海上深水氣井間歇采氣控水開發(fā)實驗研究

郭敏靈 崔書姮 董 釗 孟文波 陳 誠 張海翔

(1. 中海油能源發(fā)展股份有限公司工程技術湛江分公司， 廣東 湛江 524057；2. 中海石油(中國)有限公司湛江分公司， 廣東 湛江 524057；3. 東北石油大學， 黑龍江 大慶 163000)

南海深水油氣資源量占南海油氣資源總量的70%，深水及超深水海域面積達153 km2，因此深水油氣區(qū)是未來海洋油氣資源勘探開發(fā)的重要方向[1-3]。南海深水氣田L氣田屬于邊底水驅動型氣藏，開發(fā)中面臨中后期生產(chǎn)見水的風險?，F(xiàn)有較為成熟的控水工藝，如可膨脹封隔工具[4]、堵水凝膠[5]、吸水膨脹型高分子化合物(WSP)[6-8]、流入控制裝置(ICD)[9-10]等，在海上油田也有應用[11-12]，但都僅適用于油井開發(fā)。對于氣井開發(fā)，目前尚無較好的控水方法。同時，海上深水氣井作業(yè)成本極其高昂，無法在后期生產(chǎn)期間通過修井實施控堵水干預作業(yè)。

間歇采氣技術，通常是基于水錐推進模擬結果來及時調整氣井生產(chǎn)制度，從而實現(xiàn)控水。從經(jīng)濟性和可控性的角度出發(fā)，可采用間歇采氣技術進行海上深水氣井開發(fā)。間歇采氣過程中有關井、開井2個重要環(huán)節(jié)。在關井環(huán)節(jié)，儲層壓力恢復，原有的底水脊進流場會因壓力擾動而重新分布，進而使氣水界面發(fā)生變化。合理的間歇采氣方式能夠延緩底水脊進程度，均衡氣水界面、增大底水波及體積、提高氣藏最終采收率?，F(xiàn)有研究大多側重于間歇采氣制度的優(yōu)化，而對其作用機理、關井時機缺少深入探討。本次研究中，將通過海上深水氣井間歇采氣實驗對間歇采氣的作用機理、關井時機及關井時長進行深入分析和優(yōu)化。

1 間歇采氣作用機理實驗研究

生產(chǎn)制度不科學往往會影響氣藏開發(fā)底水脊進程度的強弱。隨著生產(chǎn)壓差不斷增大，儲層的流體滲透性增幅也在變大。在頂部氣層，由于氣相流動性強而導致的能量損失速度大于底部水相能量供給速度，底水脊進壓差增大進而使底水脊進加劇。為了驗證該推論，我們通過以下實驗分析間歇采氣底水控脊的作用機理。

1.1 大型三維填砂物理模擬實驗設計

在本次大型三維填砂物理模擬實驗中，設計了實驗裝置(3D釜)和模擬系統(tǒng)，其中模擬系統(tǒng)由回壓控制系統(tǒng)、注入系統(tǒng)、計量采集系統(tǒng)、氣液分立系統(tǒng)、數(shù)控系統(tǒng)等部分組成，其運行流程如圖1所示。以3D釜及其內部監(jiān)測的數(shù)控系統(tǒng)為核心，數(shù)控系統(tǒng)主要由壓力場采集探頭、含水飽和度場電阻率測試探頭和采集卡等設備組成。實驗設備的基本參數(shù)有：有效空間，500 mm × 500 mm × 500 mm；最高工作溫度，150 ℃；最大工作壓力，50 MPa；總重，約3.0 t。

在大型填砂模型中，充填低滲透率儲層時需對釜體進行特殊處理，否則砂體難以具備低滲透儲層特征。因此，在釜體內壁上設計了卡槽，在卡槽上插入帶滲透孔的薄鋼隔板將原釜體內部大空間分隔成若干小空間，從而在小空間內充填出具備低滲透儲層特征的砂體。

圖1 大型三維邊底水氣藏物理模擬實驗運行流程

對于含水飽和度測試，根據(jù)鹽水與氣/水的電阻差異來設計。與鹽水相比，天然氣的電阻率幾乎為無窮大，因此，可采用電學性能反映底水脊進情況。通過矩形波低頻交流電(供給電流I)輪巡測得A、B兩電極間的電位差ΔU(A，B)，根據(jù)表征電阻求得實測電阻率，再由I求得含水飽和度。

(1)

(2)

式中：R—— 表征電阻，Ω；

I—— 電流，A；

Kd—— 電極系數(shù)；

Rt—— 實測電阻率，Ω；

Ro—— 儲層完全含水電阻率，Ω；

Sw—— 含水飽和度，%；

δ—— 與巖性有關的常數(shù)；

α—— 飽和度指數(shù)。

1.2 實驗方法

目標區(qū)南海L-1氣田位于南海QDN盆地凹陷中央峽谷內，主要目的層埋深約3 400 m，水深約1 500 m。儲層物性較好，屬于高 — 特高孔、高 — 特高滲儲層，地層水型為NaHCO3。目標區(qū)塊邊底水驅動控制的地質儲量占總儲量80%以上，邊底水的水侵風險高。L-1氣田共有14口開發(fā)井，9口中高水淹風險井，見水風險高。取L-1-4H井的參數(shù)搭建模型，方法如下：

(1) 布常規(guī)水平井(直徑9 mm)，布井后以石英砂充填主釜體，其滲透率為500×10-3μm2；然后，安裝底水層隔斷，建立厚度約10 cm的底水層。

(2) 飽和水，同時測定氣藏模型的孔隙體積34.2L。首先，打開底部注水泵和注水閥，飽和水。其次，飽和氣，通過2個注氣閥注入空氣，再從2個出氣閥排出。注氣速度區(qū)間為7～30 mL/min，直到束縛水飽和度為0.23 。接著，通過注水閥注入水，至注入量接近25 L時頻繁打開放氣閥觀察是否見水，若見水說明底水層已充滿。然后，關閉所有閥門，通過注氣閥再次飽和氣，直到釜體中的壓力達到30 MPa。同時，釜體外接一個儲氣罐作為供給氣源。儲氣量計算需遵循相似準則。如L-1-4H井控區(qū)橫縱比為77，折算后的外接30 MPa儲氣罐體積為0.457 m3。

(3) 向底水層供給恒定壓力30 MPa，以生產(chǎn)壓差0.4 MPa進行恒壓底水驅采氣實驗。生產(chǎn)9 d后關井停產(chǎn)，進行關井增能測試。

(4) 觀察采集系統(tǒng)氣藏底水前緣界面推進情況，直至采出端含水率達到98%時結束實驗。

間歇采氣機理研究實驗方案是：井筒長度，30 cm；井筒打開程度，平均密度0.3；關井時機，生產(chǎn)9 d后；關井時長，1.0、1.5、2.0 h；關井周期，1個周期；生產(chǎn)壓差，0.4 MPa。

1.3 實驗相似性設計

在三維底水脊進實驗中，必須考慮相似性問題。在此根據(jù)以下數(shù)學模型和動力相似原則來加以闡述[13-15]。

氣相方程：

(3)

式中：ρg—— 氣相密度，kg/m3；

μg—— 氣相黏度，Pa·s；

qg—— 氣相流量，m3/d；

φ—— 孔隙度，%；

Sg—— 為含氣飽和度，%。

水相方程：

(4)

式中：ρw—— 水相密度，kg/m3；

μw—— 水相黏度，Pa·s；

qw—— 水相流量，m3/d；

Sw—— 含水飽和度，%。

運動方程：

(5)

(6)

式中：ug—— 氣相速度，m/s;

K—— 滲透率，μm2；

Krg—— 殘余氣滲透率，μm2；

pg—— 氣相壓力，MPa；

uw—— 水相速度，m/s;

K—— 滲透率，μm2；

Krw—— 殘余水滲透率，μm2；

pw—— 水相壓力，MPa。

飽和度方程：

Sg+Sw=1

(7)

定解條件：

pg(x，y，z，t)|t=0=pgi(x，y，z)

(8)

主要相似準數(shù)如下：

式中：Lm—— 井控區(qū)長度，m；

Hm—— 水平井避水高度，m；

LL—— 實驗室井控區(qū)長度，m；

HL—— 實驗室水平井避水高度，m；

pg0—— 氣藏初始壓力下的氣相壓力，MPa；

pw0—— 氣藏初始壓力下的水相壓力，MPa；

ρw0—— 氣藏初始壓力下的水相密度，kg/m3；

ρg0—— 氣藏初始壓力下的氣相密度，kg/m3；

σ—— 氣水界面張力，mN/m；

θ—— 潤濕接觸角，(°)；

Krgw—— 殘余氣條件下的水相滲透率；

Kcwg—— 束縛水條件下的氣相滲透率；

xR、yR、zR—— 氣藏x、y、z方向的特征尺寸；

Π1—— 幾何相似度；

Π2、Π3—— 氣、水相在原始地層壓力下與采氣量為Q時的驅動壓差之比；

Π4、Π5—— 氣、水相的黏滯力與驅動力之比；

Π6、Π7—— 氣、水相的重力與驅動力之比；

Π8—— 采氣量為Q時的毛管力與驅動壓差之比；

Π9—— 水平井的生產(chǎn)壓差與趾跟壓降之比。

產(chǎn)能方程：

(9)

擬壓力函數(shù)方程：

(10)

(11)

式中：H—— 避水高度，m；

x—— 氣水前緣高度，m；

Q—— 產(chǎn)能，m3/d；

α—— 產(chǎn)能修正系數(shù)；

Kg—— 氣測滲透率，μm2；

Tsc—— 標況下溫度，℃；

T——溫度，℃；

p—— 驅替壓力，MPa；

psc—— 標況下壓力，MPa；

Z—— 氣體偏差因子；

μg—— 氣相黏度，Pa·s；

A—— 橫截面積，m2。

水平井井筒壓降公式：

Δpi=Δpmix+Δpwall+pacc

(12)

式中：Δpmix—— 混合壓降，MPa；

Δpwall—— 摩擦壓降，MPa；

Δpacc—— 徑向流入加速度壓降，MPa。

相似設計方法如下：

(1) 根據(jù)氣藏原型參數(shù)，選擇合適的幾何尺寸相似比例系數(shù)，并根據(jù)Π1確定模型的尺寸參數(shù)。

(2) 根據(jù)氣井試產(chǎn)產(chǎn)量，結合底水氣藏水平井產(chǎn)能公式和井筒摩擦壓降公式，分別計算水平井的生產(chǎn)壓差Δpp-M和流量均衡分布時的趾跟端壓降Δpf-M，以及二者的比值。

(3) 根據(jù)物理相似準則換算實驗用生產(chǎn)壓差Δpp-L，并根據(jù)Π8計算跟趾端壓降Δpf-L。

(4) 給定模型中的井筒初值，計算Δpp-L與Δpf-L，并迭代計算跟趾端壓降。此時求得的井筒半徑即實驗用井筒半徑，產(chǎn)量即與原模型對應的模型產(chǎn)量。

于是得到以下結果：水平井相似長度為30 cm；生產(chǎn)時間等效為時間比尺，為長度比尺的立方除以采氣速度比尺；單井配產(chǎn)滿足Π2-Π7相似準則，速度比尺通常為長度比尺的平方；氣藏模擬壓力為30 MPa，以保證實驗的絕對安全；孔滲型，與礦場相同；井區(qū)橫縱比，為測試所得變量；采氣速度2%～4%對應的生產(chǎn)壓差為0.2～0.6 MPa。

1.4 實驗結果分析

1.4.1 關井期間的壓力動態(tài)分析

底水氣藏初始壓力為30 MPa，布井開發(fā)后氣藏內壓力發(fā)生了變化。關井前儲層壓力場變化如圖2所示。若用p0、p1、p2分別代表底水層、底水脊進區(qū)、氣藏區(qū)的平均壓力，則有p0>p1>p2，且隨著生產(chǎn)過程的推進p0與p2差值越來越大。在持續(xù)生產(chǎn)中，若頂部氣層不及時補增能量，則底水脊進的前緣形態(tài)將隨壓差增大而變得陡峭，脊進程度逐漸加劇。

圖2 關井前儲層壓力場變化

關井期間壓力場的動態(tài)變化如圖3所示?？梢钥闯觯P井措施起到了氣層補充能量的效果，從而使底水層與頂部氣層的真實壓差值(p0-p2)變小，即底水脊進壓差變小，脊進趨勢減弱。

圖3 底水氣藏開發(fā)壓力場動態(tài)

1.4.2 關井期間的流場動態(tài)分析

底水氣藏開發(fā)中，關井1個周期的流場動態(tài)變化過程如圖4所示。由于氣相的流動能力遠遠高于水相，因經(jīng)儲層頂部氣相區(qū)能量損失的速度大于底水脊進區(qū)能量補充的速度，且此現(xiàn)象越來越明顯。當生產(chǎn)9 d時，脊進前緣形態(tài)“凸出”。此后進行關井處理：關井1 h，底水脊進的凸出部位界面先發(fā)生回落，凸字兩肩向上推進；關井1.5 h，底水前緣界面開始整體向上推進；關井2 h，氣水界面回到關井時刻，凸出前緣水位線。

圖4 底水氣藏關井一個周期的流場變化

圖5所示關井期間的壓力分析過程。在底水氣藏未投產(chǎn)時，其儲層內壓力恒定為p0，布井開發(fā)后氣藏內壓力發(fā)生變化。根據(jù)流體永遠從高壓端指向低壓端流動的原則原則，生產(chǎn)過程中的底水氣藏內壓力關系為：p0>p1>p2>p3，p4>p1，p4>p5。即儲層內呈現(xiàn)出的流動態(tài)勢為，p0指向p1、p2、p3及井底；p4指向p5，p4指向p1；p5指向p2、p6。采用間歇采氣關井措施后，流場發(fā)生以下變化：氣相由p6與p6′指向p3流動，并迅速平衡整個氣藏區(qū)壓力。用p7表示平衡后的壓力，由于氣體的流動能力遠遠高于水相，則p2與p7的關系可能有兩種情況：

圖5 壓力分析示意圖

(1)p7>p2。根據(jù)流體流動方向原理，水脊前緣水頭界面將被壓低，有利于控水開發(fā)。這正是實驗中的現(xiàn)象。

(2)p7≤p2。說明底水前緣與底水供給層無限接近，氣水界面前緣還未形成明顯的底水水脊態(tài)勢，屬于無效關井。

無效關井將會降低采氣效率，故選擇正確的關井時機十分重要。與此同時，氣水界面兩肩部位，如右側壓力分布為p4>p5，則p4處的水相始終向p5流動，這將進一步拉平整個氣水界面直至p4=p5。而在前一種情況下，壓力場繼續(xù)演進，很快使p7=p2。此后，整體氣水界面(包括p2處)再次向上推進，直至儲層壓力達到30 MPa，或者未至30 MPa時再次開井生產(chǎn)。

2 間歇采氣關井時機選擇實驗

大于生產(chǎn)壓差時底水脊進陡峭程度增加，小于生產(chǎn)壓差時底水脊進相對平緩。因此，間歇采氣技術的關井時機最遲應在形成此臨界壓差之時。

2.1 實驗方案

關井時間節(jié)點的實驗測試方案：取滲透率為0.1、0.5、1.0、2.0、2.5 μm2的巖心樣品，各自分別在0.2、0.4、0.6、0.8、1.0、2.0、4.0、6.0、8.0、10.0 MPa的不同壓差條件下進行注水。

2.2 實驗結果

儲層滲透率-水侵速度-生產(chǎn)壓差的關系曲線如圖6所示?？梢钥吹?，水侵速度隨著驅替壓差增大而加快，且其曲線上存在變化加劇的拐點，不同滲透率曲線拐點所對應的壓差值也不同，滲透率越大其拐點對應的生產(chǎn)壓差越小。這說明在非均質儲層開發(fā)時問題較突出，壓差越大水脊程度越大，尤其是在驅替壓差大于非均質儲層滲透率最大值曲線拐點對應的壓差時。

2.5 μm2儲層在生產(chǎn)壓差為0.6 MPa時的水侵速度為114.32 mL/min，0.1 μm2儲層在生產(chǎn)壓差為0.6 MPa時的水侵速度為11.38 mL/min，二者相差102.94 mL/min。若氣藏繼續(xù)生產(chǎn)而氣層能量未得到及時補充，則氣層壓力快速下降而導致底水脊進壓差增大。假設壓差增至1.0 MPa，此時2.5 μm2儲層的水侵速度為185.69 mL/min，而0.1 μm2儲層的水侵速度為20.72 mL/min，二者的差值為164.97 mL/min。顯然，后一個差值比前一個差值增大了62.03 mL/min，底水水脊現(xiàn)象加劇，不利于氣藏開發(fā)。因此，為了避免底水水脊因為生產(chǎn)制度的影響而加劇，建議將目標井儲層最大滲透率產(chǎn)水速度曲線拐點對應的驅替壓差設置為非均質儲層底水氣藏開發(fā)的安全生產(chǎn)臨界點，即當?shù)姿畬优c氣層壓差到達臨界點時需及時實施關井增能措施。各級滲透率儲層對應的底水脊進臨界壓差如表1所示。

3 間歇采氣控水開發(fā)實驗

3.1 水脊加劇臨界壓差預測方法

對于關井時機節(jié)點對應的臨界壓差(底水層與氣層)，可在室內物理模擬實驗過程中通過埋在儲層內的壓力傳感器探頭進行實時反饋，但在實際礦場應用中卻不便在儲層內部預埋壓力測試傳感器。為了便于現(xiàn)場應用，提出根據(jù)累計產(chǎn)氣量預測水脊加劇臨界壓差的方法。

圖7 底水氣藏二維剖面主視圖

氣體通過儲層被采出到大氣壓下時，其體積會隨著壓力降低而增大。為了折算氣藏被采出的地下體積，應將出口處氣體計量的采出氣體積修正為地下體積(V0i)：

(13)

(14)

Vc=Vt-Vj

(15)

(16)

帶入已知的ΔpL、φ、Vt、pi，可知ΔVL=(V0i-Vj)。

3.2 實驗步驟

(1) 布井，布常規(guī)水平井(直徑9 mm)。布井后使用石英砂充填主釜體，如L-1-4H井為非均質滲透率，分為4段充填：0 — 9 cm段滲透率為0.25 μm2；9 — 15 cm段滲透率為2.50 μm2；15 — 25 cm段滲透率為0.25 μm2；25 — 30 cm段滲透率為1.50 μm2。然后，建立底水層，厚10 cm。

(2) 飽和水，測定氣藏模型孔隙體積34.2 L。飽和氣，直到釜體中的壓力達到30 MPa。同時，釜體外接一個儲氣罐作為供給氣源，儲氣量計算需遵循相似準則。如L-1-4H井控區(qū)橫縱比為1 ∶77，折算后的外接30 MPa儲氣罐體積為0.457 m3。

(3) 對底水層供給恒定壓力30 MPa，以生產(chǎn)壓差0.4 MPa進行恒壓底水驅采氣實驗，觀察數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)反演的氣藏底水前緣界面推進規(guī)律。

(4) 記錄產(chǎn)氣、產(chǎn)水情況，計算采出氣地下體積與注水體積之差。當采出氣地下體積與注水體積差值ΔVL等于(V0i-Vj)時，在對應時間節(jié)點Ti關井增能，按方案執(zhí)行關井時長。

(5) 繼續(xù)生產(chǎn)，記錄產(chǎn)氣、產(chǎn)水情況，計算采出氣地下體積與注水體積之差。當采出氣地下體積與注水體積差ΔVL再次等于(V0i-Vj)時，開始下一周期關井停產(chǎn)。

(6) 重復步驟，直至含水率為98%時結束實驗。

實驗方案如表2所示。

表2 L-1-4H井實驗方案

3.3 實驗結果分析

3.3.1 水脊分析

水驅至含水率98%時的氣水分布情況如圖8所示。其中，方案Y-1的水平井持續(xù)生產(chǎn)開發(fā)氣藏至采出端含水率為98%時，底水脊進前緣明顯呈“凸”形，且水平井高滲帶含水飽和度明顯高于低滲處，過早水淹導致氣藏仍有較多氣體未采出。方案Z-4為水平井間歇采氣開發(fā)氣藏至采出端含水率為98%，非均質儲層特有的底水脊進前緣參差不齊的狀況得到了改善。特別是氣藏底部的水體波及程度明顯隨關井時長增加而增大，高含氣飽和度區(qū)域范圍明顯減小。方案Z-3關井時長2 h組對應的水脊圖較為理想，優(yōu)于方案Z-1、Z-2、Z-3的關井時長0.5、1.0、6.0 h組。同時，關井時長6.0 h組的氣水前緣界面反而會高于關井前脊進前緣高度。這說明間歇采氣技術應用的關井時長具有選擇性，不可過久。

圖8 水驅至含水率98%時的氣水分布情況

3.3.2 日生產(chǎn)數(shù)據(jù)與關井周期分析

圖9所示分別為底水氣藏對應的日產(chǎn)氣和日產(chǎn)水生產(chǎn)曲線。可以看出，方案Z-1、Z-2、Z-3周期采氣組延長無水采氣的時間最久，分別比方案Y-1持續(xù)生產(chǎn)組見水時間延遲1、1.5、2 d。日產(chǎn)氣曲線存在波浪狀，關井時間越長日產(chǎn)氣量越低。方案Z-4關井6.0 h組的日產(chǎn)水曲線顯示，關井時長過久可能會導致氣井提前見水，Z-4組比Z-3組見水時間提前0.5 d。因此，間歇采氣技術的關井時長以不超過2.0 h為宜。

圖9 5種開發(fā)方案的產(chǎn)氣與產(chǎn)水曲線

此外，統(tǒng)計間歇采氣控水開發(fā)實驗關井周期，共9輪。關井周期間隔隨關井周期增大而縮短，二者成負相關，擬合后相關系數(shù)達到99.84%。表3所示為實驗所測關井時機折算的礦場尺度。

表3 實驗所測尺度關井時機折算的礦場尺度

3.3.3 含水率與采收率分析

圖10所示為5種開發(fā)方案的采收率與含水率。方案Y-1、Z-1、Z-2、Z-3、Z-4對應的采收率分別為58.12%、61.06%、62.33%、61.45%、56.33%。采收率的提升主要發(fā)生在無水采氣期，見水后各組的采收率增幅相差不大。此外，采用間歇采氣組方案Z-1、Z-2、Z-3組比持續(xù)采氣組Y-1的采收率分別提高了2.94、4.21、3.33個百分點。采用間歇采氣Z-4組采收率比Y-1持續(xù)采氣組采收率組下降1.79個百分點。再次說明關井時間不宜過長，Z-2與Z-3組對比已經(jīng)表現(xiàn)出隨關井時長增加氣井增產(chǎn)下降的趨勢。綜合分析認為，L-1-4H井間歇采氣制度的室內關井時長以1.0～2.0 h最佳，折算礦場關井時長以10.3～20.6 d最佳。

圖10 5種開發(fā)方案的含水率與采收率變化

4 結 語

對間歇采氣技術進行了作用機理、關井時機及關井時長的優(yōu)化實驗研究。明確間歇采氣技術的主要作用機理是，及時為氣層增能，防止因氣相流動能力強、氣層能量損失快導致的底水層與氣層真實生產(chǎn)壓差變大而使水脊加劇。針對不同滲透率巖心在不同壓差條件下進行注水實驗，進一步得到水侵速度加劇的對應注水壓差，根據(jù)該注水壓差等底水脊進壓差原則確定關井時機。通過大型三維物理模擬底水氣藏開發(fā)裝置，開展了間歇采氣技術開發(fā)底水氣藏控錐機理研究實驗，明確了關井期間儲層內的壓力場與流場變化規(guī)律，認為關井時機不宜過早、關井時長不宜過久。通過優(yōu)化篩選實驗，確定了最佳的關井時長。