顺北油田上浮剂封堵及泵注参数实验研究

李新勇，纪成，王涛，郭天魁，王晓之，曲占庆

（1.中国石化西北油田分公司石油工程技术研究院，新疆 乌鲁木齐 830000；2.中国石油新疆油田分公司工程技术研究院，新疆 克拉玛依834000；3.中国石油大学（华东）石油工程学院，山东 青岛 266580；4.国家管网榆济管道有限责任公司河南管理处，河南 濮阳 457000）

0 引言

塔里木盆地顺北油田奥陶系碳酸盐岩油气藏埋深超过5 000 m，具有160℃的高温，储层厚度超过100 m。尤其是部分井钻遇的断裂直接到T74界面，而该界面受限于岩性无法形成稳定遮挡层，如果采用常规酸压工艺，不仅这类井面临超深钻井的高风险问题，也难以对其形成有效的纵向改造[1-5]。为此，提出了上浮剂隔挡控缝高酸压工艺。当钻达储层顶端（上隔层交界处）后，通过添加上浮剂抑制裂缝向上穿层扩展，同时泵入暂堵剂到裂缝前端限制缝长，以此实现压裂裂缝大幅向下扩展（超过100 m），增大沟通富油气缝洞的机率，完成巨厚储层的安全高效改造[6-10]。

上浮剂作为控缝高酸压工艺中十分重要的处理剂，其性能直接影响措施效果。当前有关上浮剂的研究较少，其中大部分应用于常规储层控缝高，而针对顺北油田这类高温、高闭合应力储层的相关研究鲜有报道。从堵剂评价方法来看，大多数学者采用静态实验或数模分析，而通过人造裂缝进行动态封堵评价的研究较少，特别是上浮剂的泵注参数优化，相关实验基本处于空白[11-14]。因此，本文利用更贴近井下的实验方法，筛选出一种适合顺北油田控缝高酸压工艺的上浮剂，并优化了其泵注参数。该研究也将为其他各类储层控缝高压裂改造提供技术支撑。

1 颗粒架桥封堵机理

国内外学者针对颗粒封堵理论有诸多研究，目前最成熟的是“三分之一”架桥封堵理论。Abrams基于粒径、孔隙关系，首次提出该理论，即堵剂粒径应大于孔隙直径的1/3；罗亚平在此基础上提出“三分之二”架桥，即当粒子为平均孔径的2/3时，架桥情况最稳定。基于该理论，颗粒有三角形和正方形2种堆积方式，本节主要表述前者[15-18]。采用孔隙内切圆法计算堆积所形成的孔隙最小直径（见图1a）。假设颗粒直径为D，半径为R，根据几何关系，内切圆半径，即直径d1=0.154 7D。后文封堵实验中，各级颗粒粒径的最初设计原则均基于该理论，但后期进行了改进。

图1 三角形堆积内切圆及圆心连线三角形内切圆示意

2 上浮剂封堵实验

2.1 上浮剂选择

依据顺北油田控缝高酸压工艺的施工经验及现场地质参数，目标工艺中的上浮剂应满足以下要求：1）密度较小，有利于快速上浮，节省停泵时间；2）颗粒性堵剂的有效封堵基于架桥理论，需不同粒径颗粒的有效匹配才能实现，因此颗粒种类应尽量简化，以减少施工复杂程度；3）优选的最小颗粒粒径应尽量大，上浮快；4）上浮剂能形成一定厚度的隔板，实现有效憋压，隔板强度应大于10 MPa；5）材料对储层伤害较低；6）耐温要达160℃以上。

基于上述性能要求，经过广泛调研及对比论证，优选漂珠作为顺北油田控缝高酸压工艺的上浮剂。漂珠是特殊材料在高温下经过熔融形成的中空粉末物质（内部呈蜂窝状，外部呈微球形），外观呈灰白色。该材料作为上浮剂具有多个显著优势：1）漂珠不溶于酸、碱、油及盐水；2）耐温能达 1 600～1 700 ℃；3）漂浮性极佳，堆积密度为0.4～0.8 g/cm3，表观密度为0.8～0.9 g/cm3，粒径可根据需求生产；4）分散性及流动性良好；5）抗压强度能达20 MPa，压裂中一般不易破碎，可保证隔板强度，且在压后生产中部分漂珠会在裂缝闭合压力作用下破碎排出，能解除部分堵塞，恢复渗透率。综上来看，该材料基础性能完全满足上浮剂的性能要求。

2.2 封堵实验评价

对控缝高压裂施工，上浮剂隔板强度直接关系到封堵后岩石能否继续起裂。同时，单纯泵入相同粒径颗粒形成的人工隔板存在一定孔隙，流体在其中流动会造成泄压，导致隔板散架，须混合注入小粒径颗粒，不断充填大颗粒间的架桥孔隙，以此增加隔板强度。因此研究不同颗粒组合的封堵强度具有必要性。

实验采用自行研发的上浮剂隔板性能评价装置（主要包括平流泵、中间容器、压力表及岩心夹持器四部分）。中间容器下部带有搅拌泵，可使液体中的颗粒均匀分布。岩心夹持器内是带有裂缝的金属岩心柱。岩心外径25 mm，长300 mm，由2个半圆柱体拼接而成。半圆柱内部为具有粗糙度的凹槽，长30 mm，凹深1 mm，凹槽一端宽、一端窄，两半合一起形成T形缝。另外，材料选用某厂家研发的不同粒径的漂珠颗粒，密度为0.58 g/cm3。

2.2.1 颗粒组合优化

利用实验装置，进行不同颗粒组合的漂珠封堵实验，基于前文所述“三分之一”架桥理论设计实验颗粒组合。

2.2.1.1 第1级颗粒

采用不同筛目的颗粒（180～200，100～110，40～60，20～40目），开展漂珠封堵实验。其中，暂堵压力通过压力表读取，是否架桥通过观察实验后金属裂缝内的上浮剂分布形态确定。结果显示：180～200，100～110目的颗粒在实验中未见压力增长，拆卸后未见架桥；40～60目的颗粒在多次实验后仅1次能勉强架桥，但轻微抖动即散架，同时整个封堵过程未见起压；20～40目的颗粒在封堵中未见起压，但可以架住。因此，确定了第1级颗粒（20～40 目），平均粒径 0.638 mm。

2.2.1.2 第2级颗粒

根据三角形堆积内切圆直径的1/3计算，确定了第3级颗粒（大于1 000目）。考虑到该颗粒过小，而架桥封堵理论要求最小1/3架桥，因此适当增大颗粒更利于架桥。于是采用内切圆直径的2/3进行计算，得到第2级颗粒（170～190目，平均粒径0.085 mm）和第 3级颗粒（1 340目，不存在）。为探究该颗粒组合能否架桥，开展了“20～40 目+170～190 目”的漂珠封堵实验，第 1，2级颗粒质量比为1∶1（均为1.7 g）。结果显示，该颗粒组合无任何压力憋起，但观察到第2级部分颗粒被流体带出，说明第1级颗粒形成的孔喉过大。从拆卸半圆柱看到，第1级颗粒主要起架桥作用，但堆积松散，第2级颗粒被压实比较明显。

上述实验说明：第1，2级颗粒粒径相差过大，不仅难以形成有效封堵，而且会使理论计算的第3级颗粒粒径过小；而粒径过小，既导致加工困难，又会产生影响施工的静电及聚并效应，因此考虑适当增加第2级颗粒粒径。基于“三分之一”架桥封堵理论，提出用“圆心连线三角形内切圆直径的1/3”进行粒径设计（见图1b），则根据几何关系，内切圆半径，即直径通过计算，得到第2级颗粒（100～120目，平均粒径 0.138 mm）。 开展“20～40 目+100～120 目”的漂珠封堵实验，其中第1级颗粒质量均为1.7 g，4组实验中 第 1，2 级 颗 粒的 质 量 比 分 别 为 1.0∶1.0，1.0∶2.0，1.0∶2.2，1.0∶5.0。 结果显示，各组实验均成功架桥，但因粒径过大，憋压很小。第1，2级颗粒的质量比为1.0∶1.0，1.0∶2.0 时，最高暂堵压力仅 0.1 MPa；质量比小于1.0∶2.2后，最高暂堵压力稳定在0.2 MPa，不再上升，说明第2级颗粒无法进入第1级颗粒的架桥孔隙中，仅起到加固架桥和进一步缩小渗透率的作用。

2.2.1.3 第3级颗粒

根据第2级颗粒三角形堆积内切圆直径的2/3计算，得到第 3 级颗粒（600～800 目）。 开展“20～40 目+100～120目+600～800目”的漂珠封堵实验，其中第1级颗粒质量均为1.7 g。5组实验中，第1，2，3级颗粒的质量比分别为 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 时， 最高暂堵压力分别为 6.4，8.2，9.3，10.3，15.1 MPa。结果显示，各组实验中该颗粒组合均能成功架桥，且最高暂堵压力能达10 MPa以上。但使用第 3 级颗粒（600～800 目）时，存在以下 2 个问题：1）在现场应用时，过细颗粒易发生爆炸；2）过细颗粒在溶液中不易分散，易产生聚并效应，现场需采用超声波进行分散。

为了解决上述问题，考虑增大第3级颗粒粒径，基于架桥封堵理论，尝试以第2级颗粒三角形堆积圆心连线内切圆的直径选择第3级颗粒（180～200目，平均粒径 0.080 mm）。开展“20～40 目+100～120 目+180～200目”的漂珠封堵实验，其中第1级颗粒质量均为1.7 g。5组实验中，第1，2，3级颗粒的质量比分别为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 时，最高暂堵压力分别为 3.8，8.1，9.6，10.2，13.4 MPa。结果显示，各组实验均能起压，且成功架桥。当第1，2，3级颗粒的质量比为 1.0∶2.2∶5.3，1.0∶2.2∶6.0 时，最高暂堵压力达10 MPa以上。因此，最终优选得到上浮剂的颗粒组合，即第 1 级颗粒（20～40 目）、第 2 级颗粒（100～120目）、第 3 级颗粒（180～200 目）。

2.2.2 最优质量比优化

前文确定了上浮剂的颗粒组合，但各级颗粒质量比仍需优化。本实验裂缝形态为T形缝，第2，3级颗粒对封堵厚度（裂缝水平放置，此处封堵厚度即为隔板厚度）的贡献较小，后入颗粒基本充填的是前期架桥后形成的优势通道，因此封堵厚度主要取决于第1级颗粒。为了优化封堵厚度，开展了第1级颗粒质量不同时的封堵实验，结果见表1（实验中保持3种颗粒的总质量不变）。结果显示：当第1级颗粒质量不小于1.4 g时，均能形成最高暂堵压力在10 MPa以上的封堵段；第1级颗粒质量为1.4 g时，观测到封堵厚度为15.9 cm。

为了优化第2级颗粒质量，以第1，2级颗粒质量比 1.0∶2.0，1.0∶1.8 设计 2 组实验方案，表 2 为第 1，2 级颗粒质量比1.0∶2.0条件下的实验结果。结果显示，与表1相比，在保持第1级颗粒质量不变的情况下减少第2级颗粒质量，当第1，2级颗粒质量比为1.0∶2.0时，最高暂堵压力仍可达10 MPa，封堵厚度为15.9 cm。当第1，2级颗粒质量比为1.0∶1.8时，各组实验中最高暂堵压力均不能达到10 MPa。因此，优选得到第1，2，3 级颗粒（20～40，100～120，180～200 目）的最优质量比为 1.0∶2.0∶5.2，封堵厚度为 15.9 cm。

表1 第1级颗粒质量优化

表2 第2，3级颗粒质量优化

2.2.3 最高暂堵压力测试

保持第1，2，3级颗粒的质量比不变，开展实验探究最高暂堵压力与封堵厚度的关系（见图2）。从图2可以看出：随封堵厚度的增加，最高暂堵压力逐渐增大，但两者非线性关系。根据曲线拟合，关系式为y=0.100 5x2-1.229 5x+4.443 6，说明不同的封堵厚度能实现任意最高暂堵压力。

图2 最高暂堵压力与封堵厚度的关系

2.2.4 隔板渗透率测试

为明确压后油气从上隔板顶部流入裂缝内的渗流能力，依据前文优化结果，用颗粒（20～40，100～120，180～200 目）质量比为 1.0∶2.0∶5.2 的漂珠制作充填裂缝，开展渗透率测试。结果显示，不同封堵厚度下的隔板渗透率范围在 1.5×10-3～2.7×10-3μm2，能够满足压后生产需求。

3 泵注参数优化

本次实验主要探究排量、上浮剂质量分数、停泵次数等因素对上浮剂铺置形态的影响规律，所用上浮剂真实密度为0.58 g/cm3。

实验采用自行研发的大型可视化平行板颗粒运移铺置模拟装置。该装置由控制、搅拌、动力、裂缝及回收5个模块组成。其中，裂缝模块为本装置的创新点，由15块有机玻璃板组成。通过拆卸重组，可实现不同“主缝+分支缝”组合。单个裂缝板缝长1 000 mm，缝高720 mm，缝宽可由玻璃板间的密封条厚度自由调整。同时，玻璃板内表面设置圆形滤失孔，且板上粘有一层石英砂，以此模拟地层滤失及实际裂缝的粗糙度。

3.1 排量

设计排量分别为 2.0，3.0，4.3，5.4，8.1 m3/h，上浮剂质量分数均为3%，选择不停泵注入，探究排量对上浮剂铺置形态的影响规律。

排量为2.0 m3/h时，由于液体在管线内流速较低，上浮剂很难从混液罐中流出，且会在管线中迅速上浮，导致它无法进入裂缝；当排量增至3.0 m3/h，此时上浮剂可顺利进入裂缝，但在整个注入过程中并未观察到明显上浮；随排量继续增加到8.1 m3/h，在注入过程中仍未观察到上浮剂明显上浮。

实验结果表明：不停泵条件下注入上浮剂，难以达到铺置效果，因此要实现上浮剂上浮，且形成较大厚度的隔板，必须改变泵注方式。设计排量分别为3.5，5.4，8.1 m3/h的启停泵交替注入实验，探究改变注入方式后排量对上浮剂铺置形态的影响规律，结果如图3a所示。为方便实验描述，利用绘图软件对上浮剂铺置轮廓进行描点，统计沿缝长方向不同距离的上浮剂封堵厚度，求出厚度平均值，将该值定义为对应实验组的上浮剂平衡高度。图3b为描点后停泵1次时3种排量下的上浮剂铺置形态，图4为不同排量下平衡高度与停泵次数的关系曲线。

由图3可知：停泵1次时，8.1 m3/h排量下的上浮剂封堵厚度要明显低于3.5，5.4 m3/h下的封堵厚度，说明在1次注入周期中，排量越大，平均封堵厚度越小。由图4可知：随停泵次数增加，3.5，5.4 m3/h下的上浮剂平衡高度整体逐渐增加，但停泵4次后平衡高度变化幅度明显降低，经多次停泵注入后平衡高度不再变化，其最终平衡高度分别为14.67，13.53 cm。分析原因为：上浮剂在停泵1次后再注入，裂缝内已铺置的部分上浮剂会被携带向前，使得其厚度稍有降低。随后再次停泵，已进入缝内的上浮剂会继续上浮，增加封堵厚度，经多次停泵后厚度不再变化，达到一个最大值，则此厚度为该排量下的最终平衡高度。另外，排量为8.1 m3/h时，停泵2次时平衡高度达到最大值（6.62 cm），再增加停泵次数，平衡高度反而降低。分析原因为：第1次停泵形成的上浮剂隔板稳定性好（沿缝长方向铺置较平整），因而第2次注入时的携带量小于第2次停泵时的上浮量，其平衡高度增加。此时，新形成的铺置层稳定性较低（沿缝长方向呈现“山峰状”），导致再次注入时的携带量大于停泵时的上浮量，因此平衡高度开始降低。

图3 停泵1次时排量对上浮剂铺置形态的影响

图4 不同排量下平衡高度与停泵次数的关系

实验结果表明，采用常规1次连续注入上浮剂，难以形成有效的铺置形态，因此选择启停泵注入方式。同时，过低的排量（低于2.0 m3/h）导致液体流速较低，上浮剂易在管线中漂浮，难以进入裂缝。另外，启停泵实验显示：当排量大于3.5 m3/h（流速0.350 m/s）后，上浮剂可顺利进入缝内；当排量大于5.4 m3/h（流速0.625 m/s）后，液体流速过大，会降低最终的封堵厚度。因此采用低黏度滑溜水压裂液时，最终优选上浮剂的泵注排量为 3.5～5.4 m3/h，对应的线性流速为 0.350～0.625 m/s。

3.2 上浮剂质量分数

设计上浮剂质量分数分别为3%，5%，8%，排量均为5.4 m3/h，选择启停泵注入，探究上浮剂质量分数对铺置形态的影响规律（见图5）。实验结果表明，增加上浮剂质量分数能有效增大平衡高度，但考虑到高质量分数易导致近井孔眼堵塞，因此优选上浮剂质量分数为5%。

图5 停泵1次时不同质量分数上浮剂的铺置形态

3.3 停泵次数

前文优选上浮剂最优质量分数为5%，但考虑到现场施工中质量分数可能会根据实际施工效果进行调整，因此开展了排量为5.4 m3/h、不同停泵次数下高质量分数（8%）上浮剂的铺置实验，通过对比前文实验，探究停泵次数对高、低质量分数上浮剂铺置形态的影响规律（见图6）。

图6 不同停泵次数下8%上浮剂的铺置形态

实验结果表明，随着停泵次数增加，8%上浮剂的铺置形态逐渐趋于平整。但从统计结果来看，每次停泵后的平衡高度都逐渐降低，但幅度不大。从图7的质量分数8%纵向对比来看，停泵1次时平衡高度达到29.51 cm，停泵3次时降为27.18 cm。多次停泵有利于增加低质量分数（3%）上浮剂的隔板平衡高度，但相对不利于增加高质量分数（8%）上浮剂隔板的平衡高度，甚至会降低；因此，对低质量分数上浮剂的封堵，注入过程中选择较多的停泵次数，而对于高质量分数上浮剂的封堵，注入过程中选择停泵1次即可。

图7 不同质量分数上浮剂的隔板平衡高度与停泵次数的关系

3.4 颗粒上浮速度

准备若干500 mL量筒，各放入等量不同筛目的上浮剂，倒入400 mL清水并搅拌均匀。然后停止搅拌并开始计时，测量量筒内上浮剂完全悬浮至顶部的时间，此时间即认为是量筒最底部颗粒向上运动到顶部所用的时间，并以此为依据计算颗粒的上浮速度，结果见表3。结果表明：大粒径颗粒（20～40目）的上浮速度为12.960 m/min，中粒径颗粒（100～120 目）仅为 0.300 m/min，说明上浮剂粒径越小，上浮速度降低越明显。但考虑到隔板封堵强度，建议将各级颗粒混合注入，各级颗粒会因上浮速度差异而自行分开依次封堵，且混注时大颗粒的摩擦和携带作用更有利于缩短小颗粒的上浮时间。同时，射孔位置应尽量选择靠近上隔层部位，以减少停泵时间。

表3 颗粒的上浮速度

4 结论

1）优选漂珠作为160℃及以上温度储层压裂的上浮剂，其堆积密度为0.4～0.8 g/cm3，不溶于酸、碱、油及盐水，漂浮性极佳，基础性能可满足现场需求。

2）第1级或第2级颗粒的封堵难以形成有效封堵段，颗粒（20～40，100～120，180～200 目）的最优质量比为 1.0∶2.0∶5.2，封堵厚度 15.9 cm，可以满足 10 MPa 的最高暂堵压力要求，虽不能降解，但相同质量比、不同封堵厚度条件下，隔板渗透率范围在1.5×10-3～2.7×10-3μm2，不影响压后生产。

3）采用常规1次连续注入上浮剂方式，难以实现有效铺置效果，必须在注入之后采用停泵工艺，方能形成一定厚度的上浮剂隔板；采用低黏度滑溜水压裂液时，建议以0.350～0.625 m/s的线性流速泵注上浮剂，质量分数应控制在5%左右，注入后仅需停泵1次，各级颗粒混合注入即可；射孔位置应尽量选择靠近上隔层部位，以减少停泵时间。