基质酸化处理是最古老的油井增产技术之一。它应用于砂岩地层，以消除井孔附近的破坏，该破坏有可能是由钻井、完井、开采或修井操作造成的。基质酸化处理是通过注入酸(典型为氢氟酸和盐酸)的混合物以溶解有损于油井开采、通常被认定为井孔附近的破坏的材料来实现。
砂岩储集层中的基质处理自1930年左右的第一次土酸处理以来已经得到相当大的发展。处理流体的配方已经变得越来越复杂。目前常规使用多种添加剂，且有机酸常常用在高温地层中以避免沉淀反应。经常加入螯合剂来避免碳酸盐含量高的地层中的沉淀。
如果处理被设计得正确的话，通过这种类型的油井增产技术可以实现相当大的开采改善。然而，基质处理也常常是储集层破坏的主要因素。实际上，在几乎所有土酸处理中发生的副反应导致形成沉淀物。沉淀物堵塞了孔隙空间，并减小了渗透率，并因此当沉淀物沉积在井孔附近时会不利地影响酸处理。远离油井的沉淀物被认为影响可以忽略。此外，最近的研究已经使产业上对二次和三次反应带来的破坏加以留意。
基质处理效果的准确预测包括溶解速率和矿物再沉淀反应速度的计算，因为该速率支配沉淀物沉积到储集层中的位置。
此外，砂岩矿物学非常复杂，并且酸/矿物兼容性以及酸/原油兼容性经常是一个问题。目前，缺乏可以精确预测酸与粘土反应性的工具，于是，实际上目前的处理使用经验规则-或完全相反地是，依赖于非常昂贵和耗时的实验室测试。
除了处理流体的选择之外，泵送的进度也是至关重要的参数。在H.O.McLeod和A.W.Coulter于1969年在《石油技术杂志》(JPT)上第952到960页发表的“增产处理压力记录-一个被忽视的地层评估工具”中，描述了如下的技术，其中处理过程中的每个注入阶段或封井被认作一个短期的单独的油井测试。响应于流体注入的瞬时储集层压力被分析和解释以确定井孔表皮的状况以及地层导水性。
在1979年11月19目的《石油与天然气杂志》77卷47期154到160页的“新方法证实增产计划的价值(New Method Proves Value of StimulationPlanning)中，G.Paccaloni提出了一种方法，该方法基于瞬时压力和注入速率值以计算处理过程中任何给定时刻的表皮因子。与针对表皮效应的固定值计算的标准曲线所做的比较，可以评估在处理过程中表皮效应的发展。标准曲线是利用针对储集层中稳定状态、单相、和径向水平流的Darcy’s方程产生的。
由Prouvost和Economides提出的技术实现了在处理过程中表皮效应因子的连续计算，并说明了瞬时响应，见1987年的《石油科学与工程杂志》145到154页的“基质酸化处理的实时评估”(Real-time Evaluation of MatrixAcidzing)，和1987年SPE17156，SPE生产工程第4卷第6期401-407页的“实时基质酸化处理评估方法的应用”(Applications of Real-time MatrixAcidizing Evaluation Method)。这种技术基于所测量的与假设的良好储油层描述的连续比较，该描述包括模型的类型、以及所涉及的油井的油井和储集层变量。
从美国专利No.5,431,227中也可以得知，提供了一种基质处理的基质增产现场监测、优化和作业后评估的方法，该方法基于计算的和测得的在分步测试中所用的井底压力来估计破坏的表皮。
许多砂岩酸化处理模型已经在涉及计算矿物的溶解和沉淀所造成的孔隙度变化的文献中给出。
在集总矿物模型中，复杂的砂岩矿物学集总为特征矿物，并且这些矿物的平均反应速度根据岩芯试验确定。在两矿物模型中，砂岩矿物基于它们与HF的反应率集总为快反应组和慢反应组。两矿物模型不考虑沉淀反应。三矿物集总模型也在1991年于达拉斯(Dallas)举办的SPE年度技术大会和展览会上，由S.L.Bryant在SPE22855中的“土酸/砂岩酸化处理的改进模型”中提出。第三矿物考虑了无定形硅石的沉淀。集总矿物模型的缺点是，它们不考虑优待模拟的平衡反应，并且需要根据处理条件和所关注的地层进行仔细标定。因此，这些模型不能应用于包含弱酸(例如，大部分有机酸)和螯合剂的流体系统，并且在标定区之外不可靠。
平衡近似是常常用于基质处理设计的另一种近似。这种模型已经由Walsh，M.P.，L.W.Lake以及R.S.Schechter在1982年于达拉斯(Dallas)举办的SPE油田和地热化学国际论坛上的“化学沉淀机制的描述以及它们在氢氟酸增产过程中地层破坏中的作用”中给出。在平衡近似中，假设反应远快于矿物与酸的接触时间。反应的平衡常数通常比速率常数了解得更为透彻，因此，可以包括较大的反应组，并且可以考虑复杂的砂岩矿物学，而不必像集总矿物方法中所必须的那样考虑反应和速率规律。不幸的是，反应远快于接触时间的假设对大多数酸处理中使用的注入速率无效，并因此平衡方法仅用作沉淀的指标。但是对于成功设计必须回答的问题不是沉淀是否发生而是沉淀在何处发生。与时间不相关的平衡模型自身不能回答这个问题。
为了解决平衡模型中的这个偏差，已经提出部分局部平衡模型，并且首先披露在下述文章中：1995年的SPE生产和设备中13-19页由Sevougian，S.D.，L.W.Lake和R.S.Schechter，KGEOFLOW发表的：砂岩基质酸化处理的新型反应迁移模拟器(A New Reactive Transport Simulator for SandstoneMatrix Acidizing)，以及1998年在Lafayette举办的SPE地层破坏控制国际论坛上由Li，Y.，J.D.Fambrough和C.T.Montgomery在在SPE39420中发表的“来自砂岩酸化处理的二次沉淀的数学模拟”。局部平衡方法结合了动力学和平衡方法。慢反应用动力学模型模拟，而平衡模型用于快反应。这个计算方案能够实现砂岩酸化处理的全面和灵活的模拟，但是通常存在若干缺点。首先，难于精确计算高酸性的和高离子强度的溶液的活度系数。第二，由于低效的数学算法，数学收敛是一个常见问题。因此，实际上只能模拟1-2种沉积的矿物种类。第三，只有有限的热动力学数据可用。由此，对热储集层和具有非传统流体系统的储集层的模拟是不可能的。
上述模型可应用于有限范围的温度、注入速率和矿物组分。因此，尽管存在破坏储集层的重要风险，但是没有满意的方法来在这些变量更宽的范围内对基质处理进行模拟，以使得模型在将实验室数据外推到现场条件时更可靠。
现有模型的这种失败更加严峻，因为处理流体配方已经变得越来越复杂。现在常规地加入多种添加剂，有机酸常常用在高温地层中以避免沉淀反应，并且通常加入螯合剂以避免在碳酸盐含量高的地层中沉淀。

本发明的旨在提供一种设计基质处理的方法，更具体地说，在砂岩地层中用反应流体增产，虽然本发明可以扩展到其他领域，如碳酸盐酸化处理、水垢抑制及相关领域。
根据本发明，提供了一种储集层增产处理方法，包括以下步骤：
获取一组包括储集层矿物的定量储集层参数；
设计包括化学物种的混合物的第一处理流体；
获取可以在矿物和处理流体的成份之间发生的第一组化学反应；所述反应由它们的平衡和它们的动力学性质来限定；
选择所述第一组化学反应的子集，以形成所述矿物与所述处理流体的反应模型并预测处理带来的破坏；
反复调整增产处理以优化结果；
制备处理流体；以及
将所述处理流体引入所述储集层以对储集层进行增产处理。
根据第一优选方案，所述组定量储集层参数包括渗透率。
根据第二优选方案，所述定量储集层参数包括对储集层破坏的大小和深度的估计。
根据第三优选方案，所述破坏数据通过节点分析以及泥浆和电阻率测井记录数据估算。
根据第四优选方案，所述的方法还包括：对具有一定长度和直径的储集层岩芯进行模拟；以及选择处理流体的注入速率；并且其中，选择所述第一组化学反应的子集的步骤包括形成所述岩芯与所述处理流体的反应模型以及预测处理带来的破坏。
根据第五优选方案，所述的方法还包括：对具有一定长度和直径的储集层岩芯进行模拟；以及选择处理流体的注入速率；并且其中，选择所述第一组化学反应的子集的步骤包括形成所述储集层与所述处理流体的反应模型并预测处理带来的破坏。
根据第六优选方案，所述反复步骤包括进行灵敏度分析，以优化选择最佳处理设计的变量。
根据第七优选方案，在假设对于岩芯为线性流动和对于储集层为径向流动的情况下对流体处理的注入速率进行模拟。
根据第八优选方案，所述处理包括以特定的各速率泵送一序列相继的流体处理。
根据第九优选方案，所述反复调整增产处理的步骤包括调节泵送顺序的步骤。
根据第十优选方案，所述岩芯或所述储集层的反应模型包括流出物分析和渗透率发展。
根据第十一优选方案，所述组定量储集层参数包括孔隙度，而所述反应模型包括孔隙度发展。
根据第十二优选方案，所述模型包括含水物种和矿物二者，并且其中使用了$G_{i,P_r,T_r}^0=G_{i,P,T_r}^0$的假设，并且其中化学物种以平衡常数形式获得，对于该物种的μi0(T，P)可以从以下热力学恒等式中算出：
$\ln \left(K\right)=\frac{-\Sigma v_i{\mu }_i^0}{\mathrm{RT}}$
式中，
GOi，P，Tr，GOi，Pr，Tr＝下标温度和压力下的地层的标准克分子Gibbs自由能(J/mol)
K＝平衡常数
R＝气体常数(＝8.314J/mol-K)
T＝温度(K)
μOi＝物种i的标准化学势(J/mol)
vi＝物种i的化学计算系数(产品为正，反应物为负)
根据第十三优选方案，一旦在增产温度和压力下算出含水物种i的μi0(T，P)，则溶液中含水物种的化学势可以由以下方程在模拟器内部算出：
${\mu }_i(T,P,\overrightarrow{m})={\mu }_i^0(T,P)+\mathrm{RT}\ln {\gamma }_i(T,P,\overrightarrow{m})m_i$
式中，
mi＝物种i的克分子浓度(mol/kg溶剂)
＝克分子浓度向量(mol/kg溶剂)
P＝压力(bar)
R＝气体常数(＝8.314J/mol-K)
T＝温度(K)
γi＝物种i的活度系数
μi＝物种i的化学势(J/mol)
μOi＝物种i的标准化学势(J/mol)
根据第十四优选方案，所述的方法还包括进行优化增产处理的实验室试验从而减少设计新处理所需的试验次数。
根据本发明另一方面提供了一种对储集层进行增产处理的方法，包括以下步骤：根据第五优选方案模拟增产处理以选择最佳的处理流体；以第一注入速率泵送所述第一处理流体，同时测量井底压力；根据测得的井底压力和注入速率计算储集层的实时破坏；同时基于所述数学模型计算所述破坏；以及调节增产处理以优化结果。
根据第一实施例，本发明涉及一种用于选择最佳处理的方法，其中包括储集层矿物的储集层特性被获得，包括化学物种的混合物的处理流体被设计用来进一步选择可以在储集层矿物和处理流体之间发生的化学反应的子集以及有关所关注的矿物和化学物种的反应动力学和平衡数据，取决于这些反应带来的所预测的破坏，调节增产处理以优化结果。换句话说，本发明提供了一个虚拟化学实验室，使得可以模拟大量的实验室测试。
在本发明第二实施例中，该方法还包括模拟具有一定长度、直径和渗透率的储集层岩芯，从而本发明使得可以模拟岩芯试验。本发明还提供了一种模拟顺序处理的方法，其中，相继的处理流体以特定速率注入。
在本发明第三实施例中，本方法还包括利用数学模型将该处理按比例换算到储集层以预测处理造成的破坏。在最优选实施例中，本发明包括选择一种处理，在油井上进行该处理，同时基于井底压力和注入速率计算实时破坏，并同时将模拟按比例换算到储集层，以比较预测的破坏和计算的破坏，并在需要时调节该处理。
在本发明优选实施例中，已经实现了三种流动几何特征：(1)分批(batch)；(2)岩(core)；(3)储集层(reservoir)几何特征。分批流动几何特征近似于在烧瓶或烧杯中发生的反应，岩芯流动几何特征近似于在岩芯中的线性流动，如在实验室岩芯漫罐试验中的，而储集层流动几何特征近似于在单层、径向对称储集层中的流动。分批和岩芯流动几何特征提供了验证数学模型的措施，从而对于储集层的预测可以更自信地做出。
由本发明的方法所产生的模型可以通过提供地层各种处理策略的快速定量评估而便于基质处理的优化。可以容易地计算利用包含无机和有机酸以及螯合剂的混合物的非传统流体配方的增产。然后，计算值可以用于经济的模型来调节与使用非传统流体相关的附加费用。除优化基质处理之外，本发明的方法还可以用作新流体系统的研发工具，用作预测和去除无机垢以及诸如在注水项目中所需要的流体兼容性测试的工具。
本发明的方法将地球化学模拟器结合到含水化学物种和矿物的热力学性质的广泛数据库中。本发明克服了先前模拟器的许多限制。可以在任何数量的矿物和含水溶液之间进行化学平衡计算，而先前的模拟器被局限于仅一个或两个沉淀矿物。另外，任何数量的动态(kinetically)控制反应可以用用户定义的动力学来模拟。
本发明的建模方法是能够以各种流动几何特征模拟动力学和/或平衡控制反应的有限差分(finite-difference)地球化学模拟器。数学方程提供了对平衡和动力学反应的任意组合进行模拟的能力，该组合包括涉及任意数量的化学物种的平衡和动力学反应的任意组合。如果未指定平衡的话，这种灵活性允许模拟模型用作一个纯动力学模型，或者如果同时指定了动力学和平衡反应两者的话用作一个纯平衡模型。半隐式数值方案用于对动力学反应按时间积分。这个方案与显式方案相比提供了更大的数值稳定性，特别是在高温下。具有最优化学计量的Gibbs自由能最小化算法用于计算含水物种和矿物之间的化学平衡。实现了基本物种的切换以改善收敛。所形成的针对化学平衡计算的算法比基于非化学计量方法的现有技术算法数值稳定性更大且其更为有效。
处理设计优选地包括诸如流体类型、成分、体积、泵入顺序和注入速率等变量。数据库用于获得反应动力学数据。如果可用的数据不足，可以进行实验室试验，优选地利用针对一定范围的注入速率的多个线性岩芯流动测试。
储集层特征一般包括矿物学数据、渗透率，且优选地包括诸如水垢、微粒迁移等破坏或者包括有初始破坏表皮的钻进相关的破坏的大小和深度的估计。这种估计可以例如基于节点分析或可用的泥浆和电阻率测井记录进行。储集层特征可以存储在数据库中，并在不能得到时，通过地球化学测井或从岩芯分析中获得，并进一步存储在数据库中以供将来使用。
该模型优选地用包括流出物分析和渗透率发展(包括预测的破坏)的数据进行标定。也可以进行灵敏度分析以优化设计变量并选择改进的处理设计。
一旦已经选定了优化的设计，可以开始实行处理，并且破坏表皮可以实时计算。这允许与预测的破坏加以比较，并且如果适当的话，对处理进行调节。
具体地说，本发明包括数据收集、设计优化、执行和评估。在执行阶段，破坏根据注入速率和井底压力的计算值或测量值进行实时计算。然后，可以将计算的破坏表皮与数学模型所预测的相比较。此后，该模型可以通过对破坏类型、大小和深度的更准确估计而与测得值相匹配来进行改进，并在需要时，对处理设计进行适当的改变。
后处理数据，如回流分析，生产数据和生产测井图被用于进一步改进数学模型以及破坏深度和大小的估计。处理数据可以最终上载到数据库，从而它可以用于改进未来的处理设计。
本发明的方法通过上述方法便利了处理设计。这可以用数学模型和数据库来实现。数学模型可以包括以下部分：
1.用于针对所定义的流体和矿物质的系统的各种可应用化学反应进行自动选择的算法；
2.用于砂岩酸化处理的有机酸和螯合剂化学的模拟；
3.用于从岩芯按比例换算到储集层的算法；
4.多重沉淀的模拟。
数学模型可以随后推广到其他工艺，如碳酸盐酸化处理、水垢抑制或包括流体/储集层相互作用的其他机制中。
根据优选实施例，本发明的方法整合了矿物、化学反应、流体和储集层的广泛数据库，以便为数学模型提供精确的地质的、物理的和反应性数据，由此确保所述过程的成功。优选地，用户具有创造新的成份(流体、矿物、反应)并将它们加以到数据库中以备将来使用的能力。这使得本发明的方法得以连续扩展到新的系统和新的工艺。根据本发明的教导，化学平衡计算可以在任何数量的矿物和水溶液之间进行。
在本发明优选实施例中，主要步骤存储在CD-ROM装置中。在另一优选实施例中，该方法/过程可以从网络服务器或因特网网页上下载。此外，本发明可以被归入利用开发的软件来辅助酸处理的一类。
附图说明
图1示出了HF、Al和Si的测得流出物浓度(effluent concentration)与由本发明模型预测的结果的比较；
图2是一些曲线，给出了土酸阶段结束时的储集层的快照(snapshot)；
图3比较了不同注入速率和不同土酸配方的结果；
图4示出了储集层已经被类似于高岭石的矿物破坏的情况下的处理结果。

本发明的方法提供了一种通过允许并支持按比例缩放的实验室模拟按比例缩放到储集层适应性进行油井模拟的虚拟实验室地球化学模拟程序。实验室试验证实了该模型，并允许精确并有效地按比例放大到储集层形态。基本工具提供了：(1)反应模型、(2)模型分析、(3)在模型形态下进行测试、(4)有效性检查、以及(5)按比例放大到储集层。这实现了以可预测性、准确确认性和容易有效的可调性对地层破坏进行实验室审查和模拟。具体地说，本发明的方法允许在储集层应用之前进行实验室设计、执行和评估，极大的增加了该过程的效率。
本发明的数值模型是一种有限差分地球化学模拟器，它能够在各种流动几何特征下对动态和/或平衡控制的反应(即部分局部平衡反应模型)进行模拟。数学方程提供了对包括任意数量化学物种的平衡和动力学反应的任意组合进行模拟的能力。在数学方程中的这种灵活性允许它在未指定平衡反应时作为纯动力学模型，在未指定动力学反应时作为纯平衡模型，或在动力学和平衡反应两者都被指定时作为部分平衡模型。半隐式数值方法用于对动力学反应实时积分。这种方法与显式方法相比提供了更大的数值稳定性，特别是在高温下。具有最优化学计量的吉布斯(Gibbs)自由能最小化算法用于计算含水物种和矿物之间的化学平衡。优选的是进行基本物种的切换以改善收敛。所形成的针对化学平衡计算的算法，与基于非化学计量方法的算法相比，具有大的多的数值稳定性和计算效率。
在这个实施例中，在模拟器中实现了三种流动几何特征。它们是分批(batch)、岩芯(core)和储集层(reservoir)流动几何特征(flow geometry)。分批流动几何特征近似于在烧瓶或烧杯中发生的反应，岩芯流动几何特征近似于在岩芯中的线性流动，如在实验室岩芯漫灌试验中的，而储集层流动几何特征近似于在单层、径向对称储集层中的流动。分批和岩芯流动几何特征提供了验证数学模型的措施，从而对于储集层的预测可以更自信地做出。例如，在对储集层做出预测之前，地球化学模拟器可以用从实验室岩芯流动试验中测得的流出物离子浓度和渗透率发展来加以验证。
典型的基质增产流体是极不理想的。理想的溶液假设通常由于高于淡水的盐浓度而失败。活度系数记录与理想溶液性质的偏差，并因此对于在浓缩的电解溶液(例如，包含酸和盐水的基质处理流体)中对动力学和平衡反应的准确模拟是至关重要的。
下面符号及其定义在本申请和所附的权利要求书中通篇使用：
Aγ＝静电Debye-Hückel参数
Aj，s＝矿物j的比反应表面积(m2/kg)
AA，AB，AC，AW＝含水物种A、B、C和水的活性(kgmole/m3)
ai(P，T)，ai，PrTr＝离子直径，在参考温度和压力下的离子直径
ai，1-4＝含水物种在Helgeson EOS中的参数
bi＝物种i的盐析参数(kg/mol)
Bγ＝静电Debye-Hückel参数
＝描述电解液的平均离子活度系数与由Debye-Hückel表达式预测的结果的偏离的偏差函数(kg/mol)
bNaCl＝NaCl的静电溶解参数(kg/J)
＝NaCl的短期相互作用参数(kg/mol)
Cp，i＝物种i在恒压下的热容(J/mol-K)
C1-2＝可变反应级数动力学模型中的参数(1/K)
ci，1-2＝含水物种在Helgeson EOS中的参数
Ea，E′a＝活化能(J/mol)
f(T)＝可变反应级数动力学模型中的温度函数
GOi，P，TrGOi，Pr，Tr＝下标温度和压力下的地层的标准克分子Gibbs自由能(J/mol)
g(P，T)＝与压力和温度相关的溶解函数
HOi＝地层的标准克分子焓(J/mol)
I＝溶液的离子强度(mol/kg)
K＝平衡常数
K″0，k″0＝指前因子
k0，k＝初始和最终渗透率(mD)
Mj，0，Mj＝矿物j的初始和最终体积分数(m3/m3)
Mj，w＝矿物j的分子量(g/mol)
[Mj]＝矿物j的浓度(kgmol/m3)
＝物种i的克分子浓度及克分子浓度向量(mol/kg溶剂)
P，Pr＝压力(bar)和标准压力(1bar)
Pinj＝井底注入压力(bar)
Pres＝外边界处的储集层压力(bar)
R＝气体常数(＝8.314J/mol-K)
速率＝体积反应率(kg mole矿物/m3sec)
SOi，Pr，Tr＝Pr和Tr下的地层的标准克分子熵(J/mol-K)
T，Tr＝温度(K)和标准温度(298.15K)
VOPr，Tr＝Pr和Tr下的标准克分子体积(m3/mol)
x，y，z＝关于物种A，B和C的反应级数
YPr，Tr＝Pr和Tr下的静电Born函数
Z，ZPr，Tr＝P和T以及Pr和Tr下的静电Born函数
zi＝物种i的离子电荷
βi，0-7＝物种i的热容参数
γi＝物种i的活度系数
δj＝矿物j的Labrid参数
ζi，1-5＝物种i的化学势参数
η＝常数(＝694630.393J/mol)
Θ＝常数(＝298K)
θi，1-3＝Maier-Kelly热容系数
μi，μOi＝物种i的化学势和标准化学势(J/mol)
μw，μOw＝水的化学势和标准化学势(J/mol)
vi＝物种i的化学计算系数(产品为正，反应物为负)
φo＝初始孔隙度
ψ＝常数(＝2600bars)
Ω＝每公斤水的摩尔
ωi，ωi，Pr，Tr＝在P和T以及Pr和Tr下的物种i的Born系数(J/mol)
可在模拟器的典型现有技术版本中使用的活度系数模型在表1中示出：
表1：活度系数模型

推广的Debye-Hückel利用与物种相关的离子尺寸。Davies模型(Davies，C.W.，离子协会，1962年伦敦：Butterworths)利用恒定的离子尺寸并仅需要物种电荷。B-Dot模型(Helgeson，H.C.，“在升高的温度和压力下的热液系统的热动力学”，《美国科学杂志》，1969年，267(夏季)卷：729-804页)记录了活度系数的温度相关性。HKF模型在下列文章中描述：Helgeson，H.C.，D.H.Kirham和G.Flowers的“在高压和高温下含水电解液的热动力学性质的理论预测：IV.到达600℃和5KB的活度系数、渗透系数的计算以及表观摩尔与标准和相对偏摩尔特性”，《美国科学杂志》1981年281卷：1249-1516页。在这个模型中的活度系数是通过在标准条件下指定物种电荷和离子尺寸来计算的。方程中的所有其他参数在模拟器中内部计算。对于离子尺寸数据得不到的含水物种，从具有类似电荷和原子结构的物种估计离子尺寸并使用HKF模型对大多数增产都给出合理的表现。
对于水溶液中的中性物种，使用盐析模型。在这个模型中bi的值对于大多数物种一般为零或非常接近零。因此，对于这个参数未知的物种，零值对于大多数模拟来说通常足够精确。
一旦指定了矿物学和处理流体，该系统可以自动选择可应用的动力学反应，并将他们呈现给用户以进行观察。然后，用户可以接受缺省反应，加入新的反应或修改缺省反应的动力学。设置有程序的标准数据库包括普通基质反应的数据。新的反应可以通过指定反应化学计量和动力学速率定律参数来增加。表2列出优选实施的动力学速率定律：
表2：反应速率定律模型：

反应速率定律用公式表示成假均质形式，即，水相和矿物之间的不均匀(表面)反应乘以因数Aj，sMj，w[Mj]以计算体积反应速率。可以指定任何数量的动力学反应进行模拟。
至于动态控制的反应，一旦指定了矿物学和处理流体，适当的含水物种和矿物，以及相应的热力学数据自动从数据库中被选取，并呈现给用户来检查。然后，用户可以接受缺省选择，加入新物种或矿物或修改缺省属性。下面给出计算过程的简要描述，以有助于加入或修改含水物种和矿物的热力学数据。
对于每个化学物种来说，需要必须加入到平衡计算中的、在模拟温度和压力下的标准偏摩尔自由能(标准化学势)μi0(T，P)。对于每个物种，μi0(T，P)的值可以直接引入，否则必须选择一个计算μi0(T，P)的模型。表3给出了可用于计算的模型列表：
表3：用于计算标准化学势的模型

Helgeson状态方程(EOS)(Helgeson，H.C.，等人的“成岩矿物的热力学特性的总结和评论”，《美国科学杂志》，1978年278-A卷：229页；以及Tanger，J.C.和H.C.Helgeson的“高温和高压下含水物种的热力学及迁移特性的计算：离子和电解液的标准偏摩尔特性的修订状态方程”，《美国科学杂志》，1988年288卷19-98页)是对于含水物种和矿物二者优选的模型，并且以所述程序提供的主要数据为这种形式。对于不能以Helgeson EOS形式得到数据的化学物种，可以使用CP模型或多项式模型来估算μi0(T，P)。对于数据仅以平衡常数形式得到的化学物种，该物种的μi0(T，P)可以从以下热力学恒等式计算：
$\ln \left(K\right)=\frac{-\Sigma v_i{\mu }_i^0}{\mathrm{RT}}$
假设该反应中其他所有化学物种的μi0(T，P)值已知。
在本发明优选实施例中，可以提供一个图解工具来帮助平衡常数数据转化为自由能形式。
一旦在模拟温度和压力下计算含水物种i的μi0(T，P)，则溶液中含水物种的化学势根据以下方程在模拟器内部计算：
${\mu }_i(T,P,\overrightarrow{m})={\mu }_i^0(T,P)+\mathrm{RT}\ln {\gamma }_i(T,P,\overrightarrow{m})m_i$
对于溶剂(水)，使用以下方程：
${\mu }_w(T,P,\overrightarrow{m})={\mu }_w^0(T,P)+\mathrm{RT}\ln a_w(T,P,\overrightarrow{m})$
对于与水相物种平衡的矿物，假设该矿物为单独的纯固相(即，非固溶体)。则用于固相物种的化学势的方程简化为：
${\mu }_s(T,P)={\mu }_s^o(T,P)$
然后，数值算法计算的值，对于该值，系统的Gibbs自由能最小，并且满足元素丰度约束。
上述动力学和平衡模型计算由于矿物的溶解和沉淀造成的孔隙度变化。然后，需要孔隙度-渗透率关系来计算渗透率并因而用于处理的表皮。在文献中已经提出了多种孔隙率-渗透率模型，包括Labrid模型(labrid，J.C.的“泥质砂岩酸化处理的热力学和动力学特性”，《SPEJ》，1975年4月：117到128页)。根据本发明，优选的使用以下修正的Labrid模型：
$\frac{k}{k_0}=\underset{j}{\Pi }{\left[\frac{{\phi }_0+M_{0,j}-M_j}{{\phi }_0}\right]}^{{\delta }_j}$
修正的Labrid模型允许每种矿物唯一地影响渗透率，而在其他大部分模型中，渗透率改变完全由孔隙度方面的净变化确定，而没有计及溶解或沉淀矿物的特性。在修正的Labrid模型中的参数δj对每种矿物是特定的，并允许矿物特性影响渗透率。δj的值越高，则影响越强。
应用实例
本发明的主要特征借助于简单的应用实例在这部分中说明。该实例基于Hsi等人报告的针对阿拉斯加Endicott Kekiktuk砂岩地层的岩芯测试数据(IN Hsi，C.D.，S.L.Bryant和R.D.Neira，在1993年新奥尔良(New Orleans)举办的关于油田化学的SPE国际论坛中的SPE 25212发表的“砂岩酸化处理模型的试验验证”)。岩芯试验在破坏的岩芯上在80℃下用12/3土酸进行。岩芯柱的长度和直径分别为7.6和2.54cm。感应耦合等离子体(ICP)分光光度计用于测量流出物Al和Si浓度。流出物中的HF浓度利用重量损失方法用预先称重的载波片以重量方式测量。Kekiktut地层的矿物学为98％石英和2％的高岭石。
图1示出HF、Al和Si的测得流出物浓度与本发明的模型所预测的结果的比较。实线表示模拟结果，图1A、1C和1E中的三角形指示标准化HF浓度的试验数据(标准化浓度是流出物中的HF与注入的HF浓度的比值)。在图1B、1D和1F中，方块代表Al浓度，而圆圈代表Si浓度。所作的测试在80℃下、用12-3土酸、以0.033cm/s的流量(图1A和1B)，用12-3土酸并以0.0099cm/s的流量(图1C和1D)，以及用6-1.5土酸、以0.0099cm/s的流量(图1E和1F)进行。模型甚至以流量大小变化的量级提供了与试验数据相当好的匹配。与试验数据的匹配是利用动力学和热力学数据的缺省选择来获得的。通过精调缺省值，可以进一步改善匹配。
在地球化学模型验证后，它可以用于将结果按比例放大到储集层。采用本发明，这仅需要在流动几何特征方面从岩芯向储集层流动几何特征的简单切换。产油层高度被假设为3.05m(10英尺)，并且井孔直径假设为0.2032m(8英寸)。使用重量百分比为5％的HCl的1.24m3/m(100gal/ft)的预冲洗体积，随之在主阶段使用12/3土酸的2.48m3/m(200gal/ft)。处理流体以2.65×10-3m3/sec(1bbl/min)泵送。图2中的曲线是在土酸阶段末期的储集层的快照。图2A示出储集层中的矿物分布(在图2A中，左轴表示石英体积分数，而右轴表示高岭石和胶态硅石)。如图2B所示，一些胶态硅石沉淀确实发生，但是该量不足以大到明显影响渗透率。没有观察到AlF3或Al(OH)4沉淀。图2C和2D示出储集层中主要含水物种的分布。在土酸阶段末期在地层中实现了大约0.75m的HF透入。图2D示出铝氟化物AlF+2(左轴)和AlF2+(右轴)的浓度，以及硅氟化物SiF62-(左轴)和H2SiF6的浓度。这个图示出AlF+2是主要的铝氟化物。比AlF2+更高的铝的氟化物，如AlF3、AlF4-、AlF52-和AlF63-以可忽略的浓度存在。SiF62-是主要的硅氟化物。其他硅氟化物以可忽略的浓度存在。铝和硅的物种Al(OH)2+、Al(OH)2+、Al(OH)4-、H3SiO4-、H2SiO42-和AlO2-也以可忽略的浓度存在。
灵敏度分析工具利于对任何处理设计参数加以优化。图3A和3B比较了相对于前面所考察的基础方案在不同注入速率和不同土酸配方(9/1土酸)下的渗透率(图3A)和HF浓度(图3B)的结果。总的注入体积对所示所有方案保持恒定。在较慢的注入速率下，靠近钻开的油层表面的矿物优先溶解，因此，大部分渗透率改善发生在井孔附近。然而，在约0.1bbl/min的极其缓慢的注入速率实现关井时，胶态硅石沉淀阻止渗透率改善。使用9/1土酸系统导致较小的渗透率改善，因为9/1土酸系统的化学计量溶解能力远小于12/1土酸系统的溶解能力。可以类似地考察处理设计参数的多种变化，以选择对最终设计建议的最佳策略。
在此处考察的情况中，储集层被认为是最初未破坏的；即，在处理之前表皮为零。图4示出了在储集层已经由类似于高岭石的矿物破坏时的处理结果。更准确的说，图4A示出了渗透率分布曲线，图4B是HF浓度分布曲线，而图4C是边界外的储集层压力Pres与井底注入压力Pinj之间的压差的分布曲线。
破坏透入假设为0.3048m(1英尺)，而初始表皮值假设为5。所有其他设计参数与前面基础方案相同。如果诸如回流分析、后处理表皮和注入压力数据等后处理数据可得到，它们可以与模拟器的预测相比较，以辅助诊断破坏的类型、大小和深度。这个信息可以用来优化将来的储集层处理。
虽然本发明特定的特征和实施例已经在此加以详细描述，但应理解的是本发明包括所附权利要求书的范围和精髓内的所有修改和增强。