂液粘度为5cp，水力裂缝的竖向扩展受限；当压裂液粘度增加到10cp时，水力裂缝的高度则未被层理限制。这说明随着注液速率的提高，层理限制裂缝竖向扩展的压裂液粘度界限降低。
[0160]
综上，可以得到注液速率和压裂液粘度两者对水力裂缝穿层行为的规律。当注液速率较低且粘度较小时，水力裂缝在遇到层理后易发生转向，裂缝高度受限。当注液速率较大且粘度较大时，水力裂缝易穿过层理面继续竖向延伸。
[0161]
4.分析与讨论
[0162]
4.1粘度对水力裂缝穿层的影响
[0163]
压裂液粘度对水力裂缝的穿层行为有着显著的影响。为了探究压裂液粘度对的影响，将注液速率为设置3ml/s，分别模拟不同压裂液粘度下水力裂缝的扩展行为。水力裂缝在竖向延伸结果如图6所示(图中虚线为层理面所在位置)，水力裂缝在水平层理面的延伸结果如图7所示。综合两图可知，当粘度不超过65cp时，水力裂缝未能穿过层理，裂缝高度受限。水力裂缝转向，沿着水平层理面扩展。当粘度不低于66cp时，水力裂缝穿过层理面继续竖向扩展，裂缝高度不受限制。这说明粘度会影响水力裂缝的穿层能力，低粘度有利于水力裂缝转向层理，而高粘度则有利于水力裂缝穿过层理。
[0164]
结合式(16)可知，值随粘度的增加而减小。根据裂缝扩展的控制机制理论，当粘度较低时，值处于一个较大的水平，此时控制机制更趋向于韧度控制机制，此时能量的耗散主要是由于岩石的断裂。随着粘度的增加，值降低，则控制机制更趋向于粘度控制机制，此时能量耗散主要是由于流体的粘度。因此低粘度对应的是韧度控制机制，高粘度对应于粘度控制机制，随流体粘度的增加，由于流体粘度导致的耗散增加。结合图6可知，值较大
时(对应于低粘度)，水力裂缝未能穿透层理，随值减小，水力裂缝的穿层能力增加。
[0165]
由图6可知，粘度会影响水力裂缝的开度。裂缝开度的梯度随粘度也有变化，在粘度较低时，水力裂缝的开度云图的颜色均匀，这说明其变化梯度小；反之，随着粘度增加，云图的颜色逐渐差异扩大，这说明其梯度增大。此外，在同样的裂缝形态下(转向或者穿层)，裂缝的最大开度随着粘度的增加而增加。
[0166]
除此之外还应该关注不同粘度下水力裂缝在水平层理面的扩展行为。图6展示了不同粘度条件下水平层理上的水力裂缝的几何特征。由图6可知，粘度不同，水力裂缝沿水平方向延伸的距离不同。
[0167]
随着粘度的增加，裂缝的延伸距离逐渐降低。这表明压裂液粘度较低时，水力裂缝在水平层里面上扩展的更远。这是由于当压裂液粘度较低时，由于流体粘度导致的能量耗散较低，流体流动性强，流体更容易进入裂缝前缘，促进裂缝的开裂。
[0168]
综上可以概括压裂液粘度对水力裂缝穿层行为的影响：首先，粘度会影响水力裂缝的形态，较低的压裂液粘度有利于水力裂缝转向，沿着水平层里面扩展，较高的层理面则有利于水力裂缝的穿层，沿着竖向延伸。第二，压裂液粘度会影响裂缝的开度。粘度较低时，裂缝开度较小且变化梯度较小。随着粘度的增加，裂缝开度会随之增加，裂缝开度的分布梯度也会随之增大。第三，粘度会影响水力裂缝在水平层理面内的扩展。较低的粘度有助于水力裂缝在水平层理面的延伸，粘度越低裂缝在水平层理面内的延伸距离越大。
[0169]
4.2注液速率对水力裂缝穿层能力的影响
[0170]
注液速率是另一个可控的压裂施工参数，注液速率也会影响水力裂缝的穿层行为。为了研究注液速率的影响，在3ml/s的基础上，模拟一组注液速率为30ml/s时不同粘度条件下水力裂缝的扩展。水力裂缝在竖向扩展的结果如图8所示。同样地，随着压裂液粘度的增加，水力裂缝的穿层能力增强。与图6相比，注液速率为3ml/s时层理影响水力裂缝穿层行为的粘度界限介于65cp到66cp之间，而注液速率为30ml/s时的界限降低到8cp到9cp之间。这说明注液速率增大，水力裂缝的穿层能力增强，大的注液速率更有利于水力裂缝穿过层理面。同时3ml/s时，粘度为100cp是的裂缝最大开度为0.24mm，而当注液速率为30ml/s时，裂缝的最大开度为0.37mm。
[0171]
结合式(16)可知，值随注液速率q0的增加而减小。注液速率增加，值降低，此时由于流体粘度(流动)所耗散的能量增加。结合图8可知，随着注液速率增加，值降低，此时由于流体流动所耗散的能量增加，这导致水力裂缝的穿层能力增强。
[0172]
粘度和注液速率对穿层行为的影响主要表现在裂缝内压力的分布不同。较低的粘度和注液速率时，流体粘度(流动)导致的能量耗散较低，裂缝内压力较小且分布均匀，水力裂缝更倾向于转向层理扩展；较高的粘度和注液速率时，流体粘度(流动)导致的能量耗散较高，裂缝内压力较高且分布差异大，此时水力裂缝更趋向于穿过层理面竖向扩展。裂缝内压力的会影响裂缝周围的应力和变形，而裂缝的起裂和扩展本质的原因是节理面上的力学特征，因此需要对层理限制水力裂缝竖向扩展的力学机理展开探讨。
[0173]
4.3基于值标准的水力裂缝穿层行为统一评价标准
[0174]
由上述可知，无论是粘度还是速率，均表现为随值增加，裂缝的穿层能力降低。因此本处尝试寻找一种方法来综合评价两者的共同作用。而式(16)中所定义的值则综合考
虑了粘度和速率等因素，因此本节探讨t
′
值与水力裂缝穿层的关系。结合前述模拟工况，进行补充计算。分别计算注液速率分别为30ml/s、20ml/s、10ml/s、5ml/s和3ml/s，粘度为5cp～100cp条件下共55种工况的裂缝穿层结果，结果汇总于图9。图中分别给出了每种工况对应的裂缝形态和t
′
值。其中裂缝形态用和-表示，表示水力裂缝转向层理沿水平方向扩展，-表示水力裂缝穿过层理竖向扩展。
[0175]
图9中描述了不同粘度和注液速率条件下的裂缝穿层特征。可知在粘度和注液速率均较低时，水力裂缝发生转向，当粘度和注液速率较高时，水力裂缝则直接穿过层理。引入值进行分析，可知当值较大时，水力裂缝转向层理沿水平方向扩展，随着值降低水力裂缝逐渐穿过层理竖向扩展。分析不同注液速率下水力裂缝从未穿过变为穿过时的值，可以发现在本实施例的工况下裂缝穿层行为的改变对应的值范围在18.32到1.58之间。这说明在其他条件一定的情况下，通过值的范围可以确定水力裂缝的穿层行为。基于此，可以建立考虑粘度和注液速率两种因素综合作用下的水力裂缝的穿层行为评价机制，即通过值建立一个统一的标准来评判裂缝的穿层行为。
[0176]
4.4水力裂缝穿层的力学机理分析
[0177]
为了分析层理面的破坏行为，分别从结果中提取水平层理面上的应力状态。当竖向水力裂缝逼近时层理面上的应力状态如图10所示。左图为层理面上的剪应力分布，由图可知，在水平和竖向节理的相交线两侧，面上的剪应力增加。由图为竖向水力裂缝逼近时水平层理面上的法向应力，在相交线两侧的正应力降低。综上可知，当竖向水力裂缝逼近层理面时，层理面上相交线附近(水力裂缝即将通过处)的正应力降低，剪应力增加。
[0178]
从破坏形式方面，节理的破坏可分剪切破坏和张拉破坏。其中剪切破坏满足摩尔-库伦滑移定律，其表达如式(22)所示，当节理面上的剪应力超过其抗剪强度时，发生剪切破坏；张拉破坏则满足最大拉应力准则，当面上的法向拉应力超过节理面的抗剪强度时，接力发生张拉破坏。
[0179][0180]
由图10可知，层理面上的正应力降低，将应力增加。
[0181]
水力裂缝无论水平转向或者竖向扩展，均会到达水平层理与竖向节理的相交处，随后在此处根据水平和竖向节理的应力状态和破坏特征产生不同的穿层行为。
[0182]
此外根据水平节理面和竖向节理面的破坏特征，分别建立不同节理强度与面上的应力状态的差值(stressdifference，sd)，用以表征节理面是否发生破坏，当sd大于0时，节理面上的应力状态低于其强度，不会发生破坏；当sd等于0时，节理面发生破坏。一般地，水平层理面发生剪切破坏，其抗剪强度如式(22)所示，定义stressdifference-shear(sds)来表征：
[0183][0184]
竖向节理主要发生张拉破坏，定义其抗拉强度与面上的正应力差值关系sdt如式(24)，由于定义正应力是以压为正，而一般定义的抗拉强度以拉为正，故式(24)中在法向应力前加负号进行数学处理。
[0185]
sdt＝σ
t-(-σn)＝σ
t
+σnꢀꢀ
(24)
[0186]
式中，σ
t
为抗拉强度，τc为抗剪强度，τ为节理面上的剪应力，σn为节理面上的正应力。
[0187]
sdt和sds均随着注液的进行而降低，当其中某一个值率先降低到0时，则对应的节理面发生破坏，随后水力裂缝沿着该方向扩展。
[0188]
以上示意性的对本发明及其实施方式进行了描述，该描述没有限制性，附图中所示的也只是本发明的实施方式之一，实际的结构并不局限于此。所以，如果本领域的普通技术人员受其启示，在不脱离本发明创造宗旨的情况下，不经创造性的设计出与该技术方案相似的结构方式及实施例，均应属于本发明的保护范围。