致密砂巖氣藏多層合采氣水交互越流模擬實驗

李 奇 高樹生 劉華勛 葉禮友 安為國 劉廣昊

1.中國科學院大學 2. 中國科學院滲流流體力學研究所3. 中國石油勘探開發研究院滲流所 4. 中國石油華北油田公司第一采油廠

關鍵字：鄂爾多斯盆地；蘇里格；致密砂巖氣藏；氣、水層合采；滲流規律；層間越流；氣水交互

0 引言

蘇里格致密砂巖氣田是保證長慶氣區天然氣產量實現油氣當量 5 000×104t穩產、6 000×104t增儲上產的重要致密砂巖氣田[1-2]。其有效砂體規模小、儲層非均質性強、物性差，儲集層多以氣水混存型分布模式存在，直井開發鉆遇氣、水層垂向接觸模式多樣。當前尚未深入明確氣水層間兩相滲流規律，就大規模常規開發，導致相鄰氣井產水、產氣特征差異大，且部分氣井投產就產水[3-4]，是影響致密砂巖氣藏有效開發的關鍵問題[5-6]。由此可見，正確認識蘇里格致密砂巖氣藏不同氣水層分布模式下，多層合采氣水交互滲流的生產動態特征及滲流規律，可以為氣田精準、高效開發提出指導性建議。

目前關于蘇里格氣田氣、水層合采開發的物理模擬方法和種類較少。調研發現[7-11]，胡勇[12-14]等先后依據儲層地質特征，建立雙層氣藏、層間無越流的物模實驗，探究衰竭開發過程中單井生產動態特征以及儲層向氣井的供氣動態特征。游利軍[15-19]等開展多層氣、水層合采供氣能力的實驗研究，初步揭示氣井出水機理及不同因素對氣井供氣能力的影響。雖針對氣藏多層合采的物模實驗已有一些研究成果，但由于實驗條件及設備的不完善，以上所述實驗及成果均存在不同的局限性：①忽略氣藏儲層分布模式及開發方式的多樣化；②迫于研究條件的局限，無法考慮層間越流，認為層間“交流”只發生在井筒；③以上實驗采用多入口、出口相連的方式，未能揭示疊置儲層在實際生產時“氣水交互，層間干擾”的滲流規律。綜合目前研究現狀及存在的開發問題，需采用有效實驗研究手段，探究蘇里格致密砂巖氣藏氣、水層合采越流的生產動態特征及滲流規律。

本文統計蘇里格氣田大部分氣井氣水層分布特征，歸納并選取3種典型氣水層分布模式，探究實際氣藏開發生產時氣、水層間滲流規律。選取4組合適長度巖心作為研究對象，利用復雜氣藏開發多點測壓模擬實驗系統，設計復雜氣藏雙層流動多點測壓衰竭開發實驗流程，突破常規多層合采實驗方法，建立不同開發方式下氣、水層間可交互越流的雙層開發動態物模實驗。對比分析不同影響因素下每組實驗的壓降曲線、產水動態、采收率等變化，從而揭示蘇里格氣田不同氣水層分布模式下開發動態特征及層間滲流規律。

1 多層合采氣水交互越流實驗設計

針對蘇里格氣田2個典型區塊的氣井，應用可動水飽和度測井解釋新方法進行氣水層的解釋與識別，并歸納所有井的氣水層分布關系類型[20-21]，共劃分為4種基本氣水層分布模式（圖1）：M1純氣層分布，M2氣、水層遠距離間隔分布，M3氣水層緊鄰分布，M4氣水薄層交替分布。統計2個區塊四種分布模式的數量可知，第一個典型區塊中氣水分布模式M1、M2、M3、M4分別占比6%、12%、25%和57%；第二個典型區塊中氣水分布模式M1、M2、M3、M4分別占比18%、23%、48%和11%?？傮wM3、M4模式占比最多，且兩種模式本質均為氣層、含水層緊鄰疊置分布，所以設計氣、水層緊鄰分布的雙層合采物模實驗?？紤]到實驗室模擬條件以及直井壓裂時裂縫的不規則性，實驗使用3條長10 cm、內徑為0.17 cm的耐高壓管線均勻分置并連通兩層，以便于充分模擬真實流體在層間裂縫的滲流流動。通過對實際氣田直井的壓裂及生產狀況調研，同時計算該實驗模擬人造裂縫的相似比例[22]，基本實現了流體在層間裂縫越流條件的模擬效果，保證了雙層合采層間流體的“溝通”與 “交流”。同時設定M1純氣層分布模式作對比模式，使整個實驗模型設計具有完整性、對比性。

圖1 4種基本氣水層分布模式

選取研究區儲集層8塊滲透率介于0.05～3.5 mD之間的長巖樣。定義參數σ為含水層與氣層初始滲透率的比值，用以描述緊鄰氣、水層間滲透率差異，按照不同數量級的σ將巖樣分為4組不同物性的氣水層組合模式：σ=95.02的儲層組合模式A，σ=1.183的儲層組合模式B，σ=23.37的儲層組合模式C，σ=0.039的儲層組合模式D。依次針對模式A、B、C、D開展在不同含水階段的雙層合采氣水交互滲流對比實驗研究。模型設計中所選巖樣的尺寸、物性參數以及巖樣上各測點距離如表1所示。

表1 實驗巖樣常規物性參數表

2 實驗方案與過程

2.1 實驗原理及裝置

實驗巖心系統由兩個規格相同的長巖心夾持器組成，每個夾持器的測壓點內均為可嵌入式空心探針，以確保合采時層間流體交互越流。實驗前，根據多點測壓巖心夾持器使用說明與規范，按照多點夾持器的測點位置，相對應地在長巖心上打孔，孔深保持4 mm。實驗采用高純氮氣模擬儲集層中的天然氣，配置礦化度為60 000 mg/L的氯化鉀溶液。參考實際研究區儲層溫度、上覆壓力、孔隙壓力條件，設定所有實驗初始溫度為70 ℃，圍壓為40 MPa，流壓為30 MPa，并以500 mL/min的瞬時流速定容衰竭開發，直至儲層出口壓力降到廢棄壓力3 MPa（廢棄條件：出口端壓力約為初始流壓的10%[23-24]）。

鑒于研究區氣藏儲層分布模式及開發方式的多樣性，本實驗設計并搭建相應實驗裝置流程（圖2）。該實驗裝置系統由多點測壓模擬巖心系統、雙流體注入系統和綜合數據采集系統組成。多點測壓模擬巖心系統是氣層和（含）水層合采物模實驗的主要部分，通過控制測點間閥門5、6、7實現兩層流體間的交互流動。雙流體注入系統向巖心系統提供高壓氣體，也負責建立不同含水飽和度的含水層。綜合數據采集系統記錄實驗全過程的時間、各測點壓力、瞬時流量及累計產量等實驗數據。該實驗裝置具有耐高壓、密封性強、實驗效率高等特點，完全能夠滿足物理模擬實驗的基本要求。與常規多層并聯合采實驗不同，本次雙層合采越流實驗，重點在于層間流體的有效連通，以初步探究實際氣藏多儲層合采時層內滲流及層間越流規律。

圖2 復雜氣藏雙層流動多點測壓開發模擬裝置流程圖

2.2 實驗方案與過程

依次建立4種氣、水層組合模式A、B、C、D中含水層的不同含水飽和度，通過氣井多層連通合采的兩種開發方式，設計4種模式下的兩種合采開發方案和純氣層單層開采對比方案（圖3），即方案一：純氣層開采，模擬氣藏中純氣層獨立分布且只開采此層。方案二：氣水雙層同時射孔開采，模擬氣水組合模式A、B、C、D中含水層在不同含水飽和度下，與氣層并聯連通且同時射孔開采。方案三：僅射孔開采氣層，模擬氣水組合模式A、B、C、D中含水層在不同含水飽和度下，與氣層并聯連通但只對氣層進行射孔開采。方案二、三中每組實驗含水層的含水飽和度分別建立為100%、80%、70%、60%、50%。

圖3 氣、水層分布模式下的兩種開發方式圖

以上3種方案的物理模擬實驗詳細步驟如下：

2.2.1 方案一：純氣層開采

1）模式A中作為氣層的巖心烘干后放入夾持器，對準巖心打孔與夾持器測點位置，關閉所有閥門，確保實驗設備密封并調好實驗數據采集系統，檢查測點數據記錄是否正常。

2）保持氣層閥2關閉并打開閥1，增加氣層巖心的圍壓和內部孔壓，使二者保持5～8 MPa壓差同時上漲，直到圍壓達到40 MPa，氣層巖心的入口1與出口1流壓示數均穩定在30 MPa后關閥1。

3）待各測點壓力示數平衡時，開始實驗。打開閥2，并時刻調控回壓閥10，保持流量計的瞬時流量500 mL/min進行衰竭開采，控制系統每隔5 s記錄一組（5個）壓力數據，直至出口壓力降至3 MPa廢棄壓力時，實驗結束，關閉所有閥門。

4）分別更換模式B、C、D中作為氣層的巖心，均按照模式A進行步驟（1）～（3），分別開展其余模式的純氣層開采實驗。

2.2.2 方案二：雙層同時射孔開采

1）烘干模式A的兩塊長巖心，含水層巖心抽真空飽和地層水，建立100%的初始含水飽和度。兩塊巖心各自放入夾持器，打孔與測點位置對準，關閉并控制回壓閥10保持500 mL/min瞬時流量雙層衰竭合采。實驗過程中，系統軟件每隔5 s記錄兩儲層的壓力，直至氣層出口1壓力降至3 MPa廢棄時結束實驗。

4）關閉所有閥門，稱量并記錄實驗產出到中間容器的產出水，以及越流到氣層巖心的越流水。

5）取出巖心烘干，再分別建立該模式A中含水層其余含水飽和度80%、70%、60%、50%，依次按照步驟（1）～（4）進行含水層不同飽和度的對比實驗。最后更換模式B、C、D，進行對比實驗。

2.2.3 方案三：僅射孔開采氣層

方案三與上述實驗方案二的步驟（3）存在區別，方案三步驟（3）：只打開氣層的閥2，關閉含水層閥4，即不對含水層射孔開采，只對氣層進行衰竭開發，其余步驟則相同。重復以上實驗步驟，分別開展模式A、B、C、D中不同含水飽和度下僅射孔開采氣層的雙層合采氣水交互物理模擬實驗。

以上實驗通過觀測流量計示數大小，隨時手動調控出口閥門以保持500 mL/min流量，雖瞬時流量存在差量變化，但偏差量微小，誤差均在4%以內。另外，每組實驗完成后，使恒壓3 MPa氣體驅出流入氣層的越流水，出口接入氣液分離干燥管，保持溫度恒定氣驅8 h，每隔一段時間換新干燥管，最后計量總重量差即實驗越流水重量。

3 實驗結果與分析

所有閥門，確保實驗設備密封并調好實驗數據采集系統，檢查測點數據記錄是否正常。

2）保持閥2、4關閉，打開閥1、3，使用雙流體注入系統增加兩塊巖心的圍壓和內部孔壓，保持每層巖心的有效壓差5～8 MPa同時上漲。當建立100%含水飽和度時，利用注入系統的地層水壓使含水層達到30 MPa（含水層則先使用“氣驅水”實驗方法建立相應的含水飽和度，再依照實驗步驟注入高壓氣體至30 MPa）。當兩塊巖心的圍壓、孔壓均穩定在 40 MPa、30 MPa 時，關閉閥 1、3。

3）待各測點壓力示數平衡時，開始實驗。打開閥1、3使巖心兩端入口連通，打開連通閥5、6、7使兩層巖心連通，打開閥2、4使巖心兩端出口連通，

綜合處理實驗獲取的瞬時產量、累計產量、壓力、時間等參數，研究氣、水層合采時氣藏及氣層壓力特征、產水特征的變化，合采方案與純氣層單層開采方案對比的優劣差異，以及依靠裂縫實現的層間滲流對氣藏產量和采收率的影響等，分析并總結氣、水層合采時層間交互流動的開發動態特征及滲流規律，從而有利于指導蘇里格致密砂巖有水氣田的高效開發。

3.1 氣、水層合采壓力變化分析

3.1.1 壓力剖面結果與分析

根據致密砂巖氣藏物質平衡法[25-26]可知，帶有偏差系數的地層壓力即視壓力p/Z，在氣藏工程中通常替代壓力值（p）進行相關動態計算。按照巖心上各測點距離出口端長度值由小到大，依次設定橫坐標點，選取每組實驗衰竭至結束時，各測點及出入口的視壓力值作為縱坐標點。以此類推，做出模式A、B、C、D分別以實驗方案一、二、三開發時，不同含水飽和度條件下氣層各測點的壓力剖面圖，這里選擇最接近蘇里格氣田儲層物性的模式B為例說明。

方案二中氣層不同位置的壓力變化實驗結果（圖4-a）表明，含水飽和度（Sw）在60%～100%的致密高含水層與氣層合采時，與純氣層單層開采的壓力剖面相比，氣層壓力剖面變化較大。距離出口端較近區域的氣層各位置間壓差較大，壓降漏斗陡峭度明顯；距出口較遠區域的壓降較小且壓降速度變緩，說明高含水致密儲層與氣層合采時，致使氣層的泄流半徑變小，井控范圍變得有限，氣層動用范圍明顯縮小，距離泄流面越遠，氣藏的采出程度越低。致密含水層含水飽和度（Sw）在50%～60%時，氣層泄流半徑及井控范圍均變大，與純氣層單層開采壓力剖面相比，氣層壓力剖面變化甚小，兩組曲線趨勢形態較為一致，此條件下合采致密的中低含水層不會抑制氣層的生產。100%純水層與氣層合采時，相鄰位置處視壓力差小、壓降緩慢，氣層動用范圍大于含水60%組而稍小于含水50%組。這是由于100%純水致密儲層無氣體存在，純地層水體的膨脹能量小，產生層間干擾變弱，對氣層生產的抑制作用變弱，氣層則呈現出較大的泄流半徑與動用范圍。因此從整體上看，在低滲透致密氣藏中含水層與氣層合采時，隨含水層含水飽和度與能量的增加，對氣層滲流能力的抑制作用越來越強，導致氣層的泄流半徑、動用范圍均明顯減小。

圖4 模式B生產至廢棄時氣層壓力剖面變化曲線

方案三合采壓力變化曲線 （圖4-b）與相同條件方案二相比，氣層的壓降漏斗更加陡峭，各測點位置間的壓差更大，泄流面積變得更小，動用范圍更加有限。其余實驗結果得到的滲流規律及產生層間干擾機理相似，不再重述。

3.1.2 層間溝通的壓力變化分析

通過分析兩儲層3對連通點平均壓力的變化，也可反映層間流體的流動規律。計算不同時刻下氣、水層同層3個連通點的壓力平均值，以及水層與氣層的平均壓差變化曲線。

模式B兩組實驗進行說明：方案二100%純水層、79.4%含水層分別與氣層合采定容衰竭開發。由圖5-a可知，100%組實驗過程中，氣、水兩層連通點的平均壓力下降趨勢一致且壓差值較小，但壓差值發生正、負交替波動變化且位于合理的壓差變化范圍。開采前期0～330 s，水層與氣層連通點平均壓差存在負值，水層平均壓力小于氣層，促使氣層中氣體向水層流動；開采330 s至結束，水層與氣層壓差值大部分為正，水層平均壓力大于氣層，促使水層中流體向氣層越流。

為明確同一時刻不同連通位置的層間流體流動狀態，選取100 s時刻氣、水層分別在位置1、2、3壓力（圖5-b）。對比可知，100 s時刻位置3處水層壓力大于氣層壓力，兩層在位置1、2的壓力值相當，說明實驗進行100 s時，位置3處水層流體向氣層流動，剩余位置壓力值則反映兩層暫處于動態平衡狀態。兩層連通點平均壓差正負交替變化，同位置處壓力值上下小范圍波動，均證明致密氣、水層同時射孔合采，層間流體發生交互越流。

圖5 模式B下Sw=100%組雙層同時射孔開采的連通點壓力變化圖

另一組模式B中79.4%水層與氣層雙層射孔合采（圖6-a），兩層的平均壓力差值出現正、負波動變化，且壓差正負波動范圍較大。開采310 s時刻（圖6-b），位置1、2處氣層壓力大于含水層壓力，促使氣層中氣體向水層流動；位置3處氣層壓力小于含水層壓力，則含水層流體向氣層流動。壓力的瞬時值變化說明310 s時刻氣層中氣體通過位置1、2向含水層流動，含水層中流體通過位置3向氣層流動。圖6與圖5相比，連通點平均壓差上下波動的幅度較大，同時刻連通位置處兩層壓差較大，可知79.4%組相比100%組發生更劇烈的氣水交互越流，層間越流現象更明顯。同理，其余所有實驗組均存在層間交互越流，不再具體贅述。通過以上兩組典型實驗以及未展示其余組實驗均證實，實驗模擬條件下，氣、水層合采層間都存在氣水交互越流、相互干擾的流動現象。

圖6 模式B下Sw=79.4%組雙層同時射孔開采的連通點壓力變化圖

3.2 合采層間氣水交互滲流特征分析

3.2.1 四種模式下的產水特征分析

多層合采實驗的產出水與越流水可以反映層間流動情況，圖7為4種模式在兩種方案下不同含水階段的產水量統計圖。方案二的實驗組均存在越流水和產出水。方案三的實驗組僅存在越流水但無產出水。

圖7 4種儲層組合模式的產水量變化圖

分析方案二產水情況：同一模式下含水層在高含水（60%＜Sw＜100%）階段，隨其含水飽和度增加，層間越流水逐漸增多，其中最大越流水量可大于1.427 g。水體進入氣層后氣相滲流阻力變大，氣、水層間干擾現象越來越明顯，嚴重阻礙氣層生產。中低含水（Sw≤60 %）階段，含水層的含水飽和度減少導致越流水變少，觀察此條件下實驗組最大的越流水量也只有0.209 g，僅占高含水階段最大越流水量的1/7。此階段含水層對氣層的干擾抑制作用逐漸變弱且后期轉變為促進作用。另外，模式A與模式B的80%組相比，滲透率比值（σ）越大，層間越流水量越多，產出水量越多，反映出含水層對氣層甚至氣藏生產的抑制作用越強烈，層間干擾現象越明顯。其余模式的對比也具有相似規律。

以上實驗結果說明：合采過程中，相同含水階段下層間干擾劇烈程度，受控于含水層與氣層的滲透率比值（σ）。同時相同組合模式下，隨著含水層含水飽和度的上升，氣、水層間交互越流會進一步加劇，層間干擾現象變得更加明顯。在高含水期（60%＜Sw＜100%）合采時，滲透率比值（σ）較大的物性組合，尤其含水層滲透率大于氣層滲透率，其含水層物性相對較好，水相滲流能力較強，層間干擾對氣層產氣能力的抑制作用明顯增強，使得越流水量大于滲透率比值（σ）較小的組合模式。在中低含水（Sw≤60%）合采階段，含水飽和度減少，氣水層間越流現象不明顯，層間干擾對氣藏生產的抑制作用相對較弱且變化平緩。

3.2.2 氣、水層開發過程中交互滲流現象明顯

根據上述產水特征分析可知，多層合采時含水層中地層水會越流到氣層，嚴重阻礙氣體的產出。通過特定組實驗的產水情況，深入探究層間兩相流體的流動規律。以純水層Sw=100%組在方案二下的開發為例，首先假設氣層中無氣體進入純水層，若水層壓力下降Δp，儲層巖石孔隙體積縮小，地層中彈性能量變大，地層水會發生膨脹?；诩僭O條件，壓力下降 Δp，水層中水的膨脹量為 ΔVw[25,27]。若膨脹水量的數值等于越流水加產出水，則假設條件成立，反證法證明了氣層中沒有氣體進入水層；反之，假設不成立，即氣層中氣體進入水層。同理，按照相同假設與計算方法，計算實驗方案三100%純水層組的膨脹水，判斷膨脹水與實驗僅得到的越流水數值（實驗方案三無產出水）是否相等，若膨脹水量等于越流水量，則假設成立；反之，假設不成立。膨脹水計算公式如下：

圖8-a所示可知，方案二下模式A、C中膨脹水遠遠小于實驗計量的越流水與產出水的和，模式B、D中膨脹水量小于越流水和產出水的和。圖8-b所示，方案三下模式A、C中膨脹水小于實驗計量的越流水，模式B、D中膨脹水量可約等于越流水。以上100%純水層組，在4種模式、兩種方案下的實驗計算結果都與前提假設條件矛盾，否定了假設，即證實在氣、水層合采過程中，不僅含水層中水會進入氣層，而且氣層中的氣體也會進入水層。這是因為大部分產出水和越流水是借助氣層能量實現流動，靠水體自身有限的膨脹能量很難進行層間越流。氣體通過連接兩層的裂縫越流到水層，驅替一部分地層水使其沿含水層產出到末端中間容器，同時氣體又能促使部分水通過連通位置進入氣層，兩層、兩相依次循環滲流流動直至實驗結束，便形成多層合采時的層間氣水交互越流現象。另外，模式A、C和模式B、D的氣水交互越流規律具有差異性。通過產出水、越流水與計算的膨脹水之間的差值大小可知，不同模式中滲透率比值（σ）越大，其氣水交互現象越明顯，滲透率級差越小，氣水交互現象較弱不明顯。

圖8 純水層與氣層合采的3類水數值對比圖

3.3 多層合采開發動態規律分析

3.3.1 不同模式下含水飽和度對采收率的影響

圖9展示了4種模式不同含水期下氣藏最終采收率，由此可知，方案二隨每組含水層含水飽和度遞增，4種模式氣藏采收率均降低，尤其是滲透率比值（σ）大的模式A，氣藏采收率降低幅度最明顯且采收率最低。而（σ）值小的模式D，不同含水飽和度的采收率差值較小。同理，方案三具有相似規律變化。觀察4種模式的100%純水層與氣層合采組，氣藏采收率均相對變大，這由于水層致密、無氣體存在，純地層水體的膨脹能量小，與80%含水層相比對氣層生產的抑制作用變弱，合采過程中的層間干擾較小，衰竭開發氣藏采收率相對80%組變大。以上4種模式以方案二、三方式雙層合采可知：含水層Sw＞60%時，氣藏整體采收率較低；含水氣層Sw＜60%時，氣藏整體采收率較高。即初步判斷氣、水層疊置合采時，含水層Sw=60%是氣藏開發效果好壞的臨界含水飽和度。含水層的Sw=80%的雙層合采，由于20%的非連續流動氣體為層間越流提供能量，與100%水層相比更早更快地發生越流，嚴重抑制氣層的開采，所以采收率在Sw=80%處發生趨勢轉變?？梢姸鄬雍喜珊畬拥暮柡投雀叩秃蛯觾人w膨脹能量大小，是影響層間干擾、兩相越流劇烈程度的前提條件，同時也是導致氣藏采收率變化的根本影響因素。

圖9 4種模式在不同含水階段下氣藏采收率大小

3.3.2 不同模式下含水飽和度對壓力的影響

每組合實驗中，對時間、氣層瞬時井底視壓力、總產氣量與原始地質儲量進行同步插值，得到不同各組在方案一、二、三下的氣層井底視壓力隨采收率變化曲線（本文主要展示模式A、B變化曲線圖10～11）。分析不同含水階段的4種模式在方案二、三兩種多層合采方式下，井底流壓隨采出程度變化規律，含水層對氣層生產的影響，及整個氣藏合采與單采的動態變化差異。

圖10 模式A井底視壓力下降曲線圖

圖11 模式B井底視壓力下降曲線

模式B（圖10-a）說明：方案二合采的前期（ER=0～20%），不同含水組的氣層井底壓降曲線與純氣層單層開采相比，隨采出程度增加，氣層壓降曲線未出現明顯的偏離趨勢，此階段含水層不影響氣層的開發。合采中后期（ER=20%～60%），氣層壓降曲線出現不同程度的增速下降，其中含水80%組的氣層壓降曲線增速偏離下降較快，純氣層單層開采的壓降曲線相比，位于同一采出程度前者井底流壓更小，實驗結束時其氣藏最終采收率最低。100%純水層與氣層合采時，直到采出程度達到60%，相對單層開采壓降曲線才出現小幅度向下偏離走勢。含水50%組區別于高含水層組，其采出程度在20%～70%氣層壓降曲線存在高于純氣層開采壓降曲線。

氣層壓降曲線結果分析可知：中后期階段高含水層嚴重阻礙氣層開采，層間干擾對整個氣藏的產氣表現為不同程度的抑制作用，含水層含水飽和度增加抑制作用逐漸增強。當增加至100%含水時，水層無氣體存在，純地層水體的膨脹能量小，此時發生層間干擾的條件性變差，故合采生產過程中層間干擾變弱，對氣藏產出的抑制作用也減弱。另外，一旦含水層的含水飽和度降低，氣、水層合采時可延緩氣層流壓的下降，最終增加了氣藏的采收率，此情況下的層間干擾對氣層壓降以及氣藏產出的作用效果出現反轉，主要表現為由抑制產出逐漸轉變為促進整體采出。

模式B方案三，合采前期（ER=0～22%）整體表現為氣層壓降曲線未出現偏離趨勢。合采中后期（ER=22%～65%）高含水層嚴重阻礙氣層開采，隨含水層含水飽和度增加，層間干擾對生產的抑制作用逐漸增強。與方案二相比，方案三中同一含水飽和度含水層與氣層合采時，其壓降曲線下降幅度更大，層間干擾影響程度更強，致使氣藏最終采收率下降更多。同理，剩余不同儲層組合模式、不同含水階段、不同開發方式的實驗具有相似滲流規律，不再詳盡描述。

氣藏的采收率與平均廢棄視壓力呈現很好的負相關性[25]。由圖12可知，方案二氣層平均廢棄視壓力與含水飽和度相關曲線可知，含水飽和度越高氣層平均廢棄視壓力越大，直至達到100%純水層，氣層廢棄視壓力稍有所變小。因為合采時含水層向氣層越流的較大水量阻礙氣層生產，封鎖致密氣產出，致使達到井底廢棄壓力時氣層的平均壓力仍然較高，氣藏的最終采收率較低。純水層合采組，與前文分析的層間干擾作用原理相同，層間越流干擾變弱，含水層對氣層生產影響較小，氣層的廢棄視壓力相對變小，氣藏最終采收率稍有增加。同時還可看出，相同條件下4種模式中滲透率比值（σ）越大，變化曲線越居于上方，平均視壓力越大。

圖12 方案二氣層廢棄視壓力與含水飽和度關系曲線

3.3.3 氣水層組合開發的采收率影響因素分析

通過以上分析并結合氣水滲流機理[28-29]，發現氣水層組合以不同條件進行合采時，均會影響氣藏最終采收率結果的變化。氣、水層合采時影響氣藏采收率的主要因素：

1）含水層含水飽和度（Sw）。不同物性組合模式的氣、水層合采時，壓力剖面、壓降曲線及產水特征等變化的結果，均說明含水層含水飽和度大小直接影響雙層合采的開發效果。含水飽和度越大的高含水層，與氣層合采時越流水量越多，層間干擾對氣層滲流能力的抑制作用增強，嚴重阻礙氣層開采，使儲層的井控動用范圍明顯縮小，致使氣藏的采收率變低。

2）相鄰儲集層縱向非均質性。相鄰氣、水層交替分布型致密砂巖氣藏，其儲集層縱向非均質性主要由含水層與氣層滲透率比值（σ）和含水層物性好壞來描述。滲透率比值（σ）大小不同的物性組合模式代表不同致密儲層縱向非均質程度，根本上決定了氣、水層合采效果的基本上下限。結合實驗結果可知，相同合采條件相鄰氣水層滲透率比值（σ）越大，儲集層縱向非均質性越強，層間干擾產生概率越大，干擾現象越嚴重，對氣藏生產抑制作用越強。含水層物性好壞是產生層間干擾阻礙氣層生產，從而影響氣藏采收率大小的直接因素。相同含水條件及合采方式下，含水層滲透率越大，層內較好物性的儲集層為水體膨脹提供更多可能性，促使更多水體參與層間越流，層間氣水交互越流越劇烈，最終影響生產并使得氣藏采收率變小。

3）開發方式差異。方案二雙層同時射孔開采與方案三只射孔開采氣層，存在明顯生產差異，也是影響氣藏采收率變化的是一種因素?？刂破溆嗌a條件相同，方案二的合采開發方式優于方案三，層間越流干擾相對較弱，有利于雙層合采時氣藏采收率的提高。

根據實驗結果與上述分析，針對致密砂巖氣藏氣水層相鄰分布的現場合采生產提出建議：①多層合采時高含水層（60%＜Sw＜100%）與氣層滲透率比值越大，在生產中后期層間干擾對氣藏生產的抑制作用越強，后期合采開發的采收率提高效果相對氣層單采沒有增加反而降低，因此建議在高含水層與氣層滲透率比值極大的多層氣藏開發后期應及時調整開發方案，或不使用合采的開發方式進行開發。②當中低含水層（Sw≤60%）與氣層合采時，合采的層間干擾對產氣的抑制作用相對較弱且變化平緩，同時不因滲透率比值大小而影響氣藏生產，建議該階段采用雙層同時射孔合采的開發方式開采。

4 結論

1）通過物理模擬實驗發現，致密氣、水層交替疊置型氣藏的多層合采過程中，普遍存在氣、水交互越流現象，致使層間產生干擾，抑制氣藏有效開采。

2）儲集層縱向非均質性、含水層含水飽和度（Sw）、開發方式差異等影響合采時兩相交互越流強烈程度，決定了氣藏采收率的最終大?。豢梢?，氣、水層合采時兩相交互越流是產生層間干擾的主要原因。

3）多層合采時高含水層（60%＜Sw＜100%）與氣層滲透率比值越大，在生產中后期層間干擾對氣藏生產的抑制作用越強，建議在高含水層與氣層滲透率比值極大時，不便使用合采的開發方式進行開發；中低含水層（Sw≤60%）與氣層合采時，層間干擾對產氣的抑制作用相對較弱且變化平緩，建議該階段采用雙層同時射孔合采的開發方式開采。

4）結合產水、壓力、采收率變化等特征初步可知，低滲透氣層與致密水層（水層Kw＜0.1 mD）合采時，合采過程中未見嚴重的水竄越流現象，對氣藏整體采收率影響較小。物性較差、滲透率較小的含水層有利于氣、水疊置型氣藏的多層合采，容易實現高效開發。