大通径桥塞分段压裂技术具有桥塞无需钻磨掉即可排液生产，桥塞球座处通径能达到80～90 mm，与桥塞配套的大直径可溶解金属憋压球在井内液体环境下能迅速溶解、不需返排即可建立大通径排液生产通道等优点^{[1, 2]}，现已广泛应用于中国长宁、涪陵等页岩气田的分段压裂作业中^{[3, 4, 5]}，并取得了较好的应用效果。目前国内多家研究机构开展了可溶解憋压球的研制工作，但主要是与多级滑套进行配套应用，其直径大都小于70 mm，材料的承压、溶解性能无法满足大通径桥塞配套憋压球直径85 mm以上、耐压70 MPa、在200 h内溶解90%球体体积的要求。为此，笔者采用网络结构设计了一种以镁合金为基体，以Al、Zn、Cu等为添加材料的多元材料，通过调控材料成分组成比例和优化制备工艺，研制出承压和溶解性能满足大通径桥塞压裂用的金属憋压球。

大通径桥塞分段压裂要求憋压球直径大、强度高、能快速溶解，而现有材料的强度和溶解速度达不到要求，为此，首先研制制作憋压球的材料。通过添加Al、Zn、Cu等材料，形成包含Mg、Al、Zn等元素的α-Mg相核体材料；在核体材料外包覆含T相(AlZnMgCu)的β-MgAl相系壳层材料，调控β相、T相与α相的成分与分布，达到调控憋压球材料的晶界与晶内电位差，从而形成以镁合金的α相为核体与β相为壳层的网络结构材料，同时添加Ti、B等材料作为晶粒细化剂，以提高材料的综合强度，其结构设计如图 1所示。

图1 憋压球材料的结构设计示意 Fig.1 Diagram of material design for fracturing ball

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在Mg-Al合金基础上^{[6, 7, 8]}添加不同量的Zn，形成Mg-Al-Zn合金。表 1为不同Zn加量的Mg-Al合金在室温下的压缩试验结果。由表 1可以看出，添加Zn后Mg-Al合金的抗压强度均超过了400 MPa，而且屈服强度超过了300 MPa。

图 2为93 ℃条件下，不同Zn加量的Mg-Al合金在3%KCl溶液中的溶解速率。由图 2可以看出，当Zn加量超过5.0%时，Mg-Al合金的溶解速率超过了30 mg/(h·cm²)，但Zn加量为10.0%时的溶解速率低于Zn加量为5.0%时的溶解速率。

图2 93 ℃条件下不同Zn加量的镁铝合金在3%KCl溶液中的溶解速率 Fig.2 Dissolution rate of magnesium alloys with different Zn contents in 3% KCl solution at 93 ℃

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图 3为不同Zn加量的Mg-Al合金显微结构。由图 3可以看出：未加入Zn时Mg-Al合金(Alloy 3)的壳层β相和核体α基体相均较为粗大；当加入1.5% Zn时，Mg-Al合金(Alloy 5)的β相变得细密，α基体相也被分割成较小的块体，网络结构更为均匀细密，并且在α基体相内部出现很多圆形小块状；Zn加量增至5.0%时，Mg-Al合金(Alloy 6)的网络结构更为细密，且α基体相的分支现象大大减少；当Zn加量达到10.0 %时，Mg-Al合金(Alloy7)的α基体相被分割的极为细密，β相变得疏散不紧密，且在β相间隙出现新生相，同时也导致其溶解速率较Zn加量为5.0%时低(见图 2)。因此，兼顾材料力学性能及溶解性能，Mg-Al合金中Zn的最优加量为5.0%。

图3 不同Zn加量的镁铝合金显微结构 Fig.3 Microstructure of magnesium alloys with different Zn contents

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在Mg-Al-Zn合金中添加不同量的Cu，形成Mg-Al-Zn-Cu合金，并对其进行了压缩和屈服测试，结果见表 2。由表 2可以看出，Mg-Al-Zn合金加入Cu后的抗压强度和屈服强度分别高于430 和330 MPa，Cu的加量为1.0%~5.0%时合金的抗压强度与屈服强度分别在440和340 MPa以上，均高于不加Cu时的强度。

Mg-Al-Zn合金加入不同量Cu后在3.0% KCl溶液中的溶解测试结果(见图 4)表明：当Cu的加量不超过5.0%时，提高Cu的加量，有助于提高Mg-Al-Zn-Cu合金的溶解速率；当Cu的加量超过5.0%时，随Cu加量增大，Mg-Al-Zn-Cu合金的溶解速率降低。

图4 93 ℃条件下不同Cu加量的Mg-Al-Zn合金在3.0%KCl溶液中的溶解速率 Fig.4 Dissolution rate of Mg-Al-Zn alloys with different Cu contents in 3% KCl solution at 93 ℃

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Mg-Al-Zn-Cu合金微观结构(见图 5)显示，添加Cu后，除了壳层β相与基体α相外，还在壳层中出现了T相，T相在溶解过程中并不溶解，因此当Cu加量超过5.0%时，其溶解性能反而降低。因此，兼顾材料力学性能及溶解性能，Mg-Al-Zn-Cu合金中Cu的最优加量为5.0%。

图5 Mg-Al-Zn-Cu合金的微观结构 Fig.5 Microstructure of Mg-Al-Zn-Cu alloy

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镁铝合金添加5.0% Zn和5.0% Cu，形成Mg-Al-Zn-Cu合金，其密度为2.0 g/cm³，抗压强度为462 MPa，屈服强度为361 MPa，93 ℃下在3.0%KCl溶液中的溶解速率为51 mg/(h·cm²)。将Mg-Al-Zn-Cu合金加工成与大通径桥塞配套的Φ89.027 mm憋压球，以清水为介质，利用图 6所示试验装置对憋压球进行承压试验^{[9, 10]}，其中球座内孔直径为75 mm，等于大通径桥塞球座直径。在室温条件下，加压至70 MPa憋压15 min，压力未下降，憋压球保持完好，没有发生开裂，达到现场应用要求。

图6 憋压球承压试验装置 Fig.6 Pressure test equipment of fracturing ball

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此外，根据大通径桥塞憋压球使用工况，要求在球体入井及压裂施工共约6 h的时间内球体有稳定的承压能力，不会因球体与溶液接触而发生溶解导致承压失效。因此，在憋压球表面喷涂一种防护膜，使憋压球承压稳定时间超过6 h。测试表明，当有涂防护膜的憋压球在水溶液中浸泡6 h后，防护膜会起鼓自行脱落；憋压球承压后，表面产生变形，防护膜也会自行脱落(见图 7)。

图7 憋压球喷涂防护膜后浸泡和承压测试 Fig.7 Immersion and pressure test of fracturing ball with coating

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将Φ89.027 mm憋压球置于93 ℃的3.0% KCl溶液中，每隔6 h测试一次憋压球的直径和质量，并绘制成直径、质量与溶解时间的关系曲线(见图 8)。由图 8可以看出：憋压球直径与溶解时间呈线性减小关系，憋压球质量与溶解时间呈指数减小关系，这是因为，随着溶解时间增长，憋压球直径变小，憋压球与液体接触面积变小，导致溶解速率降低。此外，从图 8还可以看出，溶解球体90%体积所需时间约为92 h，满足现场对于大通径桥塞压后200 h内投产的要求。

图8 Mg-Al-Zn-Cu合金憋压球的溶解性能 Fig.8 Dissolution performance of fracturing ball made of Mg-Al-Zn-Cu alloy

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为了进一步了解憋压球在不同液体环境下的溶解性能，将Φ89.027 mm憋压球分别置于1.0%，3.0%和5.0%KCl溶液以及胍胶压裂液中，进行溶解试验，其直径和质量与溶解时间的关系如图 9所示。从图 9可以看出：随着KCl质量分数增大，球体溶解速率加快；在压裂液中球体溶解速率虽然低于1.0% KCl溶液中的溶解速率，但在200 h内也能溶解球体90%体积。

图9 Φ89.027 mm憋压球在不同液体环境下的溶解性能 Fig.9 Dissolution performance of Φ89.027 mm fracturing ball in different liquids

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1) 采用网络结构设计，以镁铝合金为基体，以Zn、Cu等为添加材料，形成了Mg-Al-Zn-Cu合金，Mg-Al-Zn-Cu合金的抗压强度与屈服强度分别超过了430和330 MPa，且在3.0% KCl溶液中的最大溶解速率超过了50 mg/(h·cm²)。

2) 将Mg-Al-Zn-Cu合金坯料加工成与大通径桥塞配套的Φ89.027 mm憋压球，其承压达到70 MPa，稳定承压时间达到6 h，且在93 ℃条件下3.0% KCl溶液中浸泡92 h即可溶解球体90%体积，承压能力和溶解性能均达到了现场要求。

3) 为提高憋压球的可靠性和安全性，应进行憋压球不同温度下的压裂液环境中以及不同质量分数KCl溶液中的溶解试验，并进一步深入开展憋压球表面防护膜技术研究和溶解速率控制技术研究，以适应不同工况条件对憋压球溶解性能的要求。