一种新型自支撑压裂液体系实验研究

时间：2024-07-28

赵立强，陈一鑫，刘平礼，李年银，罗志锋，杜娟

（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）

水力压裂技术作为油气藏增产改造的主要技术措施，在各大油气田的开发中得到了广泛应用，为油气田的增产做出了重要贡献[1]。水力压裂技术是通过向储层注入流体，流体流动产生压差对储层产生应力，不断增加注入量，最终注入流体所产生的应力大于储层岩石破裂所需的最大应力导致地层破裂，产生一定长度的裂缝[2]。然后向该裂缝中充填固体支撑剂，防止裂缝在闭合压力下重新闭合。

在水力压裂技术中，固体支撑剂的注入是防止诱导裂缝重新闭合，保证诱导裂缝具有较高导流能力的关键。常规压裂技术中通常是将高黏压裂液携带固体支撑剂注入，其具有以下局限[3-7]：①通过添加稠化剂的方式增加液体黏度以此获得良好的携砂性，高分子凝胶应用最为普遍，此方法虽能将固体支撑剂携入诱导裂缝，但由于高分子凝胶破胶不完全，会残留于储层造成伤害，降低裂缝导流能力；②由于压裂液黏度较大会导致液体在管线、井筒以及裂缝中流动阻力较大，增加液体的泵注难度；③对于宽度较小的二级、三级分支裂缝，固体支撑剂难以进入形成有效支撑；④由于固体支撑剂的注入会对管线，井筒造成一定的磨损，同时加砂压裂工艺复杂，高填砂伴随的高排量、高泵压对井口、施工设备、施工管柱要求高，加砂过程中的控制不当还会造成砂堵，潜在较大的工程施工风险和人员安全风险。

提出一种新型自支撑压裂液体系。该压裂液体系是由两种非混相液体组成，其中一种液体能够在地层温度条件下转变为固体支撑诱导裂缝，称为相变液体，另一种液体伴随相变液体进入诱导裂缝，不具备外界刺激响应性，在相变液体固化形成支撑诱导裂缝的固体后返排出来，留下油气流通通道，称为非相变液体。相比于常规压裂液体系，该新型压裂液体系具有以下优势：①在压裂过程中不需要携带固体支撑剂，因此不再需要添加稠化剂提高压裂液黏度，这不仅规避了凝胶破胶不完全对储层造成伤害的问题，同时还大大降低了液体在管线、井筒和裂缝中的流动阻力；②由于只有液体注入，相比固体支撑剂，液体更容易进入宽度较小的分支裂缝，形成有效支撑，提高裂缝导流能力；③由于无固体支撑剂注入，从根本上解决了固体对管线、井筒的磨损以及砂堵等问题，消除了潜在的工程施工风险和人员安全风险[8]。

该新型自支撑压裂液体系，理论上可从根本上改变目前基于携砂的水力压裂理论，在实施方面可从根本上改变目前的常规压裂工艺。由于不需要支撑剂，整个注入过程仅注入液体，避免了常规压裂的各种局限，有效地降低施工风险和安全隐患。

1 自支撑压裂液体系研究

1.1 压裂液自支撑原理

压裂液的自支撑即由液相转化为固相这一相变过程。相变的产生主要受到压力、温度等控制，常规情况下，物质由液相变为固相的条件是温度降低，压力增加。在实际的油气藏中，随着井深的增加，温度越来越高，因此压裂液到达的目标位置通常都是处于一个温度较高的环境，要想其发生自支撑过程需要通过一些非常规手段改造其性能，使其在较高温度条件下完成相转化行为。除了高温固化这一特性，该新型压裂液体系还应该能够检测并识别外界刺激强度，能够响应外界变化，具备灵敏的刺激响应性，同时能够按照设定的方式选择和控制响应。通过大量的调研发现，有机小分子凝胶（LMOG）能够很好地实现这一过程，有机小分子凝胶的结构容易被修饰，因此可以很方便地引入人们所需要的功能化基团，以此用于构筑具有特定性能的结构。不仅如此，有机小分子凝胶与聚合物凝胶相比，更具良好的相转化刺激响应性，就是可以通过施加外界的刺激，如光、电、热等作用，实现相转化过程[9-13]。KUROIWA[14]于2004年发现一类与常规小分子有机凝胶热可逆过程相反的有机类凝胶并提出了热致小分子有机凝胶的定义，即此类凝胶具有加热凝胶化的特质。这个凝胶是将醚键引入到4-烷基-1,2,4-三唑的二价钴络合物的烷链中所形成的络合物能够在氯仿中加热条件下形成蓝色凝胶，如图1所示。

图1 Co(Ⅰ)3C2溶于氯仿中的反应Fig.1 Reaction of Co(Ⅰ)3C2 in chloroform

自支撑压裂液体系的分子结构设计则是参考上述原理。除了高温固化这一特性外，相变温度、相变时间以及压裂液固化后形成的固体材料性质也需考虑。首先，相变温度应该满足储层温度条件，相变时间应该符合施工要求，要在诱导裂缝闭合之前完全完成固化起到支撑作用。其次，固体材料必须具备一定的强度和硬度能够在一定的闭合压力条件下不会大量破碎且不发生巨大形变以此能够使诱导裂缝长期维持较高的导流能力。分子结构设计时引入刚性杂环，能够增加材料的强度和硬度。固体材料的形状也会对导流能力产生较大的影响，在闭合应力条件下，圆球度好的支撑剂受到的表面应力更均匀，能够承受更高的载荷而不破碎[15]，因此固体材料应该具有良好的圆球度。

根据上述原则，选择9种单体组合（SZ+AS+DO、SZ+AS+TF、SZ+AS+PO、SZ+AS+ASS、SZ+AS+ME、SZ+AS+POM、SZ+AS+OM、SZ+AS+VE、SZ+AS+PSZ）进行合成实验，筛选出最优的相变液体配方，同时确定相变温度和相变时间。

70°C 时液体开始发生变化，流动性变差。持续升温到85°C 加热一段时间，9 种相变液体均固化形成颗粒状产物。各个配方的相变时间有所不同，为0.5 ～1 h，综合实验现象分析，配方（SZ+AS+ASS）所得固体材料能够完全实现固—液分离（利于返排）且悬浮于液体中（密度低），同时具有一定的强度和硬度，其相变时间为30 min左右（图2）。其余几种配方所得的固体材料均不能同时满足上述所有特征，因此选择配方（SZ+AS+ASS）所得的固体材料进行性能测试，探究其现场应用的可行性。

图2 自支撑压裂液的合成过程Fig.2 The synthesis of self-propping fracturing fluid

1.2 压裂液流变性能评价

压裂液流变性能测试主要包括液体的黏弹性和耐温抗剪切性测试，测试的目的是探究自支撑压裂液体系本身的液体性质，以期在现场应用中提供一定的指导。

1.2.1 黏弹性测试

通过小幅震荡流场测量其黏弹性参数。对自支撑压裂液的黏弹性描述采用储能模量G'和损耗模量G″两个参数。线性黏弹区应力固定为0.1 Pa，频率为0.1～10 Hz，温度上限设定在相变温度之下。选取3个温度点30°C、50°C、70°C进行测定，实验结果见图3。

图3 不同温度黏弹性测试曲线Fig.3 Test curves of viscoelasticity at different temperatures

实验结果表明，液体体系随着频率的增加，两种模量累积增加，但随温度的升高两种模量的累积增量大幅度减小，说明随着温度的升高，压裂液体系产生了明显相变行为。在同一温度下对比其储能模量与损耗模量，损耗模量始终大于储能模量且储能模量的数值都非常小，表明其抗变形结构强度小，而其黏性内摩擦结构强度大。因此，该新型压裂液体系以黏性内摩擦力结构强度大小为主要表征。该体系有别于常规压裂液，在常规压裂液中，弹性模量与网状结构密切相关，其决定了压裂液的携砂能力，因此对弹性模量有一定的要求。但是，自支撑压裂液并不需要携砂，在地层中能够形成支撑固体，因此可以对弹性模量不作要求。

1.2.2 耐温抗剪切性测试

通过耐温抗剪切性实验测试在剪切速率170 s-1下相变液体、非相变液体以及混合液的黏度随温度的变化关系。实验温度从20°C开始，每5°C记录1 个相对应的黏度。实验温度上限不超过相变温度（85°C），实验结果见图4。

如图4所示，相变液体的初始黏度较低，20°C 时其黏度为33.86 mPa·s。随着温度的升高，相变液体的黏度逐渐降低，温度超过40°C黏度低于20 mPa·s，在达到相变温度之前平均黏度仅为19.07 mPa·s。非相变液体黏度极低，20°C 时为4.5 mPa·s，随着温度的增加，非相变液体黏度也逐渐降低，平均黏度仅为2.77 mPa·s。混合液初始黏度为45.58 mPa·s，与相变液体黏度相比有所增加，主要是受两相混合过程界面张力的影响，在一段时间之后急剧下降，此过程是由于相变液体在非相变液体中均匀分散导致，随着温度的增加，混合液的黏度逐渐降低，达到相变温度之前的平均黏度仅为19.56 mPa·s。测试结果表明，相比于常规压裂液体系，该体系黏度很低，随着温度的升高黏度进一步降低，在液体的注入过程中优于常规压裂液。

图4 剪切速率170 s-1下三种液体黏温曲线Fig.4 Viscosity-temperature curves of 3 kinds of liquids with shear rate of 170 s-1

1.3 压裂液配伍性评价

自支撑压裂液在注入地层中不可避免的会和地层水以及地层原油接触，通过配伍性评价考察相变液体与不同矿化度地层水和原油混合后，其性质（如相变温度、相变时间、固体材料性质等）是否会受影响。用煤油和柴油模拟原油，室内配制不同矿化度地层水进行配伍性实验。

图5是相变液体与柴油和煤油的配伍性实验，其混合比例均为1∶1。常温混合后液体间分层明显，无互溶、混相等现象发生，70°C 水浴加热0.5 h 两相界面依然清晰，继续水浴加热至85°C 持续0.5 h，试管底部相变液体发生相变产生固体。在整个实验过程中，油相没有发生任何变化，相变液体也按照既定的方式由液体转变为固体。整个过程中，相变时间和相变温度并没有受到影响且生成的固体材料性质并无变化，说明相变液体与地层原油接触并不会对其相变过程造成不利影响。相变液体与地层水的配伍性实验结果见图6。

在常温下相变液体与地层水以1∶1比例混合，两相界面清晰分层明显，无互溶、混相现象。升温至70°C两相界面依然清晰，85°C加热0.5 h，相变液体转变为固体。该实验证明低、中、高矿化度的地层水都不会对相变液体的相变行为产生不利影响。通过配伍性实验，表明该液体体系能够适应地层条件，在相变过程中，与之接触的原油和地层水均不会对其相变行为产生不利影响。

图5 相变液体与柴油和煤油的配伍性试验Fig.5 Compatibility test of phase change liquid with diesel and kerosene,respectively

图6 相变液体与不同矿化度地层水的配伍性试验Fig.6 Compatibility test of phase change liquid with different salinity formation water,respectively

1.4 压裂液滤失性研究

自支撑压裂液体系液体效率受到滤失性的影响，因此有必要对其滤失性进行实验研究。滤失性研究对象包括相变液体、非相变液体以及两者的混合液，在基质岩心中测试其滤失量，实验结果见图7。

图7 基质岩心滤失量随时间的变化Fig.7 Variation of matrix core filtration with time

实验结果表明，三种液体中非相变液体滤失量最高，相变液体滤失量最低，结合1.2 压裂液流变性能评价实验可以发现，该自支撑压裂液体系主要以黏性内摩擦力为主要表征，表现出非牛顿流体特性且其分散体系中分散相分散程度高，不具备造壁性。因此，滤失的主要控制因素为压裂液自身的黏度。在测试中，相变液体的黏度远高于非相变液体，混合液体黏度始终介于两者之间，因此在滤失实验中体现出的滤失规律与之前所做的黏弹性测试结果是相呼应的。为了解决滤失问题，可以从两方面入手，一是单一提高非相变液体的黏度，二是提高相变液体的注入比例，两种方式都可以提高混合液体的黏度从而降低滤失量。结合2.3导流能力测试，通过提高相变液体注入比例，不仅可以提高混合液体的黏度，降低滤失，同时还可以提高固化材料的总量，对长期维持较高裂缝导流能力有积极的影响。因此，可以通过提高相变液体注入比例的方式来实现。

1.5 岩心伤害评价

通过岩心驱替试验，测试自支撑压裂液对储层渗透率的影响，明确其是否会导致裂缝壁面渗透率降低，影响产能。由于自支撑压裂液体系中的相变液体会形成支撑固相留在地层中，非相变液体压后会返排出来，结合1.4 压裂液滤失性研究，相变液滤失性较低，非相变液滤失较高，因此在考虑体系的伤害时，重点评价非相变液体对储层渗透率的伤害。实验结果如图8和图9所示。

图8 非相变液体岩心驱替伤害评价实验Fig.8 Core displacement damage evaluation experiment of non-phase change liquid

图9 非相变液体对岩心渗透率的影响Fig.9 Effect of non-phase change liquid on core permeability

实验结果表明，非相变液体对于岩心基质渗透率的伤害为14.32%，按照岩心损害程度评价指标，5%～30%属于弱伤害，损害率远小于石油与天然气行业标准SY/T 6376——2008《压裂液通用技术条件》规定的小于30%。相对于常规压裂液，非相变液体相变前后的变化不大，无残渣，因而对岩心伤害较小。

2 相变后固体材料性能测试

2.1 材料密度及分选性

材料分选性的测定对于评价其支撑性能起着至关重要的作用。支撑剂分选性越好，颗粒越均匀，在支撑诱导裂缝时分布在颗粒上的应力也越均匀，可承受较长时间的压力而不破碎。除此之外，该新型材料由于存在相转化过程，不同于常规支撑剂存在一个固定的目数，而是存在一个粒径范围。由于该新型材料没有现行的行业标准，因此只能参照常规支撑剂行业推荐标准，将固体材料进行筛析处理，筛取各种目数的材料，用累积质量25%、50%、75%三个特征点将粒度组成累积分布曲线划分为四段，取两个特征点定义分选系数S，用分选系数来判定其分选性的好坏。

式中：S为分选系数；d75为累积分布曲线上75%处所对应的颗粒直径，mm；d25为累积分布曲线上25%处所对应的颗粒直径，mm。

当S=1～2.5 为分选性好；S=2.5～4.5 为分选性中等；S＞4.5 为分选性差。在同一分选系数区间内，其值越小说明分选性越好，粒度组成越均匀。固体材料分选性测定结果如图10所示。

图10 固化材料分选性以及累积分布曲线Fig.10 Sorting and cumulative distribution curve of solid particles

由图10分析，固体材料存在多个粒径范围，主要在20 ～40目和40 ～70目，其总量能够占到总质量的80.16%。该目数的颗粒对于支撑诱导裂缝起主要作用，在后面的强度测试中，也将选取此目数的颗粒进行，并作为评判导流能力的标准。由累积分布曲线计算其分选系数S为1.41。

该材料内质量连续，因此可以忽略闭口孔隙。视密度能够更加准确地反映材料的一系列性质。测试固体材料视密度为1.07 g/cm3，非常接近水的密度，远远小于石英砂和人造陶粒的密度。图11所示为固体材料部分悬浮于水中。

2.2 材料强度测定

图11 固化材料视密度测定Fig.11 Apparent density test of solid particles

强度测定是判断材料能否在闭合压力条件下有效支撑诱导裂缝的重要实验方法，由于该新型材料没有现行行业标准来判定其强度，因此实验参照现有的人造陶粒强度测试标准，同时根据材料本身的特性综合考虑，制定出适合该材料的强度测定方法和强度判定标准。该材料异于常规支撑剂，参考2.1中分选性可知，主要粒径范围内的固体颗粒起有效支撑作用，因此在测定过程中，并不能像常规支撑剂那样具体测定各个目数的强度，只能以主要目数范围内固体颗粒的强度作为评判标准。从表1可以看出，固体材料的破碎率能够满足标准，因此认为该新型材料能够有效支撑诱导裂缝。

表1 材料抗破碎测试结果Table 1 Test results of materials crushing resistance

2.3 导流能力测试

该新技术没有先行行业标准来评判其导流能力，因此依照SY/T 6302—2009《压裂支撑剂充填层短期导流能力评价推荐方法》进行导流能力实验。选取主要粒径范围内的固体颗粒（20～40 目和40～70 目），在不同支撑剂浓度和闭合压力条件下测试其导流能力并与常规支撑剂陶粒导流能力进行比较，实验结果见图12和图13。

随着闭合压力增加，固体材料的裂缝导流能力逐渐降低，降低幅度有很大不同，根据图12中曲线可以分为两个部分。7～49 MPa的导流能力降幅最大，分析其原因可能是：①闭合压力的升高，使固体材料颗粒之间相互挤压，粒间孔隙减小；②在闭合压力条件下固体材料大量破碎，碎屑堵塞流通通道；③在闭合压力条件下，固体材料受压形变，大大减小了流通空间。通过观察以及结合2.2中材料强度测试结果，排除固体材料大量破碎，碎屑堵塞流通通道的可能性。因此，造成导流能力大幅下降的主要原因是①和③。在49～96 MPa，曲线平缓，导流能力几乎不再下降。综上分析，针对该压裂液体系，提高固体材料裂缝导流能力的关键是要提高其抵抗形变的能力。

图12 不同浓度的固体材料导流能力实验结果Fig.12 Conductivity test results of solid particles with different concentrations

图13 不同支撑剂导流能力实验结果Fig.13 Conductivity test results of different proppants

除此之外，不同支撑剂浓度对裂缝导流能力也有一定的影响。从图12中可以看出最大支撑剂浓度（15 kg/m2）获得的导流能力最高，主要是因为缝宽和浓度成正相关，高支撑剂浓度对于获得高导流能力有一定的积极影响，可以通过增加相变液体与非相变液体的注入比例以此增加固体材料的总量来获得。但并不是浓度越高越好，因为越高的浓度意味着注入更多的相变液体，导致成本会大幅增加，在导流能力降幅差别不大的情况下，选择较小（5 kg/m2）的浓度最为经济有效。

图13为陶粒支撑剂与新型材料导流能力的对比实验。陶粒支撑剂选择20～40 目和40～70 目的颗粒并按1∶1混合（与新型材料的主要目数相对应），支撑剂浓度为5 kg/m2。在低闭合压力条件（低于49 MPa）下，新型材料比陶粒具有更高的导流能力。但是随着闭合压力的增加，新型材料的导流能力降幅更大（主要是因为形变所致，因此需要增加材料的硬度），在高闭合压力下（大于49 MPa），新型材料与陶粒的导流能力基本一致。

2.4 承压前后材料形态研究

材料的形态研究主要包括承压前的圆球度测定和承压后形态变化观察，支撑剂的圆球度是评价支撑剂性能的重要指标，圆球度越高的支撑剂其表面所受的应力会更加均匀，以至于长期承受高压而不破碎。因此，需要对新型材料的圆球度进行测定。由于该新技术没有先行行业标准进行测定，因此参照国内行业标准SY/T 5108—2006《压裂支撑剂性能指标及测试推荐方法》对圆球度进行测定。

通过与标准圆球度图版的对比，可以看出，固化材料主要目数的圆球度均可以达到0.9。常规支撑剂中，天然石英砂的圆球度要求是不低于0.6，人造陶粒的圆球度要求是不低于0.8（图14）。结合2.2中的强度测定，可以说明该相变液体固化后形成的支撑材料在强度和形状上比常规支撑剂更具优势。

图14 标准圆球度图版Fig.14 Standard sphericity chart

通过承压前后的形状对比可以看出，承压前圆球度非常高，颗粒与颗粒之间具有一定孔隙。在承受高闭合压力后，单个颗粒都发生了一定的形变，颗粒边缘出现凹陷，由于高闭合压力的挤压，颗粒之间孔隙减小，同时由于破碎产生小碎屑附着，填堵了颗粒间孔隙（图15）。通过承压前后材料形态对比，再一次证实了2.3中的分析，因此需要对材料的硬度进一步改善。

图15 固体颗粒承压前后微观结构Fig.15 Microstructure of solid particles before and after pressure