順北油田上浮劑封堵及泵注參數實驗研究

李新勇，紀成，王濤，郭天魁，王曉之，曲占慶

（1.中國石化西北油田分公司石油工程技術研究院，新疆 烏魯木齊 830000；2.中國石油新疆油田分公司工程技術研究院，新疆 克拉瑪依834000；3.中國石油大學（華東）石油工程學院，山東 青島 266580；4.國家管網榆濟管道有限責任公司河南管理處，河南 濮陽 457000）

0 引言

塔里木盆地順北油田奧陶系碳酸鹽巖油氣藏埋深超過5 000 m，具有160℃的高溫，儲層厚度超過100 m。尤其是部分井鉆遇的斷裂直接到T74界面，而該界面受限于巖性無法形成穩定遮擋層，如果采用常規酸壓工藝，不僅這類井面臨超深鉆井的高風險問題，也難以對其形成有效的縱向改造[1-5]。為此，提出了上浮劑隔擋控縫高酸壓工藝。當鉆達儲層頂端（上隔層交界處）后，通過添加上浮劑抑制裂縫向上穿層擴展，同時泵入暫堵劑到裂縫前端限制縫長，以此實現壓裂裂縫大幅向下擴展（超過100 m），增大溝通富油氣縫洞的機率，完成巨厚儲層的安全高效改造[6-10]。

上浮劑作為控縫高酸壓工藝中十分重要的處理劑，其性能直接影響措施效果。當前有關上浮劑的研究較少，其中大部分應用于常規儲層控縫高，而針對順北油田這類高溫、高閉合應力儲層的相關研究鮮有報道。從堵劑評價方法來看，大多數學者采用靜態實驗或數模分析，而通過人造裂縫進行動態封堵評價的研究較少，特別是上浮劑的泵注參數優化，相關實驗基本處于空白[11-14]。因此，本文利用更貼近井下的實驗方法，篩選出一種適合順北油田控縫高酸壓工藝的上浮劑，并優化了其泵注參數。該研究也將為其他各類儲層控縫高壓裂改造提供技術支撐。

1 顆粒架橋封堵機理

國內外學者針對顆粒封堵理論有諸多研究，目前最成熟的是“三分之一”架橋封堵理論。Abrams基于粒徑、孔隙關系，首次提出該理論，即堵劑粒徑應大于孔隙直徑的1/3；羅亞平在此基礎上提出“三分之二”架橋，即當粒子為平均孔徑的2/3時，架橋情況最穩定。基于該理論，顆粒有三角形和正方形2種堆積方式，本節主要表述前者[15-18]。采用孔隙內切圓法計算堆積所形成的孔隙最小直徑（見圖1a）。假設顆粒直徑為D，半徑為R，根據幾何關系，內切圓半徑，即直徑d1=0.154 7D。后文封堵實驗中，各級顆粒粒徑的最初設計原則均基于該理論，但后期進行了改進。

圖1 三角形堆積內切圓及圓心連線三角形內切圓示意

2 上浮劑封堵實驗

2.1 上浮劑選擇

依據順北油田控縫高酸壓工藝的施工經驗及現場地質參數，目標工藝中的上浮劑應滿足以下要求：1）密度較小，有利于快速上浮，節省停泵時間；2）顆粒性堵劑的有效封堵基于架橋理論，需不同粒徑顆粒的有效匹配才能實現，因此顆粒種類應盡量簡化，以減少施工復雜程度；3）優選的最小顆粒粒徑應盡量大，上浮快；4）上浮劑能形成一定厚度的隔板，實現有效憋壓，隔板強度應大于10 MPa；5）材料對儲層傷害較低；6）耐溫要達160℃以上。

基于上述性能要求，經過廣泛調研及對比論證，優選漂珠作為順北油田控縫高酸壓工藝的上浮劑。漂珠是特殊材料在高溫下經過熔融形成的中空粉末物質（內部呈蜂窩狀，外部呈微球形），外觀呈灰白色。該材料作為上浮劑具有多個顯著優勢：1）漂珠不溶于酸、堿、油及鹽水；2）耐溫能達 1 600～1 700 ℃；3）漂浮性極佳，堆積密度為0.4～0.8 g/cm3，表觀密度為0.8～0.9 g/cm3，粒徑可根據需求生產；4）分散性及流動性良好；5）抗壓強度能達20 MPa，壓裂中一般不易破碎，可保證隔板強度，且在壓后生產中部分漂珠會在裂縫閉合壓力作用下破碎排出，能解除部分堵塞，恢復滲透率。綜上來看，該材料基礎性能完全滿足上浮劑的性能要求。

2.2 封堵實驗評價

對控縫高壓裂施工，上浮劑隔板強度直接關系到封堵后巖石能否繼續起裂。同時，單純泵入相同粒徑顆粒形成的人工隔板存在一定孔隙，流體在其中流動會造成泄壓，導致隔板散架，須混合注入小粒徑顆粒，不斷充填大顆粒間的架橋孔隙，以此增加隔板強度。因此研究不同顆粒組合的封堵強度具有必要性。

實驗采用自行研發的上浮劑隔板性能評價裝置（主要包括平流泵、中間容器、壓力表及巖心夾持器四部分）。中間容器下部帶有攪拌泵，可使液體中的顆粒均勻分布。巖心夾持器內是帶有裂縫的金屬巖心柱。巖心外徑25 mm，長300 mm，由2個半圓柱體拼接而成。半圓柱內部為具有粗糙度的凹槽，長30 mm，凹深1 mm，凹槽一端寬、一端窄，兩半合一起形成T形縫。另外，材料選用某廠家研發的不同粒徑的漂珠顆粒，密度為0.58 g/cm3。

2.2.1 顆粒組合優化

利用實驗裝置，進行不同顆粒組合的漂珠封堵實驗，基于前文所述“三分之一”架橋理論設計實驗顆粒組合。

2.2.1.1 第1級顆粒

采用不同篩目的顆粒（180～200，100～110，40～60，20～40目），開展漂珠封堵實驗。其中，暫堵壓力通過壓力表讀取，是否架橋通過觀察實驗后金屬裂縫內的上浮劑分布形態確定。結果顯示：180～200，100～110目的顆粒在實驗中未見壓力增長，拆卸后未見架橋；40～60目的顆粒在多次實驗后僅1次能勉強架橋，但輕微抖動即散架，同時整個封堵過程未見起壓；20～40目的顆粒在封堵中未見起壓，但可以架住。因此，確定了第1級顆粒（20～40 目），平均粒徑 0.638 mm。

2.2.1.2 第2級顆粒

根據三角形堆積內切圓直徑的1/3計算，確定了第3級顆粒（大于1 000目）。考慮到該顆粒過小，而架橋封堵理論要求最小1/3架橋，因此適當增大顆粒更利于架橋。于是采用內切圓直徑的2/3進行計算，得到第2級顆粒（170～190目，平均粒徑0.085 mm）和第 3級顆粒（1 340目，不存在）。為探究該顆粒組合能否架橋，開展了“20～40 目+170～190 目”的漂珠封堵實驗，第 1，2級顆粒質量比為1∶1（均為1.7 g）。結果顯示，該顆粒組合無任何壓力憋起，但觀察到第2級部分顆粒被流體帶出，說明第1級顆粒形成的孔喉過大。從拆卸半圓柱看到，第1級顆粒主要起架橋作用，但堆積松散，第2級顆粒被壓實比較明顯。

上述實驗說明：第1，2級顆粒粒徑相差過大，不僅難以形成有效封堵，而且會使理論計算的第3級顆粒粒徑過小；而粒徑過小，既導致加工困難，又會產生影響施工的靜電及聚并效應，因此考慮適當增加第2級顆粒粒徑。基于“三分之一”架橋封堵理論，提出用“圓心連線三角形內切圓直徑的1/3”進行粒徑設計（見圖1b），則根據幾何關系，內切圓半徑，即直徑通過計算，得到第2級顆粒（100～120目，平均粒徑 0.138 mm）。 開展“20～40 目+100～120 目”的漂珠封堵實驗，其中第1級顆粒質量均為1.7 g，4組實驗中 第 1，2 級 顆 粒的 質 量 比 分 別 為 1.0∶1.0，1.0∶2.0，1.0∶2.2，1.0∶5.0。 結果顯示，各組實驗均成功架橋，但因粒徑過大，憋壓很小。第1，2級顆粒的質量比為1.0∶1.0，1.0∶2.0 時，最高暫堵壓力僅 0.1 MPa；質量比小于1.0∶2.2后，最高暫堵壓力穩定在0.2 MPa，不再上升，說明第2級顆粒無法進入第1級顆粒的架橋孔隙中，僅起到加固架橋和進一步縮小滲透率的作用。

2.2.1.3 第3級顆粒

根據第2級顆粒三角形堆積內切圓直徑的2/3計算，得到第 3 級顆粒（600～800 目）。 開展“20～40 目+100～120目+600～800目”的漂珠封堵實驗，其中第1級顆粒質量均為1.7 g。5組實驗中，第1，2，3級顆粒的質量比分別為 1.0∶2.2∶2.0，1.0∶2.2∶4.0，1.0∶2.2∶5.0，1.0∶2.2∶5.3，1.0∶2.2∶6.0 時， 最高暫堵壓力分別為 6.4，8.2，9.3，10.3，15.1 MPa。結果顯示，各組實驗中該顆粒組合均能成功架橋，且最高暫堵壓力能達10 MPa以上。但使用第 3 級顆粒（600～800 目）時，存在以下 2 個問題：1）在現場應用時，過細顆粒易發生爆炸；2）過細顆粒在溶液中不易分散，易產生聚并效應，現場需采用超聲波進行分散。

為了解決上述問題，考慮增大第3級顆粒粒徑，基于架橋封堵理論，嘗試以第2級顆粒三角形堆積圓心連線內切圓的直徑選擇第3級顆粒（180～200目，平均粒徑 0.080 mm）。開展“20～40 目+100～120 目+180～200目”的漂珠封堵實驗，其中第1級顆粒質量均為1.7 g。5組實驗中，第1，2，3級顆粒的質量比分別為1.0∶2.2∶2.0，1.0∶2.2∶4.0，1.0∶2.2∶5.0，1.0∶2.2∶5.3，1.0∶2.2∶6.0 時，最高暫堵壓力分別為 3.8，8.1，9.6，10.2，13.4 MPa。結果顯示，各組實驗均能起壓，且成功架橋。當第1，2，3級顆粒的質量比為 1.0∶2.2∶5.3，1.0∶2.2∶6.0 時，最高暫堵壓力達10 MPa以上。因此，最終優選得到上浮劑的顆粒組合，即第 1 級顆粒（20～40 目）、第 2 級顆粒（100～120目）、第 3 級顆粒（180～200 目）。

2.2.2 最優質量比優化

前文確定了上浮劑的顆粒組合，但各級顆粒質量比仍需優化。本實驗裂縫形態為T形縫，第2，3級顆粒對封堵厚度（裂縫水平放置，此處封堵厚度即為隔板厚度）的貢獻較小，后入顆粒基本充填的是前期架橋后形成的優勢通道，因此封堵厚度主要取決于第1級顆粒。為了優化封堵厚度，開展了第1級顆粒質量不同時的封堵實驗，結果見表1（實驗中保持3種顆粒的總質量不變）。結果顯示：當第1級顆粒質量不小于1.4 g時，均能形成最高暫堵壓力在10 MPa以上的封堵段；第1級顆粒質量為1.4 g時，觀測到封堵厚度為15.9 cm。

為了優化第2級顆粒質量，以第1，2級顆粒質量比 1.0∶2.0，1.0∶1.8 設計 2 組實驗方案，表 2 為第 1，2 級顆粒質量比1.0∶2.0條件下的實驗結果。結果顯示，與表1相比，在保持第1級顆粒質量不變的情況下減少第2級顆粒質量，當第1，2級顆粒質量比為1.0∶2.0時，最高暫堵壓力仍可達10 MPa，封堵厚度為15.9 cm。當第1，2級顆粒質量比為1.0∶1.8時，各組實驗中最高暫堵壓力均不能達到10 MPa。因此，優選得到第1，2，3 級顆粒（20～40，100～120，180～200 目）的最優質量比為 1.0∶2.0∶5.2，封堵厚度為 15.9 cm。

表1 第1級顆粒質量優化

表2 第2，3級顆粒質量優化

2.2.3 最高暫堵壓力測試

保持第1，2，3級顆粒的質量比不變，開展實驗探究最高暫堵壓力與封堵厚度的關系（見圖2）。從圖2可以看出：隨封堵厚度的增加，最高暫堵壓力逐漸增大，但兩者非線性關系。根據曲線擬合，關系式為y=0.100 5x2-1.229 5x+4.443 6，說明不同的封堵厚度能實現任意最高暫堵壓力。

圖2 最高暫堵壓力與封堵厚度的關系

2.2.4 隔板滲透率測試

為明確壓后油氣從上隔板頂部流入裂縫內的滲流能力，依據前文優化結果，用顆粒（20～40，100～120，180～200 目）質量比為 1.0∶2.0∶5.2 的漂珠制作充填裂縫，開展滲透率測試。結果顯示，不同封堵厚度下的隔板滲透率范圍在 1.5×10-3～2.7×10-3μm2，能夠滿足壓后生產需求。

3 泵注參數優化

本次實驗主要探究排量、上浮劑質量分數、停泵次數等因素對上浮劑鋪置形態的影響規律，所用上浮劑真實密度為0.58 g/cm3。

實驗采用自行研發的大型可視化平行板顆粒運移鋪置模擬裝置。該裝置由控制、攪拌、動力、裂縫及回收5個模塊組成。其中，裂縫模塊為本裝置的創新點，由15塊有機玻璃板組成。通過拆卸重組，可實現不同“主縫+分支縫”組合。單個裂縫板縫長1 000 mm，縫高720 mm，縫寬可由玻璃板間的密封條厚度自由調整。同時，玻璃板內表面設置圓形濾失孔，且板上粘有一層石英砂，以此模擬地層濾失及實際裂縫的粗糙度。

3.1 排量

設計排量分別為 2.0，3.0，4.3，5.4，8.1 m3/h，上浮劑質量分數均為3%，選擇不停泵注入，探究排量對上浮劑鋪置形態的影響規律。

排量為2.0 m3/h時，由于液體在管線內流速較低，上浮劑很難從混液罐中流出，且會在管線中迅速上浮，導致它無法進入裂縫；當排量增至3.0 m3/h，此時上浮劑可順利進入裂縫，但在整個注入過程中并未觀察到明顯上浮；隨排量繼續增加到8.1 m3/h，在注入過程中仍未觀察到上浮劑明顯上浮。

實驗結果表明：不停泵條件下注入上浮劑，難以達到鋪置效果，因此要實現上浮劑上浮，且形成較大厚度的隔板，必須改變泵注方式。設計排量分別為3.5，5.4，8.1 m3/h的啟停泵交替注入實驗，探究改變注入方式后排量對上浮劑鋪置形態的影響規律，結果如圖3a所示。為方便實驗描述，利用繪圖軟件對上浮劑鋪置輪廓進行描點，統計沿縫長方向不同距離的上浮劑封堵厚度，求出厚度平均值，將該值定義為對應實驗組的上浮劑平衡高度。圖3b為描點后停泵1次時3種排量下的上浮劑鋪置形態，圖4為不同排量下平衡高度與停泵次數的關系曲線。

由圖3可知：停泵1次時，8.1 m3/h排量下的上浮劑封堵厚度要明顯低于3.5，5.4 m3/h下的封堵厚度，說明在1次注入周期中，排量越大，平均封堵厚度越小。由圖4可知：隨停泵次數增加，3.5，5.4 m3/h下的上浮劑平衡高度整體逐漸增加，但停泵4次后平衡高度變化幅度明顯降低，經多次停泵注入后平衡高度不再變化，其最終平衡高度分別為14.67，13.53 cm。分析原因為：上浮劑在停泵1次后再注入，裂縫內已鋪置的部分上浮劑會被攜帶向前，使得其厚度稍有降低。隨后再次停泵，已進入縫內的上浮劑會繼續上浮，增加封堵厚度，經多次停泵后厚度不再變化，達到一個最大值，則此厚度為該排量下的最終平衡高度。另外，排量為8.1 m3/h時，停泵2次時平衡高度達到最大值（6.62 cm），再增加停泵次數，平衡高度反而降低。分析原因為：第1次停泵形成的上浮劑隔板穩定性好（沿縫長方向鋪置較平整），因而第2次注入時的攜帶量小于第2次停泵時的上浮量，其平衡高度增加。此時，新形成的鋪置層穩定性較低（沿縫長方向呈現“山峰狀”），導致再次注入時的攜帶量大于停泵時的上浮量，因此平衡高度開始降低。

圖3 停泵1次時排量對上浮劑鋪置形態的影響

圖4 不同排量下平衡高度與停泵次數的關系

實驗結果表明，采用常規1次連續注入上浮劑，難以形成有效的鋪置形態，因此選擇啟停泵注入方式。同時，過低的排量（低于2.0 m3/h）導致液體流速較低，上浮劑易在管線中漂浮，難以進入裂縫。另外，啟停泵實驗顯示：當排量大于3.5 m3/h（流速0.350 m/s）后，上浮劑可順利進入縫內；當排量大于5.4 m3/h（流速0.625 m/s）后，液體流速過大，會降低最終的封堵厚度。因此采用低黏度滑溜水壓裂液時，最終優選上浮劑的泵注排量為 3.5～5.4 m3/h，對應的線性流速為 0.350～0.625 m/s。

3.2 上浮劑質量分數

設計上浮劑質量分數分別為3%，5%，8%，排量均為5.4 m3/h，選擇啟停泵注入，探究上浮劑質量分數對鋪置形態的影響規律（見圖5）。實驗結果表明，增加上浮劑質量分數能有效增大平衡高度，但考慮到高質量分數易導致近井孔眼堵塞，因此優選上浮劑質量分數為5%。

圖5 停泵1次時不同質量分數上浮劑的鋪置形態

3.3 停泵次數

前文優選上浮劑最優質量分數為5%，但考慮到現場施工中質量分數可能會根據實際施工效果進行調整，因此開展了排量為5.4 m3/h、不同停泵次數下高質量分數（8%）上浮劑的鋪置實驗，通過對比前文實驗，探究停泵次數對高、低質量分數上浮劑鋪置形態的影響規律（見圖6）。

圖6 不同停泵次數下8%上浮劑的鋪置形態

實驗結果表明，隨著停泵次數增加，8%上浮劑的鋪置形態逐漸趨于平整。但從統計結果來看，每次停泵后的平衡高度都逐漸降低，但幅度不大。從圖7的質量分數8%縱向對比來看，停泵1次時平衡高度達到29.51 cm，停泵3次時降為27.18 cm。多次停泵有利于增加低質量分數（3%）上浮劑的隔板平衡高度，但相對不利于增加高質量分數（8%）上浮劑隔板的平衡高度，甚至會降低；因此，對低質量分數上浮劑的封堵，注入過程中選擇較多的停泵次數，而對于高質量分數上浮劑的封堵，注入過程中選擇停泵1次即可。

圖7 不同質量分數上浮劑的隔板平衡高度與停泵次數的關系

3.4 顆粒上浮速度

準備若干500 mL量筒，各放入等量不同篩目的上浮劑，倒入400 mL清水并攪拌均勻。然后停止攪拌并開始計時，測量量筒內上浮劑完全懸浮至頂部的時間，此時間即認為是量筒最底部顆粒向上運動到頂部所用的時間，并以此為依據計算顆粒的上浮速度，結果見表3。結果表明：大粒徑顆粒（20～40目）的上浮速度為12.960 m/min，中粒徑顆粒（100～120 目）僅為 0.300 m/min，說明上浮劑粒徑越小，上浮速度降低越明顯。但考慮到隔板封堵強度，建議將各級顆粒混合注入，各級顆粒會因上浮速度差異而自行分開依次封堵，且混注時大顆粒的摩擦和攜帶作用更有利于縮短小顆粒的上浮時間。同時，射孔位置應盡量選擇靠近上隔層部位，以減少停泵時間。

表3 顆粒的上浮速度

4 結論

1）優選漂珠作為160℃及以上溫度儲層壓裂的上浮劑，其堆積密度為0.4～0.8 g/cm3，不溶于酸、堿、油及鹽水，漂浮性極佳，基礎性能可滿足現場需求。

2）第1級或第2級顆粒的封堵難以形成有效封堵段，顆粒（20～40，100～120，180～200 目）的最優質量比為 1.0∶2.0∶5.2，封堵厚度 15.9 cm，可以滿足 10 MPa 的最高暫堵壓力要求，雖不能降解，但相同質量比、不同封堵厚度條件下，隔板滲透率范圍在1.5×10-3～2.7×10-3μm2，不影響壓后生產。

3）采用常規1次連續注入上浮劑方式，難以實現有效鋪置效果，必須在注入之后采用停泵工藝，方能形成一定厚度的上浮劑隔板；采用低黏度滑溜水壓裂液時，建議以0.350～0.625 m/s的線性流速泵注上浮劑，質量分數應控制在5%左右，注入后僅需停泵1次，各級顆粒混合注入即可；射孔位置應盡量選擇靠近上隔層部位，以減少停泵時間。