浅薄层稠油蒸汽驱中后期过渡注汽方式优化——以春风油田排612区块为例

李洪毅 尹小梅 杜殿发 张耀祖 李苑 吴光焕

1. 中国石化胜利油田分公司；2. 中国石油大学(华东)；3. 中国石化华东油气分公司

稠油是石油开发的重要接替资源，随着常规原油储量的减少，高效开采稠油资源变得越来越重要［1］。蒸汽驱是稠油油藏提高采收率的主要手段之一，其生产阶段分为蒸汽启动阶段、汽驱受效阶段和蒸汽驱突破调整阶段。在蒸汽驱突破调整阶段，即蒸汽驱生产后期，注汽方式由连续汽驱转换为间歇注汽。间歇注汽虽然可以有效提高油汽比和蒸汽波及效率，但在连续汽驱到间歇注汽的转换过程中会因油藏能量前后差异性大而导致区块产液量下降，因此在该阶段需要进行过渡，使稠油油藏适应间歇汽驱的开发。现有研究表明，有2 种可用于过渡阶段的注汽方式，分别为脉冲注汽和变速注汽。这2 种方式避免了注汽井长期关井所带来的问题，同时由于其能量传递的“不稳定性”的缘故，在缓解汽窜的同时也可以提高蒸汽波及系数，从而改善油藏开发效果。

王仲军等［2］从汽驱开发特征和数值模拟等方面阐述现有的稠油油藏蒸汽驱开发政策，指出间歇注汽法相较于连续注汽，可有效提高蒸汽比热容和驱替波及效率，从而改善储层油气渗流特征及蒸汽驱后期驱替波及效率低的问题。王卓飞等［3］利用室内物理实验和数值模拟方法研究间歇汽驱的开采机理，同时与氮气段塞辅助汽驱以及活性剂辅助汽驱的开发方式对比，发现间歇汽驱的停注时间应保持在30 d 左右，若停注时间过长则会导致地层能量亏空，二次注汽的开发效果变差。针对连续汽驱中后期开发效果变差的情况，时光等［4］以物理实验为基础，在考虑油藏各向异性后，对稠油直井蒸汽驱的振荡注汽方式展开研究，分别从注汽振幅、注汽周期和振荡时机3 个方面优选最佳注汽参数，从而提高蒸汽驱中后期振荡注汽采收率。王莉利等［5］对倾斜状稠油油藏开发后期注汽方式转换进行研究，结果表明采用间歇注汽相较于常规汽驱可有效提高油汽比，增加储层动用程度，同时可以有效减缓汽窜现象，从而优化蒸汽腔形状，使蒸汽可高效稳定地驱替稠油。现有的研究中，缺少蒸汽驱生产中后期连续汽驱转间歇汽驱的过渡期的研究，对过渡注汽方式的开发机理认识不足。

笔者利用数学公式法推导蒸汽驱生产中后期的蒸汽带体积模型，并通过数值模拟验证了过渡注汽方式相较于直接间歇注汽能增加蒸汽带体积，从而提高油藏热利用率。基于春风油田排612 区块实际参数，建立相应的数值模型，对2 种过渡注汽方式进行优选比较和参数优化设计，得出变速注汽可作为目标区块在开发中后期的过渡注汽方式，其汽驱采收率最大同时含水率和油汽比等参数均满足开发要求。该研究可有效解决蒸汽驱在连续汽驱转间歇汽驱过程中的热利用率差、蒸汽带发育变形和储层动用不均匀等问题，为现场开发提供理论依据。

1 试验区基本情况

1.1 地质概况

1.2 蒸汽驱开发现状

排612 区块2015 年开始进入产能建设阶段，先期采用蒸汽吞吐开采，油井平均吞吐周期14 轮次。随着开发的进行，开发矛盾日益突出，产量递减大，单井产能降低。排612 区块日液水平3 727.7 t/d，核实日产油水平711.6 t/d，综合含水率81.2%，单井日产油2.9 t/d，累计年产油27.9 万t，累计总产油量137.01 万t，累计注汽总量达334.2 万t，采油速度2.04%，油藏采出程度10.02%，累计油汽比0.41，回采水率126.4%。

2019 年转换为蒸汽驱，初期含水率控制在85%，采收率达到35%左右。随着蒸汽驱进入中后期阶段，蒸汽超覆导致部分边井与生产井出现热连通，井间压力降低，出现边井高温汽窜现象。此时油汽比下降剧烈，日产油量降低，含水率不断增加。因此，排612 区块稠油油藏急需转换开发方式，将连续注汽转换为间歇注汽，从而更好地保证蒸汽驱高效的进行。为了保证间歇注汽效率，需要优化注汽过渡期的注汽方式和注汽参数，进而提高油藏采收率。

2 蒸汽驱中后期蒸汽带体积模型

在蒸汽驱生产的中后期，出现无效蒸汽循环、油汽比降低的问题，故在蒸汽驱设计方案的中后期，将连续注汽更改为间歇注汽。间歇注汽是改善蒸汽驱效果的重要方法。在停注期间，蒸汽带需要保持稳定或持续扩展，以便将油层加热到蒸汽温度继而高效地把原油驱向生产井。

浅薄层稠油油藏油层厚度薄、埋藏浅，如果由连续汽驱转为间歇汽驱，油藏热量损失大。即使提高注汽时的蒸汽热量，也无法弥补停注期间热损失，距离注汽井较远的岩层与蒸汽之间的温度差大，导致蒸汽带体积减小，蒸汽波及面积减小。因此，在连续注汽到间歇注汽的过渡阶段，应选择合适的注汽方式进行衔接，从而保证储层动用更均匀，提高蒸汽波及面积。

根据郭玲玲的研究［6］，蒸汽带覆盖面积保持恒定条件下的蒸汽驱中后期注热速率方程为

积分后得到蒸汽驱中后期注热总量计算公式为

蒸汽驱中后期蒸汽带体积为

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在蒸汽驱生产中后期，蒸汽突破目标油藏后，蒸汽带面积不变，继续注汽则会使注汽生产时间大于蒸汽突破时间，即t＞t1。对式(3)进行积分，可得到满足蒸汽带覆盖面积恒定条件下的蒸汽带体积。

将式(2)代入式(4)，可得中后期蒸汽带体积。

式中，Q(t)为注热速率，kJ/d；Q0为初期恒定注热速率，kJ/d；t为注汽生产时间，d；t1为蒸汽刚好发生突破的时间，d；Q1为t1时刻前注入油藏中的总热量，即Q1=Q0t1；Cw为水的比热容，J/(kg· ℃)；Ms为蒸汽带区有效体积热容，J/(kg· ℃)；Lv为油层条件下水的汽化潜热，J/kg；ΔT为蒸汽带与油藏之间的温度差，℃；λ为滞后时间，即从注蒸汽到考虑油藏面积增量被加热到蒸汽温度时刻所需时间，d。

通过式(5)可看到，蒸汽驱中后期蒸汽突破后油藏中的蒸汽带体积与油藏中蒸汽带比热容、水的汽化潜热、注热总量及蒸汽带与油藏间的温度差有关。其中，蒸汽带比热容、水的汽化潜热都可视为不变值，注热总量及蒸汽带与油藏间的温度差决定了蒸汽带体积，同时也决定蒸汽波及范围。

由于变速注汽没有停注时间，因此蒸汽带不需要储存热量防止地层热损失，注热总量也会随时间增加而增长，故在蒸汽驱中后期连续注汽所产生的蒸汽带体积会不断增加［7-8］；脉冲注汽的停注时间和注汽时间周期小、频率高，故在相同的时间下注入的蒸汽热量比直接间歇注汽所注的热量多，同时由于停注时间短，蒸汽带所储存的热能向地层中散失得更少，蒸汽带与油藏之间的温度差要小，因此蒸汽带形状更完美，蒸汽带体积更大。

利用数值模拟方法，得到过渡阶段不同注汽方式的注入和产出热量数据。从图1 可看出，脉冲注汽和变速注汽注热总量分别为3.01×1016J 和2.86×1016J，在相同时间下注入热量比间歇注汽多，同时由于地层热损失小，2 种注汽方式的注入产出热量差比直接间歇注汽小，表明更多的热量用于蒸汽腔扩展及加热油藏，更有利于后期间歇注汽的进行。

3 蒸汽驱中后期过渡注汽方式优选

通过蒸汽驱中后期蒸汽带体积公式，可以发现在蒸汽驱中后期，2 种过渡注汽方式可以有效解决由直接汽驱转间歇汽驱过渡期内热利用率低、蒸汽带体积小等问题。利用数值模拟的方法，对2 种过渡注汽方式进行参数敏感性分析，同时优选最佳过渡注汽方式。

3.1 控关调控

当蒸汽驱进入突破调整阶段后，个别单井发生汽窜，在影响蒸汽腔形状的同时，又降低了蒸汽驱的开发效果［9-11］，因此需要对汽窜井进行控制，从而减缓井间汽窜现象的发生。控关调控的关键是如何筛选汽窜井。图2 为油藏温度场和含油饱和度场，可以看到X104、X219 和X229 等多口井均与附近的注汽井产生热连通，这种现象严重影响蒸汽驱替波及效率，位于油层底部的稠油无法被波及，因此基于连续汽驱的方案，对个别单井进行控关调控，以达到缓解井间汽窜的目的。

图2 典型井组突破调整阶段的油藏温度场和含油饱和度场Fig. 2 Reservoir temperature field and oil saturation field of a typical well group during the steam breakthrough adjustment stage

首先对X104 井进行控关调控设计，将关井时间分别设置为5、10、15、20、25、30 d，与不关井时的单井月产油量、含水率进行对比，通过数值模拟软件得到X104 井汽窜缓解效果随关井时间的变化关系，其计算结果如图3 所示，可以看出，X104 最佳关井时间为15～20 d。关井时地层压力恢复，开井时生产压差增大，同时地层中原油重新分布，因此在合理的关井时间后开井生产时，日产油量随着关井时间的增加而上升、含水率下降。但是关井时间太长，油藏温度下降幅度增加，以至于原油黏度提高，驱动能量不足，进一步加剧了油水矛盾，影响后续汽驱效果，因此应该合理控制关井时间［12］。

图3 不同关井时间下X104 井汽驱开发曲线Fig. 3 Steam flooding well performance of Well X104 with different shut-in time

3.2 脉冲注汽参数优化

脉冲注汽的注汽时间与停注时间都比较短，在考虑地层吸汽能力的情况下，注汽速度一般不变，且相对较大［13］。

3.2.1 脉冲时间

在突破调整阶段初期，连续注汽一段时间后转脉冲注汽，注汽速度设定为50 m3/d。根据停、注时间的不同，设计了9 种方案，如表1 所示，可以看出，注汽5 d 停注1 d 时，其措施时间最长，也就代表其注热总量最高，蒸汽带体积最大，蒸汽带可波及区域更广，同时其汽驱采出程度也是所有方案中最高。

表1 脉冲注汽时间对蒸汽驱开发效果的影响Table 1 Effects of steam injection time of pulse mode on steam flooding development performance

3.2.2 注汽速度

在最佳脉冲时间设计的基础上，利用控制变量法，统一脉冲时间为注汽5 d 停1 d 且措施时间为250 d，控制注采比不变，调整注汽速度分别为50、75、100、125、150 m3/d，研究注汽速度对蒸汽驱开发效果的影响，计算结果如表2 所示。可以看出，油藏采出程度、累积油汽比以及含水率与注汽速度关联度大，随着注汽速度的增加，采出程度提高，油汽比降低。当注汽速度较大，会发生井间汽窜现象，严重影响蒸汽驱开发效果。因此选择注汽速度为100 m3/d，此时汽驱累积油汽比下降幅度较小，但是目标区块的总采出程度提高明显，整体开发效果最佳。

表2 脉冲注汽速度对蒸汽驱开发效果的影响Table 2 Effects of steam injection rate of pulse mode on steam flooding development performance

3.3 变速注汽参数优化

3.3.1 变速时间

变速注汽不存在停注时间，每段注汽时间一般不变，不同时间段对应的注汽速度不同。在突破调整阶段初期，连续注汽一段时间后转变速注汽，设每个变速周期中包含3 段等长的注汽时间。选择变速注汽速度为50、70、90 m3/d，其他参数不变，由表3 可看出，随着变速时间的增加，累计油气比和汽驱采出程度先增长后降低，当变速注汽时间为50 d 时，累计油气比和采出程度达最大值，再增加则油汽比大幅下降，开发效果变差。因此选择变速注汽时间50 d 为最佳变速时间。

表3 变速注汽时间对蒸汽驱开发效果的影响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 为起点，模拟研究了每个变速周期内，增幅分别为20%、40%、60%、80%、100%时的采出程度、油汽比及含水率等参数的变化。由表4 可看出，随着注汽速度的增加，油藏采出程度和综合含水率均呈现递增趋势；但当注汽速度过大时，容易发生井间汽窜，不利于后期间歇汽驱开发。因此当注汽速度增幅为60%，每个变速周期的注汽速度分别为50、80、110 m3/d 时，区块整体的开发效果最佳。

表4 变速注汽速度对蒸汽驱开发效果的影响Table 4 Effects of steam injection rate of rate-variable mode on steam flooding development performance

3.4 过渡注汽方式优选

通过表5 可知，变速注汽的汽驱采出程度高，同时变速注汽对现场注入工艺要求较低［14-16］，先变速后间歇汽驱开发后的油藏动用情况及温度分布更均匀，蒸汽腔波及面积增大，同时采出程度比纯间歇注汽要高，油藏综合开发效果更好。

表5 过渡注汽方式对蒸汽驱开发效果的影响Table 5 Effects of transitional steam injection modes on steam flooding development performance

4 结论

(1)随着蒸汽驱生产的进行，开发效果降低，现场多转换为间歇汽驱。在连续汽驱到间歇汽驱的过渡期中，采用脉冲注汽和变速注汽两类过渡注汽方式可以提高蒸汽带波及范围，同时提高储层动用程度，从而解决蒸汽驱中后期热利用率差等开发难题。

(2)分析蒸汽带体积公式可以发现，在蒸汽驱生产中后期，蒸汽带体积主要受到蒸汽注热总量以及蒸汽带和油藏之间的温度差影响，而直接间歇注汽由于注热总量低、间歇时间长等原因导致蒸汽带体积减小，在蒸汽驱中后期开发效果变差。变速注汽相较于脉冲注汽和直接间歇注汽，由于其没有停注时间，因此地层热损失低，注热总量也会随时间增加而增长，故在蒸汽驱中后期的蒸汽带体积大。

(3)通过数值模拟的方法对2 种过渡注汽方式进行优化设计和参数敏感性分析，得到变速注汽的采收率最高，同时含水率和油汽比符合开发要求，因此推断变速注汽为目标区块最佳的过渡注汽方式。后续工作中应对变速注汽方式进一步深入研究，精细化描述不同注汽参数对蒸汽带体积和汽驱开发效果的影响，从而为稠油油藏蒸汽驱中后期开发方式选择提供理论支撑。