遼河油田高3618區(qū)塊火線預(yù)測及注采參數(shù)優(yōu)化

姜毅，喻高明，辛顯康，王立萱，張豐峰，陳明貴

（1.長江大學(xué) 石油工程學(xué)院，武漢 430100；2.中國石油物資有限公司 新疆分公司，烏魯木齊 830000；3.中國石油 長慶油田分公司 第十采油廠，甘肅 慶陽 745100）

遼河油田高3618 區(qū)塊蒸汽吞吐轉(zhuǎn)火驅(qū)開發(fā)后，地層壓力逐步回升，油井見效明顯，但由于局部氣體超覆嚴(yán)重，井間干擾大，火驅(qū)調(diào)控技術(shù)單一，導(dǎo)致火驅(qū)波及體積小、燃燒不均等問題出現(xiàn)，火線的預(yù)測與調(diào)控對減緩氣竄、擴(kuò)大波及體積、進(jìn)一步提高采收率以及后期火驅(qū)開發(fā)方案的調(diào)整至關(guān)重要[1-5]。

儲集層高溫點(diǎn)火后，火線向前推進(jìn)并向下擴(kuò)散，利用重力驅(qū)替剩余油，濕式燃燒開發(fā)效果較好[6]，多周期蒸汽吞吐形成的次生水體和氣竄通道會影響火驅(qū)初期開發(fā)[7]，礦場實(shí)驗(yàn)調(diào)控產(chǎn)氣量可控制火線態(tài)勢[8]。前人預(yù)測火線的方法較多，如根據(jù)火驅(qū)燃燒腔形態(tài)與燃燒腔體積預(yù)測火線位置[9]，應(yīng)用壓降探邊理論模型結(jié)合測井解釋數(shù)據(jù)確定火線[10]，通過吸氣剖面與劈產(chǎn)數(shù)據(jù)結(jié)合計(jì)算火線[11]，用示蹤劑結(jié)合監(jiān)測數(shù)據(jù)分析氣竄方向等[12]。從方法特點(diǎn)與應(yīng)用效果看，壓降探邊理論模型、瞬時(shí)產(chǎn)吸剖面資料無法與油藏實(shí)際生產(chǎn)動態(tài)有效結(jié)合，現(xiàn)場示蹤劑監(jiān)測復(fù)雜且成本高。因此，將油藏工程方法與數(shù)值模擬方法相結(jié)合預(yù)測火線，以井間動態(tài)連通性定量表征注采井間連通程度，并根據(jù)火驅(qū)數(shù)值模擬燃燒前緣溫度和示蹤劑共同確定火線運(yùn)移軌跡。

線性火驅(qū)可增加水平井與油層接觸面積，較面積火驅(qū)調(diào)整火線更有效，直井頂部注氣，水平井底部采油，直井和水平井的組合“牽引火線”效果明顯[13]。有研究表明，側(cè)組合火驅(qū)利用重力泄油效果更為顯著[14]，通過礦場實(shí)踐優(yōu)化井網(wǎng)模式、點(diǎn)火參數(shù)、注采制度等，來維持火線穩(wěn)定推進(jìn)[15]，儲集層物性差異和燃燒產(chǎn)生的物理化學(xué)反應(yīng)影響油藏開發(fā)，但注氣速率是影響火線的主要因素[16]。

根據(jù)油田線性井網(wǎng)開發(fā)現(xiàn)狀，為降本增效，在基礎(chǔ)井網(wǎng)前提下，根據(jù)火線徑向傳遞方向，確定注采井間關(guān)聯(lián)程度，同時(shí)結(jié)合示蹤劑與數(shù)值模擬預(yù)測結(jié)果，優(yōu)化注采參數(shù)來調(diào)控火線。

1 油藏概況

高3618 區(qū)塊位于下遼河坳陷西部凹陷西斜坡北段斷鼻東北翼，南鄰高3 區(qū)塊，北接高3-624 區(qū)塊，東靠中央凸起。開發(fā)油層為古近系沙河街組蓮花油層，主力油層L5砂巖組埋深1 540～1 890 m，主要為含礫不等粒砂巖和砂礫巖，分選差，為中—高孔高滲儲集層，油層平均有效厚度為103.8 m，縱向集中發(fā)育；20 ℃時(shí)原油密度為0.955 g/cm3，50 ℃時(shí)脫氣原油黏度為3 500 mPa·s，為厚層塊狀稠油油藏。2013 年儲量復(fù)算高3618 區(qū)塊含油面積為1.06 km2，探明石油儲量為1 064.2×104t。2008年5月6日開始火驅(qū)試驗(yàn)，多個(gè)井組采用雙排線性行列驅(qū)[17]。

截至2018年底，現(xiàn)場火驅(qū)采用直井和水平井組合井網(wǎng)，直井在油藏頂部注氣，水平井在油藏底部采油。高3618 區(qū)塊的火驅(qū)熱量利用率高，原油改質(zhì)作用顯著，較蒸汽吞吐提高采收率高于30%，驅(qū)油效率高于80%，先導(dǎo)試驗(yàn)采收率達(dá)56%，年產(chǎn)油約5.4×104t。但受儲集層平面非均質(zhì)性、井間干擾以及多輪次蒸汽吞吐影響，火線推進(jìn)不均，局部氣竄較為嚴(yán)重，影響火驅(qū)開發(fā)效果。

2 反應(yīng)動力學(xué)模型的建立

火燒稠油油層的燃燒化學(xué)反應(yīng)式為[18-20]

原油燃燒速率為

反應(yīng)速率常數(shù)為

反應(yīng)速率為

實(shí)驗(yàn)樣品來自研究區(qū)的脫氣原油，根據(jù)油品性能和火燒條件，針對火驅(qū)物理模擬實(shí)驗(yàn)，設(shè)計(jì)了監(jiān)測火驅(qū)前緣的錐形燃燒管和三維火驅(qū)實(shí)驗(yàn)裝置。在前人建立的反應(yīng)動力學(xué)模型[21]基礎(chǔ)上，利用熱重分析儀和差示掃描分析儀，確定不同原油氧化階段的溫度界限。遵循阿倫尼烏斯動力學(xué)方程，基于等轉(zhuǎn)化率法的假設(shè)，采用線性升溫的動態(tài)法測量反應(yīng)物質(zhì)量，通過研究原油濃度隨溫度的變化，確定各個(gè)參數(shù)。通過擬合室內(nèi)實(shí)驗(yàn)結(jié)果，修正了四相（氣相、水相、油相和固相）七組分（重質(zhì)組分、輕質(zhì)組分、水、氧氣、二氧化碳、惰性氣體和焦炭）模型裂解反應(yīng)、原油氧化反應(yīng)、焦炭燃燒反應(yīng)的動力學(xué)參數(shù)（指前因子、活化能）和反應(yīng)焓變（表1），將得到的反應(yīng)動力學(xué)方程應(yīng)用于數(shù)值模擬模型，進(jìn)行實(shí)際和模擬產(chǎn)量的擬合注采參數(shù)優(yōu)化。

表1 高3618區(qū)塊修正版火驅(qū)反應(yīng)基本參數(shù)Table 1.Modified basic parameters of fire flooding reaction in Block Gao 3618

將精細(xì)化地質(zhì)模型轉(zhuǎn)換為數(shù)值模型后，其反應(yīng)組分參數(shù)與油水相滲曲線如表2 和圖1 所示，并將前期蒸汽驅(qū)和火驅(qū)的生產(chǎn)動態(tài)以定液方式進(jìn)行實(shí)際產(chǎn)量和模擬產(chǎn)量的擬合，擬合精度由80%提升至85%（圖2），為后續(xù)火線的預(yù)測和調(diào)控提供了依據(jù)。

圖1 高3618區(qū)塊油水相滲曲線Fig.1.Relative permeability curves of water and oil in Block Gao 3618

圖2 高3618區(qū)塊實(shí)際月產(chǎn)量和模擬月產(chǎn)量對比Fig.2.Measured and simulated monthly production of Block Gao 3618

表2 高3618區(qū)塊火驅(qū)反應(yīng)組分參數(shù)Table 2.Parameters of the components in fire flooding reaction in Block Gao 3618

3 火線位置預(yù)測

3.1 連通性模型分析

火驅(qū)過程中受儲集層物性、井間干擾、井污染等因素影響，井間連通性變差。注采井和井間介質(zhì)構(gòu)成一個(gè)完整的系統(tǒng)，將注入井的注氣量作為系統(tǒng)輸入，將生產(chǎn)井的產(chǎn)液量作為系統(tǒng)輸出，借助一階慣性環(huán)節(jié)加純延時(shí)環(huán)節(jié)來描述多輸入和多輸出的關(guān)系[22-23]；通過系統(tǒng)辨識理論建立基于信號與系統(tǒng)分析的井間連通性模型，量化注采井間連通程度，為后期方案調(diào)整提供依據(jù)。

保持油井井底壓力恒定，討論多注采井的連通性，注采井的輸入和輸出信號的關(guān)系為單位階躍響應(yīng)，注采系統(tǒng)傳遞函數(shù)具體表現(xiàn)為一階線性時(shí)滯系統(tǒng)：

單位階躍信號系統(tǒng)下，注采系統(tǒng)傳遞函數(shù)經(jīng)過拉普拉斯逆轉(zhuǎn)換，得到新的產(chǎn)液響應(yīng)函數(shù)：

以生產(chǎn)井j井為中心，考慮有I口注氣井，設(shè)注氣井i井對j井產(chǎn)液信號的響應(yīng)權(quán)重系數(shù)為λij，累加所有注氣井對j井產(chǎn)液的激勵注入量：

以第一個(gè)月n0為例，注入量選取月平均值，生產(chǎn)井j井在t時(shí)刻注入脈沖作用下的響應(yīng)產(chǎn)液量為：

考慮注入量連續(xù)變化，多口注采井同時(shí)生產(chǎn)的信號模型，通過疊加各時(shí)間生產(chǎn)井對注入井脈沖的響應(yīng)產(chǎn)液量，并考慮初始產(chǎn)液情況，得到n時(shí)刻生產(chǎn)井j井的響應(yīng)產(chǎn)液量估計(jì)值：

考慮關(guān)停井后，修正模型如下：

儲集層的非均質(zhì)性導(dǎo)致注入流體沿高滲帶竄流，降低流體波及體積，開發(fā)效果變差，降低了原油采收率。結(jié)合上述公式，用實(shí)際井組近三年的注采數(shù)據(jù)建立注采連通性模型，進(jìn)行井間連通性的反演，定量表征注采井間連通程度，水平井H-NEW 井與注氣井I5-0151C2 井、I51-156 井和I5-0158C 井的連通系數(shù)分別為0.59、0.64 和0.31，注采井間連通系數(shù)為0～1，連通系數(shù)越大，井間連通性越好。

3.2 示蹤劑模擬

為強(qiáng)化對井組的動態(tài)監(jiān)測，參考先導(dǎo)試驗(yàn)區(qū)物化性質(zhì)，篩選多個(gè)高溫氣體示蹤劑，以示蹤劑濃度約束判斷火線位置，確定燃燒方向，定量分析剩余油分布和驅(qū)替程度，有效監(jiān)測火驅(qū)開發(fā)的效果并及時(shí)對氣竄部位采取封堵措施。

考慮水平段流體流入不均勻的“跟趾效應(yīng)”、儲集層各向異性等因素的影響，結(jié)合注采井間連通系數(shù)，進(jìn)行示蹤劑模擬火線展布（圖3）。注氣井I5-0151C2井、I51-156 井與水平井H-NEW 井關(guān)聯(lián)程度較高，火線推進(jìn)較快，高溫氣體示蹤劑模擬火線運(yùn)移軌跡驗(yàn)證了井間連通性模型用于表征火線位置具較高合理性，井間連通性與示蹤劑模擬2 種方法吻合程度較高。后期對于注氣井方案進(jìn)行調(diào)整，應(yīng)適當(dāng)加快I5-0158C井的注氣速度，或者減少I5-0151C2 井和I51-156 井的月增注氣量，以保持火線均勻推進(jìn)，減少二次燃燒，提高原油采收率。

圖3 高3618區(qū)塊示蹤劑模擬火線展布Fig.3.Fire front distribution simulated by tracer in Block Gao 3618

4 注采參數(shù)優(yōu)化

4.1 注氣強(qiáng)度優(yōu)化

在火驅(qū)過程中，火線的徑向傳遞使火線波及范圍變大，在一定范圍內(nèi)，火線推進(jìn)速度與注氣強(qiáng)度呈正相關(guān)[24-25]。若注氣強(qiáng)度過低，會導(dǎo)致燃燒帶熄滅；若注氣強(qiáng)度過高，易發(fā)生氣竄或造成二次燃燒，影響開發(fā)效果，此時(shí)需要適度提高注氣強(qiáng)度來滿足原油燃燒的供氧量，使燃燒區(qū)域均勻推進(jìn)。

初期注氣強(qiáng)度為

最大注氣強(qiáng)度為

注氣強(qiáng)度月增量為

利用（12）式—（15）式，計(jì)算出火驅(qū)注氣參數(shù)：初期注氣強(qiáng)度為260 m3/（m·d），最高注氣強(qiáng)度為1 200 m3/（m·d），注氣強(qiáng)度月增量為30 m3/（m·d），根據(jù)實(shí)際開發(fā)動態(tài)進(jìn)行調(diào)整。

I5-0151C2 井、I51-156 井和I5-0158C 井的初始日注氣量分別為10 000 m3、10 000 m3和10 500 m3，模擬不同單井月增注氣量下對比采收率和累計(jì)注采氣油比，隨著單井月增注氣量的增加，累計(jì)產(chǎn)油量會逐漸增多，但超過一定范圍后，火線推進(jìn)速度與月增注氣量呈負(fù)相關(guān)，單井月增注氣量均為3 000 m3時(shí)，累計(jì)空氣油比較低，開發(fā)效果較好。

4.2 產(chǎn)液速度優(yōu)化

在上述優(yōu)化注氣強(qiáng)度的前提下，調(diào)整生產(chǎn)井的產(chǎn)液量，通過監(jiān)測尾氣排量、封堵氣竄通道、關(guān)井等措施控制火線的推進(jìn)速度，單井產(chǎn)液量過大、火線驅(qū)替不均導(dǎo)致井筒附近高溫燃燒，模擬水平井日產(chǎn)液量分別為80 m3、100 m3和120 m3時(shí)，采收率分別為56.08%，60.46%和58.99%，水平井H-NEW 井日產(chǎn)液量為100 m3，較為合理（圖4）。

圖4 不同產(chǎn)液速度下模擬高3618區(qū)塊溫度平面及剖面分布Fig.4.Simulated lateral and vertical temperature distribution at different liquid production rates in Block Gao 3618

不考慮地質(zhì)因素的變化，對現(xiàn)有基礎(chǔ)井網(wǎng)調(diào)控開發(fā)參數(shù)，I5-0151C2 井與I51-156 井初期日注氣量均為10 000 m3，I5-0158C 井日注氣量為10 500 m3，各井月增注氣量為3 000 m3，水平井H-NEW 井日產(chǎn)液量為100 m3，以此牽引火線，減緩氣竄，使火線較均勻推進(jìn)。由圖5 可知，注采參數(shù)調(diào)整后火線推進(jìn)均勻，燃燒充分，開發(fā)效果較好。

圖5 高3618區(qū)塊注采參數(shù)優(yōu)化前后火線波及范圍對比Fig.5.Sweep scopes of fire front before and after parameter optimization in Block Gao 3618

通過tNavigator 氣體示蹤劑模擬火驅(qū)在油藏中的波及程度，即用被示蹤劑驅(qū)洗過的油層體積占油層總體積的百分?jǐn)?shù)計(jì)算得到波及系數(shù)，比原始條件下擴(kuò)大8.74%。通過數(shù)值模擬得到原始條件下該井組采收率為53.73%，牽引火線后采收率為60.46%，采收率提高了6.73%，增幅明顯。

5 結(jié)論

（1）通過火驅(qū)物理模擬實(shí)驗(yàn)結(jié)果擬合，修正了不同反應(yīng)階段的反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)，應(yīng)用于數(shù)值模擬模型中進(jìn)行實(shí)際產(chǎn)量與模擬產(chǎn)量的擬合，區(qū)域擬合精度由80%提升至85%。

（2）地下油藏變化極其復(fù)雜，通過系統(tǒng)辨識理論建立井間連通性模型，量化注采井間動態(tài)連通關(guān)系，借助高溫氣體示蹤劑驗(yàn)證模型合理性并表征火線運(yùn)移軌跡，可為火驅(qū)注采參數(shù)優(yōu)化提供重要依據(jù)。

（3）結(jié)合注采井間連通系數(shù)和示蹤劑模擬結(jié)果，針對三注一采直井和水平井組合井組，優(yōu)化注采參數(shù)，控制火線較均勻推進(jìn)，參數(shù)優(yōu)化后火驅(qū)波及系數(shù)擴(kuò)大了8.74%，采收率提高了6.37%，效果顯著。

符號注釋

a、b、c——分別為C、H、O的原子數(shù)；

A——燃燒率；

C——摩爾氣體常數(shù)；

Cw——燃燒的質(zhì)量濃度，kg/m3；

d——注采井距，m；

Ea——活化能，kJ/mol；

E——指前因子；

f、g——反應(yīng)級數(shù)，f=1，g為0.5～1.0；

h1——地層總厚度，m；

h2——射孔總厚度，m；

H——一階線性時(shí)滯系統(tǒng)的傳遞函數(shù)，m3/d；

I（t）——注氣井對生產(chǎn)井在t時(shí)刻的累計(jì)激勵注入量，m3；

Ii（t）——注氣井i井在t時(shí)刻注氣量，m3/d；

K——反應(yīng)速率常數(shù)；

m、n、n0——分別為m、n、n0時(shí)刻；

n1、n2、n3、n4、n5——整數(shù)；

N1——生產(chǎn)井總數(shù)，口；

N2——注氣井總數(shù)，口；

Pi——初期注氣強(qiáng)度，m3/（m·d）；

Pmax——最大注氣強(qiáng)度，m3/（m·d）；

Pm——注氣強(qiáng)度月增量，m3/（m·d）；

qj（n0）——生產(chǎn)井j井產(chǎn)液量初始值，m3/d；

q（t）——一階線性系統(tǒng)單位階躍響應(yīng)產(chǎn)液量初始值，m3/d；

qj（t）——生產(chǎn)井j井在t時(shí)刻注入脈沖作用下的響應(yīng)產(chǎn)液量，m3/d；

r1——燃燒前波及半徑，m；

r2——燃燒后波及半徑，m；

Rc——反應(yīng)速率，mol/（m3·s）；

Rw——原油燃燒速率，kg/（m3·s）；

S——拉普拉斯變量；

t——火驅(qū)時(shí)間，d；

tmax——燃燒最大范圍所需時(shí)間，d；

T——溫度，℃；

U——時(shí)間常數(shù)；

W——空耗量，m3/m3；

X——火線推進(jìn)最大速度，m/d；

λij——連通系數(shù)；

α——不平衡常數(shù)，m3/d；

βij——時(shí)滯系數(shù)；

γ——生產(chǎn)井j井與第i口注氣井間產(chǎn)液量初始值的影響權(quán)重。