蓬萊天然氣區酸蝕裂縫導流能力實驗研究

楊兆中, 鐘鵬, 王瀚成, 毛瑜, 易良平, 李小剛

(1.西南石油大學油氣藏地質與開發國家重點實驗室, 成都 610500; 2.中國石油西南油氣田公司工程技術研究院, 成都 610017; 3.中國石油華北油田分公司勘探開發研究院, 任丘 062552; 4.西南石油大學機電工程學院, 成都 610500)

四川盆地川中古隆起形成時間早、規模大、覆蓋面積廣,中國石油西南油氣田公司已在此建成了年產150×108m3的特大型氣田。川中古隆起北蓬萊天然氣區斜坡大面積展布,縱向上發育多個“斷層-巖性”圈閉,含氣面積大,開發潛力大[1-2]。其中寒武系滄浪浦組和二疊系茅口組碳酸鹽巖儲集層主要以白云巖和灰巖為主,儲層垂深高達6 000～7 000 m,具有鉆遇高溫高壓地層異常普遍的特點[3-5]。碳酸鹽巖油氣藏主要通過酸化壓裂或復合酸化壓裂施工進行增產改造,酸壓裂縫壁面礦物分布情況以及酸巖反應后的非均勻刻蝕壁面決定了最終的酸蝕導流能力[6-10]。目前國內學者對酸蝕裂縫、酸蝕導流理論計算方法和影響因素開展了許多研究工作,蔡計光等[11]認為不同注入速度、酸濃度及表面化學反應速率等因素將會影響酸液刻蝕蚓孔形成及發育。張永春等[12]認為閉合壓力對導流能力影響較大,經酸液腐蝕后的巖板裂縫壁面較粗糙,即使在較高應力下導流能力仍較高。牟建業等[13]認為酸壓裂縫導流能力受酸蝕后巖石形貌的不均勻程度影響。李年銀等[14]研究了閉合應力、酸液用量、酸蝕時間等因素對于導流能力的影響。曲占慶等[15]利用 FCES-100 導流儀針對順北油田開展不同酸液體系酸壓表現的導流效果。戴亞婷[16]構建了酸蝕表面形貌分析測試方法,開展了不同酸蝕情況下酸刻蝕裂縫的實驗,構建碳酸鹽巖不均勻刻蝕表面形貌對裂縫導流能力的影響公式。馮煒等[17]利用實驗室三維掃描工藝實現了酸蝕后裂縫面的粗糙程度的數字化定量表述,發現了酸會在順著酸液流向的地方將會產生顯著的溝槽狀溶蝕形態。羅志鋒等[18]、王棟等[19]分析得出了3級交替注入酸液指進效果最佳,非均勻刻蝕程度最大,酸蝕導流能力最大。

對于目標儲層實際地層條件下,室內酸蝕裂縫導流能力實驗的研究太少,不足以指導現場酸化壓裂施工。其次目前標準導流室巖板支撐裂縫導流能力的研究較多,但對于酸壓工藝下標準小巖心裂縫能力的研究很少。針對蓬萊天然氣區高溫、高壓和高閉合壓力的碳酸鹽巖儲層,提高酸蝕后的裂縫導流能力是該地區油氣開發的關鍵所在。現采用蓬萊天然氣區滄浪浦組和茅口組層位井下巖心開展酸蝕裂縫導流實驗,通過對酸液類型、酸液用量、注入級數和閉合壓力等方面進行壁面溶蝕效應以及導流能力影響因素分析,并通過表征參數裂縫壁面粗糙度值進行非均勻刻蝕程度量化,評價不同酸壓工藝酸蝕裂縫導流能力,為目標區后續酸壓工作液體系選擇和施工泵注程序優化具有指導作用。

1 實驗設計

1.1 實驗方法

1.1.1 參數換算

為更可靠地模擬實際地層酸壓裂縫中酸液的滲流,基于弗勞德數和雷諾數相似準則,換算獲取室內實驗參數排量大小,結果如表1所示,計算公式為

表1 酸壓工藝實驗設計參考數據Table 1 Reference data of experimental design of acid compression process

(1)

又因為ν=Q/A,所以式(1)可變形為

(2)

式中:Q1為現場排量,m3/min;Q2為實驗排量,mL/min;A1為現場過流斷面,m2;A2為實驗過流斷面,m2;L1為現場裂縫半長,m;L2為實驗裂縫長度,m。

1.1.2 表征參數

(1)溶蝕率、溶蝕速率。根據巖心酸壓工藝反應前后質量變化來刻畫酸巖溶蝕效應強弱,分別用溶蝕率、溶蝕速率進行表征,計算公式為

(3)

(4)

式中:c為巖心溶蝕率,%;m0為酸前質量,g;m1為酸后質量,g;ν為巖心溶蝕速率,g/(m2·min);Δmi為酸前后質量差,g;Ai為過流表面積,cm2;Δt為反應時間,min。

(2)導流能力。根據達西定律推導酸蝕裂縫導流能力,計算公式為

(5)

A=DW

(6)

(7)

式中:WK為裂縫導流能力,D·cm;K為巖心滲透率,D;Q為流量,cm3/s;μ為黏度,mPa·s;L為巖樣長度,cm;A為過流斷面,cm2;ΔP為進出口壓差,MPa;D為巖心直徑,cm;

(3)節理粗糙度系數。為定量表征不同酸壓工藝下壁面非均勻刻蝕程度,根據3D四目激光掃描儀掃描的3D模型進行坐標數據轉換,計算節理粗糙度系數JRC,定量表征裂縫壁面粗糙度程度,計算公式為

(8)

(9)

JRC=85.267(D-1)0.567 9

(10)

式中:r為測點間距;Z(xi)為xi點凸起高度;N(r)為測點間距為r時的計算次數;β為以ln[V(r)]為縱坐標,lnr橫坐標繪圖,在r較小時,存在近似線性段的斜率;D為分形維數; JRC為粗糙度系數。

1.2 實驗裝置

實驗所用儀器是在非常規巖心敏感性實驗驅替裝置基礎上創新改進,自主設計了高溫高壓酸壓驅替裝置,如圖1所示。其中酸液中間容器、巖心夾持器、管線及六通閥均選用哈氏合金材料,既耐酸又耐高溫高壓,可以模擬0～220 ℃地層溫度條件。圍壓系統的膠套采用氟橡膠材料,耐高溫高壓,可以模擬0～70 MPa地層閉合壓力條件。通過加溫控制系統實現巖心夾持系統內溫度快速加熱,在一定條件下可以完全滿足高溫高壓耐酸環境。在標準實驗條件下,該裝置可以有效評價高溫高壓儲層條件下酸蝕裂縫導流能力。

1為液壓環壓泵;2為巖心夾持器;3為加熱套;4為酸液容器; 5為非酸液容器;6為六通閥;7為高壓恒流泵;8為水罐;9為廢液罐;10為加溫控制系統圖1 高溫高壓酸壓驅替裝置Fig.1 High temperature and high pressure acid pressure displacement device

1.3 實驗巖樣制備

1.3.1 試樣確定

實驗所用巖心選用蓬萊天然氣區井下層位滄浪浦組和茅口組全直徑巖心,采集部分樣品進行X射線衍射(X-ray diffraction,XRD)礦物分析實驗,探究其各類巖石成分含量,測試結果如圖2、圖3、表2所示。

圖2 滄浪浦組XRD譜圖結果Fig.2 XRD spectral results of Canglangpu Formation

表2 巖石XRD實驗測試結果Table 2 Rock XRD experimental test results

XRD測試結果顯示,方解石和白云巖等碳酸鹽巖礦物含量較高,有利于進行儲層酸壓改造。

1.3.2 試樣制備

實驗標準巖心制作步驟如下。

步驟1采用Z4116型巖心鉆取機將滄浪浦組和茅口組全直徑巖心鉆取為長度50 mm,直徑大小25 mm標準巖心。

步驟2采用HQM-1型巖心切磨機將鉆取的標準巖心沿中心軸線對半切割成1/2半圓柱形實驗試樣,如圖4(a)所示。采用厚度1 mm聚四氟乙烯墊片對巖心進行裂縫縫寬構建,再采用生膠帶進行纏繞固定,如圖4(b)所示。

圖4 酸壓驅替實驗標準巖心Fig.4 Acid pressure displacement experimental standard core

1.4 實驗工作液

實驗所用工作液為蓬萊天然氣區常用酸化壓裂的膠凝酸、加重酸、自生酸、滑溜水;其中膠凝酸配方為:20%鹽酸+3%膠凝劑+3%緩蝕劑+1%增效劑+1%助排劑+1%黏土穩定劑+1%鐵離子穩定劑;加重酸配方為:20%鹽酸+氯化鈉+氯化鈣,加重后密度在1.11～1.31 g/cm3;自生酸配方為:0.3%稠化劑+2%助排劑+1%黏土穩定劑+5%自生酸+0.6%交聯劑,其中自生酸是自生鹽酸體系,為氯化銨鹽與一定量的多聚甲醛混配吸熱反應所生成。低黏滑溜水配方為:0.08%～0.1%可變黏降阻劑+50×10-6破膠劑;高黏滑溜水配方為:0.25%～0.3%可變黏降阻劑+200×10-6破膠劑。

1.5 實驗流程

具體的酸蝕導流實驗過程步驟如下。

步驟1清洗鉆取切割好的巖心烘干,照相,稱重記錄上下兩塊巖心酸蝕前質量。

步驟2在對半巖心邊緣墊置1 mm聚四氟乙烯墊片,生膠帶纏繞巖心圓柱壁面,構建裂縫縫寬。

步驟3將高壓恒流泵、液壓環壓泵、中間容器、夾持器、儲酸罐連接好,巖心夾持器用加溫控制系統連接,加熱至地層溫度,恒溫15 min。液壓環壓泵手動加圍壓,穩定2 min。

步驟4打開水罐容器閥門,打開高壓恒流泵,驅替滑溜水壓裂液沖洗巖心裂縫。關閉水罐容器閥門,打開酸罐容器閥門,調節高壓恒流泵泵入排量為8 mL/min;閉合酸化;重復交替注入滑溜水和酸液。

步驟5拆卸夾持器,取出巖心,清洗,烘干,照相、稱重記錄上下兩塊巖心酸蝕后質量,觀察并描述巖心裂縫表面形態。

步驟6利用3D四目激光掃描儀掃描巖心裂縫壁面,獲取3D模型,進行數據轉換輸出坐標數據,進行粗糙度值JRC計算。

步驟7把巖心再次裝入巖心夾持器中,加載應力圍壓10～60 MPa,記錄不同閉合壓力下流量和壓差參數,按式(7)計算酸蝕裂縫導流能力。

步驟8取出巖心,清洗,烘干,照相,記錄巖石裂縫表面變化情況。

2 實驗結果及分析

2.1 酸壓工藝對壁面溶蝕影響

表3顯示了不同酸壓工藝對巖心溶蝕效應的影響,可以看出,在1級交替注入下,低黏滑溜水+膠凝酸和低黏滑溜水+加重酸,溶蝕率與溶蝕速率較相近。高黏滑溜水+膠凝酸比低黏滑溜水+膠凝酸溶蝕率與溶蝕速率有一定提高。相比高黏滑溜水+膠凝酸處理,在自生酸加入下,溶蝕率與溶蝕速率增大4倍左右。在3級交替注入下,溶蝕率與溶蝕速率均較1級注入更大。低黏滑溜水+膠凝酸3級交替注入下,滑溜水和膠凝酸用量對溶蝕率和溶蝕速率影響較小,整體溶蝕率較低。相比滑溜水+膠凝酸,自生酸+膠凝酸3級交替注入溶蝕率與溶蝕速率明顯增大。對比4#～9#可知,隨自生酸和膠凝酸注入酸液總用量的增大,溶蝕率與溶蝕速率增大,這是因為酸巖接觸時間更長,溶蝕作用反應更強;且隨著自生酸液量的增加,溶蝕率與溶蝕速率增大,溶蝕效應更強。這是因為自生酸黏度更小,酸液流動范圍更大,酸液刻蝕作用距離大,與壁面接觸發生礦物反應表面積更大,溶蝕反應更強。

表3 巖心溶蝕結果Table 3 Core dissolution results

2.2 酸壓工藝對裂縫壁面刻蝕形態影響

觀察不同酸壓工藝刻蝕后的巖心壁面形態,由圖5～圖7可知,經不同酸壓工藝處理后,均形成了非均勻刻蝕壁面。對比滄浪浦組1#～4#可知,在1級交替注入下,相比低黏/高黏滑溜水+膠凝酸注入下的溶蝕作用弱,壁面形態相對均勻平整。而在自生酸組合加入下,溶蝕率與溶蝕速率均明顯提高,溶蝕作用增強,形成了明顯的非均勻刻蝕溝槽。對比茅口組1#、3#、7#可知,在低黏滑溜水+膠凝酸3級交替注入下,隨膠凝酸注入液量的增加,溝槽越深,非均勻刻蝕程度更強。對比4#、5#、8#可知,在自生酸+膠凝酸3級交替注入下,隨自生酸和膠凝酸注入酸液總用量的增大,裂縫壁面非均勻刻蝕程度越大,非均勻刻蝕溝槽越明顯。且隨自生酸的加入,巖心壁面產生了裂紋,隨自生酸注入液量的增加,產生了更加明顯的斷裂,這是因為自生酸沿天然裂縫濾失并溶蝕天然裂縫,達到體積酸壓效果。巖心的刻蝕程度與酸蝕裂縫導流能力有較強的正相關性,巖心壁面的非均勻刻蝕程度越強,導流能力越高。

圖5 滄浪浦組不同酸液類型處理后裂縫壁面Fig.5 Wall surface treated with different acid types in Canglangpu Formation

圖6 茅口組不同膠凝酸液量處理后壁面溝槽差異Fig.6 Differences in wall grooves after treatment with different gelling acid liquid in Maokou Formation

圖7 茅口組不同自生酸液量處理后壁面斷裂差異Fig.7 Differences in wall fracture after treatment with different self-generated acid in Maokou Formation

2.3 酸液類型對酸蝕導流能力影響

1級交替注入排量為8 mL/min,不同酸液體系酸壓工藝下酸蝕裂縫導流能力實驗結果如圖。由圖8可知,前置高黏/低黏滑溜水酸壓工藝下,酸蝕裂縫初始導流能力較相近。而滑溜水+自生酸+膠凝酸組合酸壓工藝下,酸蝕裂縫初始導流能力提高4倍左右,這是由于自生酸的注入增大了裂縫壁面表面積的溶蝕,增加了對裂縫壁面的非均勻刻蝕程度,從而提高了酸蝕裂縫初始導流能力。隨閉合壓力的增加,酸蝕裂縫導流能力均下降。對比導流能力衰減率可知,隨閉合壓力的增加,滑溜水+膠凝酸酸壓工藝下導流能力降低幅度較小。滑溜水+自生酸+膠凝酸酸壓工藝下導流能力降低幅度較大,但在高閉合壓力下仍保持較穩定的導流能力。這是因為自生酸的作用造成非均勻刻蝕溝槽,在低閉合壓力下,裂縫未閉合,具有較高的初始導流能力。裂縫剖面在圍壓作用下發生錯位滑移,裂縫張度減小,導致導流能力下降幅度較大。隨閉合壓力增大裂縫發生閉合,而在部分區域由于壁面非均勻程度大,粗糙凸點形成自支撐,保持一定的導流能力。因此,自生酸和膠凝酸組合酸壓工藝下可以獲得長期穩定的導流能力。

圖8 不同酸液類型對酸蝕裂縫導流能力影響Fig.8 Influence of different acid types on the conductivity of acid etching cracks

2.4 酸液液量對酸蝕導流能力影響

2.4.1 膠凝酸液量

自生酸+膠凝酸3級交替注入排量為8 mL/min,自生酸液量均為4.4 L,膠凝酸液量分別為1.8、2.4、3.6 L,評價膠凝酸液量對酸蝕導流能力的影響。由圖9可知,隨膠凝酸液量增加,酸蝕裂縫初始導流能力增大,這是由于膠凝酸液量增加,酸巖相互接觸發生溶蝕反應時間更長,溶蝕作用更強,增加了對裂縫壁面的非均勻刻蝕程度,從而提高了酸蝕裂縫初始導流能力。隨著閉合壓力的增加,酸蝕裂縫導流能力均下降,且膠凝酸液量高的導流能力始終保持更高。對比導流能力衰減率可知,隨著膠凝酸液量增加,導流能力初始衰減程度降低,且整體上導流能力衰減程度降低。當在高閉合壓力條件下,導流能力衰減率接近1,酸蝕裂縫導流能力為0 D·cm。這是因為自生酸+膠凝酸酸液刻蝕即使形成了非均勻刻蝕壁面,一方面由于壁面的裂紋產生較大的漏失量,另一方面在高閉合壓力下裂縫壁面發生了完全閉合。因此,在自生酸+膠凝酸3級交替下,在針對非高閉合壓力儲層應盡可能增加膠凝酸的液量,獲得較大的導流能力。

圖9 膠凝酸液量對酸蝕導流能力影響Fig.9 Effect of gelling acid liquid on acid etching conductivity

2.4.2 自生酸液量

自生酸+膠凝酸3級交替注入排量為8 mL/min,膠凝酸液量均為2.4 L,自生酸液量分別為2.4、3.6、4.4 L,評價自生酸液量對酸蝕導流能力的影響。由圖10可知,隨自生酸液量增加,酸蝕裂縫初始導流能力降低,這是由于自生酸液量增加,巖心溶蝕作用增強,裂縫壁面非均勻刻蝕程度增大,壁面高程差異大,在圍壓作用下易產生較大的錯位滑移,從而降低了酸蝕裂縫初始導流能力。隨著閉合壓力的增加,酸蝕裂縫導流能力均下降,且自生酸液量低的導流能力始終保持更高。對比導流能力衰減率可知,隨著自生酸液量增加,導流能力初始衰減程度提高,且整體上導流能力衰減程度提高。當在高閉合壓力條件下,導流能力衰減率接近1,酸蝕裂縫導流能力為0 D·cm。因此,在自生酸+膠凝酸3級交替下,在針對非高閉合壓力儲層應盡可能減少自生酸的液量,獲得較大的導流能力。

圖10 自生酸液量對酸蝕導流能力影響Fig.10 Effect of self-generated acid liquid on acid etching conductivity

2.5 壁面粗糙度值對酸蝕導流能力影響

低黏滑溜水+不同液量膠凝酸3級交替注入,計算壁面粗糙度JRC分別是23.15、27.29、21.34。由圖11可知,在一定范圍內,粗糙度越高,酸蝕裂縫初始導流能力越高。這是由于粗糙度值較大,在裂縫空間能提供更大的流動通道、提供更大導流能力。隨著閉合壓力的增加,酸蝕裂縫導流能力均下降,粗糙度較大的裂縫壁面始終保持著相對較大的導流能力,粗糙度較小的裂縫壁面始終保持著相對較小的導流能力。對比導流能力衰減率可知,隨粗糙度值的增大,導流能力初始衰減程度增大。這是因為粗糙度值更大的壁面在圍壓的作用下,易產生更大的滑移量,流動通道明顯減小。隨閉合壓力增加,粗糙度值越小,導流能力的衰減率更大。且在高閉合壓力下,仍保持一定的導流能力。這是因為在高閉合壓力下,粗糙度小的壁面被壓實,裂縫壁面發生了完全閉合。粗糙度較大的壁面發生滑移后仍保持裂隙通道。因此,在針對高閉合壓力儲層應盡可能酸壓壁面粗糙程度更大的裂縫,獲得較大的導流能力。

圖11 壁面粗糙度值對酸蝕導流能力影響Fig.11 Influence of wall roughness value on acid etching conductivity

3 結論

(1)通過不同酸壓工藝刻蝕實驗評價巖心溶蝕強弱,1級交替注入下,高黏滑溜水+膠凝酸溶蝕率以及溶蝕速率大,且隨自生酸加入,溶蝕率與溶蝕速率增大4倍左右。3級交替注入下,均較1級交替注入更大,隨注入酸液總用量的增大,自生酸的用量的增加,溶蝕率與溶蝕速率均增大,溶蝕作用均增強。

(2) 通過不同酸壓工藝刻蝕實驗評價巖心溶蝕壁面形態,經酸液溶蝕后,均形成了非均勻刻蝕壁面。在1級交替注入下,隨自生酸加入溶蝕作用增強,形成了明顯的刻蝕溝槽。在3級交替注入下,隨膠凝酸注入液量的增加,溝槽越深,非均勻刻蝕程度更強。

(3)通過不同酸液體系1級交替注入,相比滑溜水和酸液處理,加入自生酸處理后的初始導流能力提高4倍、而初始導流能力衰減率增大。隨著閉合壓力增大,導流能力均減小,導流能力衰減率均增大。在高閉合壓力下,自生酸和膠凝酸組合作用保持較穩定的導流能力。

(4)自生酸與膠凝酸組合3級交替注入,隨膠凝酸液量的增加,酸蝕裂縫初始導流能力增大,導流能力初始衰減率減小。隨著閉合壓力的增大,導流能力均減小,導流能力衰減率增大。在非高閉合壓力下,膠凝酸液量越大,導流能力越大。隨自生酸液量的增加,酸蝕裂縫初始導流能力減小,導流能力初始衰減率增大。隨著閉合壓力的增大,導流能力均減小,導流能力衰減率增大;在非高閉合壓力下,自生酸液量越大,導流能力越小。

(5)計算不同酸壓工藝處理的裂縫壁面粗糙度值,隨壁面粗糙度值增大,酸蝕裂縫初始導流能力增大,導流能力初始衰減率增大。隨著閉合壓力的增大,導流能力均減小,導流能力衰減率增大;在高閉合壓力下,粗糙度值越大,導流能力越大。

(6)根據酸蝕裂縫導流能力實驗結果,針對蓬萊氣區碳酸鹽巖選擇3級交替注入膠凝酸與自生酸組合酸化壓裂施工,在一定范圍內,增大膠凝酸的液量,減小自生酸的液量可以獲得最佳導流能力。