深層致密砂巖擴容增注機理研究
——以南海東部X油田為例

任 楊，付云川，劉成林，匡臘梅，周文超，孫 君

(1.中海石油(中國)有限公司深圳分公司，廣東深圳 518064；2.中海油能源發展股份有限公司工程技術分公司，天津 300452)

南海東部X油田儲層具有滲透率低、埋藏深、溫度高等特點，儲層為致密砂巖，物性較差。一些注水井存在儲層污染堵塞，注入困難，注入強度會進一步降低，配注指標難以實現，造成地層能量虧空，影響了油田的產量。

針對目標油田物性特點及開發過程中存在的問題，提出巖石力學擴容強化注水技術，采用巖石力學實驗測試、破壞理論擬合參數并結合真三軸物理模擬實驗，研究目標儲層巖石力學強度、變形參數和擴容參數，擴容機理，通過真三軸地應力物理模擬實驗驗證擴容效果，優選工藝條件，確定水力擴容在該油田的適用性，為現場施工提供指導[1-2]。

1 巖石力學實驗測試與參數擬合

1.1 單軸強度測試實驗

為分析目標油田儲層巖石力學性質，鉆取直徑25 mm的天然巖心，通過單軸抗壓實驗得到儲層強度參數，通過三軸實驗得到儲層巖石力學參數。

使用巖石力學測試系統在不加圍壓條件下測試巖心的單軸抗壓強度。在單軸壓縮條件下，隨著單軸應力增加，試樣呈現出脆性破壞。巖心在單軸壓縮條件下的應力-應變曲線反映出軸向應力隨軸向應變的增加，經歷了上凹階段、線性階段和下凹階段，應力達到峰值后迅速下降，測試得到單軸抗壓強度為69 MPa，直線段的彈性模量為8.4 GPa。

1.2 三軸強度測試實驗

取目標儲層巖心，分別測量在圍壓5，10，15 MPa條件下的三軸抗壓強度。圍壓加載到目標值后，在巖心破壞強度的30%之前采取軸向負荷控制，后轉為徑向變形控制直到試樣破壞，控制程序采集應力、應變等數值，實驗應變率為1%/min。

對本次實驗單軸、三軸抗壓強度數據結合油藏資料數據，用Mohr-Coulomb,線性Drucker-Prager, Hoek-Brown強度以及拋物線性Drucker-Prager準則進行擬合。

巖石滑移面上剪應力與主應力的關系為：

τ=σtanφ+C

(1)

式中：τ為剪應力，MPa；σ為主應力,MPa；φ為內摩擦角，(°)；C為粘聚力，MPa。

在σ-τ坐標系中，利用實驗數據，以各組實驗破壞時的軸向壓力σ1和圍壓σ3為直徑兩端點畫出莫爾圓，并畫出強度包線，得到Mohr-Coulomb準則擬合曲線[3]，如圖1所示。計算得φ=49.2°，C=12.69 MPa。

圖1 Mohr-Coulomb準則擬合曲線

利用Drucker-Prager強度準則進行擬合，在三軸實驗中平均主應力與廣義剪應力的關系為：

(2)

(3)

q=σ1-σ3

(4)

式中：p為平均主應力，MPa；q為廣義剪應力，MPa；σ1為最大主應力，MPa；σ2為中間主應力，MPa；σ3為最小主應力，MPa；α、κ為與巖石內摩擦角和粘聚力有關的常數，可用于計算目標儲層巖石的屈服位置和屈服面[4-5]。

通過實驗數據擬合得到Drucker-Prager準則擬合曲線，如圖2所示。擬合得到q=1.835p+24.58，得出α=0.353，κ=14.191。

圖2 Drucker-Prager準則擬合曲線

利用Hoek-Brown強度準則進行擬合：

(5)

式中：σc為巖石單軸抗壓強度，MPa；m為反映巖石軟硬程度的常數；s為反映巖石破碎程度常數。

單軸強度實驗已測得σc=69 MPa，可用(σ1-σ3)2與σ3進行線性擬合。通過實驗數據得到Hoek-Brown準則擬合曲線，如圖3所示。

圖3 Hoek-Brown準則擬合曲線

擬合結果得到：(σ1-σ3)2=1 249σ3+2 748，得出m=18.1，s=0.58。通過分析可知目標儲層巖石為較硬巖石，預測巖石受到破壞時的破裂程度為較完整巖體，呈塊狀結構[6-7]。

利用拋物線型D-P模型擬合巖石屈服面模擬目標儲層巖石的的彈塑性變形：

(6)

根據拋物線型D-P模型擬合結果作出巖石屈服面曲線，用于建立巖石力學破壞理論模型，進行擴容技術研究。

2 理論模型建立與效果預測

2.1 巖石力學破壞模型建立

根據單軸實驗、三軸實驗測試數據所擬合的拋物線型D-P模型擬合曲線，在不同擴容壓力條件下擬合cook巖石力學破壞模型，分析不同擴容壓力條件下井壁巖石應力路徑與破壞面的關系[10]。擬合結果見圖4。

圖4 井壁巖石應力路徑與巖石屈服面關系

井口擴容壓力26 MPa時，井壁周圍儲層巖石的應力路徑不能碰到巖石屈服面，井周不能產生擴容區；井口擴容壓力28 MPa時，井壁周圍儲層巖石的應力路徑剛剛觸碰到屈服面，此壓力為擴容區產生的最小壓力，但低壓力下擴容液向地層漏失比例高，擴容效率較低；井口擴容壓力32 MPa時，井壁周圍儲層應力路徑與屈服面有較大段觸碰，井周能產生高效率擴容區，滿足擴容實施需求。

2.2 耦合孔隙介質彈性力學模型建立

以井口擴容壓力32 MPa為施工條件，采用耦合孔隙介質彈性力學模型預測施工過程中井周儲層的擴容應力狀態，得到井周1 m半徑范圍內儲層平均有效主應力分布，分析擴容區發展趨勢。模擬結果見表1。

表1 井周1 m半徑內平均有效主應力分布 MPa

井周平均有效主應力越小，該區域越容易產生剪切擴容區[11-12]。以井筒為原點，垂直于井筒的水平方向為0°方向，模擬結果可直觀看出，井周沿水平方向165°和345°方向平均有效主應力最小，75°和255°方向平均有效主應力最大。井口擴容壓力為32 MPa時，能產生有效的擴容區，擴容區在井周的擴展方向為165°和345°，沿儲層水平最大主應力方向，垂直于水平最小主應力方向。

通過巖石力學測試目標儲層巖心的強度，進行破壞理論擬合，獲取目標儲層的巖石力學強度參數和變形參數，得到巖石破壞面曲線；建立的巖石力學破壞模型，能夠真實反映目標儲層物性。分析不同擴容壓力條件下井壁巖石應力路徑與巖石破壞面的關系曲線，可以計算出目標儲層的有效擴容壓力。采用耦合孔隙介質彈性力學模型能夠直觀地反映擴容施工過程中井周擴容區的發展趨勢，驗證擬合計算結果。

為進一步優化擴容施工工藝，更直觀地模擬擴容施工效果，設計了真三軸水力擴容物理模擬實驗，使用大型物理模擬設備模擬儲層，探索并優化工藝參數，為工藝方案設計提供指導。

3 真三軸水力擴容物理模擬

3.1 方案設計

為模擬目標儲層巖石物性，實驗使用砂巖露頭巖心滿足孔隙度12%、抗壓強度60 MPa，抗張強度3 MPa，與目標儲層巖心物性接近。將巖心切割為100 mm×100 mm×100 mm的立方體試樣，并經過打磨保證立方體對立面平行且相鄰面垂直。

根據目標儲層深度及地應力梯度計算地應力，三軸有效應力為：Sv=33 MPa,Shmin=15 MPa,Shmax=21 MPa。實驗方法采用：①恒定壓力的階梯擴容；②恒定流量的低流速擴容；③長時間預處理+小排量擴容。

3.2 流程設計

為模擬擴容施工注水井，保證在實驗過程中流體能夠順利進入試樣內部，在切割打磨好的立方體中間鉆去2 cm左右的孔，并安裝壓裂管，壓裂管與巖心之間使用高強度樹脂密封，每組實驗分別制作1套巖心試樣，共制作3套。使用CT掃描儀對實驗前的巖心試樣進行掃描，掃描圖片見圖5。

圖5 擴容前巖心試樣CT照片

通過CT掃描照片觀察實驗前巖心內部完整，無裂縫產生。使用真三軸巖石力學測試儀器，將制備好的試樣放置在下壓頭上，接著在表面安裝一層熱縮管以防止流體進入三軸壓力室。最后安裝上壓頭、位移傳感器和流體通道。巖心CT照片與安裝后的試樣如圖6所示。

圖6 水力擴容試樣安裝示意圖

按照真實地應力環境，通過真三軸六個方向的壓頭施加荷載。保持地應力不變，通過流體注入系統注入流體壓力。理論起裂壓力預測根據以下公式計算：

Pb=3σh-σH+T0-T

(7)

式中：Pb為理論起裂壓力，MPa；σh為水平最小主應力，MPa；σH為水平最大主應力，MPa；T0為抗張強度，MPa。

實驗條件為σh=15 MPa，σH=21 MPa，P=0，T0=3 MPa，計算得Pb=27.0 MPa。

3.3 恒定壓力的階梯擴容模擬

恒定壓力的階梯擴容模擬實驗流體采用階梯壓力注入方式，即流體壓力呈階梯式逐步上升，并且在每個壓力階段保持一段時間，使流體充分進入試樣內部，改變孔隙壓力。用增壓泵注入加壓流體，先以較快的升壓速度壓力加至5.0 MPa，穩定約30 min，觀察實驗壓力變化。待液體壓力穩定后逐漸升高壓力。實驗過程中，可通過位移傳感器判斷巖心是否發生變形。當流體壓力出現明顯下降時表明試樣已破裂，這時關閉流體壓力注入系統，結束實驗，記錄實驗壓力曲線。進行階梯式恒定壓力擴容直至樣品開裂時，測得實際擴容壓力Pb=25.0 MPa，與理論起裂壓力相接近。對實驗后的巖心試樣進行CT掃描，對比實驗前后試樣內部孔隙結構的變化以驗證水力擴容的效果，實驗壓力曲線與CT掃描結果見圖7。

圖7 階梯壓力擴容壓力曲線(上)與實驗后巖心CT照片(下)

通過CT掃描照片可以看出，實驗后巖心形成了一條單一張裂縫，不滿足擴容實施效果[13-14]。實驗表明，恒定壓力的階梯擴容條件下孔壓預處理時間較短，擴容開啟壓力較高，接近地層起裂壓力，并且形成單一張裂縫，擴容效果不明顯。恒定壓力的階梯擴容工藝不能滿足儲層改造和解堵的需求。

3.4 階梯恒定流量的低流速擴容模擬

恒定流量的低流速擴容模擬實驗流體采用階梯增加擴容流量的注入方式，即流體流量呈階梯式逐步上升，并且在每個流量階段保持一段時間，直至巖心開裂。實驗過程中，通過位移傳感器判斷巖心是否發生變形。當流體壓力出現明顯下降時表明試樣已破裂，這時關閉流體壓力注入系統，結束實驗，記錄實驗流量、壓力曲線。進行階梯式恒定排量擴容直至樣品開裂時，測得實際擴容壓力Pb=27.5 MPa，約等于理論起裂壓力。對實驗后的巖心試樣進行CT掃描，實驗壓力、流量曲線與CT掃描結果見圖8。

圖8 液體壓力、流量曲線(上)與實驗后巖心CT照片(下)

通過CT掃描照片可以看出，實驗后巖心形成了一條單一張裂縫，裂縫產生后沿著巖心的弱面發展，不滿足擴容實施效果。說明恒定流量的低流速擴容條件下沒有孔壓預處理，擴容開啟壓力較高，約等于地層起裂壓力，形成沿巖心弱面發展的單一張裂縫，擴容效果不明顯。恒定流量的低流速擴容工藝不能滿足儲層改造和解堵的需求。

3.5 長時間預處理+小排量擴容模擬

長時間預處理+小排量擴容模擬實驗，在低排量水力擴容前對巖心試樣進行孔壓預處理，注入實驗流體至壓力升高至地層最小主應力的80%，并維持18 h。然后采用低排量注入的方式進行擴容，直至巖心開裂破壞，記錄實驗流量、壓力曲線。巖石試樣開裂時，測得實際擴容壓力Pb=17.8 MPa，遠小于理論起裂壓力。對實驗后的巖心試樣進行CT掃描，對比實驗前后試樣內部孔隙結構的變化，以驗證水力擴容的效果。實驗壓力曲線與CT掃描結果見圖9。

圖9 長時間預處理+小排量擴容液體壓力曲線(上)與實驗后巖心CT照片(下)

通過CT掃描照片可以看出實驗后巖心在近井地帶附近形成復雜的擴容帶，擴容帶為大體積的縫網，能大幅度提高擴容改造區的孔隙度和滲透率，滿足擴容實施效果。實驗說明，長時間預處理+小排量擴容條件下，擴容開啟壓力遠低于地層起裂壓力，并且在近井地帶形成了復雜擴容帶。這種工藝有利于大體積擴容區的形成和發展，降低施工壓力，增強擴容效果。

致密砂巖儲層孔隙度和滲透率均比較小，孔隙壓力傳遞較慢。若不加孔壓預處理，則注水擴容過程中近井地帶儲層應力比較集中，當局部應力達到起裂壓力時，容易沿著巖心弱面形成單一裂縫。使用長時間孔壓預處理時，流體壓力均勻分布在井周孔隙中，近井地帶儲層一直處于特定孔隙壓力狀態，此時孔隙壓力增大會使儲層平均有效主應力減小。結合圖1結論可知，平均有效主應力的減小能使巖心在較小剪應力作用下即達到屈服位置并產生裂縫，從而達到大幅度降低擴容壓力的效果。經過預處理后的巖心近井地帶處于均勻應力狀態時，再用小排量擴容時易形成均勻復雜的擴容縫網區。因此，不經過孔壓預處理的擴容容易形成單一裂縫，采用長時間孔壓預處理+小排量擴容的方式實施擴容，有利于大體積擴容區的形成和發展。

4 結論

(1)基于儲層巖心力學參數測試數據建立孔隙介質彈性力學模型，分析得出目標儲層實施擴容的井口最小壓力不低于28 MPa，在擴容壓力32 MPa時，井周能產生有效的擴容區，擴容區在井周沿儲層水平最大主應力方向擴展。

(2)深層致密砂巖擴容實施過程中，未經過孔壓預處理的擴容容易形成單一張裂縫，通過小排量擴容前的孔壓預處理來增加近井地帶的孔壓，能大幅度降低擴容所需壓力。通過不同擴容實施工藝條件下的物理模擬實驗效果對比，長時間預處理+小排量擴容的工藝條件可以在近井地帶形成大體積的擴容區。