稠油油藏FAST-SAGD技术储层筛选标准

裴艳丽，姜汉桥，周 赫，李林凯，陆祥安

(1.石油工程教育部重点实验室，北京 102249；2.中国石油大学，北京 102249)



稠油油藏FAST-SAGD技术储层筛选标准

裴艳丽1，2，姜汉桥1，2，周 赫1，2，李林凯1，2，陆祥安1，2

(1.石油工程教育部重点实验室，北京 102249；2.中国石油大学，北京 102249)

为加速FAST-SAGD技术的现场推广，以阿尔伯塔冷湖先导试验区为研究对象，运用油藏数值模拟软件研究了地层韵律、页岩夹层、漏失层等非均质条件对FAST-SAGD开发效果的影响，通过量化分析得到了FAST-SAGD的储层筛选标准。研究表明：正韵律FAST-SAGD开发效果远远优于反韵律FAST-SAGD，前者要求垂水渗透率之比大于0.15，渗透率级差在4左右，后者要求垂水渗透率之比大于0.25，渗透率级差小于3；注采井间的页岩尺寸约为15 m时，蒸汽的窜流现象能够得到有效控制，页岩夹层位于上部储层1/2及以上位置时，其对蒸汽腔发育的阻碍作用可以忽略；顶底水不利于FAST-SAGD的开发，但对于气顶油藏，当气顶与油藏体积比为0.10～0.20时，保留气顶开采效果较好。明确FAST-SAGD技术对于各种地质因素的适用性，有利于现场稠油开采技术的筛选，规避开发效果欠佳区块，实现稠油油藏的经济高效开发。

稠油油藏；FAST-SAGD；地层韵律；页岩夹层；漏失层；筛选标准；阿尔伯塔冷湖油区

0 引 言

蒸汽辅助重力泄油技术[1-3](SAGD)是开发稠油油藏的一种有效方法。SAGD主要依靠重力作用泄油，蒸汽腔横向扩展的驱动力不足，相邻蒸汽腔之间容易形成三角形冷油滞留区，一般油层越厚，则冷油区面积越大。作为继传统SAGD的新一代稠油开采方法，FAST-SAGD技术[4]对蒸汽辅助重力泄油和蒸汽吞吐(CSS)进行综合，在原有SAGD井组间加钻一口水平补偿井，旨在加速蒸汽腔的横向扩展，消除厚油层的三角冷油区，实现稠油油藏的经济高效开发。FAST-SAGD技术已在加拿大阿尔伯塔冷湖油区进行先导试验[5]，并有望在中国辽河、新疆等稠油区块展开应用。前人已深入研究了页岩夹层、气顶以及底水等[6-15]地质条件对SAGD开发效果的影响。类比于传统SAGD，以加拿大阿尔伯塔冷湖先导试验区为例，研究非均质储层条件(如地层韵律、页岩夹层以及漏失层等)对FAST-SAGD开发的影响，并分析总结FAST-SAGD的储层筛选标准，为稠油油藏FAST-SAGD技术的研究与推广提供了理论指导。

1 油藏地质概况

阿尔伯塔冷湖油区为典型的厚层稠油油藏。油藏平均埋深为400 m，平均有效厚度为50 m，中部油层最厚。原始地层温度约为12 ℃，油藏压力为3.1 MPa。冷湖油区储层物性较好，属于高孔、高渗储层。表1为冷湖先导试验区地质模型的平均参数。

表1 冷湖先导试验区地质参数

2 数值模型建立

考虑井组的对称性，网格划分为101×20×25，步长分别为1、50、2 m。生产井距油层底部1 m，注入井位于生产井上方5 m，补偿井距SAGD井组50 m，且与SAGD生产井等深。井网设置如图1所示。在SAGD对比模型中，只设2组SAGD井。

图1 井网结构示意图

FAST-SAGD生产过程分为3个阶段：①SAGD井组生产阶段，蒸汽腔纵向扩展至油层顶部，历时2.5 a，蒸汽腔温度维持在240 ℃左右；②SAGD井组生产+补偿井蒸汽吞吐阶段，补偿井进行至少2个周期的高压蒸汽吞吐，每次注汽时间为6～9个月，焖井时间约为2周；③SAGD井组+补偿井生产阶段，当相邻2个蒸汽腔形成热联通，补偿井转化为生产井，SAGD生产过程继续[16]。SAGD生产阶段注汽速度为400 m3/d，补偿井蒸汽吞吐阶段注汽速度为800 m3/d，蒸汽注入温度为242 ℃，蒸汽干度为0.9，定产液量生产。

3 非均质储层条件的影响因素

3.1 地层韵律的影响

受沉积环境和沉积方式的控制，单砂层内碎屑颗粒的粒度在纵向上分布不均匀，从而导致垂向渗透率差异显著。对于注蒸汽开发，地层韵律会严重影响蒸汽腔的发育过程。基于正、反韵律储层，研究垂水渗透率之比(KV/KH，KV、KH分别代表垂向、水平渗透率)和渗透率级差(Jk)对FAST-SAGD开发效果的影响。

3.1.1 垂水渗透率之比研究

为了研究垂水渗透率之比对FAST-SAGD的影响，选择垂水渗透率之比为0.05、0.15、0.25、0.35、0.45进行数值模拟模型平均渗透率为2 500×10-3μm2，平均孔隙度为32%，渗透率级差为4。

图2为不同垂水渗透率之比对FAST-SAGD开发指标的影响。由图2可知，正韵律地层FAST-SAGD的采出程度约为反韵律地层FAST-SAGD采出程度的2倍。对于正韵律地层，由于注入井位置的孔渗条件好，蒸汽注入能力强，蒸汽腔发育程度高，垂水渗透率之比大于0.15时采出程度增幅不大；对于反韵律地层，储层下部渗透率低，导致蒸汽注入困难，垂水渗透率之比小于0.25时采出程度骤减。因此，要求正韵律FAST-SAGD的垂水渗透率之比应大于0.15，反韵律FAST-SAGD的垂水渗透率之比应大于0.25。

图2 不同垂水渗透率之比下的采出程度对比

3.1.2 渗透率级差的影响

选择渗透率级差为2、3、4、5、6进行数值模拟，研究渗透率级差对FAST-SAGD开发效果的影响(图3)。模型平均渗透率为2 500×10-3μm2，平均孔隙度为32%，垂水渗透率之比为0.35。

图3 不同渗透率级差下的采出程度对比

由图3可知，对于同一渗透率级差，正韵律地层的采出程度高于反韵律地层的采出程度，且随着渗透率级差的增大，正韵律FAST-SAGD的优势更加明显。原因在于：正韵律地层的渗透率级差越大，表明储层下部物性越好，蒸汽越容易注入，蒸汽腔扩展越快，级差大于4以后采出程度基本不变。而在反韵律条件下，渗透率级差越大，储层下部物性越差，蒸汽注入越困难，蒸汽腔发育受阻，级差大于3时采出程度急剧下降。因此，正韵律FAST-SAGD的渗透率级差应在4左右，反韵律FAST-SAGD的渗透率级差应小于3。

3.2 页岩夹层的影响

低渗透页岩层的存在会不同程度地影响蒸汽腔的发育，分别基于BIP模型(页岩位于注采井间)和AP模型(页岩位于注采井组上方)研究页岩尺寸、页岩位置对FAST-SAGD的影响。页岩厚度为2 m，相邻页岩横向间距为5 m，沿油藏延伸方向均布2个300 m的页岩单元。

3.2.1 页岩厚度

选择页岩厚度为5、10、15、20、25 m，基于BIP模型研究页岩尺寸对FAST-SAGD开发效果的影响。参照夹层分布密度的概念，定义夹层体积密度 为单位体积储层内非渗透性页岩夹层的体积，则上述5种情况的夹层体积密度分别为0.30、0.36、0.45、0.48、0.45 m3/m3。

前人研究指出，页岩夹层位于注采井间会严重影响蒸汽腔的发育程度[17]。同时由于双水平井的垂向距离较近，蒸汽注入过程中又容易形成一些热通道，导致蒸汽无效循环并直接经生产井产出[18]。

数模结果(图4)表明，随着页岩厚度的增加，采出程度先增大后减小，累计汽油比先减小后增大。当页岩厚度为15 m左右即夹层体积密度约为0.45时，FAST-SAGD开发效果最佳。因此，注采井间的页岩夹层并非一直产生负面效应，当夹层体积密度落在合理区间内时，在不影响蒸汽腔发育的情况下，页岩夹层对蒸汽窜流能起到一定的屏蔽作用。

图4 不同页岩尺寸下生产指标对比

图5为不同页岩厚度下FAST-SAGD生产结束后蒸汽腔发育情况：15 m页岩对应的蒸汽腔发育程度最高，三角冷油区面积最小；当页岩尺寸增至20 m时，蒸汽腔发育开始受到夹层的限制。说明当页岩夹层位于注采井间时，需综合考虑蒸汽腔发育和蒸汽窜流2个因素的影响。

图5 不同页岩尺寸下蒸汽腔发育对比

3.2.2 页岩位置研究

定义垂向距离比γ为夹层与注汽井垂向距离占注汽井以上储层厚度的比例，选择页岩夹层位于注汽井以上4、10、16、24、32 m(即垂向距离比分别为1/10、1/5、1/3、1/2、2/3)，基于AP模型研究页岩位置对FAST-SAGD开发效果的影响，页岩尺寸取25 m。

由图6可知，页岩夹层越靠近注汽井，采出程度越低且累计汽油比越高。当页岩夹层位于注汽井上方24 m即垂向距离比为1/2时，夹层对蒸汽腔发育的阻碍作用减小，在补偿井作用下夹层以上储层仍然能够被加热。因此，当页岩夹层的垂向距离比大于1/2时，其对FAST-SAGD开发效果的影响可以忽略不计。

图6 不同页岩位置下生产指标对比

3.3 漏失层的影响

顶底水、气顶等漏失层的存在会增加盖层热损失，影响注蒸汽开发效果。为了研究漏失层对FAST-SAGD的影响，分别在基础模型中加入6 m顶水、6 m底水以及5 m气顶进行模拟。模型运行4 a后，不同油藏条件下蒸汽腔发育情况差别显著(图7)。基础模型补偿井形成的蒸汽腔呈纺锤形，腔内温度维持在280 ℃左右；气顶和顶水油藏形成的蒸汽腔呈高瘦漏斗状，但前者蒸汽腔平均温度高于后者；底水油藏补偿井对应的蒸汽腔呈短粗的倒漏斗状，腔内平均温度约为260 ℃，略低于顶水油藏。

图7 不同油藏条件蒸汽腔温度分布

数模结果表明，气顶模型采出程度最高(45.98%)，累计汽油比最低(2.82 m3/m3)；顶水模型采出程度为30.08%，底水模型的采出程度为18.93%，均低于基础模型的采出程度(40.93%)。说明顶底水不利于FAST-SAGD开发且底水影响更大，而气顶存在则可能有利于FAST-SAGD开发。

进一步研究气顶大小对FAST-SAGD开发效果的影响，设置气顶厚度为0.0、2.5、5.0、7.5、10.0 m，即气顶与油藏体积比分别为0.00、0.05、0.10、0.20、0.25。如图8所示，当气顶与油藏体积比小于0.10时，由于气顶相对体积小且气体压缩系数高，注入的高温高压蒸汽大部分侵入到上覆漏失层，此时气顶热损失占主导，导致气顶油藏采出程度偏低；当气顶与油藏体积比为0.10～0.20时，气顶的流动性强且压力较高，加速了蒸汽腔的横向扩展，在气体传热和气顶驱动的共同作用下气顶油藏采出程度高于基础模型；当气顶与油藏体积比大于0.20时，保留气顶开采时原油采出程度变化幅度不大，此时应考虑油藏气藏分采。

图8 不同体积比下生产指标对比

4 FAST-SAGD储层筛选标准

储层非均质性对注汽开发效果的影响很大，因此FAST-SAGD技术在进行现场应用之前，需综合考察地层韵律、页岩夹层及漏失层的作用。垂水渗透率之比和渗透率级差是储层宏观非均质性的重要表征，夹层分布的密度和位置主要影响层内非均质性程度，气顶、顶底水则与盖层的热损失息息相关。基于以上影响因素，归纳FAST-SAGD的储层筛选标准(表2)。

表2 FAST-SAGD储层筛选标准

5 结 论

(1) 现场经验表明，FAST-SAGD技术可以加速蒸汽腔的横向扩展，消除相邻蒸汽腔之间的三角冷油滞留区，延长厚层稠油油藏的开发时间，改善稠油开发效果。

(2) 正韵律地层的原油流动阻力相对较小，应优先考虑将FAST-SAGD技术应用于正韵律地层，同时应保证正反韵律地层中FAST-SAGD技术对于垂水渗透率之比和渗透率级差的要求。

(3) 当注采井间的夹层体积密度为0.45左右时，FAST-SAGD技术的开发效果最佳。当页岩夹层位于上部储层1/2及以上位置时，其对蒸汽腔发育的限制作用可以忽略。

(4) 顶底水不利于FAST-SAGD技术的开发，且底水对蒸汽腔发育影响更大。当气顶与油藏体积比介于0.10～0.20时，气顶的存在有利于FAST-SAGD技术开发。

(5) 通过分析非均质条件对FAST-SAGD技术开发效果的影响，可以在现场应用中充分考虑各种地质因素的作用，规避不必要的开发风险，推进FAST-SAGD技术的商业化应用进程。

致谢：特别感谢加拿大卡尔加里大学陈掌星教授的支持与帮助。

[1] 耿立峰.辽河油区超稠油双水平井SAGD技术研究[J].特种油气藏，2007，14(1)：55-57.

[2] BUTLER R M. Thermal recovery of oil and bitumen[M].New Jersey：Prentice Hall， 1991：285-359.

[3] 杨乃群，常斌，程林松.超常规稠油油藏改进的蒸汽辅助重力泄油方式应用研究[J].中国海上油气(地质)，2003，17(2)：123-127.

[4] POLIKAR M， CYR T J， COATES R M. FAST-SAGD： half the wells and 30% less steam[C]. SPE65509，2000：1-6.

[5] DANG Cuong T Q， CHEN Zhangxin (John)， NGUYEN Ngoc T B. FAST-SAGD vs.SAGD：a comparative numerical simulation in three major formations of Alberta’s oil sands[C]. SPE144149， 2012：1-17.

[6] YAMG G， BUTLER R M. Effects of reservoir heterogeneities on heavy oil recovery by steam-assisted gravity drainage [J]. The Journal of Canadian Petroleum Technology， 1992，31(8)：37-43.

[7] CHEN Q， GERRITSEN M G， KOVSCEK A R. Effects of reservoir heterogeneities on the steam-assisted gravity-drainage process[J]. Society of Petroleum Engineers， 2008，11(5)：921-932.

[8] POOLADI-DARVISH M， MATTAR L. SAGD operations in the presence of overlying gas cap and water layer-effect of shale layers [J]. Journal of Canadian Petroleum Technology， 2002，41(6)：40-51.

[9] NASR T N， LAW D H-S，BEAULIEU G，et al. SAGD application in gas cap and top water oil reservoirs [J]. Journal of Canadian Petroleum Technology，2003，42(1)：32-38.

[10] BUTLER R M. Steam-assisted gravity drainage：concept， development performance and future[J]. Journal of Canadian Petroleum Technology， 1994， 33(2)：44-50.

[11] 杨阳，刘慧卿，庞占喜，等.孤岛油田底水稠油油藏注氮气辅助蒸汽吞吐的选区新方法[J].油气地质与采收率，2014，21(3)：58-61.

[12] 赵松.稠油油藏水平井井网与沉积相匹配方式[J].大庆石油地质与开发，2013，32(4)：53-56.

[13] REIS J C. A steam-assisted gravity drainage model for tar sands： linear geometry [J]. Journal of Canadian Petroleum Technology， 1992， 31(10)：14-20.

[14] 李延杰，张艳玉，张贤松，等. 海上稠油油藏蒸汽吞吐周期注汽量优化研究[J].油气地质与采收率，2014，21(5)：87-89，93.

[15] 程紫燕.水平井蒸汽驱影响因素及作用机理[J]. 大庆石油地质与开发，2015，34 (3)：147-151.

[16] COSKUNER G. A new process combing cyclic steam stimulation and steam-assisted gravity drainage：hybrid SAGD [J]. Journal of Canadian Petroleum Technology， 2009，48(1)：8-13.

[17] SHIN Hyundon， CHOE Jonggeun. Shale barrier effects on the SAGD performance[C]. SPE125211，2009：1-10.

[18] STALDER J L. Cross SAGD (XSAGD)-an accelerated bitumen recovery alternative [J]. Society of Petroleum Engineers， 2007，10(1)：12-18.

编辑 刘 巍

20150726；改回日期：20160110

国家重点基础研究发展计划(“973”项目)“致密油高效开发油藏工程理论与方法研究”(2015CB250905)

裴艳丽(1991-)，女，2014年毕业于中国石油大学(北京)石油工程专业，现为该校油气田开发专业在读硕士研究生，主要从事油气藏开发方面的研究工作。

10.3969/j.issn.1006-6535.2016.02.028

TE357

A

1006-6535(2016)02-0115-05