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數億噸，由于超稠油地下流動性差，直井火驅技術無法直接應用。Greaves等[1-2]提出了利用水平井進行趾端到跟端的注空氣的重力火驅技術(THAI)，其采用水平井技術，將燃燒氧化反應釋放的熱量通過巖石和煙道氣體向下傳輸至冷油區(qū)，實現了原油短距離驅替的效果。加拿大Whitesands油田[3]，中國遼河G3618、新疆風城油田等[4-7]也陸續(xù)開展室內和礦場研究，但實施過程中遇到出砂[3]、井筒失效[8-9]等問題，成熟的工業(yè)化模式有待完善。目前國內外學者主要針對其泄油機理[3,10]、布井方式[11]和燃燒前緣調控[3,12]等進行的研究，認可了重力火驅在高黏度稠油動用方面的優(yōu)越性，但是關于其區(qū)帶特征、泄油規(guī)律等研究鮮有報道。因此，基于數值模擬方法，分析重力火驅的機理、區(qū)帶特征和泄油規(guī)律，建立產能預測方程，研究重力火驅礦場調控策略和方法。

1 重力火驅生產和區(qū)帶演化分析

為了觀察重力作用對THAI的影響，建立數值模擬模型，模型的長、寬分別為200、100 m，縱向上分為8個小層，共35 m。模型考慮固相、油相、水相、氣相，組分劃分為水、重質油、輕質油、CO2、N2、O2、焦炭7個組分。50 ℃原油黏度為59 834 mPa·s，滲透率為1 335 mD，點火溫度為500 ℃，注氣強度為30 000 m3/d；水平井射孔段高溫(200 ℃)時關閉射孔段，井底流壓為1.5 MPa；生產井以定產液量50 m3/d生產?；痱屵^程主要包含稠油裂解、稠油氧化、焦炭燃燒3個化學反應(表1)。

表1 火驅數值模型化學反應Table 1 The chemical reaction of fire flooding numerical model

1.1 重力火驅生產階段劃分與特征

通過數值模擬可以深入分析重力火驅的流動與生產規(guī)律，得到重力火驅的開發(fā)特征。由縱向溫度場(圖1)和開發(fā)曲線(圖2)可知：隨著火驅開發(fā)的進行，火驅波及范圍和日產油均呈階段性特征，因此，可將重力火驅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個階段。建立腔體連通階段(圖1a，0～200 d)：溫度場實現跟端和趾端的溝通，水平井見氣，日產油不穩(wěn)定，但整體呈上升趨勢。橫向展布見效階段(圖1b，200～2 000 d)：溫度場實現橫向拓展，水平井產氣穩(wěn)定，日產油基本穩(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，日產油由穩(wěn)定開始逐步遞減。突破遞減階段：此時燃燒以達到跟端，日產液量和日產油量快速下降，含水上升，該階段采出程度低且持續(xù)時間短，不做進一步分析。各階段生產特征如表2所示。

1.2 重力火驅區(qū)帶演化與驅油機理分析

在重力火驅某一中間時刻，溫度場發(fā)展使燃燒前緣前方5～10 m范圍內流度增加，成為主要泄油段，該范圍內含油飽和度明顯下降。可見，水平井產油主要是由于儲層垂向上流度變化而導致的垂向流動。由重力火驅垂向泄油剖面(圖3)，箭頭表示該網格內液體流動方向和速度大小)可知，流體的流動主要以垂向為主，并具有明顯的分區(qū)特征，從外到內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個區(qū)域，此剖面會隨著火驅前緣的移動而向前推進。

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

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

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

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

接觸燃燒前緣后，原油中部分重質組分形成燃料，其余重質組分黏度下降，受重力作用產出。輕質組分分布受控于泄油腔，燃燒腔和泄油腔中間的高溫區(qū)使輕質組分蒸餾，隨高速氣流由水平井產出，泄油腔以外輕質組分油少量變化。圖3中液體流速顯示出油氣混合流動區(qū)是重力火驅產量的主要貢獻區(qū)。重力火驅推進過程中，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，為高溫燃燒準備燃料。焦炭沉積外圍5 m左右范圍內是油氣混合流動區(qū)，也是主要的泄油帶。

圖4為重力火驅過程中的油、氣、水相飽和度分布圖。由圖4可知：在重力火驅的初始時刻(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，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，生產井產量較為穩(wěn)定。

圖4 重力火驅過程中的油、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為，該區(qū)域內只是CO2相對含量較高，絕對量很低。水蒸氣在氣相區(qū)中的分布呈現頂部低、底部高的特點。

2 重力火驅產量計算與生產調控

2.1 重力火驅穩(wěn)產階段產量公式

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

結合數值模擬認為，THAI火驅的燃燒面呈現橢圓更為符合實際情況，建立重力火驅簡化物理模型如圖6。重力火驅推進過程中燃燒面不是完全波及，而是沿注采井連線上的一個橢球面推進，因此，波及體積為半圓柱+1/4橢球體，泄油期間，水平生產井產量平穩(wěn)。依據該假設，計算總產量為：

圖5 生產1 500d重力火驅中尾氣分布規(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為累計產油量，m3；Q為日產油量，m3/d；t為生產時間，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為井控范圍內平均含油飽和度；φ為井控范圍內平均孔隙度；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。將式(1)對t進行求導，得到日產油與火驅的關系：

(2)

此次數值模擬過程中，橢球長度未能完全覆蓋整個油藏寬度，測得b為30 m。根據現場油藏典型參數，設置h為30 m，b為30 m，So為0.6，φ為0.3，dl/dt為0.05 m/d，則日產油計算結果為12.72 m3/d。

在重力火驅穩(wěn)定燃燒階段，日產油與火驅范圍呈線性關系。對式(2)分離變量并積分，可得到累計產油量，進而計算采收率。式(2)可作為基于重力火驅的產量預測公式，討論不同條件下的重力火驅產量變化。

以往研究表明，燃燒前緣移動速度為4～12 cm/d時才能保證燃燒穩(wěn)定。參考重力火驅特點，分別計算前緣移動為6、8 cm/d時橫縱向的擴展比(b/h)、波及高度與日產油的關系圖版(圖7)。由圖7可知，重力火驅的日產油量與橫向擴展、火線移動速度呈正相關?？梢姡W排布很大程度地影響重力火驅的采收率。

圖7 不同重力火驅擴展比產量預測Fig.7 The production prediction of different gravity fire flooding expansion ratios

3 重力火驅注采分析與調控方法

3.1 注氣速度和排氣速度關系

由前文可知，重力火驅穩(wěn)定燃燒泄油階段的采油速度與火線推進速度呈正相關。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的空氣耗量可以計算出所需的空氣注入量，假設地層壓力不變且未發(fā)生氣竄，最低空氣注入量可認為是1/2橢圓面在穩(wěn)定向前推進時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。

重力火驅過程中，可以利用式(3)進行注氣速度的設計和調控。當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。但是數值模擬結果表明，注氣量達到20 000 m3/d時才能滿足0.03 m/d的推進速度(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入井筒的作用。因此，在保證燃燒所需空氣注入量的同時，應增大注氣速度來提高驅油效果。

表3 注氣速度與前緣推進速度關系模擬結果Table 3 The simulation results of the relationship between gas injection rate and leading edge propulsion rate

THAI火驅燃燒前緣推移速度與常規(guī)火驅相比較慢，分析原因主要為氣體非直接驅替，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過程中應優(yōu)先考慮燃燒前緣的穩(wěn)定推進而不是提高燃燒前緣推進速度。

3.2 重力火驅注采調控方法

設置模型的氣量排注比為0.7，限制日產液為理論日產油的2倍，生產曲線見圖8。由圖8可知，燃燒前緣可以推進到跟端，但是日產油不穩(wěn)定且累計產油量較低，表明限制注排比會導致氣體攜油的作用降低，導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系(表4)可知，當排注比為1.0時，采出程度最高，因此，礦場進行重力火驅時應按此比例進行注采參數的調控。

圖8 排注比為2∶3時的生產動態(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生產動態(tài)影響的研究。研究發(fā)現，生產井采液量設置在其理論產油量(式3)的1.0～1.5倍時，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)且燃燒面會出現嚴重的超覆，不利于提高最終采收率。采液量設置在其理論產油量的2.0～3.0倍時效果較為理想，燃燒溫度高于420 ℃，不存在煙道氣窒息效應，采出程度也隨之提高至60%左右(表5)。

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

4 結論和建議

(1) 重力火驅水平井產油主要是由于垂向上流度變大而導致垂向流動；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) 依據重力火驅的生產動態(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個典型階段。

(3) 按照橢球模型公式，可以計算最低注氣速度。在現場重力火驅實施過程中，可以采用2倍理論產油量設計采液量，排注比為1，2倍理論計算注氣量進行生產設計。

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