基于数值模拟的重力火驱特征分析与调控

2022-11-23于雪峰

特种油气藏 2022年5期

于雪峰

(中海油能源发展有限公司天津分公司，天津 300450)

0 引言

中国超稠油油藏探明储量达数亿吨，由于超稠油地下流动性差，直井火驱技术无法直接应用。Greaves等[1-2]提出了利用水平井进行趾端到跟端的注空气的重力火驱技术(THAI)，其采用水平井技术，将燃烧氧化反应释放的热量通过岩石和烟道气体向下传输至冷油区，实现了原油短距离驱替的效果。加拿大Whitesands油田[3]，中国辽河G3618、新疆风城油田等[4-7]也陆续开展室内和矿场研究，但实施过程中遇到出砂[3]、井筒失效[8-9]等问题，成熟的工业化模式有待完善。目前国内外学者主要针对其泄油机理[3,10]、布井方式[11]和燃烧前缘调控[3,12]等进行的研究，认可了重力火驱在高黏度稠油动用方面的优越性，但是关于其区带特征、泄油规律等研究鲜有报道。因此，基于数值模拟方法，分析重力火驱的机理、区带特征和泄油规律，建立产能预测方程，研究重力火驱矿场调控策略和方法。

1 重力火驱生产和区带演化分析

为了观察重力作用对THAI的影响，建立数值模拟模型，模型的长、宽分别为200、100 m，纵向上分为8个小层，共35 m。模型考虑固相、油相、水相、气相，组分划分为水、重质油、轻质油、CO2、N2、O2、焦炭7个组分。50 ℃原油黏度为59 834 mPa·s，渗透率为1 335 mD，点火温度为500 ℃，注气强度为30 000 m3/d；水平井射孔段高温(200 ℃)时关闭射孔段，井底流压为1.5 MPa；生产井以定产液量50 m3/d生产。火驱过程主要包含稠油裂解、稠油氧化、焦炭燃烧3个化学反应(表1)。

表1 火驱数值模型化学反应Table 1 The chemical reaction of fire flooding numerical model

1.1 重力火驱生产阶段划分与特征

通过数值模拟可以深入分析重力火驱的流动与生产规律，得到重力火驱的开发特征。由纵向温度场(图1)和开发曲线(图2)可知：随着火驱开发的进行，火驱波及范围和日产油均呈阶段性特征，因此，可将重力火驱划分为建立腔体连通、横向展布见效、稳定燃烧泄油、突破递减4个阶段。建立腔体连通阶段(图1a，0～200 d)：温度场实现跟端和趾端的沟通，水平井见气，日产油不稳定，但整体呈上升趋势。横向展布见效阶段(图1b，200～2 000 d)：温度场实现横向拓展，水平井产气稳定，日产油基本稳定，上升速度减缓。稳定燃烧泄油阶段(图1c，2 000～4 000 d)：燃烧前缘稳定推进，日产油由稳定开始逐步递减。突破递减阶段：此时燃烧以达到跟端，日产液量和日产油量快速下降，含水上升，该阶段采出程度低且持续时间短，不做进一步分析。各阶段生产特征如表2所示。

1.2 重力火驱区带演化与驱油机理分析

在重力火驱某一中间时刻，温度场发展使燃烧前缘前方5～10 m范围内流度增加，成为主要泄油段，该范围内含油饱和度明显下降。可见，水平井产油主要是由于储层垂向上流度变化而导致的垂向流动。由重力火驱垂向泄油剖面(图3)，箭头表示该网格内液体流动方向和速度大小)可知，流体的流动主要以垂向为主，并具有明显的分区特征，从外到内可分为外围未动用区、油气混合流动区(黄色)、纯气区(红色)3个区域，此剖面会随着火驱前缘的移动而向前推进。

图1 重力火驱纵向温度场Fig.1 The longitudinal temperature profile of gravity fire flooding

图2 重力火驱开发曲线Fig.2 The production curve of gravity fire flooding

表2 重力火驱阶段划分及特征Table 2 The division and characteristics of gravity fire flooding stages

图3 重力火驱垂向泄油剖面Fig.3 The vertical oil drainage profile of gravity fire flooding

接触燃烧前缘后，原油中部分重质组分形成燃料，其余重质组分黏度下降，受重力作用产出。轻质组分分布受控于泄油腔，燃烧腔和泄油腔中间的高温区使轻质组分蒸馏，随高速气流由水平井产出，泄油腔以外轻质组分油少量变化。图3中液体流速显示出油气混合流动区是重力火驱产量的主要贡献区。重力火驱推进过程中，燃烧前缘会与焦炭沉积协同发展，焦炭沉积于高温燃烧前缘前部，为高温燃烧准备燃料。焦炭沉积外围5 m左右范围内是油气混合流动区，也是主要的泄油带。

图4为重力火驱过程中的油、气、水相饱和度分布图。由图4可知：在重力火驱的初始时刻(200 d)，建立腔体连通阶段，和历史注入蒸汽热腔形成沟通，形成垂向油流(图4a)；热采初期(1 500 d)以横向展布趾端重力泄油为主，温度场向前推进，泄油墙由油气区和水气区2部分组成，水气区主要受蒸馏作用位于油气区前部(图4b)；在稳定燃烧阶段(3 500 d)，受气体超覆作用影响，燃烧面向上部发展(图4c)，形成船型燃烧腔和约1/4球面的泄油面，该泄油面稳定推进，生产井产量较为稳定。

图4 重力火驱过程中的油、气、水三相饱和度分布场Fig.4 The three-phase saturation distribution field of oil, gas and water during gravity-fire flooding

燃烧腔内充满气体，燃烧腔的边缘也是泄油腔体的边缘，主要起到与生产井沟通作用，油藏压力在这一区域变化较大，下降约3～4 MPa。燃烧前缘区带前方有明显的气相区(图5)，气相中含有N2、CO2和水蒸气。该区带开始于燃烧面(与CO2尾气带重合)，结束于集水蒸汽带。集水蒸汽带前方仍有大量CO2分布，但是综合气体饱和度分析认为，该区域内只是CO2相对含量较高，绝对量很低。水蒸气在气相区中的分布呈现顶部低、底部高的特点。

2 重力火驱产量计算与生产调控

2.1 重力火驱稳产阶段产量公式

在重力火驱的建立腔体连通、横向展布见效阶段，燃烧前缘分别向纵向和横向扩展，燃烧前缘的形态时刻变化，产量不稳定；而在稳定燃烧泄油阶段，燃烧前缘稳定推进，产量相对稳定，是主要的生产阶段。因此，针对稳定燃烧泄油阶段建立产量方程，从而为生产调控提供依据。

结合数值模拟认为，THAI火驱的燃烧面呈现椭圆更为符合实际情况，建立重力火驱简化物理模型如图6。重力火驱推进过程中燃烧面不是完全波及，而是沿注采井连线上的一个椭球面推进，因此，波及体积为半圆柱+1/4椭球体，泄油期间，水平生产井产量平稳。依据该假设，计算总产量为：

图5 生产1 500d重力火驱中尾气分布规律Fig.5 The distribution law of exhaust gas during gravity fire flooding for 1500d production

图6 重力火驱模型波及示意图Fig.6 The schematic diagram of the sweep of the gravity fire flooding model

(1)

式中：N为累计产油量，m3；Q为日产油量，m3/d；t为生产时间，d；a为燃烧腔中椭球半径，m；b为燃烧腔的横向波及距离，m；h为燃烧腔的波及高度，m；l为沿水平井方向的波及距离，m；So为井控范围内平均含油饱和度；φ为井控范围内平均孔隙度；mR为单位体积油层的燃料消耗量，kg；ρo为原油密度，kg/m3。

式(1)中mR/ρo很小，可忽略不计。将式(1)对t进行求导，得到日产油与火驱的关系：

(2)

此次数值模拟过程中，椭球长度未能完全覆盖整个油藏宽度，测得b为30 m。根据现场油藏典型参数，设置h为30 m，b为30 m，So为0.6，φ为0.3，dl/dt为0.05 m/d，则日产油计算结果为12.72 m3/d。

在重力火驱稳定燃烧阶段，日产油与火驱范围呈线性关系。对式(2)分离变量并积分，可得到累计产油量，进而计算采收率。式(2)可作为基于重力火驱的产量预测公式，讨论不同条件下的重力火驱产量变化。

以往研究表明，燃烧前缘移动速度为4～12 cm/d时才能保证燃烧稳定。参考重力火驱特点，分别计算前缘移动为6、8 cm/d时横纵向的扩展比(b/h)、波及高度与日产油的关系图版(图7)。由图7可知，重力火驱的日产油量与横向扩展、火线移动速度呈正相关。可见，井网排布很大程度地影响重力火驱的采收率。

图7 不同重力火驱扩展比产量预测Fig.7 The production prediction of different gravity fire flooding expansion ratios

3 重力火驱注采分析与调控方法

3.1 注气速度和排气速度关系

由前文可知，重力火驱稳定燃烧泄油阶段的采油速度与火线推进速度呈正相关。为此，考察注气速度对火线的影响即可得到注气速度对稳定燃烧泄油阶段采油速度的影响。基于燃烧波及体积内的空气耗量可以计算出所需的空气注入量，假设地层压力不变且未发生气窜，最低空气注入量可认为是1/2椭圆面在稳定向前推进时燃烧所消耗的空气总量，即：

(3)

式中：Qinj为注气速度，m3/d ；VR为单位体积油层消耗的空气，m3/m3。

重力火驱过程中，可以利用式(3)进行注气速度的设计和调控。当h为30 m，dl/dt为0.03 m/d，VR为300 m3/m3，则Qinj为12 717 m3/d。由此可见，保证0.03 m/d的燃烧速度只需要每日注入12 717 m3的空气。但是数值模拟结果表明，注气量达到20 000 m3/d时才能满足0.03 m/d的推进速度(表3)。通过分析可知，接近1/2的注入气量起到携带低黏油进入井筒的作用。因此，在保证燃烧所需空气注入量的同时，应增大注气速度来提高驱油效果。

表3 注气速度与前缘推进速度关系模拟结果Table 3 The simulation results of the relationship between gas injection rate and leading edge propulsion rate

THAI火驱燃烧前缘推移速度与常规火驱相比较慢，分析原因主要为气体非直接驱替，提高注气速度不能带来燃烧前缘移动速度的迅速提升。因此，在开展THAI过程中应优先考虑燃烧前缘的稳定推进而不是提高燃烧前缘推进速度。

3.2 重力火驱注采调控方法

设置模型的气量排注比为0.7，限制日产液为理论日产油的2倍，生产曲线见图8。由图8可知，燃烧前缘可以推进到跟端，但是日产油不稳定且累计产油量较低，表明限制注排比会导致气体携油的作用降低，导致大部分蒸馏为气态超覆于油藏顶部。通过模拟不同排注比与采出程度关系(表4)可知，当排注比为1.0时，采出程度最高，因此，矿场进行重力火驱时应按此比例进行注采参数的调控。

图8 排注比为2∶3时的生产动态Fig.8 The production dynamics when the discharge-injection ratio is 2:3

表4 排注比与采出程度关系Table 4 The relationship between discharge-injection ratio and recovery degree

开展了不同采液量对重力火驱生产动态影响的研究。研究发现，生产井采液量设置在其理论产油量(式3)的1.0～1.5倍时，剖面上没有明显的油气混合流动区，空气被迫向前推移，最高燃烧温度385 ℃(4 000 d)且燃烧面会出现严重的超覆，不利于提高最终采收率。采液量设置在其理论产油量的2.0～3.0倍时效果较为理想，燃烧温度高于420 ℃，不存在烟道气窒息效应，采出程度也随之提高至60%左右(表5)。