于雪峰

(中海油能源發(fā)展有限公司天津分公司，天津 300450)

0 引 言

中國超稠油油藏探明儲量達(dá)數(shù)億噸，由于超稠油地下流動性差，直井火驅(qū)技術(shù)無法直接應(yīng)用。Greaves等[1-2]提出了利用水平井進(jìn)行趾端到跟端的注空氣的重力火驅(qū)技術(shù)(THAI)，其采用水平井技術(shù)，將燃燒氧化反應(yīng)釋放的熱量通過巖石和煙道氣體向下傳輸至冷油區(qū)，實(shí)現(xiàn)了原油短距離驅(qū)替的效果。加拿大Whitesands油田[3]，中國遼河G3618、新疆風(fēng)城油田等[4-7]也陸續(xù)開展室內(nèi)和礦場研究，但實(shí)施過程中遇到出砂[3]、井筒失效[8-9]等問題，成熟的工業(yè)化模式有待完善。目前國內(nèi)外學(xué)者主要針對其泄油機(jī)理[3,10]、布井方式[11]和燃燒前緣調(diào)控[3,12]等進(jìn)行的研究，認(rèn)可了重力火驅(qū)在高黏度稠油動用方面的優(yōu)越性，但是關(guān)于其區(qū)帶特征、泄油規(guī)律等研究鮮有報(bào)道。因此，基于數(shù)值模擬方法，分析重力火驅(qū)的機(jī)理、區(qū)帶特征和泄油規(guī)律，建立產(chǎn)能預(yù)測方程，研究重力火驅(qū)礦場調(diào)控策略和方法。

1 重力火驅(qū)生產(chǎn)和區(qū)帶演化分析

為了觀察重力作用對THAI的影響，建立數(shù)值模擬模型，模型的長、寬分別為200、100 m，縱向上分為8個(gè)小層，共35 m。模型考慮固相、油相、水相、氣相，組分劃分為水、重質(zhì)油、輕質(zhì)油、CO2、N2、O2、焦炭7個(gè)組分。50 ℃原油黏度為59 834 mPa·s，滲透率為1 335 mD，點(diǎn)火溫度為500 ℃，注氣強(qiáng)度為30 000 m3/d；水平井射孔段高溫(200 ℃)時(shí)關(guān)閉射孔段，井底流壓為1.5 MPa；生產(chǎn)井以定產(chǎn)液量50 m3/d生產(chǎn)?；痱?qū)過程主要包含稠油裂解、稠油氧化、焦炭燃燒3個(gè)化學(xué)反應(yīng)(表1)。

表1 火驅(qū)數(shù)值模型化學(xué)反應(yīng)Table 1 The chemical reaction of fire flooding numerical model

1.1 重力火驅(qū)生產(chǎn)階段劃分與特征

通過數(shù)值模擬可以深入分析重力火驅(qū)的流動與生產(chǎn)規(guī)律，得到重力火驅(qū)的開發(fā)特征。由縱向溫度場(圖1)和開發(fā)曲線(圖2)可知：隨著火驅(qū)開發(fā)的進(jìn)行，火驅(qū)波及范圍和日產(chǎn)油均呈階段性特征，因此，可將重力火驅(qū)劃分為建立腔體連通、橫向展布見效、穩(wěn)定燃燒泄油、突破遞減4個(gè)階段。建立腔體連通階段(圖1a，0～200 d)：溫度場實(shí)現(xiàn)跟端和趾端的溝通，水平井見氣，日產(chǎn)油不穩(wěn)定，但整體呈上升趨勢。橫向展布見效階段(圖1b，200～2 000 d)：溫度場實(shí)現(xiàn)橫向拓展，水平井產(chǎn)氣穩(wěn)定，日產(chǎn)油基本穩(wěn)定，上升速度減緩。穩(wěn)定燃燒泄油階段(圖1c，2 000～4 000 d)：燃燒前緣穩(wěn)定推進(jìn)，日產(chǎn)油由穩(wěn)定開始逐步遞減。突破遞減階段：此時(shí)燃燒以達(dá)到跟端，日產(chǎn)液量和日產(chǎn)油量快速下降，含水上升，該階段采出程度低且持續(xù)時(shí)間短，不做進(jìn)一步分析。各階段生產(chǎn)特征如表2所示。

1.2 重力火驅(qū)區(qū)帶演化與驅(qū)油機(jī)理分析

在重力火驅(qū)某一中間時(shí)刻，溫度場發(fā)展使燃燒前緣前方5～10 m范圍內(nèi)流度增加，成為主要泄油段，該范圍內(nèi)含油飽和度明顯下降?？梢姡骄a(chǎn)油主要是由于儲層垂向上流度變化而導(dǎo)致的垂向流動。由重力火驅(qū)垂向泄油剖面(圖3)，箭頭表示該網(wǎng)格內(nèi)液體流動方向和速度大小)可知，流體的流動主要以垂向?yàn)橹鳎⒕哂忻黠@的分區(qū)特征，從外到內(nèi)可分為外圍未動用區(qū)、油氣混合流動區(qū)(黃色)、純氣區(qū)(紅色)3個(gè)區(qū)域，此剖面會隨著火驅(qū)前緣的移動而向前推進(jìn)。

圖1 重力火驅(qū)縱向溫度場Fig.1 The longitudinal temperature profile of gravity fire flooding

圖2 重力火驅(qū)開發(fā)曲線Fig.2 The production curve of gravity fire flooding

表2 重力火驅(qū)階段劃分及特征Table 2 The division and characteristics of gravity fire flooding stages

圖3 重力火驅(qū)垂向泄油剖面Fig.3 The vertical oil drainage profile of gravity fire flooding

接觸燃燒前緣后，原油中部分重質(zhì)組分形成燃料，其余重質(zhì)組分黏度下降，受重力作用產(chǎn)出。輕質(zhì)組分分布受控于泄油腔，燃燒腔和泄油腔中間的高溫區(qū)使輕質(zhì)組分蒸餾，隨高速氣流由水平井產(chǎn)出，泄油腔以外輕質(zhì)組分油少量變化。圖3中液體流速顯示出油氣混合流動區(qū)是重力火驅(qū)產(chǎn)量的主要貢獻(xiàn)區(qū)。重力火驅(qū)推進(jìn)過程中，燃燒前緣會與焦炭沉積協(xié)同發(fā)展，焦炭沉積于高溫燃燒前緣前部，為高溫燃燒準(zhǔn)備燃料。焦炭沉積外圍5 m左右范圍內(nèi)是油氣混合流動區(qū)，也是主要的泄油帶。

圖4為重力火驅(qū)過程中的油、氣、水相飽和度分布圖。由圖4可知：在重力火驅(qū)的初始時(shí)刻(200 d)，建立腔體連通階段，和歷史注入蒸汽熱腔形成溝通，形成垂向油流(圖4a)；熱采初期(1 500 d)以橫向展布趾端重力泄油為主，溫度場向前推進(jìn)，泄油墻由油氣區(qū)和水氣區(qū)2部分組成，水氣區(qū)主要受蒸餾作用位于油氣區(qū)前部(圖4b)；在穩(wěn)定燃燒階段(3 500 d)，受氣體超覆作用影響，燃燒面向上部發(fā)展(圖4c)，形成船型燃燒腔和約1/4球面的泄油面，該泄油面穩(wěn)定推進(jìn)，生產(chǎn)井產(chǎn)量較為穩(wěn)定。

圖4 重力火驅(qū)過程中的油、氣、水三相飽和度分布場Fig.4 The three-phase saturation distribution field of oil, gas and water during gravity-fire flooding

燃燒腔內(nèi)充滿氣體，燃燒腔的邊緣也是泄油腔體的邊緣，主要起到與生產(chǎn)井溝通作用，油藏壓力在這一區(qū)域變化較大，下降約3～4 MPa。燃燒前緣區(qū)帶前方有明顯的氣相區(qū)(圖5)，氣相中含有N2、CO2和水蒸氣。該區(qū)帶開始于燃燒面(與CO2尾氣帶重合)，結(jié)束于集水蒸汽帶。集水蒸汽帶前方仍有大量CO2分布，但是綜合氣體飽和度分析認(rèn)為，該區(qū)域內(nèi)只是CO2相對含量較高，絕對量很低。水蒸氣在氣相區(qū)中的分布呈現(xiàn)頂部低、底部高的特點(diǎn)。

2 重力火驅(qū)產(chǎn)量計(jì)算與生產(chǎn)調(diào)控

2.1 重力火驅(qū)穩(wěn)產(chǎn)階段產(chǎn)量公式

在重力火驅(qū)的建立腔體連通、橫向展布見效階段，燃燒前緣分別向縱向和橫向擴(kuò)展，燃燒前緣的形態(tài)時(shí)刻變化，產(chǎn)量不穩(wěn)定；而在穩(wěn)定燃燒泄油階段，燃燒前緣穩(wěn)定推進(jìn)，產(chǎn)量相對穩(wěn)定，是主要的生產(chǎn)階段。因此，針對穩(wěn)定燃燒泄油階段建立產(chǎn)量方程，從而為生產(chǎn)調(diào)控提供依據(jù)。

結(jié)合數(shù)值模擬認(rèn)為，THAI火驅(qū)的燃燒面呈現(xiàn)橢圓更為符合實(shí)際情況，建立重力火驅(qū)簡化物理模型如圖6。重力火驅(qū)推進(jìn)過程中燃燒面不是完全波及，而是沿注采井連線上的一個(gè)橢球面推進(jìn)，因此，波及體積為半圓柱+1/4橢球體，泄油期間，水平生產(chǎn)井產(chǎn)量平穩(wěn)。依據(jù)該假設(shè)，計(jì)算總產(chǎn)量為：

圖5 生產(chǎn)1 500d重力火驅(qū)中尾氣分布規(guī)律Fig.5 The distribution law of exhaust gas during gravity fire flooding for 1500d production

圖6 重力火驅(qū)模型波及示意圖Fig.6 The schematic diagram of the sweep of the gravity fire flooding model

(1)

式中：N為累計(jì)產(chǎn)油量，m3；Q為日產(chǎn)油量，m3/d；t為生產(chǎn)時(shí)間，d；a為燃燒腔中橢球半徑，m；b為燃燒腔的橫向波及距離，m；h為燃燒腔的波及高度，m；l為沿水平井方向的波及距離，m；So為井控范圍內(nèi)平均含油飽和度；φ為井控范圍內(nèi)平均孔隙度；mR為單位體積油層的燃料消耗量，kg；ρo為原油密度，kg/m3。

式(1)中mR/ρo很小，可忽略不計(jì)。將式(1)對t進(jìn)行求導(dǎo)，得到日產(chǎn)油與火驅(qū)的關(guān)系：

(2)

此次數(shù)值模擬過程中，橢球長度未能完全覆蓋整個(gè)油藏寬度，測得b為30 m。根據(jù)現(xiàn)場油藏典型參數(shù)，設(shè)置h為30 m，b為30 m，So為0.6，φ為0.3，dl/dt為0.05 m/d，則日產(chǎn)油計(jì)算結(jié)果為12.72 m3/d。

在重力火驅(qū)穩(wěn)定燃燒階段，日產(chǎn)油與火驅(qū)范圍呈線性關(guān)系。對式(2)分離變量并積分，可得到累計(jì)產(chǎn)油量，進(jìn)而計(jì)算采收率。式(2)可作為基于重力火驅(qū)的產(chǎn)量預(yù)測公式，討論不同條件下的重力火驅(qū)產(chǎn)量變化。

以往研究表明，燃燒前緣移動速度為4～12 cm/d時(shí)才能保證燃燒穩(wěn)定。參考重力火驅(qū)特點(diǎn)，分別計(jì)算前緣移動為6、8 cm/d時(shí)橫縱向的擴(kuò)展比(b/h)、波及高度與日產(chǎn)油的關(guān)系圖版(圖7)。由圖7可知，重力火驅(qū)的日產(chǎn)油量與橫向擴(kuò)展、火線移動速度呈正相關(guān)?？梢?，井網(wǎng)排布很大程度地影響重力火驅(qū)的采收率。

圖7 不同重力火驅(qū)擴(kuò)展比產(chǎn)量預(yù)測Fig.7 The production prediction of different gravity fire flooding expansion ratios

3 重力火驅(qū)注采分析與調(diào)控方法

3.1 注氣速度和排氣速度關(guān)系

由前文可知，重力火驅(qū)穩(wěn)定燃燒泄油階段的采油速度與火線推進(jìn)速度呈正相關(guān)。為此，考察注氣速度對火線的影響即可得到注氣速度對穩(wěn)定燃燒泄油階段采油速度的影響。基于燃燒波及體積內(nèi)的空氣耗量可以計(jì)算出所需的空氣注入量，假設(shè)地層壓力不變且未發(fā)生氣竄，最低空氣注入量可認(rèn)為是1/2橢圓面在穩(wěn)定向前推進(jìn)時(shí)燃燒所消耗的空氣總量，即：

(3)

式中：Qinj為注氣速度，m3/d ；VR為單位體積油層消耗的空氣，m3/m3。

重力火驅(qū)過程中，可以利用式(3)進(jìn)行注氣速度的設(shè)計(jì)和調(diào)控。當(dāng)h為30 m，dl/dt為0.03 m/d，VR為300 m3/m3，則Qinj為12 717 m3/d。由此可見，保證0.03 m/d的燃燒速度只需要每日注入12 717 m3的空氣。但是數(shù)值模擬結(jié)果表明，注氣量達(dá)到20 000 m3/d時(shí)才能滿足0.03 m/d的推進(jìn)速度(表3)。通過分析可知，接近1/2的注入氣量起到攜帶低黏油進(jìn)入井筒的作用。因此，在保證燃燒所需空氣注入量的同時(shí)，應(yīng)增大注氣速度來提高驅(qū)油效果。

表3 注氣速度與前緣推進(jìn)速度關(guān)系模擬結(jié)果Table 3 The simulation results of the relationship between gas injection rate and leading edge propulsion rate

THAI火驅(qū)燃燒前緣推移速度與常規(guī)火驅(qū)相比較慢，分析原因主要為氣體非直接驅(qū)替，提高注氣速度不能帶來燃燒前緣移動速度的迅速提升。因此，在開展THAI過程中應(yīng)優(yōu)先考慮燃燒前緣的穩(wěn)定推進(jìn)而不是提高燃燒前緣推進(jìn)速度。

3.2 重力火驅(qū)注采調(diào)控方法

設(shè)置模型的氣量排注比為0.7，限制日產(chǎn)液為理論日產(chǎn)油的2倍，生產(chǎn)曲線見圖8。由圖8可知，燃燒前緣可以推進(jìn)到跟端，但是日產(chǎn)油不穩(wěn)定且累計(jì)產(chǎn)油量較低，表明限制注排比會導(dǎo)致氣體攜油的作用降低，導(dǎo)致大部分蒸餾為氣態(tài)超覆于油藏頂部。通過模擬不同排注比與采出程度關(guān)系(表4)可知，當(dāng)排注比為1.0時(shí)，采出程度最高，因此，礦場進(jìn)行重力火驅(qū)時(shí)應(yīng)按此比例進(jìn)行注采參數(shù)的調(diào)控。

圖8 排注比為2∶3時(shí)的生產(chǎn)動態(tài)Fig.8 The production dynamics when the discharge-injection ratio is 2:3

表4 排注比與采出程度關(guān)系Table 4 The relationship between discharge-injection ratio and recovery degree

開展了不同采液量對重力火驅(qū)生產(chǎn)動態(tài)影響的研究。研究發(fā)現(xiàn)，生產(chǎn)井采液量設(shè)置在其理論產(chǎn)油量(式3)的1.0～1.5倍時(shí)，剖面上沒有明顯的油氣混合流動區(qū)，空氣被迫向前推移，最高燃燒溫度385 ℃(4 000 d)且燃燒面會出現(xiàn)嚴(yán)重的超覆，不利于提高最終采收率。采液量設(shè)置在其理論產(chǎn)油量的2.0～3.0倍時(shí)效果較為理想，燃燒溫度高于420 ℃，不存在煙道氣窒息效應(yīng)，采出程度也隨之提高至60%左右(表5)。

表5 不同產(chǎn)液量比下的生產(chǎn)動態(tài)Table 5 The production dynamics under different liquid production ratios

4 結(jié)論和建議

(1) 重力火驅(qū)水平井產(chǎn)油主要是由于垂向上流度變大而導(dǎo)致垂向流動；泄油腔上部以燃燒熱力泄油為主，下部以氣體攜帶和重力泄油為主。

(2) 依據(jù)重力火驅(qū)的生產(chǎn)動態(tài)可以劃分為建立腔體連通、橫向展布見效、穩(wěn)定燃燒泄油3個(gè)典型階段。

(3) 按照橢球模型公式，可以計(jì)算最低注氣速度。在現(xiàn)場重力火驅(qū)實(shí)施過程中，可以采用2倍理論產(chǎn)油量設(shè)計(jì)采液量，排注比為1，2倍理論計(jì)算注氣量進(jìn)行生產(chǎn)設(shè)計(jì)。

(4) 影響重力火驅(qū)效果的因素中，以燃燒前緣過早突破進(jìn)入生產(chǎn)井最為惡劣。因此，在實(shí)際生產(chǎn)的燃燒初始階段需考慮油藏非均質(zhì)性，采取在注氣井中部偏下射孔，并進(jìn)行生產(chǎn)井預(yù)熱措施。