淺薄層稠油蒸汽驅中后期過渡注汽方式優化
——以春風油田排612區塊為例

李洪毅 尹小梅 杜殿發 張耀祖 李苑 吳光煥

1. 中國石化勝利油田分公司；2. 中國石油大學(華東)；3. 中國石化華東油氣分公司

稠油是石油開發的重要接替資源，隨著常規原油儲量的減少，高效開采稠油資源變得越來越重要［1］。蒸汽驅是稠油油藏提高采收率的主要手段之一，其生產階段分為蒸汽啟動階段、汽驅受效階段和蒸汽驅突破調整階段。在蒸汽驅突破調整階段，即蒸汽驅生產后期，注汽方式由連續汽驅轉換為間歇注汽。間歇注汽雖然可以有效提高油汽比和蒸汽波及效率，但在連續汽驅到間歇注汽的轉換過程中會因油藏能量前后差異性大而導致區塊產液量下降，因此在該階段需要進行過渡，使稠油油藏適應間歇汽驅的開發?，F有研究表明，有2 種可用于過渡階段的注汽方式，分別為脈沖注汽和變速注汽。這2 種方式避免了注汽井長期關井所帶來的問題，同時由于其能量傳遞的“不穩定性”的緣故，在緩解汽竄的同時也可以提高蒸汽波及系數，從而改善油藏開發效果。

王仲軍等［2］從汽驅開發特征和數值模擬等方面闡述現有的稠油油藏蒸汽驅開發政策，指出間歇注汽法相較于連續注汽，可有效提高蒸汽比熱容和驅替波及效率，從而改善儲層油氣滲流特征及蒸汽驅后期驅替波及效率低的問題。王卓飛等［3］利用室內物理實驗和數值模擬方法研究間歇汽驅的開采機理，同時與氮氣段塞輔助汽驅以及活性劑輔助汽驅的開發方式對比，發現間歇汽驅的停注時間應保持在30 d 左右，若停注時間過長則會導致地層能量虧空，二次注汽的開發效果變差。針對連續汽驅中后期開發效果變差的情況，時光等［4］以物理實驗為基礎，在考慮油藏各向異性后，對稠油直井蒸汽驅的振蕩注汽方式展開研究，分別從注汽振幅、注汽周期和振蕩時機3 個方面優選最佳注汽參數，從而提高蒸汽驅中后期振蕩注汽采收率。王莉利等［5］對傾斜狀稠油油藏開發后期注汽方式轉換進行研究，結果表明采用間歇注汽相較于常規汽驅可有效提高油汽比，增加儲層動用程度，同時可以有效減緩汽竄現象，從而優化蒸汽腔形狀，使蒸汽可高效穩定地驅替稠油?，F有的研究中，缺少蒸汽驅生產中后期連續汽驅轉間歇汽驅的過渡期的研究，對過渡注汽方式的開發機理認識不足。

筆者利用數學公式法推導蒸汽驅生產中后期的蒸汽帶體積模型，并通過數值模擬驗證了過渡注汽方式相較于直接間歇注汽能增加蒸汽帶體積，從而提高油藏熱利用率?；诖猴L油田排612 區塊實際參數，建立相應的數值模型，對2 種過渡注汽方式進行優選比較和參數優化設計，得出變速注汽可作為目標區塊在開發中后期的過渡注汽方式，其汽驅采收率最大同時含水率和油汽比等參數均滿足開發要求。該研究可有效解決蒸汽驅在連續汽驅轉間歇汽驅過程中的熱利用率差、蒸汽帶發育變形和儲層動用不均勻等問題，為現場開發提供理論依據。

1 試驗區基本情況

1.1 地質概況

1.2 蒸汽驅開發現狀

排612 區塊2015 年開始進入產能建設階段，先期采用蒸汽吞吐開采，油井平均吞吐周期14 輪次。隨著開發的進行，開發矛盾日益突出，產量遞減大，單井產能降低。排612 區塊日液水平3 727.7 t/d，核實日產油水平711.6 t/d，綜合含水率81.2%，單井日產油2.9 t/d，累計年產油27.9 萬t，累計總產油量137.01 萬t，累計注汽總量達334.2 萬t，采油速度2.04%，油藏采出程度10.02%，累計油汽比0.41，回采水率126.4%。

2019 年轉換為蒸汽驅，初期含水率控制在85%，采收率達到35%左右。隨著蒸汽驅進入中后期階段，蒸汽超覆導致部分邊井與生產井出現熱連通，井間壓力降低，出現邊井高溫汽竄現象。此時油汽比下降劇烈，日產油量降低，含水率不斷增加。因此，排612 區塊稠油油藏急需轉換開發方式，將連續注汽轉換為間歇注汽，從而更好地保證蒸汽驅高效的進行。為了保證間歇注汽效率，需要優化注汽過渡期的注汽方式和注汽參數，進而提高油藏采收率。

2 蒸汽驅中后期蒸汽帶體積模型

在蒸汽驅生產的中后期，出現無效蒸汽循環、油汽比降低的問題，故在蒸汽驅設計方案的中后期，將連續注汽更改為間歇注汽。間歇注汽是改善蒸汽驅效果的重要方法。在停注期間，蒸汽帶需要保持穩定或持續擴展，以便將油層加熱到蒸汽溫度繼而高效地把原油驅向生產井。

淺薄層稠油油藏油層厚度薄、埋藏淺，如果由連續汽驅轉為間歇汽驅，油藏熱量損失大。即使提高注汽時的蒸汽熱量，也無法彌補停注期間熱損失，距離注汽井較遠的巖層與蒸汽之間的溫度差大，導致蒸汽帶體積減小，蒸汽波及面積減小。因此，在連續注汽到間歇注汽的過渡階段，應選擇合適的注汽方式進行銜接，從而保證儲層動用更均勻，提高蒸汽波及面積。

根據郭玲玲的研究［6］，蒸汽帶覆蓋面積保持恒定條件下的蒸汽驅中后期注熱速率方程為

積分后得到蒸汽驅中后期注熱總量計算公式為

蒸汽驅中后期蒸汽帶體積為

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在蒸汽驅生產中后期，蒸汽突破目標油藏后，蒸汽帶面積不變，繼續注汽則會使注汽生產時間大于蒸汽突破時間，即t＞t1。對式(3)進行積分，可得到滿足蒸汽帶覆蓋面積恒定條件下的蒸汽帶體積。

將式(2)代入式(4)，可得中后期蒸汽帶體積。

式中，Q(t)為注熱速率，kJ/d；Q0為初期恒定注熱速率，kJ/d；t為注汽生產時間，d；t1為蒸汽剛好發生突破的時間，d；Q1為t1時刻前注入油藏中的總熱量，即Q1=Q0t1；Cw為水的比熱容，J/(kg· ℃)；Ms為蒸汽帶區有效體積熱容，J/(kg· ℃)；Lv為油層條件下水的汽化潛熱，J/kg；ΔT為蒸汽帶與油藏之間的溫度差，℃；λ為滯后時間，即從注蒸汽到考慮油藏面積增量被加熱到蒸汽溫度時刻所需時間，d。

通過式(5)可看到，蒸汽驅中后期蒸汽突破后油藏中的蒸汽帶體積與油藏中蒸汽帶比熱容、水的汽化潛熱、注熱總量及蒸汽帶與油藏間的溫度差有關。其中，蒸汽帶比熱容、水的汽化潛熱都可視為不變值，注熱總量及蒸汽帶與油藏間的溫度差決定了蒸汽帶體積，同時也決定蒸汽波及范圍。

由于變速注汽沒有停注時間，因此蒸汽帶不需要儲存熱量防止地層熱損失，注熱總量也會隨時間增加而增長，故在蒸汽驅中后期連續注汽所產生的蒸汽帶體積會不斷增加［7-8］；脈沖注汽的停注時間和注汽時間周期小、頻率高，故在相同的時間下注入的蒸汽熱量比直接間歇注汽所注的熱量多，同時由于停注時間短，蒸汽帶所儲存的熱能向地層中散失得更少，蒸汽帶與油藏之間的溫度差要小，因此蒸汽帶形狀更完美，蒸汽帶體積更大。

利用數值模擬方法，得到過渡階段不同注汽方式的注入和產出熱量數據。從圖1 可看出，脈沖注汽和變速注汽注熱總量分別為3.01×1016J 和2.86×1016J，在相同時間下注入熱量比間歇注汽多，同時由于地層熱損失小，2 種注汽方式的注入產出熱量差比直接間歇注汽小，表明更多的熱量用于蒸汽腔擴展及加熱油藏，更有利于后期間歇注汽的進行。

3 蒸汽驅中后期過渡注汽方式優選

通過蒸汽驅中后期蒸汽帶體積公式，可以發現在蒸汽驅中后期，2 種過渡注汽方式可以有效解決由直接汽驅轉間歇汽驅過渡期內熱利用率低、蒸汽帶體積小等問題。利用數值模擬的方法，對2 種過渡注汽方式進行參數敏感性分析，同時優選最佳過渡注汽方式。

3.1 控關調控

當蒸汽驅進入突破調整階段后，個別單井發生汽竄，在影響蒸汽腔形狀的同時，又降低了蒸汽驅的開發效果［9-11］，因此需要對汽竄井進行控制，從而減緩井間汽竄現象的發生?？仃P調控的關鍵是如何篩選汽竄井。圖2 為油藏溫度場和含油飽和度場，可以看到X104、X219 和X229 等多口井均與附近的注汽井產生熱連通，這種現象嚴重影響蒸汽驅替波及效率，位于油層底部的稠油無法被波及，因此基于連續汽驅的方案，對個別單井進行控關調控，以達到緩解井間汽竄的目的。

圖2 典型井組突破調整階段的油藏溫度場和含油飽和度場Fig. 2 Reservoir temperature field and oil saturation field of a typical well group during the steam breakthrough adjustment stage

首先對X104 井進行控關調控設計，將關井時間分別設置為5、10、15、20、25、30 d，與不關井時的單井月產油量、含水率進行對比，通過數值模擬軟件得到X104 井汽竄緩解效果隨關井時間的變化關系，其計算結果如圖3 所示，可以看出，X104 最佳關井時間為15～20 d。關井時地層壓力恢復，開井時生產壓差增大，同時地層中原油重新分布，因此在合理的關井時間后開井生產時，日產油量隨著關井時間的增加而上升、含水率下降。但是關井時間太長，油藏溫度下降幅度增加，以至于原油黏度提高，驅動能量不足，進一步加劇了油水矛盾，影響后續汽驅效果，因此應該合理控制關井時間［12］。

圖3 不同關井時間下X104 井汽驅開發曲線Fig. 3 Steam flooding well performance of Well X104 with different shut-in time

3.2 脈沖注汽參數優化

脈沖注汽的注汽時間與停注時間都比較短，在考慮地層吸汽能力的情況下，注汽速度一般不變，且相對較大［13］。

3.2.1 脈沖時間

在突破調整階段初期，連續注汽一段時間后轉脈沖注汽，注汽速度設定為50 m3/d。根據停、注時間的不同，設計了9 種方案，如表1 所示，可以看出，注汽5 d 停注1 d 時，其措施時間最長，也就代表其注熱總量最高，蒸汽帶體積最大，蒸汽帶可波及區域更廣，同時其汽驅采出程度也是所有方案中最高。

表1 脈沖注汽時間對蒸汽驅開發效果的影響Table 1 Effects of steam injection time of pulse mode on steam flooding development performance

3.2.2 注汽速度

在最佳脈沖時間設計的基礎上，利用控制變量法，統一脈沖時間為注汽5 d 停1 d 且措施時間為250 d，控制注采比不變，調整注汽速度分別為50、75、100、125、150 m3/d，研究注汽速度對蒸汽驅開發效果的影響，計算結果如表2 所示?？梢钥闯?，油藏采出程度、累積油汽比以及含水率與注汽速度關聯度大，隨著注汽速度的增加，采出程度提高，油汽比降低。當注汽速度較大，會發生井間汽竄現象，嚴重影響蒸汽驅開發效果。因此選擇注汽速度為100 m3/d，此時汽驅累積油汽比下降幅度較小，但是目標區塊的總采出程度提高明顯，整體開發效果最佳。

表2 脈沖注汽速度對蒸汽驅開發效果的影響Table 2 Effects of steam injection rate of pulse mode on steam flooding development performance

3.3 變速注汽參數優化

3.3.1 變速時間

變速注汽不存在停注時間，每段注汽時間一般不變，不同時間段對應的注汽速度不同。在突破調整階段初期，連續注汽一段時間后轉變速注汽，設每個變速周期中包含3 段等長的注汽時間。選擇變速注汽速度為50、70、90 m3/d，其他參數不變，由表3 可看出，隨著變速時間的增加，累計油氣比和汽驅采出程度先增長后降低，當變速注汽時間為50 d 時，累計油氣比和采出程度達最大值，再增加則油汽比大幅下降，開發效果變差。因此選擇變速注汽時間50 d 為最佳變速時間。

表3 變速注汽時間對蒸汽驅開發效果的影響Table 3 Effects of steam injection time of rate-variable mode on steam flooding development performance

3.3.2 注汽速度

以注汽速度50 m3/d 為起點，模擬研究了每個變速周期內，增幅分別為20%、40%、60%、80%、100%時的采出程度、油汽比及含水率等參數的變化。由表4 可看出，隨著注汽速度的增加，油藏采出程度和綜合含水率均呈現遞增趨勢；但當注汽速度過大時，容易發生井間汽竄，不利于后期間歇汽驅開發。因此當注汽速度增幅為60%，每個變速周期的注汽速度分別為50、80、110 m3/d 時，區塊整體的開發效果最佳。

表4 變速注汽速度對蒸汽驅開發效果的影響Table 4 Effects of steam injection rate of rate-variable mode on steam flooding development performance

3.4 過渡注汽方式優選

通過表5 可知，變速注汽的汽驅采出程度高，同時變速注汽對現場注入工藝要求較低［14-16］，先變速后間歇汽驅開發后的油藏動用情況及溫度分布更均勻，蒸汽腔波及面積增大，同時采出程度比純間歇注汽要高，油藏綜合開發效果更好。

表5 過渡注汽方式對蒸汽驅開發效果的影響Table 5 Effects of transitional steam injection modes on steam flooding development performance

4 結論

(1)隨著蒸汽驅生產的進行，開發效果降低，現場多轉換為間歇汽驅。在連續汽驅到間歇汽驅的過渡期中，采用脈沖注汽和變速注汽兩類過渡注汽方式可以提高蒸汽帶波及范圍，同時提高儲層動用程度，從而解決蒸汽驅中后期熱利用率差等開發難題。

(2)分析蒸汽帶體積公式可以發現，在蒸汽驅生產中后期，蒸汽帶體積主要受到蒸汽注熱總量以及蒸汽帶和油藏之間的溫度差影響，而直接間歇注汽由于注熱總量低、間歇時間長等原因導致蒸汽帶體積減小，在蒸汽驅中后期開發效果變差。變速注汽相較于脈沖注汽和直接間歇注汽，由于其沒有停注時間，因此地層熱損失低，注熱總量也會隨時間增加而增長，故在蒸汽驅中后期的蒸汽帶體積大。

(3)通過數值模擬的方法對2 種過渡注汽方式進行優化設計和參數敏感性分析，得到變速注汽的采收率最高，同時含水率和油汽比符合開發要求，因此推斷變速注汽為目標區塊最佳的過渡注汽方式。后續工作中應對變速注汽方式進一步深入研究，精細化描述不同注汽參數對蒸汽帶體積和汽驅開發效果的影響，從而為稠油油藏蒸汽驅中后期開發方式選擇提供理論支撐。