含水致密砂岩储层热激增渗的物性条件

游利军，王阳，康毅力，唐际锐，刘江，杨东升

（西南石油大学油气藏地质及开发工程国家重点实验室，四川成都 610500）

中国目前已经迈入非常规油气时代，三大非常规天然气中就探明储量和技术实力而言，致密砂岩气藏是最具现实勘探开发意义的非常规天然气资源[1]。致密砂岩储层具有低孔低渗、丰富黏土矿物、强非均质、局部超低含水饱和度等特点，气井完井后无自然产能或产能低于工业气流下限。大型水力压裂后压裂液返排困难，返排率往往低于50%[2]。压裂液滞留储层裂缝产生水相圈闭损害，阻碍气相流向井筒[3]。

储层高温热处理技术FHT在1950s提出，旨在利用高温蒸发储层中的水相以解除水相圈闭损害，同时高温还可以解除储层黏土矿物膨胀损害并提高储层渗透率，提高最终采收率[4−5]。ALBAUGH 等[6]在美国加利福尼亚州的一个废弃油井中进行了高温热处理矿场试验，通过放置在井底的一个电加热装置加热近井带储层，使其温度达到375 ℃，并稳定6 d后进行测试，结果表明储层高温热处理技术有效地减轻了近井带水相圈闭损害，并显著地增加了近井带的储层渗透率。游利军等[7]通过开展针对泥页岩、致密砂岩、致密碳酸盐岩室内实验，揭示了致密岩石孔隙度、渗透率等物性参数对不同高温的响应以及变化情况。陈明君等[8]明确了高温热处理室内实验评价方法，将致密型岩石加热致裂划分为孔缝水高温蒸发、矿物脱水、矿物热裂解、产生微裂缝4 个阶段。WANG 等[9]通过数值模拟加热致密砂岩储层，具体以井筒为圆心（热源）加热井筒周围储层，用时3 d，最后结果表明，储层最高温度峰值点为853 ℃，并且解除了孔隙度在8 %～20 %范围内的水相圈闭损害。赵阳升等[10]在应力加载条件下进行了砂岩和花岗岩高温热处理实验，研究了轴压6 MPa、围压5 MPa 下热处理过程中渗透率的变化。邵天琛等[11]认为在不同温度、不同加热时长、不同加热方式条件下，随时间的增加，在1 000℃以下，裂缝发育情况明显改善，并互相沟通形成渗流网络，在1 200 ℃左右时，由于岩石发生釉化现象，导致岩石内部渗流情况变化不大，因此加热时可以控制温度在1 000 ℃左右。游利军等[12]对岩石进行了重复升温热激实验。结果表明含水岩样热激更易创生裂缝，渗透率增幅更大，声波速率降幅更大；滞留压裂液在储层中有着降低致裂阈值温度的作用，使储层在较低温度下致裂增渗。

国内外众多学者在致密岩石高温热处理方面已经做了大量深入研究。然而，从FHT 技术提出后至今，除21世纪有现场应用研究以外，最近二十年相关研究全都停留在实验室以及数值模拟上并无工业应用。其原因主要是不同储层之间物性条件差异太大，一项技术难以适应所有的储层；此外，目前也并无方法可以判断一个储层是否适用热激的方法（技术）进行改造。上述两点原因导致了部分现场使用热激改造后并无明显增产效果，进而影响该技术的进一步研究和推广。

针对目前储层热激方法（技术）难以推广应用的现状，以库车凹陷、惠民凹陷、冀东凹陷地区的不同物性致密砂岩为研究对象，考虑水力压裂技术以及压裂液返排情况，开展了基于不同物性岩样的高温室内实验。此外，在过往研究只考虑单一渗透率或者孔隙度的基础之上，首次将储层品质系数RQI引入作为储层的综合物性条件，并以此揭示了含水致密砂岩储层适用于热激方法进行改造的物性条件。

1 实验样品与方法

1.1 实验样品

为确保本实验的研究结论适用于广泛的致密砂岩储层，分别选用库车凹陷侏罗系、惠民凹陷三叠系、冀东凹陷三叠系典型致密砂岩储层的岩样，并测量其全部的孔隙度渗透率。测量选用HKS−Ⅱ孔渗联测仪（图1），该仪器采用气测原理可以同时测量孔隙度渗透率，此外，测量时将围压设置为15 MPa可以模拟岩样的原地应力状态。

图1 实验用HKS-Ⅱ孔渗测定仪原理示意图Fig.1 HKS-Ⅱschematic diagram of principle of porosity and permeability measuring instrument

测量完成后，从3 个地区各选取8 块岩样作为实验样品，共计24块。其中，冀东凹陷沙河街储层致密砂岩岩样的编号为JD−1 至JD−8，塔里木盆地侏罗系阿合组致密岩屑砂岩岩样的编号为DB−1 至DB−8，惠民凹陷沙河街储层致密砂岩岩样的编号为HA−1至HA−8。实验岩样的渗透率范围为（0.020～0.899）×10−3µm2，孔隙度范围为3.99%～17.99%（表1）。

表1 实验样品初始物性参数Table 1 Initial physical parameters of experimental samples

1.2 实验方法

为模拟压裂液滞留储层，将实验岩心加压饱和3%KCL 溶液72 h，然后开展高温热激实验。将岩样JD−1、JD−2、DB−1、DB−2、HA−1、HA−2 从室温加热至100 ℃；将岩样JD−3、JD−4、DB−3、DB−4、HA−3、HA−4 从室温加热至200 ℃；将岩样JD−5、JD−6、DB−5、DB−6、HA−5、HA−6 从室温加热至300 ℃；将岩样JD−7、JD−8、DB−7、DB−8、HA−7、HA−8 从室温加热至400 ℃。加热结束后保温2 h，加热采用控温精度为±1 ℃的SK−G06123K 型气氛管式电热炉（图2），升温速率为2 ℃/min。

图2 实验用SK-G06123K型气氛管式电热炉Fig.2 SK-G06123K atmosphere tube electric furnace

热激实验具体步骤如下：①将岩心放入载物装置，然后放入加热炉的石英管中加热；②将石英管两端的阀门打开，向石英管内以3 L/min 为流速通以95%纯度的氮气持续5 min 排出管内的残余空气；③开启电热炉，并在操作界面设置热激相关参数，包括初始温度20 ℃、升温速率2 ℃/min、热激目标温度、保温时间2 h 等；④开启加热程序，热激结束后，等待岩心冷却1 h 后取出；⑤更换岩心，重复上述步骤①至④。

热激实验完成后，再次测量并记录所有实验岩心的孔隙度渗透率。

实验结果从以下2个方面进行评价分析：

1）通过对比同一热激温度下岩样实验前平均渗透率以及实验后平均渗透率的变化评价增渗效果。

2）以同一热激温度下热激前后的渗透率增加倍数I评价增渗幅度：

式中：I为高温热激实验前后岩样气测渗透率增长倍数；K2为高温热激实验后岩样气测渗透率，10−3µm2；K1为高温热激实验前岩样气测渗透率，10−3µm2。

2 实验结果

2.1 热激温度与岩样增渗效果

100 ℃热激前后岩样平均渗透率变化如图3所示。图3中JD−12渗透率为JD−1与JD−2渗透率的平均值，同理DB−12 与HA−12 均为平均值。由图3可知，在100 ℃的热激温度下各地区岩样的渗透率变化不明显，仅是将岩样内部的水相蒸发，缓解了岩样的水相圈闭损害，并未引起岩石内部结构变化。

图3 100 ℃热激前后岩样平均渗透率对比Fig.3 Comparison of average permeability of tight sandstone samples before and after thermal stimulation at 100 ℃

200 ℃热激前后岩样平均渗透率变化如图4所示。图4中JD−34渗透率为JD−3与JD−4渗透率的平均值，同理DB−34 与HA−34 均为平均值。由图4可知，实验岩样在经过200 ℃的热激后其渗透率对比初始渗透率，不但没有升高反而有所降低。

图4 200 ℃热激前后岩样平均渗透率对比Fig.4 Comparison of average permeability of tight sandstone samples before and after thermal stimulation at 200 ℃

300 ℃热激前后岩样平均渗透率变化如图5所示。图5中JD−56渗透率为JD−5与JD−6渗透率的平均值，同理DB−56 与HA−56 均为平均值。由图5可知，当热激温度来到300 ℃后，岩样的渗透率变化相较于热激温度为100 ℃时渗透率明显增大。

图5 300 ℃热激前后岩样平均渗透率对比Fig.5 Comparison of average permeability of tight sandstone samples before and after thermal stimulation at 300 ℃

400 ℃热激前后岩样平均渗透率变化如图6所示。图6中JD−78渗透率为JD−7与JD−8渗透率的平均值，同理DB−78 与HA−78 均为平均值。由图6可知，400 ℃热激后的岩样平均渗透率增加幅度相比300 ℃更大，如JD−78、DB−78热激后的渗透率是原本渗透率的数倍，但是也出现了部分岩样的渗透率增幅不明显的现象如HA−78。

图6 400 ℃热激前后岩样平均渗透率对比Fig.6 Comparison chart of average permeability of tight sandstone samples before and after thermal stimulation at 400 ℃

2.2 RQI值与岩样增渗幅度

单一渗透率或者孔隙度难以对储层的物性特征进行表征，其余可表征储层物性的参数不易获取。因此，综合考虑渗透率以及孔隙度，引入表征储层物性条件的储层品质系数RQI（式2）[13]，RQI值越大表明储层岩石孔隙结构越好；RQI值越小表明储层岩石孔隙结构越差，并以此结合岩样热激后渗透率变化来分析岩石是否适合热激增渗改造。

式中：K为渗透率，10−3µm2；φe为有效孔隙度。

100 ℃与200 ℃热激实验后岩样渗透率增大倍数I与RQI值的关系见图7，300 ℃与400 ℃热激实验后岩样渗透率增大倍数I与RQI值的关系见图8。由图7和图8可知，在同一热激温度下，岩样渗透率增大倍数I与岩样RQI值整体成反比关系，即在同一热激温度下RQI值越小，岩样的渗透增大倍数越大，而且部分RQI值小的岩样其热激增渗幅度大于RQI值大的岩样在更高热激温度下的增渗幅度。

为准确地得出岩样适合热激增渗的RQI阈值点，根据热激实验后岩样渗透率增大倍数I与RQI值的关系图（图7、图8）可知，当RQI值大于0.25 后，无论热激温度为多少，岩样均未出现有明显的渗透率增大，因此致密砂岩适合热激增渗的RQI临界值为0.25。

图7 100 ℃与200 ℃热激后岩样渗透率增大倍数与RQI值的关系Fig.7 Relation between permeability increase multiple and RQI value of tight sandstone samples after thermal stimulation at 100 ℃and 200 ℃

图8 300 ℃与400 ℃热激后岩样渗透率增大倍数与RQI值的关系Fig.8 Relation between permeability increase multiple and RQI value of tight sandstone samples after thermal stimulation at 300 ℃and 400 ℃

3 结果与讨论

3.1 热激温度对增渗效果的影响

高温热激致密砂岩时，其内部矿物会发生一系列的物理或者化学变化，如黏土矿物的脱水、膨胀、分解，石英相变产生不同程度的剥落破碎[14]，表2根据文献收集归纳了一部分矿物在不同高温下会发生的反应。

表2 部分矿物热激后发生的反应（数据引自参考文献[15]）Table 2 Reaction of some minerals after thermal stimulation（data quoted from reference[15]）

实验中，热激温度为100 ℃时，岩样的渗透率并无明显变化，其主要原因是100 ℃仅能将岩样中的孔隙水加热，黏土矿物等并未发生明显膨胀，岩样内部孔隙结构改变较小，因此，对储层增渗并无明显效果。

热激温度为200 ℃时，岩样从20 ℃到200 ℃的过程经历了部分孔隙水蒸发到部分内部矿物脱水的过程，该过程使得流体通道变得通畅有利于岩石渗透率提升。但是，相关研究发现致密岩石在加热到180 ℃后，岩石内部的黏土矿物将由“惰性”黏土矿物转变为“活跃性”黏土矿物，此时黏土矿物由于受热会发生局部膨胀或形变从而堵塞孔喉。例如,细长伊利石在此温度下易折断，导致对岩样中的有效孔隙结构产生了负面影响，使其有效孔隙结构变差导致岩样渗透率降低。所以，工程上对致密砂岩储层热激增渗时应避免储层处于180～200 ℃区间范围。

热激温度为300 ℃时，吸附水以及层间水已经蒸发脱出，“活跃性”黏土矿物局部膨胀对岩样渗透率的负面影响也随之消失，因为高温和热应力导致岩样内大部分黏土矿物完全脱水膨胀，脱羟基形成了新的矿物此时岩石的脆性程度变大，渗透率明显上升[16]。

当热激温度达到400 ℃后，黏土矿物的膨胀变得更加彻底[15]，石英等矿物开始发生相变，由α−石英向β−石英的转化，热能很快（约2～5 s）引起硅/氧原子重新排列形成β−石英，体积增大2.7 %[5]，岩石脆性程度大幅度上升。

岩石内部各种黏土矿物由于各向异性以及热膨胀系数的不同，导致膨胀量以及膨胀方向各不同。此外,在温度达到400 ℃后岩石中的部分矿物（如：伊利石以及高岭石）开始逐步分解形成新的矿物，这些新矿物比原有矿物更致密。加上晶格中的结构水也脱出并蒸发，这种各向异性的膨胀加上晶格水的脱出改变了岩石内部的孔隙结构特征，岩石的渗透率也随之发生改变。

综上，高温热激对致密砂岩的影响实质上是按照图9所示进行的。

图9 含水致密砂岩高温热激改造过程Fig.9 High-temperature thermal stimulation transformation process of tight water-bearing sandstone

3.2 RQI值对热激增渗幅度的影响

从整体上看岩样的增渗效果随着热激温度的升高而提升，但是不同岩样的增渗幅度在同一热激温度时也有较大的差异。此外，也出现了400 ℃热激时部分实验岩样渗透率变化不明显，增渗幅度远小于300 ℃热激岩样的现象。实验结果表明：实验岩样的增渗幅度和岩样本身的RQI值呈现很好的单调相关性，RQI越小的岩样在同一热激温度下其增渗幅度越大，在一定热激温度范围内RQI值对岩样的增渗影响大于热激温度，因为RQI值表征了储层岩石结构性质，RQI值大表明岩石内部可能有两种情况，即孔喉半径相对较大、孔隙连通程度高，这两种情况使得孔隙结构性好，反之RQI值小则表示岩石的孔隙结构相对较差[13,17]。

分析认为，在热激温度从20 ℃上升至400 ℃的过程中（超过200 ℃后）会发生较强的水热增压现象，水热增压和储层孤立程度、温度、储层整体孔隙结构三者相关[18−19]。一个孤立的系统增压幅度可以由克拉佩龙方程决定：

式中：PS为含水完全孤立系统加热后的压力，MPa；P1为含水完全孤立系统初始压力，MPa；cl 为克拉佩龙常数，此处可取4 760；T1为初始温度，K；TS为加热后温度，K。

郭志峰等[20]研究也表明砂岩孔隙流体的压力和温度具有非常高的相关性，封闭系统内砂岩孔隙流体的压力随温度升高以指数趋势增加[21−22]，所以当热激温度处于100～200 ℃时结合岩石本身孤立程度低所以水热增压现象不明显，高于200 ℃后（岩石内部仍有水）水热增压现象会逐渐增强，产生的高压力对岩石内部的结构也会起到改变作用。致密储层经水力压裂改造后孤立程度明显降低，但通过克拉佩龙方程估算，加热至400 ℃后水蒸气如果没有及时排出任会导致岩石孔隙内部压力上升；此外，致密砂岩储层孔隙水蒸发的过程中水受热增压现象明显高于其他非致密储层，而且水受热增压现象随着岩石的致密性增大而更加显著[23]（图10）。结合RQI值分析，RQI值较小的岩石孔隙结构差其孤立程度要大于RQI值较大的岩石，发生水热增压后孔隙连通较差的部分会被压力拓宽孔隙结构得到明显改善；而在RQI较大的岩石中其孔隙结构较好相互之间连接通畅在发生水热增压后易于水蒸气及时排出所以对孔隙结构改善不明显（图11、图12）。

图10 含水致密储层与含水非致密储层孔隙结构热激前后对比Fig.10 Comparison of pore structure between water-bearing tight reservoir and water-bearing non-tight reservoir before and after thermal stimulation

图11 RQI值较小的含水岩样热激前后对比Fig.11 Comparison of water-bearing rock samples with small RQI value before and after thermal stimulation

图12 RQI值较大的含水岩样热激前后对比Fig.12 Comparison of water-bearing rock samples with large RQI value before and after thermal stimulation

此外，高温会还使得砂岩内部黏土矿物发生各向异性的膨胀和相变，增大岩石脆性，最后产生裂缝增大岩石的渗透率[24−27]，若岩样的RQI值很小岩样内部的黏土矿物膨胀和相变很容易改变孔隙结构，拓宽其孔喉半径或者提升连通性孔隙连通性，反映到实验上就是渗透率增加幅度较大，相反如果岩样的RQI值大，孔隙结构性较好那么其热激增渗的可改造性就要弱于RQI值小的岩石。

张龙海等[10]研究也表明，RQI值与孔隙结构之间呈单调函数关系,当孔隙结构由于孔隙曲折度增大导致连通性变差或孔喉半径减小而变差时RQI值随之减小；反之RQI值增大。所以，在工程上对致密砂岩储层进行热激解水增渗改造时，首先应当明确储层品质系数RQI。以此对储层进行分选，判断其可改造性的强弱，当RQI值偏大可以通过提升热激温度来达到相应的工程目标。

4 结论

以致密砂岩储层水力压裂增产改造为工程背景，结合储层热处理技术难以推广应用的现状。选取库车凹陷、惠民凹陷、冀东凹陷地区不同物性的致密砂岩岩样进行饱和水热激实验。在考虑渗透率、孔隙度二者综合因素的基础上，首次采用储层品质系数RQI作为表征储层的物性条件，以此判断含水致密砂岩储层是否适用于热处理技术，并对工程上采用储层热处理技术提供指导性建议。最后得出以下结论。

1）当热激温度为100 ℃时，仅能缓解水相圈闭损害，含水致密砂岩储层热激增渗温度须大于250 ℃。

2）热激温度大于200 ℃后，对于储层品质系数相同的含水致密储层热激增渗幅度与热激温度呈单调递增函数关系。

3）适合热激增渗的含水致密砂岩储层品质系数应小于0.25，在相同的热激温度下岩样增渗幅度与RQI值呈单调递减的函数关系。