深層裂縫性碳酸鹽巖油氣藏立體酸壓數值模擬

任冀川 郭建春 茍 波 王世彬 劉 壯

1.“油氣藏地質及開發工程”國家重點實驗室·西南石油大學 2.西南石油大學博士后科研流動站

0 引言

近年來，深層裂縫性碳酸鹽巖油氣藏在塔里木盆地、四川盆地不斷被發現[1]，酸壓是實現該類油氣藏高效開發的主要手段之一。對于深層裂縫性碳酸鹽巖儲層，地層高溫、天然裂縫發育及酸壓過程中形成的酸蝕蚓孔都會影響酸液對水力裂縫的有效刻蝕[2]。但同時，濾失進入天然裂縫的酸液也會刻蝕天然裂縫壁面，增加天然裂縫的導流能力[3]。利用酸液對天然裂縫的刻蝕，郭建春等[4]提出了以構建“酸壓裂縫體”（由酸蝕水力裂縫和酸蝕天然裂縫構成）為目標的立體酸壓技術理念。而揭示酸液在天然裂縫、酸蝕蚓孔中的動態濾失機理，并精細描述“酸壓裂縫體”中水力裂縫和天然裂縫的刻蝕形態是實現立體酸壓的基礎。

經典的酸壓模型一般通過耦合二維—擬三維裂縫擴展模型及酸液傳質—反應模型對酸壓過程中的水力裂縫擴展及刻蝕進行模擬[5-9]。但此類模型在計算基質酸液濾失時一般采用修正卡特濾失系數[10]，在計算天然裂縫濾失時，通常直接設置定壓力邊界或給定出口速度，此類處理方法無法準確模擬裂縫性碳酸鹽巖儲層中由酸蝕蚓孔、天然裂縫引起的酸液濾失，也無法模擬酸液對天然裂縫的刻蝕過程。目前，在考慮酸蝕蚓孔或天然裂縫濾失的酸壓數值模擬方面，已經取得了一些進展。Lyons等[11]基于格子玻爾茲曼方法，建立了描述酸液在裂縫、基質孔隙中流動—反應的模型，模擬了酸液對多孔介質的細觀溶蝕特征。黨錄瑞等[2]引入雙尺度蚓孔擴展模型，描述了酸液在非均質孔隙型儲層中的濾失特征。但受制于模型計算量，該模型難以對大型天然裂縫（如構造縫）中的酸液濾失進行模擬。Mou等[12]引入基質實體，在給定水力裂縫、天然裂縫幾何形態的條件下模擬裂縫性儲層酸液濾失，揭示了天然裂縫對酸液濾失的影響機理，但未研究酸液對裂縫的刻蝕規律。基于Mou等建立的方法，Ugursal等[3]考慮酸液對水力裂縫及天然裂縫的刻蝕，建立了裂縫性儲層酸壓模型，研究了天然裂縫參數、注酸參數對水力裂縫、天然裂縫刻蝕形態的影響，但是，該模型沒有考慮酸蝕蚓孔引起的酸液濾失，也沒有考慮溫度場對酸壓裂縫刻蝕形態的影響。

國內外已有不少學者將天然裂縫考慮為濾失介質，研究酸液在水力裂縫中的刻蝕特征。但將天然裂縫作為改造目標之一，以構建高導流能力“酸壓裂縫體”為目標的數值模擬研究目前則鮮有報道。為此，筆者從我國裂縫性碳酸鹽巖儲層特征及改造現狀出發，以構建“酸壓裂縫體”為目標，建立了綜合考慮酸壓過程中水力裂縫擴展、酸液在復雜介質中濾失、就地溫度場影響的多場耦合酸壓模型；基于該模型，對立體酸壓改造形成的“酸壓裂縫體”改造體積及無因次產能指數進行影響因素分析，進而明確了影響立體酸壓效果的主控因素，以期為裂縫性碳酸鹽巖儲層的有效改造提供理論支撐。

1 裂縫性碳酸鹽巖儲層立體酸壓技術理念

1.1 裂縫性碳酸鹽巖儲層改造工藝技術現狀

從儲層改造的角度出發，我國碳酸鹽巖儲層可以分為縫洞型、孔隙型、裂縫—孔隙型、裂縫型4類。其中，裂縫型與縫洞型儲層由于基質巖體滲流能力相對較差，難以通過傳統深度酸壓技術實現有效改造[13]。針對縫洞型碳酸鹽巖儲層，焦方正[14]提出了體積開發理論與技術，即以縫洞單元體為開發管理單元，通過酸壓改造，實現對縫洞單元體的逐個動用。該技術在塔河油田獲得了廣泛應用，支撐了縫洞型油氣藏的高效開發。與縫洞型儲層中儲集體（溶洞）聚集呈單元分布的模式不同，裂縫性儲層中儲集體為基質孔隙、天然裂縫，且分布較為分散，雙翼酸壓裂縫對此類儲層的控制范圍十分有限，采用“水平井分段＋深度酸壓”的方式進行改造后效果多不理想。借鑒體積改造技術思路，儲銘匯[15]將加砂壓裂技術與膠凝酸酸壓技術復合，提出了“大排量前置液造縫＋大規模膠凝酸縫網酸壓＋后置支撐劑保持裂縫導流能力”的復合酸壓技術，該技術在大牛地氣田下古生界奧陶系馬家溝組馬五5亞段碳酸鹽巖儲層取得了顯著的改造效果。

但是，復合酸壓技術主要應用于中—淺層裂縫性碳酸鹽巖儲層，由于此類儲層地層溫度、水平應力差、閉合應力均較低，加砂難度較小，酸壓后容易形成具備較高導流能力的復雜裂縫系統[16]。而對于深層裂縫性碳酸鹽巖儲層，由于儲層中部深度大于等于5 000 m，水平主應力差較高（大于等于12 MPa），水力裂縫難以沿天然裂縫轉向，形成復雜裂縫網絡難度大[17]。較高的地層溫度（大于等于120 ℃）限制了酸液有效作用距離，而復雜介質濾失又制約了酸液對水力裂縫的刻蝕。強濾失及高地應力特征使得支撐劑加入難度大，高閉合應力對酸蝕裂縫的有效性也提出了挑戰。因此，亟需探索一種適用于深層裂縫性碳酸鹽巖儲層的安全有效的改造模式。

1.2 “酸壓裂縫體”構建思路

深層裂縫性碳酸鹽巖儲層酸壓過程中，由天然裂縫及酸蝕蚓孔帶來的酸液濾失難以有效控制，再加上地層溫度高，導致酸蝕主縫的長度一般較短。但是，濾失的酸液同時也會溶蝕天然裂縫壁面，從而增加天然裂縫寬度，提高天然裂縫的導流能力。因此，筆者以天然裂縫經酸壓改造后形成分支流動通道為突破口，利用分布于主縫兩側的天然裂縫來擴展裂縫體控制范圍，則需要放棄使用交聯酸、轉向酸、纖維酸等降濾失酸液體系，從而使酸蝕后的水力裂縫及天然裂縫組成具有較高滲流能力的樹狀裂縫體，以實現單縫對儲層一定程度上的體積控制。與降濾失造長縫的深度酸壓技術相比，儲層經過立體酸壓改造后，不僅形成了具有一定改造體積的“酸壓裂縫體”，還增大了次級流動通道溝通外部天然裂縫的機會（圖1）。在此基礎上，結合水平井鉆遇的儲層類型進行布縫優化，從而實現深層碳酸鹽巖儲層立體動用[4]。

圖1 立體酸壓段內樹狀裂縫體展布示意圖

2 立體酸壓數學模型

2.1 物理模型及假設條件

深層碳酸鹽巖儲層酸壓數值模擬是一個復雜的多場耦合過程。為了實現有效模擬，建立如圖2所示的簡化物理模型。假設基質巖體為長方體，其長度為L，寬度為W，高度為H，且為各向同性、均質的線彈性介質，最大水平主應力方向平行于基質控制區域長度方向；酸壓形成雙翼水力裂縫，長度為Lhf，高度為hhf；在水力裂縫兩側垂直、均勻分布多條對稱天然裂縫，其高度等于儲層厚度，長度為Lnf，施工過程中天然裂縫不發生擴展；酸液為不可壓縮牛頓流體，并且在施工排量介于4～8 m3/min條件下，流態為層流；忽略重力對酸液流動、水力裂縫擴展的影響。

圖2 酸壓物理模型示意圖

天然裂縫長度是難以測量獲得的幾何參數之一，也是影響天然裂縫連通性的重要因素。筆者將相互連通的天然裂縫簡化為單條垂直于水力裂縫擴展平面的天然裂縫，進而設置天然裂縫等效長度以定量描述天然裂縫的連通性和控制范圍（圖3）。

圖3 天然裂縫等效長度簡化處理示意圖

基于前述假設條件，針對水力裂縫和基質巖體分別建立物理模型及相應控制方程，并且在水力裂縫、天然裂縫壁面上對各場進行耦合。筆者采用Simonson等[18]提出的經典擬三維水力裂縫擴展模型進行水力裂縫擴展模擬，該模型為半解析模型，具有穩定、計算量較小的特點，較適合于多場耦合下的水力裂縫擴展描述。此處不再贅述。

2.2 流動控制方程

2.2.1 天然裂縫區域流動控制方程

隨著酸液濾失進入天然裂縫，對天然裂縫壁面進行刻蝕，其寬度會發生變化。基于物質平衡原理，天然裂縫區域的流動控制方程式為：

式中y、z表示基質巖體寬度、高度方向上的位置，m；uy、uz表示裂縫中酸液在y、z方向上的流速，m/s，該參數的計算采用立方定律；wnf表示天然裂縫寬度，m；vnf表示天然裂縫中酸液濾失速度，m/s；t表示全局注酸時間，s。

2.2.2 基質區域流動控制方程

采用三維微可壓縮滲流方程對基質區域流場進行描述，即

式中ρl表示酸液密度，kg/m3；x表示基質巖體長度方向上的位置，m；Kx、Ky、Kz分別表示基質巖體在x、y、z方向上的滲透率，1012D；μ表示酸液黏度，Pa·s；pm表示孔隙壓力，Pa；φ表示基質孔隙度；Ct表示綜合壓縮系數，Pa－1；ql表示由于裂縫區域內流體濾失產生的質量源項，kg/(m3·s)。

2.2.3 裂縫、基質區域流體交換模型

在酸壓過程中，酸液會由水力裂縫或天然裂縫壁面濾失進入基質。基于達西定律，在裂縫擴展的每個時間步，根據水力裂縫及基質巖體內流體壓力來計算由水力裂縫壁面向基質的酸液濾失速度，則對應于全局注酸時間步，水力裂縫單元格內酸液累計濾失量計算式為：

式中qlm表示水力裂縫單元格向基質的酸液累計濾失量，m3；hhf表示水力裂縫高度，m；vlm表示由水力裂縫壁面向基質的酸液濾失速度，m/s；tp表示水力裂縫擴展時間，s；Δx表示x方向上的網格長度，m。

根據天然裂縫體積變化量及由天然裂縫壁面濾失進入基質巖體的酸液量，則可以計算得到全局注酸時間步下從水力裂縫流入單條天然裂縫的酸液量，即

式中qlnf表示流入單條天然裂縫的酸液量，m3；hpay表示產層高度，m；Lnf表示天然裂縫等效長度，m。

2.3 熱傳導控制方程

2.3.1 裂縫區域熱傳導控制方程

對于酸液在井筒中的流動、傳熱，筆者采用Eickmeier等[19]建立的模型進行計算，此處不再贅述。水力裂縫/天然裂縫內熱傳導控制方程為：

式中cl表示酸液比熱容，J/(kg·K)；whf表示水力裂縫寬度，m；Thf、Tnf表示水力裂縫、天然裂縫內酸液溫度，K；vhf表示水力裂縫中酸液濾失速度，m/s；λl表示酸液導熱系數，J/(m·K·s)；ux表示裂縫中酸液在x方向上的流速，m/s；qhf、qnf分別表示水力裂縫、天然裂縫內酸巖反應熱源項，J/(m3·s)，其數值采用Guo等[20]提出的酸巖反應熱計算方法進行計算，此處不再贅述。

2.3.2 基質區域熱傳導控制方程

基質巖石為多孔介質，假設基質內流體為單相，并且滿足局部熱平衡假設條件[21]，即單個基質單元格內酸液溫度、巖石骨架溫度、基質巖體表觀溫度相等。則基質巖體表觀熱傳導控制方程為：

式中ρm表示基質巖體表觀密度，kg/m3；cm表示基質巖體表觀比熱容，J/(kg·K)；Tm表示基質巖體表觀溫度，K；umx、umy、umz分別表示基質巖體內酸液在 x、y、z方向上的流速，m/s；λm表示基質巖體表觀導熱系數，J/(m·K·s)； qm表示基質巖體熱源項，J/(m3·s)。

2.4 酸液傳質—反應控制方程

2.4.1 裂縫區域酸液傳質—反應控制方程

在獲得裂縫區域溫度場計算結果后，可以基于Arrhenius方程計算裂縫區域內酸巖反應動力學參數。裂縫區域酸液傳質—反應控制方程為：

式中Chf、Cnf表示水力裂縫、天然裂縫內酸液濃度，mol/m3；De表示H+有效擴散系數，m2/s。

2.4.2 裂縫壁面溶蝕寬度計算式

裂縫壁面溶蝕寬度計算式為：

式中β表示酸液對巖石礦物的溶解能力，無量綱；M表示巖石摩爾質量，kg/mol；v表示裂縫中酸液濾失速度，m/s；η表示濾失酸液參與裂縫壁面反應的比例，對于水力裂縫，η取0，對于天然裂縫，η取1；kc表示酸巖反應速度常數，m/s；Cw表示裂縫壁面酸液濃度，mol/m3；ρr表示巖石密度，kg/m3。

2.4.3 酸蝕蚓孔擴展模型

采用Furui等[22]提出的全局蚓孔模型來描述酸壓過程中酸蝕蚓孔的擴展。假設單個單元格中酸蝕蚓孔長度相同，則單元格內酸蝕蚓孔擴展速度計算式為：

式中vwh表示酸蝕蚓孔生長速度，m/s；vi,tip表示酸蝕蚓孔尖端酸液平均流速，m/s；NAC表示酸液溶解能力，無因次；PVbt,opt表示最優酸蝕蚓孔突破體積，無因次；vi,opt表示最優注入速度，m/s；γ表示酸蝕蚓孔擴展系數，取值為0.33；Lcore表示酸蝕蚓孔擴展實驗巖心長度，m；rwh表示酸蝕蚓孔長度，m。

由于流體在酸蝕蚓孔中的流動能力遠大于其在基質中的流動能力，可以假設酸蝕蚓孔中壓力降為0，但這樣設置會嚴重影響數值模擬計算的穩定性和精度。因此，根據式（12）、（13）計算酸蝕蚓孔區域基質滲透率，即

式中Kwh表示垂直于水力裂縫壁面方向（y方向）的酸蝕蚓孔區域單元格滲透率，1012D。

當酸蝕蚓孔尖端被包含在單元格中，Kwh計算式：

式中Δytip表示含酸蝕蚓孔尖端的單元格長度，m；rwh,tip表示含酸蝕蚓孔尖端單元格內酸蝕蚓孔長度，m。

3 模型求解及驗證

3.1 求解過程

基于建立的立體酸壓模型，可以預測酸壓結束后水力裂縫及天然裂縫的刻蝕形態及導流能力，進而優化施工參數。該模型的數值求解流程如下：①輸入油氣藏儲層物性參數、酸壓施工參數等，并且對模型進行網格劃分，在油氣藏寬度方向上采用對數網格（在裂縫壁面附近，網格劃分較細，而在遠端，網格劃分則較稀疏）以保證濾失計算的準確性；②每個時間步開始時，基于估算的濾失剖面計算水力裂縫擴展，隨后比較計算得到的濾失量與估計濾失量，若不滿足計算精度要求則反復迭代計算水力裂縫形態，直至計算收斂；③估計裂縫壁面溫度，并以此為邊界條件計算裂縫內流體溫度；然后，根據流體溫度計算進入基質區域的熱流通量，并且以此為源項，計算基質區域的溫度分布；根據基質區域溫度分布計算裂縫壁面溫度，并將計算結果與估計的裂縫壁面溫度對比，若不滿足計算精度要求則反復迭代計算溫度場，直至收斂；④基于計算的流場及溫度場，計算酸巖反應參數，進而求解酸液傳質—反應控制方程，獲取水力裂縫及天然裂縫內酸液濃度；⑤基于計算的酸液濃度，更新水力裂縫及天然裂縫寬度，進入下一個時間步的計算，直至完成所有時間步的計算。

3.2 結果驗證

由于模擬對象復雜，需要將建立的立體酸壓模型劃分為相對簡單的模型，再分別采用已有的解析解進行驗證。針對裂縫擴展模擬計算結果，采用Nordgren[23]提出的PKN模型解析解驗證；針對裂縫內流體溫度和酸液傳質—反應模擬計算結果，采用Terrill[24]及Schechter[25]提出的可滲透平板間溫度場、濃度場解析解驗證。如圖4所示，模型計算結果與解析解計算結果基本吻合，認為所建立的立體酸壓模型可靠。

圖4 本文模型與解析解模型計算結果對比圖

4 立體酸壓增產潛力及改造效果影響因素分析

4.1 改造體積的界定

裂縫性碳酸鹽巖儲層經過立體酸壓后，酸液溶蝕后的天然裂縫和水力裂縫形成了樹狀裂縫系統，從而實現了對儲層的小規模體積改造。為了定量化描述立體酸壓后的儲層改造體積，建立改造體積的計算方法。首先，根據天然裂縫溶蝕寬度，采用立方定律計算立體酸壓后天然裂縫滲透率分布，天然裂縫滲透率大于等于100倍基質滲透率的區域則為有效改造區域；將改造后的第1條和最后1條天然裂縫之間的距離設置為改造體積長度，天然裂縫有效改造高度則為改造體積高度，改造體積寬度則根據不同位置天然裂縫的有效改造長度分別取值；將改造體積近似處理為多個梯形體的組合，進而計算“酸壓裂縫體”總改造體積（圖5）。

圖5 “酸壓裂縫體”改造體積計算方法示意圖

4.2 模型輸入參數

基于裂縫性碳酸鹽巖儲層特征，設置儲層基質滲透率為0.1 mD、1.0 mD，同時，為了探索立體酸壓在裂縫—孔隙型碳酸鹽巖儲層的適應性，設置儲層基質滲透率為10.0 mD。設置天然裂縫寬度介于50～250 μm、等效長度為25 m；考慮儲層微裂縫發育，當天然裂縫寬度為50 μm時，設置天然裂縫密度為3條/m，其余情況下天然裂縫密度為1條/m。注酸排量、注酸量分別為6 m3/min、400 m3。根據Etten等[26]的研究結果，最優酸蝕蚓孔突破體積隨基質滲透率降低而降低，而最優注入速度（vi,opt）與基質滲透率的關系不明顯。基于該文獻研究成果，基質滲透率為10.0 mD、1.0 mD及0.1 mD時，最優酸蝕蚓孔突破體積分別設置為0.048、0.026和0.005，同時，固定vi,opt為2.3×10－4m/s。模型輸入參數如表1所示。

表1 模型輸入參數統計表

4.3 基質滲透率、天然裂縫幾何參數對改造體積的影響

采用所建立的立體酸壓模型進行計算，結果如圖6、7所示。對于裂縫性儲層，在基質滲透率為0.1 mD、天然裂縫寬度為250 μm、天然裂縫密度為1條/m條件下，獲得的改造體積最大，為11 331 m3（圖6），相應最大改造體積寬度為11.2 m，改造體積長度為72.3 m（圖7-i）；對于裂縫—孔隙型儲層，在基質滲透率為10.0 mD、天然裂縫寬度為50 μm、天然裂縫密度為3條/m條件下，獲得的改造體積最小，僅1 345.5 m3，相應最大改造體積寬度僅1.6m（圖7-a）。可以看出，對于裂縫性低滲透碳酸鹽巖油氣藏，若天然裂縫較寬，經過立體酸壓改造后能夠形成具有較大改造體積的“酸壓裂縫體”，從而獲得良好的改造效果；而對于基質滲透率較高的裂縫—孔隙型儲層，經過立體酸壓難以獲得理想的改造體積。

圖7 不同基質滲透率、天然裂縫寬度及密度條件下立體酸壓后裂縫體展布圖

4.3.1 基質滲透率

在基質滲透率等于0.1 mD時，酸蝕蚓孔濾失對水力裂縫的擴展幾乎沒有影響，酸液在天然裂縫中的濾失是影響水力裂縫擴展的主要因素（圖8-a）；隨著基質滲透率增至1.0 mD，酸蝕蚓孔濾失對水力裂縫擴展的影響增加，此時酸液在天然裂縫和酸蝕蚓孔中的濾失將共同影響水力裂縫的擴展，但依舊以天然裂縫中的濾失為主要因素（圖8-b）；而在裂縫—孔隙型儲層中，由于基質滲透率增至10.0 mD，酸液在天然裂縫和酸蝕蚓孔中同時大量濾失，兩者對水力裂縫擴展的影響相當，此時水力裂縫擴展長度則最短（圖8-c）。

圖8 不同基質滲透率下水力裂縫擴展結果對比圖

如圖7-c、f、i所示，隨著基質滲透率增加，“酸壓裂縫體”改造體積長度、寬度均快速減小。這是由于基質滲透率較高時，酸蝕蚓孔與天然裂縫中會發生競爭性進酸，酸液總濾失量大幅增加，水力裂縫內酸液濃度下降速度變快，同時影響酸液對天然裂縫的溶蝕效果。如圖9所示，由于裂縫—孔隙型儲層中酸蝕蚓孔集中發育于水力裂縫入口附近，導致該位置酸液濾失量較大，酸液濃度、刻蝕寬度在水力裂縫入口附近即快速下降；而對于裂縫性儲層（基質滲透率小于等于1.0 mD），由于酸蝕蚓孔發育較差，酸液濃度、刻蝕寬度在水力裂縫入口附近的下降幅度明顯低于裂縫—孔隙型儲層。

圖9 不同基質滲透率下水力裂縫內酸液濃度、刻蝕寬度剖面圖

4.3.2 天然裂縫初始流動能力

如圖7所示，隨著天然裂縫寬度增加，“酸壓裂縫體”改造體積的寬度增加。這是由于天然裂縫寬度控制著天然裂縫入口處酸液流入速度和沿天然裂縫長度方向的流動壓降，而天然裂縫等效長度和基質滲透率決定了從天然裂縫到基質的濾失面積和濾失能力。對于天然裂縫較窄（裂縫寬度為50 μm）、長度較短或裂縫連通性較差的儲層，天然裂縫初始流動能力弱，酸液對對天然裂縫的改造程度有限，基本無法實現有效的體積改造（圖7-a、d）；而對于天然裂縫較寬（裂縫寬度大于等于150 μm）、裂縫連通性較好的儲層，當基質滲透率較低（0.1 mD）時，能夠獲得較大的改造體積，并且天然裂縫越寬，立體酸壓后獲得的改造體積越大（圖7-g、h、i）。

4.4 注酸量對改造體積的影響

注酸量是酸壓設計中的重要參數之一，圖10展示了基質滲透率為0.1 mD、天然裂縫寬度為250 μm條件下，“酸壓裂縫體”改造體積及單位注酸量變化下改造體積增量（以下簡稱改造體積增量）隨注酸量的變化。可以看出，隨著注酸量增大，改造體積逐漸增大，而其增量逐漸降低。在計算條件下，當注酸量超過600 m3后，改造體積增量迅速降至10 m3/m3以下。這是由于單條天然裂縫的進酸量存在極限值，酸液不會持續不斷地進入單條天然裂縫，當注酸量超過一定數值以后，酸巖反應將主要發生在主縫中，而主縫也存在著酸液作用距離的極限值，在注酸后期酸液將主要作用于水力裂縫的入口—中部位置。

圖10 “酸壓裂縫體”改造體積及其增量隨注酸量變化曲線圖

4.5 無因次產能指數變化特征

為了進一步評價不同儲層特征及注酸量影響下立體酸壓的增產潛力，采用Ugursal等[27]建立的適用于裂縫性碳酸鹽巖儲層的產能預測模型，輸入經前述立體酸壓模型計算的水力裂縫導流能力、酸蝕天然裂縫滲透率，對不同儲層特征及注酸量影響下的無因次產能指數進行計算。“酸壓裂縫體”改造體積越大，無因次產能指數則越大。如圖11所示，在基質滲透率相同的情況下，天然裂縫越寬，無因次產能指數越高；而在裂縫寬度及密度相同的情況下，基質滲透率越低，無因次產能指數越高。可以看出，通過立體酸壓形成“酸壓裂縫體”，對于天然裂縫發育、低滲透儲層中油氣井產能的提升效果更顯著。如圖12所示，注酸量越大，無因次產能指數越大，而其增量逐漸降低。在計算條件下，當注酸量超過600 m3以后趨于平緩，這是由于在注酸后期，雖然“酸壓裂縫體”改造體積不能繼續增大，但酸蝕主縫的導流能力仍然繼續增加。因此，為了獲得天然裂縫和水力裂縫的良好改造效果，在立體酸壓時需要適當增加注酸量。

圖11 不同基質滲透率、天然裂縫寬度及密度影響下“酸壓裂縫體”無因次產能指數柱狀圖

圖12 不同注酸量下“酸壓裂縫體”無因次產能指數變化曲線圖

5 結論

1）儲層基質滲透率、天然裂縫初始流動能力是影響立體酸壓后“酸壓裂縫體”改造體積的主要因素，在基質滲透率較低（小于等于1.0 mD）并且天然裂縫較寬（大于等于150 μm）條件下，采用立體酸壓能夠獲得較大的改造體積。

2）注酸量越大，改造體積越大，無因次產能指數則越大，而后兩者的增量逐漸降低；在基質滲透率為0.1 mD，天然裂縫寬度為250 μm條件下，注酸量超過600 m3后，改造體積增量迅速降至10 m3/m3以下，而無因次產能指數增量趨于平緩。

3）在基質滲透率相同的情況下，天然裂縫寬度越大，無因次產能指數越高，而在裂縫寬度及密度相同的條件下，基質滲透率越低，無因次產能指數越高。

4）通過立體酸壓形成“酸壓裂縫體”，對于裂縫性低滲透碳酸鹽巖儲層中油氣井產能的提升效果更顯著；進一步，為了同時獲得天然裂縫和水力裂縫的良好改造效果，在立體酸壓過程中需要適當增加注酸量。