滩坝砂油藏不同压裂方式下单井控制可采储量预测方法

2021-08-20苏映宏

石油实验地质 2021年4期

苏映宏

(中国石化石油勘探开发研究院，北京 102206)

滩坝砂油藏具有储层物性差、纵向层多层薄、层间非均质性强、储量丰度低的特点，常规投产油井自然产能低，压裂开发是提高滩坝砂油藏开发效果的主要技术[1-5]。

单井控制可采储量是评价滩坝砂油藏开发是否经济可行的重要指标。目前低渗透滩坝砂油藏多采用弹性开发，受启动压力梯度、压敏效应、压裂参数等影响，单井控制可采储量计算不能采用基于常规的综合压缩系数的计算方法。在对低渗透油藏单井控制可采储量计算研究中，部分学者以渗流力学模型为基础，从活塞流到非活塞流计算公式，利用渗流力学公式推导产能半解析解，但该方法难以考虑不同油藏参数及压裂参数的影响[6-8]。SLIDER[9]采用经验公式法，但需要使用大量油田生产数据进行统计回归。水驱特征曲线法、产量递减法等是利用产水量、产油量等动态数据并通过回归方法得出相关公式，并以此为基础预测可采储量[10-18]，但是此方法只适用于水驱油藏的后期，并依赖于大量生产动态数据。

油藏数值模拟技术可以综合考虑储层非均质性、启动压力梯度、压敏效应等多种因素的影响。为此，本文针对滩坝砂油藏特征，考虑启动压力梯度及压敏效应的影响，以典型区块静态数据和动态数据为基础，采用油藏数值模拟技术建立与实际油藏特征一致的数值模型，计算分析不同压裂方式单控可采储量及主控因素，应用多元回归方法建立不同压裂方式对应的单井控制可采出量预测模型，以期为滩坝砂油藏的有效开发提供技术支持。

1 考虑启动压力梯度和压敏效应的油藏数值模型

1.1 油藏数值模拟基础模型

根据滩坝砂油藏Y区块油藏建立油藏数值模拟基础模型。该区块油层中部深度为3 714.1 m，原始地层压力为52.59 MPa，压力系数为1.42，有效厚度为23.5 m，地层原油黏度为0.76 mPa·s，原油的体积系数为1.331，压缩系数为1.89 × 10-3MPa-1，饱和压力为15.98 MPa。结合该区块开发方案中的井网设计，在模型中单井控制面积设置为440 m×500 m。依据实际井压裂数据，采用直井分层压裂进行开发，设置压裂半缝长为145 m，缝宽为2.9 cm。

针对滩坝砂单砂体薄、呈砂泥岩互层状的特点，纵向上模型设置为9个薄层，其中第1，3，5，7，9层为产油层，第2，4，6，8层为泥岩隔层(图1)。

图1 模型纵向示意图

为突出主力层与非主力层的差异，提出了集中度的概念，即油藏主力层有效厚度与油层总有效厚度的比值，其计算公式为：

g=h/hz

(1)

式中：g为集中度；h为主力层有效厚度，m；hz为油层总厚度，m。

模型中设置主力产油层为第5层，有效厚度为8 m，其余非主力产油层有效厚度为4 m。因此该级差模型的集中度为0.34。

1.2 启动压力梯度和压敏效应模型确定及设置

由于压敏效应的影响，储层近井地带渗透率下降，渗流阻力增大，使油井产量降低[19]。压敏表征公式为：

ki=k0e∂(pi-p0)

(2)

式中：pi为目前地层压力，MPa；ki为pi下的渗透率，10-3μm2；p0为原始地层压力，MPa；k0为原始地层压力下的渗透率，10-3μm2；∂为压敏系数，MPa-1。

基于公式(2)可得出渗透率与地层压力的关系，将其以表的形式插入所建立的数值模拟模型中，并通过线性插值的方式赋予每个网格渗透率与地层压力的变化关系以表征压敏效应。

特低渗滩坝砂储层孔喉细微，渗流表现为非达西渗流特征，因此，启动压力梯度不可忽略[20]，其表征公式为：

(3)

式中：G为启动压力梯度，MPa/m；A为系数，通常在2～3之间；B为流度的相关系数，常数；k为渗透率，10-3μm2；μ为黏度，mPa·s。

在数模软件中通过网格设置为不同的区，并对流体在不同区之间流动设置 “门限压力”，需要克服“门限压力”流体才能流动，以此来实现启动压力梯度的等效模拟[21]。

在数值模型中，通过历史拟合确定启动压力梯度数学模型的相关参数以及压敏公式中的压敏系数[22-23]。拟合具体结果如图2、图3所示，模拟计算得出的累积产油量为7 203 m3，实际产油量为7 312 m3，相对误差为1.5%，模拟结束时生产的井底流压与实际生产的井底流压都为15.3 MPa。

图2 月产油量对比

图3 井底流压对比

通过历史拟合得到压敏公式及启动压力梯度的数学模型为：

压敏表征公式：

ki=k0e0.01(pi-p0)

(4)

启动压力梯度表征公式：

(5)

1.3 压敏系数及启动压力梯度对渗流场的影响

在相同的工作制度下，油井的井底流压通过阶梯式降压降至饱和压力附近。图4为考虑压敏效应与不考虑压敏效应的含油饱和度场图，可以看出考虑压敏效应的井筒及裂缝附近储层含油饱和度更高。因为井筒及裂缝附近的储层由于压敏效应的影响，地层压力下降导致渗透率降低，剩余油更加不易开采。

图4 储层含油饱和度场比较

图5为考虑启动压力梯度与不考虑启动压力梯度的压力场图，可以看出，在启动压力梯度的影响下，油井附近会存在一定的能量动用边界和泄油半径。在驱动压力梯度小于启动压力梯度的区域，储层流体无法流动。因此，在动用边界以外的区域剩余油在弹性开发下无法动用。

图5 储层压力变化场比较

从累积产油量对比曲线(图6)可以看出，不考虑启动压力梯度及压敏效应的累积产油量明显偏高，考虑启动压力梯度及压敏效应的累积产油量曲线与实际累积产油量曲线更加契合，说明考虑启动压力梯度及压敏效应的数值模拟模型更能反映现场油藏的生产动态。

图6 油田现场数据与模型计算累积产油量对比

2 单井控制可采储量主控因素

影响滩坝砂单井控制可采储量的地质因素主要包括渗透率、有效厚度、原油黏度、含油饱和度、集中度、压力系数以及岩石压缩系数等，开发因素主要为压裂缝长。

基于建立的数值模拟基础模型，在其他条件不变的情况下，研究单因素对单井控制可采储量的影响程度。设置模型各影响因素的基准值如下：渗透率4×10-3μm2，有效厚度24 m，黏度0.76 mPa·s，含油饱和度0.573，孔隙度0.107，压力系数1.42，压缩系数1 MPa-1，集中度0.32，压裂缝长145 m。

通过油藏数值模拟技术计算分析各影响因素在变化±30%范围内对应的直井分层压裂单井控制可采储量，如表1和图7所示。可以看出，弹性开发单井控制可采储量与渗透率、厚度、含油饱和度、孔隙度、压力系数、集中度、岩石压缩系数及压裂缝长呈正相关关系，与黏度呈负相关关系。各个因素在±30%范围内，对单井控制可采储量的敏感程度从高到低依次为：压力系数、渗透率、含油饱和度、有效厚度、孔隙度、压裂缝长、集中度、黏度和岩石压缩系数。由于岩石压缩系数对单井控制可采储量的影响较小，在后面的分析中不再考虑。

3 单井控制可采储量预测模型建立及验证

3.1 单井控制可采储量预测模型建立

基于直井分层压裂单井控制可采储量主控因素，通过回归方程表征单井控制可采储量变量受一个或多个油藏参数影响的程度[24-26]。在前面分析所产生的数据基础上，增加样本数量到196个，通过对不同回归方程形式的精度分析，确定的多元回归公式为：

(6)

式中：N1为弹性开发单井控制可采储量，104t；S0为含油饱和度；φ为孔隙度；Pi为压力系数；T为半缝长，m。

图7 各参数变化幅度对应的单井控制可采储量变化曲线

公式(6)的参数取值范围为：储层渗透率(1～8)×10-3μm2，有效厚度5～25 m，含油饱和度0.46～0.64，孔隙度0.10～0.15，集中度0.1～0.5，压力系数1.2～1.6，黏度0.76～6.00mPa·s，半缝长80～185 m。在该范围内，回归拟合度高，F2=0.978(图8)。基于建立的单井控制可采储量多元回归公式(6)，在合理的油藏参数及开发参数取值范围内，可预测出不同油藏条件下直井分层压裂的单井控制可采储量。

表1 单井控制可采储量随各油藏参数因素变化状况

图8 多元回归拟合效果

3.2 单井控制可采储量预测模型实例验证

选取F区滩坝砂油藏5口典型井的生产数据进行分析，根据每口井的产量递减曲线得到井的实际递减率，进而预测得到每口井的实际单井控制可采储量，其中两口井的产量变化曲线见图9和图10。

图9 FXX7-X6井月产油量

图10 FXX4-X9井月产油量

根据5口井的油藏参数和开发参数代入公式(7)，可计算出其单井控制可采储量。表2为5口井的实际单井控制可采储量与所建公式预测结果的对比，可以看出多元回归计算所得的可采储量与实际生产的可采储量的平均相对误差为4.58%，说明直井分层压裂单井控制可采储量多元回归模型具有较高的精度，能够满足矿场要求。

4 不同压裂方式下单井控制可采储量预测模型

基于上述滩坝砂油藏直井分层压裂弹性开发单井控制可采储量的研究方法和所建油藏数值模拟模型，分别建立直井体积压裂、水平段多段压裂、水平井体积压裂3种压裂方式下弹性开发单井控制可采储量多元回归模型。其中，直井体积压裂弹性开发单井控制可采储量多元回归方程为：

(7)

式中：N2为直井体积压裂弹性开发单井控制可采储量，104t。

水平井多段压裂弹性开发单井控制可采储量多元回归方程为：

(8)

式中：H为水平井水平井筒长度，m；N3为水平井多段压裂弹性开发单井控制可采储量，104t。

表2 单井控制可采储量对比

水平井体积压裂弹性开发单井控制可采储量多元回归方程为：

(9)

式中：N4为水平井体积压裂弹性开发单井控制可采储量，104t。

公式(8)和(9)中水平井水平井筒长度取值范围为700～1 300 m，其余参数取值范围同公式(6)。在相同的油藏参数(渗透率4.93×10-3μm2，有效厚度11.53 m，含油饱和度0.573，压力系数1.4，孔隙度0.125，黏度0.76 mPa·s，集中度0.4)和开发参数(半缝长150 m，水平段长度1 000 m)下，利用公式(6)—(9)计算出不同压裂方式下的单井控制可采储量(图11)。可以看出，基于相同的储层地质参数，采用水平井多段压裂获得的单井控制可采储量比直井分层压裂高出1.822 1×104t；体积压裂相比常规压裂也能增加单井控制可采储量。因此，随着压裂开发技术的进步，原本难动用的特低渗油藏会变得更有开发价值。