中等強(qiáng)度砂巖飽水力學(xué)參數(shù)變化試驗(yàn)及動(dòng)態(tài)出砂規(guī)律

董長(zhǎng)銀, 周 崇, 鐘奕昕, 王 鵬, 崔明月, 曾思睿, 尚校森

(1.中國(guó)石油大學(xué)石油工程學(xué)院,山東青島 266580; 2.中國(guó)石油勘探開發(fā)研究院,北京 100083)

中等強(qiáng)度砂巖飽水力學(xué)參數(shù)變化試驗(yàn)及動(dòng)態(tài)出砂規(guī)律

董長(zhǎng)銀1, 周 崇1, 鐘奕昕1, 王 鵬2, 崔明月2, 曾思睿1, 尚校森1

(1.中國(guó)石油大學(xué)石油工程學(xué)院,山東青島 266580; 2.中國(guó)石油勘探開發(fā)研究院,北京 100083)

為了研究含水條件變化對(duì)砂巖儲(chǔ)層出砂的定量影響規(guī)律,對(duì)國(guó)外某油田N儲(chǔ)層中等強(qiáng)度砂巖27塊巖心進(jìn)行不同飽水時(shí)間和飽水度條件下的三軸強(qiáng)度破壞試驗(yàn),測(cè)試不同圍壓三軸破壞強(qiáng)度、彈性模量、泊松比以及內(nèi)聚力、內(nèi)摩擦角隨飽水時(shí)間和飽水度的變化。試驗(yàn)揭示中等強(qiáng)度砂巖力學(xué)參數(shù)隨飽水度的變化規(guī)律。根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù),利用極限穩(wěn)定強(qiáng)度指數(shù)模型擬合巖心力學(xué)強(qiáng)度參數(shù)隨飽水時(shí)間和飽水度的變化經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式,用于該儲(chǔ)層的動(dòng)態(tài)出砂臨界條件預(yù)測(cè)。結(jié)果表明:在飽水時(shí)間為0～50 d內(nèi),不同圍壓下的三軸破壞強(qiáng)度、彈性模量隨著飽水時(shí)間明顯下降,飽水50 d時(shí)圍壓40 MPa下的破壞強(qiáng)度和彈性模量均下降約30%;隨著飽水度從0增加到100%,巖心三軸破壞強(qiáng)度、內(nèi)聚力和彈性模量先降低較快,然后趨于穩(wěn)定,最終無(wú)量綱強(qiáng)度比約為72%;該儲(chǔ)層含水飽和度上升至0.85時(shí),儲(chǔ)層出砂臨界壓差下降25%～30%,而地層壓力下降30%情況下,出砂臨界壓差降低10%～11%;未來(lái)含水上升和地層壓力下降是導(dǎo)致該儲(chǔ)層出砂的主要誘發(fā)條件。

中等強(qiáng)度砂巖; 飽水度; 飽水時(shí)間; 力學(xué)強(qiáng)度參數(shù); 三軸破壞試驗(yàn); 動(dòng)態(tài)出砂預(yù)測(cè)

對(duì)于疏松砂巖油氣藏,生產(chǎn)過程中的出砂是其正常開發(fā)面臨的棘手問題。生產(chǎn)過程中的地層壓力、含水條件以及地層溫度變化會(huì)導(dǎo)致巖石力學(xué)性質(zhì)和地應(yīng)力變化,進(jìn)而導(dǎo)致出砂臨界條件和出砂規(guī)律發(fā)生改變,即動(dòng)態(tài)出砂規(guī)律預(yù)測(cè)[1-3]。其中含水條件對(duì)儲(chǔ)層巖石強(qiáng)度和出砂規(guī)律的動(dòng)態(tài)影響是研究重點(diǎn)之一,首先是含水上升使地層顆粒間毛管力下降,導(dǎo)致地層巖石強(qiáng)度降低;其次由于膠結(jié)物被水溶解,特別是一些黏土礦物(如蒙脫石等),遇水后膨脹、分散,大大降低了地層巖石強(qiáng)度[4]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)砂巖巖石強(qiáng)度隨飽水條件的變化開展了初步研究。林海等[5]和周翠英等[6]分別通過試驗(yàn)研究了含水條件下的巖石單軸抗壓強(qiáng)度和三軸破壞強(qiáng)度,得出了巖石強(qiáng)度隨飽水時(shí)間下降的定性規(guī)律。侯艷娟[7]和朱珍德等[8]對(duì)幾種典型軟砂巖在不同飽水狀態(tài)下進(jìn)行單軸和三軸壓縮試驗(yàn),分析了不同飽水狀態(tài)下試樣強(qiáng)度和變形參數(shù)的變化規(guī)律;于德海等[9]對(duì)干燥和飽水狀態(tài)的綠泥石片巖進(jìn)行三軸壓縮試驗(yàn),分析水對(duì)試樣強(qiáng)度和變形特征的影響及強(qiáng)度和變形指標(biāo)與圍壓的關(guān)系;熊德國(guó)等[10]對(duì)煤系地層巖石進(jìn)行飽水試驗(yàn),分析飽水前后圍壓對(duì)巖石強(qiáng)度的影響;Skjaerstein[11]對(duì)含水率對(duì)完整性砂體出砂影響進(jìn)行了室內(nèi)試驗(yàn)研究;Dyke 等[12]研究了不同含水量巖心的單軸抗壓強(qiáng)度的差異,試驗(yàn)表明飽水后單軸抗壓強(qiáng)度比干燥條件下下降24%～34%。其他學(xué)者[13-21]也開展了類似的研究,針對(duì)不同類型巖石初步探索了其力學(xué)性質(zhì)隨飽水條件的變化規(guī)律。但是,上述研究使用的巖石類型多樣,主要使用膠結(jié)較為疏松的砂巖巖樣,針對(duì)某一單項(xiàng)巖石強(qiáng)度參數(shù)進(jìn)行測(cè)試分析,得到的系統(tǒng)定量關(guān)系不多,也鮮有在出砂預(yù)測(cè)中的定量應(yīng)用。鑒于上述問題,為了進(jìn)一步得到巖石的彈性變形及強(qiáng)度參數(shù)隨圍壓、飽水時(shí)間及飽水度的定量變化規(guī)律,并研究中等強(qiáng)度巖石力學(xué)參數(shù)隨飽水條件的變化,筆者利用國(guó)外某油田N儲(chǔ)層中等強(qiáng)度砂巖的27塊天然巖心,系統(tǒng)測(cè)試其三軸破壞強(qiáng)度、彈性模量、泊松比、內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角等隨圍壓和飽水條件的變化,擬合定量關(guān)系經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?分析含水上升和地層壓力下降對(duì)儲(chǔ)層出砂規(guī)律的動(dòng)態(tài)影響。

1 試驗(yàn)方法與巖心樣品

1.1 試驗(yàn)裝置與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)使用長(zhǎng)春市朝陽(yáng)技術(shù)有限責(zé)任公司研制的TAW-1000 型微機(jī)控制電液伺服巖石三軸試驗(yàn)儀,由軸壓系統(tǒng)、側(cè)向壓力系統(tǒng)、孔隙水系統(tǒng)和微機(jī)系統(tǒng)4部分組成。試驗(yàn)機(jī)可作巖石單軸及三軸(包括帶孔隙水壓)的各種試驗(yàn)。采用雙層微機(jī)測(cè)控配置,高分辨率快速全數(shù)字化自動(dòng)控制技術(shù),利用此儀器進(jìn)行砂巖巖石抗拉、抗壓強(qiáng)度測(cè)試試驗(yàn)。

巖樣飽水時(shí),首先采用索氏抽提儀抽提洗凈,巖心烘干后稱干重;然后在負(fù)壓-0.1 MPa下裝滿水的抽濾瓶中抽真空48 h以上,稱濕重。計(jì)算巖心干濕重質(zhì)量差Δm1,作為該巖心完全飽和水時(shí)的質(zhì)量。然后將巖心用濾紙均勻包裹進(jìn)行吸水,定時(shí)稱重,將濾紙吸水后巖心的質(zhì)量與完全干燥時(shí)的質(zhì)量差Δm2與Δm1的比值作為巖心的飽水度。將達(dá)到試驗(yàn)預(yù)定條件下的巖心使用密封膠套密封,到達(dá)試驗(yàn)規(guī)定飽水時(shí)間后取出進(jìn)行三軸破壞試驗(yàn)。

試驗(yàn)?zāi)康臑闇y(cè)試目的儲(chǔ)層初始條件下巖石力學(xué)強(qiáng)度參數(shù),以及強(qiáng)度參數(shù)隨飽水時(shí)間和飽水度的變化。三軸圍壓條件分別設(shè)定為10、20和40 MPa,飽水度條件設(shè)定為30%、50%、70%、90%和100%,飽水時(shí)間設(shè)定為20、30、40和50 d。

本試驗(yàn)采用加載不同圍壓條件下不同飽水度、飽水時(shí)間的三軸試驗(yàn)方法[3,6-12],在室溫條件下實(shí)施,溫度約25 ℃,試驗(yàn)采用軸向位移控制,速率為0.002 mm/s,圍壓控制在10～40 MPa。對(duì)于同一儲(chǔ)層巖心進(jìn)行不同條件下的強(qiáng)度對(duì)比試驗(yàn),為了使試驗(yàn)結(jié)果有可對(duì)比性,試驗(yàn)采用控制變量法,即對(duì)比不同飽水度時(shí)的巖石強(qiáng)度變化,保持圍壓、飽水時(shí)間一致;對(duì)比不同飽水時(shí)間時(shí)的巖石強(qiáng)度變化,保持圍壓、飽水度一致,最后對(duì)比不同圍壓條件下的強(qiáng)度變化規(guī)律。

1.2 巖心樣品與試驗(yàn)方案

試驗(yàn)巖心取自國(guó)外某砂巖油田N儲(chǔ)層,埋深3 650～3 675 m,原始尺寸為Φ3.8 cm×6.7 cm,統(tǒng)一切割加工成約Φ25 mm×50 mm標(biāo)準(zhǔn)巖心,用于三軸破壞試驗(yàn);切割余料加工成Φ25 mm×15 mm巖心薄片用于巴西劈裂試驗(yàn)。試樣兩端面不平行度小于0.05 mm,滿足測(cè)定方法的要求[13]。試驗(yàn)巖心樣品如表1所示。

表1 試驗(yàn)巖心樣品

試驗(yàn)使用的巖心中包含6塊垂直巖心,為了考察該儲(chǔ)層巖石強(qiáng)度的垂向與水平非均質(zhì)性,對(duì)比3組相同或相近條件下的垂直和水平巖心的三軸破壞強(qiáng)度。30#垂直巖心和7#水平巖心在相同飽水度和圍壓下(飽水時(shí)間略有差異)測(cè)試得到的破壞強(qiáng)度分別為82.53和79.68 MPa,誤差3.4%;31#垂直巖心和23#水平巖心相似條件下的破壞強(qiáng)度分別為110.01和111.31 MPa,誤差1.16%;33#垂直巖心和11#水平巖心在完全相同條件下的破壞強(qiáng)度分別為204.61和200.23 MPa,誤差2.13%。N儲(chǔ)層水平方向巖心與垂直方向巖心在近似試驗(yàn)條件下破壞強(qiáng)度基本接近,這表明垂直和水平巖心強(qiáng)度特性差異不大,試驗(yàn)中可以互換使用。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 初始力學(xué)強(qiáng)度參數(shù)測(cè)試結(jié)果

為了便于對(duì)比飽水條件下的巖石強(qiáng)度變化情況,首先測(cè)試原始條件下的巖石力學(xué)強(qiáng)度參數(shù)。按照表1方案首先使用7塊巖心進(jìn)行不同圍壓下的三軸破壞強(qiáng)度測(cè)試,結(jié)果如表2所示。N儲(chǔ)層巖心的彈性模量為11.969～17.263 GPa,平均為14.76 GPa;泊松比為0.214～0.374,平均為0.306。其中33#巖心破壞前后的照片如圖1所示,應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖2所示。

表2 巖心初始力學(xué)強(qiáng)度參數(shù)測(cè)試數(shù)據(jù)Table 2 Initial strength parameters test result in prime conditions

圖1 33#巖心破壞試驗(yàn)前后外觀對(duì)比Fig.1 Pictures of 33# core sample before and after failure

圖2 33#巖心應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.2 Stress-strain curve of 33# core sample

圖3為根據(jù)不同圍壓條件下的破壞強(qiáng)度擬合得到的摩爾應(yīng)力圓,使用直線逼近擬合,得到該儲(chǔ)層內(nèi)聚力為14.06 MPa,內(nèi)摩擦角為35.67°,擬合相關(guān)系數(shù)為0.95,試驗(yàn)結(jié)果相關(guān)性較好。

圖3 初始條件下的內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角擬合Fig.3 Fitting of cohesive force and internal friction angle

2.2 力學(xué)強(qiáng)度參數(shù)隨飽水度變化

在不同圍壓、飽水時(shí)間40 d條件下測(cè)試得到巖心三軸破壞強(qiáng)度隨飽水度的變化如圖4所示。圖4(b)中三軸破壞強(qiáng)度比為飽水條件下三軸破壞強(qiáng)度與相同圍壓條件下初始破壞強(qiáng)度的比值。

分析圖4可知,隨飽水度增加巖石強(qiáng)度初期降低較快,然后逐漸變緩。在圍壓10 MPa下巖石破壞強(qiáng)度較初始強(qiáng)度下降16.994 MPa,降幅約18%;圍壓20 MPa下強(qiáng)度下降39.935 MPa,降幅約28%;在圍壓40 MPa時(shí)下降64.221 MPa,降幅約30%。隨著圍壓增加,巖石強(qiáng)度隨飽水度下降的幅度和比例越大。

圖4 不同圍壓下三軸破壞強(qiáng)度隨飽水度變化測(cè)試結(jié)果Fig.4 Variation of tri-axial failure strength with water saturation in different confining pressure

彈性模量和泊松比隨飽水度變化如圖5所示。彈性模量隨含水條件變化總體呈下降趨勢(shì),飽水度100%條件下平均下降約30%,飽水度約50%對(duì)巖石軟化作用最強(qiáng)。泊松比隨飽水度條件變化有波動(dòng),但無(wú)明顯規(guī)律。泊松比反映巖心在橫向和軸向兩個(gè)方向彈性形變的差異,根據(jù)對(duì)垂直和水平巖心強(qiáng)度對(duì)比分析,N儲(chǔ)層的的水平和垂直巖心強(qiáng)度性質(zhì)幾乎接近;而泊松比僅表征軸向和徑向變形相對(duì)強(qiáng)弱,因此其隨飽水度變化不大。圖5(b)中的測(cè)試數(shù)據(jù)波動(dòng)應(yīng)屬于測(cè)試誤差范圍內(nèi)的波動(dòng)以及不同深度巖心的性質(zhì)差異所致。

圖5 彈性模量與泊松比隨飽水度變化測(cè)試結(jié)果Fig.5 Tested elastic modulus and Poisson ratio varying with water saturation

圖6為利用圖3所示的莫爾圓測(cè)試和擬合得到巖石內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角隨飽水度的變化。隨著飽水度增加,巖石內(nèi)聚力明顯下降,其規(guī)律與三軸破壞強(qiáng)度相似;隨飽水度增加,內(nèi)摩擦角略有提高,變化較小。由于巖心數(shù)量有限,得到的內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角隨飽水度變化的試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)較少(一個(gè)內(nèi)聚力數(shù)據(jù)至少需要2～3個(gè)巖心三軸破壞數(shù)據(jù)擬合得到),其規(guī)律難以進(jìn)一步詳細(xì)分析。

圖6 內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角隨飽水度變化測(cè)試結(jié)果Fig.6 Tested cohesive force and internal friction angle varying with water saturation

2.3 力學(xué)強(qiáng)度參數(shù)隨飽水時(shí)間變化

根據(jù)圖4和圖5,飽水度50%條件下,巖石破壞強(qiáng)度和彈性模量降低幅度較大,基本接近最低值。設(shè)定恒定飽水度50%,不同的飽水時(shí)間,然后進(jìn)行不同圍壓條件下的巖石三軸破壞強(qiáng)度測(cè)試,得到如圖7所示的三軸破壞強(qiáng)度及強(qiáng)度比隨飽水時(shí)間的變化曲線。

在相同飽水度50%條件下,巖心三軸破壞強(qiáng)度隨飽水時(shí)間的增加而逐漸降低。圍壓10 MPa時(shí),飽水40 d時(shí)巖石破壞強(qiáng)度較初始值下降11.305 MPa, 降幅13.1%;圍壓20 MPa時(shí),下降28.313 MPa,降幅約20.4%;圍壓40 MPa時(shí),下降55.838 MPa,降幅約29%。隨著飽水時(shí)間的延長(zhǎng),砂巖的抗壓強(qiáng)度逐漸降低,40～50 d后逐漸趨于穩(wěn)定。

試驗(yàn)得到彈性模量和泊松比隨飽水時(shí)間的變化曲線如圖8所示。由圖8可知,彈性模量隨飽水時(shí)間明顯下降,表明巖心彈性模量隨飽水時(shí)間延長(zhǎng)逐漸軟化,易于變形;初期彈性模量變化較慢,晚期變化較快,約30 d開始明顯降低。圖8(b)所示的泊松比隨飽水時(shí)間的變化規(guī)律與圖5(b)類似,有波動(dòng)但規(guī)律不明顯,其原因與圖5(b)的分析相同。

使用巖心切割余料加工成的Φ25 mm×15 mm巖心薄片采用巴西劈裂法測(cè)定N儲(chǔ)層巖心的抗拉強(qiáng)度隨飽水時(shí)間的變化,結(jié)果如圖9所示。

根據(jù)圖9,該儲(chǔ)層砂巖巖心抗拉強(qiáng)度相對(duì)較低,初始狀態(tài)下抗拉強(qiáng)度為2.437 MPa,飽水40 d后的抗拉強(qiáng)度為1.082 MPa,飽水120 d后的抗拉強(qiáng)度為0.687 4 MPa,下降趨勢(shì)先快后慢,最終飽水狀態(tài)下的抗拉強(qiáng)度約為初始強(qiáng)度的40%;含水條件變化對(duì)該儲(chǔ)層巖石抗拉強(qiáng)度影響較大。

圖7 不同圍壓下三軸破壞強(qiáng)度隨飽水時(shí)間變化測(cè)試結(jié)果Fig.7 Tested tri-axial failure strength varying with water saturating time

圖8 彈性模量與泊松比隨飽水時(shí)間變化測(cè)試結(jié)果Fig.8 Tested elastic modulus and Poisson ratio varying with water saturating time

圖9 抗拉強(qiáng)度隨飽水時(shí)間變化測(cè)試結(jié)果Fig.9 Tested tensile strength varying with water saturating time

3 定量關(guān)系擬合及動(dòng)態(tài)出砂預(yù)測(cè)應(yīng)用

3.1 巖石強(qiáng)度變化經(jīng)驗(yàn)關(guān)系擬合

文獻(xiàn)[2]中提出了一種巖石強(qiáng)度隨飽水時(shí)間和飽水度變化的極限強(qiáng)度指數(shù)模型,本文中利用該模型使用試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行經(jīng)驗(yàn)關(guān)系擬合。巖石強(qiáng)度參數(shù)隨飽水時(shí)間變化的關(guān)系模型為

Kt=(1-Ktmin)exp(αt)+Ktmin.

(1)

式中,Kt為隨飽水時(shí)間變化的無(wú)量綱強(qiáng)度比;Ktmin為飽水后極限強(qiáng)度比,由試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得到;t為飽水時(shí)間,d;α為擬合系數(shù)。

巖石強(qiáng)度隨飽水度變化的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系模型為

Kc=(1-Kcmin)exp(β(Sw-Sw0))+Kcmin.

(2)

式中,Kc為無(wú)量綱強(qiáng)度比;Kcmin為飽水后極限強(qiáng)度比,由試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得到;Sw0為巖心初始含水飽和度;Sw為巖心含水飽和度;β為擬合系數(shù)。

利用試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合上述模型,擬合系數(shù)如表3所示,擬合曲線如圖10所示。

表3 巖石強(qiáng)度隨含水條件變化關(guān)系擬合系數(shù)

根據(jù)表3,該油田N儲(chǔ)層巖石的破壞強(qiáng)度隨含水條件變化的極限強(qiáng)度比為70%～80%。由于巖心數(shù)量有限,巖石內(nèi)聚力得到的數(shù)據(jù)點(diǎn)較少(一個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)需要至少2～3塊巖心試驗(yàn)數(shù)據(jù)),不足以進(jìn)行系數(shù)擬合,其變化規(guī)律采用圍壓40 MPa下的破壞強(qiáng)度隨飽水度的變化規(guī)律及其擬合系數(shù)。利用上述擬合經(jīng)驗(yàn)關(guān)系,可以進(jìn)行未來(lái)生產(chǎn)條件下的動(dòng)態(tài)出砂規(guī)律預(yù)測(cè)。

圖10 三軸破壞強(qiáng)度比隨飽水度和飽水時(shí)間變化擬合Fig.10 Test data fitting of tri-axial failure strength varying with water saturation and time

3.2 動(dòng)態(tài)出砂預(yù)測(cè)應(yīng)用

文獻(xiàn)[2]中提出了一種根據(jù)地層壓力、含水條件和溫度變化進(jìn)行儲(chǔ)層動(dòng)態(tài)出砂臨界壓差預(yù)測(cè)的模型和方法。利用該模型和表3所示的N儲(chǔ)層巖石強(qiáng)度隨含水條件變化規(guī)律擬合經(jīng)驗(yàn)關(guān)系,進(jìn)行該儲(chǔ)層A、B、C、D 4口井的出砂臨界壓差隨含水飽和度和地層壓力的變化,結(jié)果如圖11所示。

圖11 N儲(chǔ)層4口井動(dòng)態(tài)出砂臨界壓差隨含水飽和度和地層壓力變化預(yù)測(cè)結(jié)果Fig.11 Dynamic critical sanding pressure drawdown varying with water saturation and reservoir pressure of four wells in N reservoir

根據(jù)N儲(chǔ)層4口井的動(dòng)態(tài)出砂臨界壓差預(yù)測(cè)結(jié)果,當(dāng)含水飽和度上升至0.85時(shí),A、B、C、D 4口井的出砂臨界生產(chǎn)壓差下降分別約為25.25%、30.28%、30.68%和30.32%;當(dāng)儲(chǔ)層壓力由原始靜壓下降約30%后,4口井的出砂臨界生產(chǎn)壓差下降幅度大，分別為10.78%、10.97%、10.58%和11.16%。當(dāng)含水飽和度和地層壓力同時(shí)變化時(shí),A井出砂臨界壓差由初始的13.73 MPa降低為8.84 MPa,降幅為37.81%。該儲(chǔ)層油井生產(chǎn)壓差較大,為5～15 MPa,產(chǎn)量較高,目前已有少量油井輕微出砂,未來(lái)含水上升和地層壓力下降是導(dǎo)致該儲(chǔ)層出砂的主要誘發(fā)條件。

4 結(jié) 論

(1)隨飽水度和飽水時(shí)間的增加,中等強(qiáng)度砂巖巖石三軸破壞強(qiáng)度明顯降低,并且在變化初期降低較快,然后逐漸變緩。在圍壓10～40 MPa、飽水度0～100%、飽水時(shí)間0～50 d范圍內(nèi),巖石強(qiáng)度降低約13%～30%。巖石抗壓強(qiáng)度和內(nèi)聚力變化規(guī)律相似;隨著圍壓增加,巖石強(qiáng)度隨飽水條件的降低幅度增大。

(2)彈性模量隨飽水時(shí)間延長(zhǎng)及飽水度增加總體呈降低趨勢(shì),總體下降幅度為25%～30%;飽水約30 d彈性模量開始明顯降低,飽水度約50%對(duì)巖石軟化作用最強(qiáng)。由于N儲(chǔ)層的水平和垂直巖心強(qiáng)度性質(zhì)非常接近,泊松比隨飽水度條件變化有波動(dòng),但無(wú)明顯規(guī)律。

(3)當(dāng)含水飽和度上升至0.85時(shí),N儲(chǔ)層出砂臨界生產(chǎn)壓差下降25%～30%;儲(chǔ)層壓力由原始靜壓下降約30%后,出砂臨界生產(chǎn)壓差下降幅度為10%～11%;兩者條件同時(shí)變化時(shí),出砂臨界壓差降幅為37.81%。含水上升和地層壓力下降是導(dǎo)致N儲(chǔ)層出砂的主要誘發(fā)條件。

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Experimentalstudyonmechanicalpropertiesofmediumstrengthsandstonesaturatedwithwateranditsdynamicsandingbehaviors

DONG Changyin1, ZHOU Chong1, ZHONG Yixin1, WANG Peng2, CUI Mingyue2, ZENG Sirui1, SHANG Xiaosen1

(1.SchoolofPetroleumEngineeringinChinaUniversityofPetroleum,Qingdao266580,China;2.PetroleumExplorationandDevelopmentResearchInstitute,PetroChina,Beijing100083,China)

In order to quantify the effect of water saturation on sand production, a series of core tri-axial testing was performed using 27 cores from a medium strength sandstone reservoir in an oilfield abroad, in which different water saturating time and water saturation at various surrounding pressure were applied for the measurement and analysis of the failure strength, elastic modulus, Poisson ratio, cohesive force and internal friction angle of the rock samples. The variations of rock strength at different water saturation conditions were revealed in the experiments. Based on the experimental data, an empirical ultimate strength exponential model was fitted to quantify the relationship of rock strength and water saturating conditions. The results indicate that the failure strength of the rock samples and elastic modulus decrease obviously with water saturating time varying from 0 to 50 d, and can drop to 70% of their initial value under water saturating time of 50 d and surrounding pressure of 40 MPa. With water saturation changing from 0 to 100%, the compressing failure strength, elastic modulus and cohesive force decrease dramatically at the early stage, then slowly to a stable state, the final dimensionless strength ratio of which is about 72%. The empirical model can be further used for the prediction of dynamic sanding behaviors. The increasing water saturation to 0.85 can cause a reduction of the critical sanding pressure drawdown (CSPD) by 25%-30%. Meanwhile, a 30% reduction of the reservoir pressure can lead to 10%-11% decreasing of the CSPD. The increase of water saturation and reduction of reservoir pressure in the Iraq reservoir studied can be the main inducing conditions for sand production in the process of future production.

medium strength sandstone; water saturation; water saturating time; rock mechanical parameters; tri-axial failure test; dynamic sanding prediction

2017-06-27

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51374226,51774307);國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目(2017YFC0307304)

董長(zhǎng)銀(1976-),男,教授,博士,研究方向?yàn)椴捎图安蓺夤こ獭⒂蜌饩郎袄碚撆c技術(shù)。E-mail:dongcy@upc.edu.cn。

1673-5005(2017)06-0108-09

10.3969/j.issn.1673-5005.2017.06.013

TE 358.1

A

董長(zhǎng)銀,周崇,鐘奕昕,等. 中等強(qiáng)度砂巖飽水力學(xué)參數(shù)變化試驗(yàn)及動(dòng)態(tài)出砂規(guī)律[J].中國(guó)石油大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2017,41(6):108-116.

DONG Changyin, ZHOU Chong, ZHONG Yixin, et al. Experimental study on mechanical properties of medium strength sandstone saturated with water and its dynamic sanding behaviors [J].Journal of China University of Petroleum(Edition of Natural Science),2017,41(6):108-116.

(編輯 李志芬)