水淹稠油油藏火驅(qū)開發(fā)受效特征研究

才 業(yè)

(中國石油遼河油田分公司，遼寧 盤錦 124010)

0 引 言

遼河油田錦91塊油藏埋深為922～1 060 m，地層傾角為8～13 °，沉積類型為扇三角洲前緣亞相沉積，屬高孔高滲儲層，油層發(fā)育穩(wěn)定、連續(xù)性好，在構(gòu)造低部位發(fā)育能量較強邊水，為典型互層狀邊水水淹稠油油藏。錦91塊歷經(jīng)三十余年蒸汽吞吐開發(fā)，水淹嚴(yán)重，進入蒸汽吞吐開發(fā)末期，累積回采水率高達220%，現(xiàn)有注汽方式蒸汽熱利用率低，無法進一步提高采收率，油藏瀕臨廢棄。目前，國內(nèi)外水淹稠油油藏蒸汽吞吐后轉(zhuǎn)換驅(qū)替方式開發(fā)難度大?；痱?qū)技術(shù)具有高溫裂解、加熱降黏等機理和驅(qū)油效率高、采收率高、熱量利用率高等技術(shù)優(yōu)勢[1-2]，國外大多將火驅(qū)技術(shù)應(yīng)用于一次采油過程[3]，遼河油田杜66塊、新疆油田紅淺無水淹油藏蒸汽吞吐開發(fā)后期轉(zhuǎn)換驅(qū)替方法時選擇采用火驅(qū)，現(xiàn)場開發(fā)試驗取得成功[4]。但對于水淹稠油油藏火驅(qū)技術(shù)，尚處于探索階段，火驅(qū)地下反應(yīng)機理復(fù)雜、油藏設(shè)計無先例可循，亟待研究。因此，有必要開展水淹油藏火驅(qū)開發(fā)機理及開發(fā)規(guī)律研究，指導(dǎo)現(xiàn)場水淹油藏火驅(qū)的設(shè)計和調(diào)控。

1 水淹稠油油藏火驅(qū)機理及特征

通過物理模擬和數(shù)值模擬研究，檢驗水淹油藏火驅(qū)可行性，研究水淹油藏火驅(qū)機理，分析火線前緣遇到油藏存水后的反應(yīng)特征。

1.1 增壓排水作用機理

利用遼河油田錦91塊錦45-12-更22井原油進行油伴砂裝填火驅(qū)二維模擬實驗，裝填量為3.346 kg。設(shè)計初始含油飽和度為30%，注氣速率為8～20 L/min，點火溫度為500 ℃。

由于實際油藏水體為無限大水體，整個實驗過程采取邊部注水井持續(xù)注入的方式模擬邊底水。在建立水體階段，模型中存水量為942 mL，火驅(qū)階段開始采用恒壓2.6 MPa注入水體，模擬弱水淹油藏火驅(qū)變化；之后提高注入壓力至2.8 MPa，模擬強水淹油藏火驅(qū)變化至實驗結(jié)束(表1)。由表1可知，在火驅(qū)階段，水淹油藏的產(chǎn)水量大于注水量，模型內(nèi)存水量減少了26%，模型內(nèi)邊水范圍不斷縮小。此外，礦場試驗表明，轉(zhuǎn)火驅(qū)2 a后，油井含水率可由90%以上降至75%，產(chǎn)油量上升，與蒸汽吞吐開發(fā)方式相比，地層壓力由2.0 MPa上升至4.7 MPa。

表1 錦91塊火驅(qū)不同階段注產(chǎn)水量Table 1 Water injection volume at different stages of fire flooding in Jin91 block

綜上所述，在較高的地層壓力、強烈的成墻作用等多種因素共同作用下，水淹油藏火驅(qū)增壓作用強烈，可達到抑制水侵作用。隨著注氣井不斷注氣，火線向前推進，油墻在地層中向前運移，驅(qū)替儲層孔隙里的水，達到抑制水侵的作用。

1.2 水淹稠油油藏火驅(qū)蒸汽帶特征

數(shù)值模擬研究結(jié)果表明(圖1)，水淹油藏火驅(qū)后，150 ℃等溫線范圍為未水淹油藏火驅(qū)后范圍的2倍，常規(guī)油藏火驅(qū)蒸汽帶寬度為5.7～6.9 cm，水淹油藏火驅(qū)蒸汽帶寬度為13.0～14.0 cm，水淹油藏火驅(qū)蒸餾作用更強，蒸汽波及范圍更廣。因此，水淹油藏火驅(qū)具有一定濕式燃燒效果。

圖1 火驅(qū)數(shù)值模擬溫度剖面Fig.1 Reservoir simulated temperature profile of fire flooding

2 水淹稠油油藏火驅(qū)油藏工程設(shè)計

由于濕式火驅(qū)操作較為復(fù)雜，且水淹油藏火驅(qū)具有一定濕式燃燒效果，因此，在開發(fā)方式上采用干式正向火驅(qū)方式，初期采用4個面積井網(wǎng)(圖2)，后期轉(zhuǎn)為9個井距為83 m的線性井網(wǎng)(圖3)，分強、弱水淹2種方式進行現(xiàn)場試驗，研究不同水淹程度和不同含油飽和度對火驅(qū)效果的影響。根據(jù)水淹狀況不同，基于物理模擬研究成果，考慮地層存水量對火驅(qū)效果的影響，采用變速注氣方式設(shè)計不同時間段的注氣強度，對強、弱2個試驗區(qū)的火驅(qū)操作參數(shù)分別設(shè)計：強、弱水淹井組點火溫度分別為500 ℃和450 ℃；弱水淹井組初期注氣強度為400 m3/(m·d)，強水淹井組初期注氣強度為500 m3/(m·d)，且注氣強度均隨火驅(qū)加熱半徑的擴大而逐月遞增。合理的層段組合可在最大程度提高采出程度的同時，保證縱向各層均勻受效?？紤]錦91塊非均質(zhì)性強、邊水發(fā)育、縱向動用差異大的油藏特點，借鑒杜66塊火驅(qū)經(jīng)驗，應(yīng)用物模和數(shù)值模擬等研究方法，確定滲透率級差小于3、厚度為6～15 m的界限組合火驅(qū)層段，指導(dǎo)火驅(qū)實施。

圖2 錦91塊初期面積火驅(qū)井網(wǎng)線示意圖Fig.2 The initial areal well pattern for fire flooding in Jin91 block

圖3 錦91塊后期線性火驅(qū)井網(wǎng)線示意圖Fig.3 Late linear well pattern for fire flooding in Jin91 block

優(yōu)化射孔層段可有效遏制注入氣體超覆，提高火驅(qū)開發(fā)縱向動用程度，實現(xiàn)火驅(qū)高效開發(fā)。數(shù)值模擬研究表明：對于注氣井，油層厚度小于2 m時注氣井段全部射開，油層厚度為2～5 m時射開注氣井段下部2/3，油層厚度為5～10 m時射開注氣井段下部1/2可取得最佳火驅(qū)開發(fā)效果，提高縱向動用程度；對于生產(chǎn)井，考慮地層傾角及注采對應(yīng)關(guān)系，油層厚度為2～5 m時，上傾方向射開生產(chǎn)井下部1/2，下傾方向射開生產(chǎn)井下部2/3；油層厚度為5～10 m時，上傾方向射開生產(chǎn)井下部1/3，下傾方向射開生產(chǎn)井下部1/2，能有效減緩火驅(qū)超覆，提高火驅(qū)縱向動用程度。

3 水淹稠油油藏火驅(qū)開發(fā)特點及受效特征

3.1 水淹稠油油藏火驅(qū)開發(fā)階段及特點

統(tǒng)計錦91塊火驅(qū)后產(chǎn)出尾氣、溫度和壓力監(jiān)測資料，總結(jié)火驅(qū)單井、井組產(chǎn)量變化規(guī)律，分析物理模擬與數(shù)值模擬研究結(jié)果，以地層壓力、火驅(qū)燃燒指標(biāo)(視H/C原子比、氣體GI指數(shù))、燃燒溫度及燃燒狀態(tài)、火線推進速度及產(chǎn)量為基本評價參數(shù)，將水淹油藏火驅(qū)分為4個階段，并建立不同階段技術(shù)指標(biāo)界限(表2)。由表2可知：與常規(guī)稠油油藏火驅(qū)相比，水淹稠油油藏火驅(qū)增加了初始的增壓排水階段，該階段主要特點為產(chǎn)液量大幅上升，由轉(zhuǎn)驅(qū)前的5.0～10.0 t/d升至15.0～30.0 t/d，產(chǎn)油量小幅升高，含水率下降約5個百分點，壓力和溫度小幅上升，此時，原水淹區(qū)內(nèi)含水飽和度場由注氣井向生產(chǎn)井外推，火驅(qū)10個月后，含水飽和度達到75%的區(qū)域明顯減少，表明該階段可以有效抑制邊水作用；在第2階段，火線開始形成，油井日產(chǎn)油量快速上升，含水率下降至80%左右；第3階段火線向前推進，形成有效的熱效驅(qū)替，日產(chǎn)油量穩(wěn)定在高值，此時為火驅(qū)的產(chǎn)油高峰期；當(dāng)火線到達生產(chǎn)井，火驅(qū)進入第4階段，日產(chǎn)油量開始遞減，由于數(shù)模模型封閉，與實際油藏情況不完全相同，火驅(qū)結(jié)束時火線快速到達生產(chǎn)井且產(chǎn)量遞減快，該階段技術(shù)指標(biāo)界限有待進一步研究。

表2 錦91塊火驅(qū)開發(fā)不同階段技術(shù)指標(biāo)界限Table 2 Technical indicator boundaries with fire flooding in Jin91 block at different

通過對無水淹油藏、弱水淹油藏及強水淹油藏火驅(qū)產(chǎn)油量變化分析可知：無水淹油藏火驅(qū)見效早，產(chǎn)油峰值低，穩(wěn)產(chǎn)期相對較短；水淹油藏火驅(qū)開發(fā)初期見效慢，排水期為1～2 a，水淹程度越大,排水期越長,產(chǎn)油高峰越滯后，同時，邊底水能量越強，增壓作用越強，產(chǎn)油峰值越高，穩(wěn)產(chǎn)期越長，火驅(qū)階段的采出程度越高；強水淹油藏火驅(qū)高峰期日產(chǎn)油可達12.0～13.5 t/d，比弱水淹油藏高2.0～3.5 t/d。由于水淹油藏火驅(qū)初期排水期較長，經(jīng)濟性不佳，建議盡量減少增壓排水階段時間，快速形成火線，促進油井盡早見效。

3.2 水淹油藏火驅(qū)典型受效特征

火驅(qū)受效特征主要表現(xiàn)在3個方面，包括單井及井組產(chǎn)量較轉(zhuǎn)驅(qū)前升高，尾氣指標(biāo)達到高溫氧化燃燒標(biāo)準(zhǔn)以及原油發(fā)生改質(zhì)降黏。錦91塊從2017年3月開始現(xiàn)場試驗，至2017年8月3日，完成先期設(shè)計的4個面積火驅(qū)井組點火工作，在面積火驅(qū)連續(xù)驅(qū)替階段，火驅(qū)效果較好，形成增壓驅(qū)替，日產(chǎn)液大于330.0 t/d，日產(chǎn)油穩(wěn)定在30.0 t/d，且上傾方向生產(chǎn)井尾氣指標(biāo)達到高溫燃燒標(biāo)準(zhǔn)。

3.2.1 井組受效特征

火驅(qū)階段后，不同井組日產(chǎn)液和日產(chǎn)油均呈上升趨勢，但井組間開發(fā)效果存在一定差異。強水淹井組效果好于弱水淹井組，弱水淹井組單井組日產(chǎn)油為4.5～7.0 t/d，強水淹井組單井組日產(chǎn)油為9.6～17.1 t/d。尾氣分析化驗結(jié)果表明，CO2體積含量呈現(xiàn)逐步上升的趨勢，火驅(qū)2 a后，4個井組尾氣中平均CO2體積含量超過10%，O2體積含量小于3%。CO2體積含量逐漸增加表明地層內(nèi)發(fā)生了氧化反應(yīng)，部分井組實現(xiàn)高溫氧化燃燒。

3.2.2 典型單井受效特征

現(xiàn)場試驗2 a后，典型單井具備火驅(qū)受效特征。以錦45-012-21C井為例，日產(chǎn)液和日產(chǎn)油均呈上升趨勢，日產(chǎn)油由0.5 t/d升至6.2 t/d(圖4)，含水率下降約10個百分點，井口產(chǎn)液溫度從轉(zhuǎn)驅(qū)時的45 ℃升至90 ℃，各項尾氣指標(biāo)良好，其中CO2體積含量從初期8%升至16%，且后期持續(xù)穩(wěn)定，氧氣利用率大于90%，尾氣組分等判識指標(biāo)符合高溫燃燒標(biāo)準(zhǔn)。室內(nèi)實驗分析表明：原油改質(zhì)情況較好，原油黏度從轉(zhuǎn)驅(qū)前的13 955 mPa·s降至2 784 mPa·s，改質(zhì)后為普通稠油；主峰碳從C25前移至C17，原油密度、黏度不同幅度下降，產(chǎn)出原油品質(zhì)不斷改善[5-16]。

圖4 上傾方向錦45-012-21C井生產(chǎn)曲線Fig.4 Production curve of Well Jin45-012-21C in the up-dip direction

現(xiàn)場試驗發(fā)現(xiàn)，受效單井多為區(qū)塊的上傾方向生產(chǎn)井，下傾方向的生產(chǎn)井火驅(qū)基本不受效，如錦45-13-233井(圖5)。由圖5可知，錦45-13-233井的日產(chǎn)液、日產(chǎn)油、CO2體積含量、視H/C原子比、氧氣利用率等參數(shù)沒有變化，未見到受效特征，無明顯高溫燃燒跡象。

圖5 下傾方向錦45-13-233井生產(chǎn)曲線Fig.5 Production curve of Well Jin45-13-233 in the downdip direction

3.2.3 試驗區(qū)受效特征

先導(dǎo)試驗結(jié)果表明，錦91塊平面開發(fā)差異明顯，存在動用不均現(xiàn)象。轉(zhuǎn)驅(qū)后，部分單井表現(xiàn)出日產(chǎn)液、日產(chǎn)油上升，CO2含量增加等明顯受效現(xiàn)象，而一些單井轉(zhuǎn)驅(qū)后生產(chǎn)指標(biāo)沒有明顯變化，火驅(qū)未見效，綜合分析判斷，強、弱水淹試驗區(qū)的主要受效方向均為上傾方向。因此，與水淹模式相比，地層傾角因素對于火驅(qū)受效影響更大。

3.3 動用情況分析

強水淹火驅(qū)試驗區(qū)的平面動用程度略高于弱水淹試驗區(qū)。綜合單井、井組的受效特征及受效比例判斷，強水淹井組增壓驅(qū)替平面受效比例為68.8%，平面火驅(qū)動用程度為50.0%；弱水淹井組增壓驅(qū)替平面受效比例為64.3%，平面火驅(qū)動用程度為42.9%?？v向動用程度受氣體超覆作用和吸氣層段厚度影響，由于氣體超覆現(xiàn)象嚴(yán)重，總體以上部層位動用為主。由先導(dǎo)試驗吸氣剖面可知，吸氣層段集中在射孔段上部，下部基本不吸氣。如錦45-12-更22井組自2017年3月23日完成點火，當(dāng)天進行第一次吸氣剖面測試，6個解釋層均吸氣，之后液面逐步上升，2017年5月2日測試結(jié)果顯示液面為983.1 m，下部2個解釋層共8.6 m被淹沒不吸氣，2017年9月19日測試吸氣剖面顯示液面為970.5 m，上部2個解釋層共5.2 m吸氣，下部4個解釋層共12.2 m被淹沒不吸氣，2018年3月20日和9月20日再次測試，968.1 m處遇阻，由13次吸氣剖面測試結(jié)果可知，縱向上錦45-12-更22井組以上部層位動用為主(圖6)。由水淹井組縱向動用情況(表3)可知，弱水淹井組縱向吸氣厚度為21.2 m，高溫點火厚度為10.4 m，占總動用厚度的31.3%，低于成功火驅(qū)區(qū)塊杜66塊的40.0%；強水淹井組縱向吸氣厚度為12.3 m，高溫點火厚度為11.0 m，占總動用厚度的41.8%。

圖6 錦45-12-更22井縱向各層吸氣測試結(jié)果Fig.6 Testing results of gas injection in each longitudinal layer in Well Jin45-12-Geng22

表3 錦91塊先導(dǎo)試驗區(qū)弱、強水淹井組縱向動用情況Table 3 Longitudinal production of weak and strong water-flooded well groups in pilot test area of Jin91 block

3.4 水淹油藏火驅(qū)主要影響因素

火燒油層是一種復(fù)雜的物理和化學(xué)作用過程[5-6]。由先導(dǎo)試驗可知，合適的注氣強度、較高的剩余油飽和度以及井網(wǎng)設(shè)計方式，均為促使水淹油藏火驅(qū)成功的關(guān)鍵。

3.4.1 剩余油飽和度

不同的水淹程度造成剩余油飽和度不同，高蒸汽吞吐周期弱水淹導(dǎo)致剩余油較低，低蒸汽吞吐周期強水淹導(dǎo)致剩余油較高。現(xiàn)場試驗不同水淹程度的井組生產(chǎn)效果，對比二者井組產(chǎn)量，強水淹井組于I5-6生產(chǎn)效果較好，日產(chǎn)油比弱水淹井組于I1-4高5.0～7.0 t/d；對比單井產(chǎn)量發(fā)現(xiàn)，強水淹井組典型受效單井日產(chǎn)油為5.0 t/d，而弱水淹井組單井日產(chǎn)油為3.0 t/d。因此，轉(zhuǎn)驅(qū)時物質(zhì)基礎(chǔ)將決定后期火驅(qū)開發(fā)效果，剩余油飽和度越高火驅(qū)效果越好。

此外，含油飽和度高易于點火。室內(nèi)加熱實驗表明，低含油飽和度層溫度在較長時間內(nèi)沒有升溫現(xiàn)象，溫度曲線存在明顯臺階，溫度先升高至飽和蒸汽溫度并維持約50 min，再逐漸升高，最終逐步加熱至門檻溫度實現(xiàn)高溫燃燒(圖7)。高含油飽和度層點火后逐漸升溫，曲線較為平滑，未出現(xiàn)溫度臺階。

圖7 不同含油飽和度對點火時間的影響Fig.7 The influence of different oil saturation on firing time

3.4.2 井網(wǎng)影響

錦91塊受水淹影響，邊部水體能量較強，氣體超覆作用明顯，燃燒帶優(yōu)先向上傾方向波及，在下傾方向上幾乎沒有發(fā)生燃燒。8口上傾方向生產(chǎn)井在連續(xù)驅(qū)替階段日產(chǎn)液為160.0 t/d，日產(chǎn)油為19.5 t/d；目前日產(chǎn)液為140.0 t/d，日產(chǎn)油為12.0 t/d，平均日產(chǎn)油約為2.6 t/d。尾氣組分分析表明，CO2體積含量為14%，視H/C原子比為2.5，N2/CO2平均為5.5，氧氣轉(zhuǎn)化率為80%，整體燃燒特征表現(xiàn)出明顯的高溫燃燒狀態(tài)。8口下傾方向生產(chǎn)井，日產(chǎn)液為140.0 t/d，日產(chǎn)油為2.3 t/d；尾氣組分分析表明，CO2體積含量約為5%，視H/C原子比為7.0，N2/CO2平均為7.5，氧氣轉(zhuǎn)化率為50%，基本沒有高溫燃燒跡象。

為改善燃燒狀態(tài)，借鑒印度Balol油田火驅(qū)經(jīng)驗，采用高部位向下線性火驅(qū)井網(wǎng)開發(fā)[7]，由上傾方向開始，將頂部部分井作為注入井，可有效地阻止空氣和煙道氣向上運移[9]，從而有助于改善下傾部位生產(chǎn)井方向的燃燒動態(tài)。調(diào)整井網(wǎng)一個月后，部分單井CO2體積含量逐步上升，最高升至10%，下傾方向燃燒狀態(tài)趨勢逐步向好。因此，水淹油藏火驅(qū)采用高部位向下驅(qū)替線性井網(wǎng)效果好。

3.4.3 注氣強度影響

隨著火驅(qū)波及范圍的逐漸擴大，勻速注氣時，前緣溫度將下降，需不斷提高注氣強度，滿足火線不斷擴大所需的熱量，火線前緣溫度才能保持高溫狀態(tài)。實際生產(chǎn)動態(tài)情況顯示，注氣強度較高的井組生產(chǎn)效果較好，如錦45-14-更22井組一次點火時，吸氣剖面測得12號層位吸氣強度達到9 500 m3/m，該井組連續(xù)3個月日產(chǎn)油穩(wěn)定在13.0 t/d以上，CO2體積含量保持在16%，各項尾氣指標(biāo)達到高溫燃燒標(biāo)準(zhǔn)[6]。但在由面積井網(wǎng)轉(zhuǎn)線性井網(wǎng)時，受鉆井影響，注氣井的日注氣量降低50%，第3 d該井組日產(chǎn)油開始下降，至第6 d井組日產(chǎn)油下降4.5 t/d。

4 結(jié) 論

(1) 水淹稠油油藏火驅(qū)具有增壓驅(qū)替、抑制邊水侵入的作用機理，與常規(guī)稠油油藏火驅(qū)相比，具有蒸汽帶更寬、油墻區(qū)更寬、驅(qū)替壓力更高、增壓作用更強的特點。

(2) 水淹稠油油藏火驅(qū)劃分為排水、上產(chǎn)、穩(wěn)產(chǎn)、遞減4個開發(fā)階段，比常規(guī)稠油油藏火驅(qū)增加了增壓排水階段，為提高經(jīng)濟性，應(yīng)縮短排水期，實現(xiàn)油井盡早見效。

(3) 先導(dǎo)試驗實施后，典型受效井日產(chǎn)油上升，實現(xiàn)了高溫氧化燃燒，取得了一定的開采效果，證明了水淹稠油油藏火驅(qū)的可行性。但試驗過程中出現(xiàn)單方向受效、燃燒狀態(tài)差異較大等問題，通過調(diào)整火驅(qū)井網(wǎng)設(shè)計及操作參數(shù)，改善了水淹稠油油藏火驅(qū)效果。