酸性含水气藏自适应控水完井模拟与优化

2023-11-30赵旭周朝姚志良李晓益张睿王旭

断块油气田 2023年6期

赵旭，周朝，姚志良，李晓益，张睿，王旭

（1.中石化石油工程技术研究院有限公司，北京 102206；2.页岩油气富集机理与有效开发国家重点实验室，北京 102206；3.中国石化石油勘探开发研究院，北京 102206；4.中国石油华北油田分公司质量安全环保监督中心，河北任丘 062450）

酸性含水气藏在世界范围内广泛分布［1］，并且在开发过程中普遍存在水侵问题，如我国的普光气田目前已出现边底水锥进现象［2］。普光气田为大型碳酸盐岩酸性气田，高含硫化氢，其平均质量分数为14.28%。硫化氢具有剧毒性、腐蚀性和硫沉积堵塞性的特点［3］，导致酸性气藏见水特征和流动模拟方式与常规气藏不同。普光主体气藏开发层系为飞仙关组和长兴组，飞仙关组整体物性好于长兴组，物性分布差异较大，平均孔隙度为7.85%，平均渗透率为1.36×10-3μm2，水体较活跃，气水关系复杂［4-5］，需要采取合理的控水完井技术。自适应控水完井是一种新型完井技术，已经在国内外诸多现场取得良好的控水效果［6-8］，其核心控水部件为固定流道型［9］或可动浮盘型［10］流入控制件。目前，流道型自适应控水完井技术已在塔河油田底水气藏中开展了优化设计，取得了较好的控水稳气效果［11］。但是，针对酸性含水气藏的自适应控水完井技术研究仍为空白，缺乏相应的自适应控水完井技术模拟与优化设计方法。为此，以普光气藏为研究对象，开展了酸性含水气藏硫沉积影响分析，建立了酸性含水气藏自适应控水完井的地层-井筒动态模拟方法，优化自适应控水完井关键参数，为自适应控水完井技术在酸性含水气藏中的设计与应用提供指导。

1 硫沉积分析

1.1 沉积硫饱和度模型

为准确计算酸性含水气藏中的沉积硫饱和度，综合考虑地层气体非达西渗流和应力敏感效应，建立了沉积硫饱和度模型。

模型的主要假设条件为：1）储层均质等厚，储层温度不随时间变化；2）储层流体不可压缩，为拟稳态平面径向流动；3）气体流动为非达西渗流；4）单质硫析出后即沉积在原地。

考虑非达西渗流，利用Forchheimer 方程［12-13］得到平面径向流的压力梯度：

式中：p 为压力，MPa；r 为距井筒径向距离，m；q 为产气量，104m3/d；μg为气相黏度，mPa·s；Bg为气相体积系数，m3/m3；Ka为地层绝对渗透率，10-3μm2；Kr为气相相对渗透率；h 为地层厚度，m；β 为非达西流动系数，m-1；ρg为气相密度，kg/m3。

距井筒径向距离r 处因压力变化而析出并沉积的硫体积为dVs，硫密度为2 070 kg/m3，则有：

式中：cs为气相中的硫溶解度，g/m3；t 为时间，d。

式（3）中的dcs/dp 表示硫溶解度随压力的变化率。根据普光气藏的流体高压物性实验数据，利用多元非线性拟合方法拟合Chrastil 公式［14-15］得：

式中：γg为气相相对密度；Z 为气相偏差系数；T 为温度，K。

dt 时间间隔内，沉积硫饱和度为

式中：dSs为沉积硫饱和度（即沉积硫所占孔隙体积与气相所占孔隙体积的比值），m3/m3；ϕ 为孔隙度；Swi为原始含水饱和度。

将式（1）代入式（5）得：

气相相对渗透率关于沉积硫饱和度的函数［16-17］为

式中：A 为常数，取值-6.22。

考虑应力敏感时的渗透率应力敏感性方程［18-19］为

式中：K0为原始地层绝对渗透率，10-3μm2；pi为原始地层压力，MPa；m 为应力敏感指数。

将式（7）、式（8）代入式（6）得：

将Bg和dcs/dp 表示为压力的函数，采用分离变量积分方法求解式（9）得：

其中：

1.2 时变表皮系数

酸性含水气藏中硫的析出和沉积会对地层渗透率造成伤害，进而影响近井地带的表皮系数。因此，在酸性气藏中引入时变表皮系数反映硫沉积影响，时变表皮系数随沉积硫饱和度和生产时间的变化而变化。根据式（10）计算出沉积硫饱和度后，由Hawkins 公式［20］计算得到时变表皮系数：

式中：sd为硫沉积时的时变表皮系数；rd为硫沉积污染带半径，m；rw为井半径，m。

普光气田一口开展自适应控水完井动态模拟的目标井P1 井，其基本参数为：目的层位飞仙关组，钻遇垂深为120 m，地层温度为130 ℃，原始地层压力为55 MPa，平均孔隙度为4.4%，平均地层绝对渗透率为7×10-3μm2，平均原始含水饱和度为0.31，气相相对密度为0.73。根据P1 井基本参数，分别利用式（10）和式（13）计算不同径向距离r 条件下的沉积硫饱和度和时变表皮系数，如图1 和图2 所示。

图2 不同径向距离条件下的时变表皮系数Fig.2 Time-varying skin coefficient under different radial distances

由图1 可知，沉积硫饱和度随生产时间的增加而增大，距离井筒径向距离0.1 m 范围内的沉积硫饱和度较大，超过0.5 m 后沉积硫饱和度很小，硫沉积对地层渗透率的影响主要集中在近井地带。由图2 可知，时变表皮系数随生产时间的增加而增大，距井筒径向距离0.1 m 范围内的时变表皮系数较大，而距井筒径向距离较远处（大于0.5 m）的时变表皮系数很小，硫沉积污染带半径可取0.1 m。在普光主体气藏地质模型基础上，建立P1 井数模模型，根据式（13）在P1 井历史拟合中引入近井地带时变表皮系数。井底流压历史拟合结果如图3 所示。模拟井底流压的最大相对误差绝对值为13.5%，均方根误差为4.9%，可知考虑时变表皮系数的历史拟合结果准确性较高，P1 井数模模型能够满足自适应控水完井动态模拟的需要。

图3 P1 井井底流压历史拟合结果Fig.3 History matching of bottom hole flow pressure in Well P1

2 自适应控水完井动态模拟

2.1 流入控制件设计

流道型自适应控水完井技术已经在部分底水气藏中取得了较好的控水效果。但是，目前的流道型流入控制件过流通道偏小，没有考虑固相硫沉积的影响，因此在酸性含水气藏中的适用性较差。为满足酸性含水气藏中控水和防硫堵的双重要求，设计了具有大流道和大旋流盘的新型流入控制件（见图4）。新型流入控制件既能满足旋转携硫自清洁要求，防止硫在流入控制件内堵塞，又能在较低的气相压降条件下实现高水相压降，满足高效控水稳气要求。

图4 新型流入控制件示意Fig.4 New inflow control device

新型流入控制件的气、水流动特性曲线如图5 所示。由图5 可以看出，与目前的流道型流入控制件［9］相比，新型流入控制件进一步提高了水相压降，相同流量下的水相压降最大可提高1.1 倍，增强了控水效果。同时，相同流量下的气相压降远小于水相压降。由式（10）可知，气相压降越小，沉积硫饱和度越小。因此，新型流入控制件可有效减缓硫的析出和沉积。

图5 新型流入控制件流动特性曲线Fig.5 Flow performance curves of new inflow control device

新型流入控制件的流动特性可表示为

式中：Δp 为流经流入控制件的流体压降，MPa；X 为流量指数；αs为流入控制件的强度系数，10-1MPa/（（kg·m-3）（m3·d-1）X）；ρm为流经流入控制件的流体密度，kg/m3；μm为流经流入控制件的流体黏度，mPa·s；Y 为黏度指数；Qm为流经流入控制件的流体流量，m3/d。

参数αs，X 和Y 对流入控制件的控水效果有重要影响，是酸性含水气藏自适应控水完井动态模拟中需要优化的关键参数组合。

2.2 考虑硫沉积的动态模拟

以P1 井为例，开展了自适应控水完井的地层-井筒动态模拟。井筒采用多段井模型［21］设置自适应控水筛管与封隔器的位置，根据沿井筒的渗透率测井解释结果，并结合含气饱和度测井解释结果，开展自适应控水完井设计。P1 井的生产层段共划分4 个控水单元，每个控水单元之间安装膨胀封隔器，每个控水单元内下入多根ϕ139.7 mm 自适应控水筛管，每根自适应控水筛管上安装2 个新型流入控制件。新型流入控制件的流动特性如式（14）所示。依据高渗段与低渗段的平均渗透率之比，设计高渗段流入控制件强度系数为低渗段流入控制件强度系数的4.5 倍。自适应控水完井设计结果如表1 和图6 所示。

表1 P1 井自适应控水完井设计结果Table 1 Design results of AICD completion in Well P1

图6 P1 井自适应控水完井管柱设计结果Fig.6 Design result of AICD completion string in Well P1

3 自适应控水完井设计优化

3.1 关键参数组合

为优化酸性含水气藏自适应控水完井的控水稳气效果，针对αs，X 和Y 关键参数组合，以P1 井动态预测期间的累计产水量降幅（与射孔完井比较）为优化目标，开展三因素四水平正交实验［22-23］分析，优化关键参数组合。根据关键参数的取值范围［24-25］构建因素水平表（见表2）。

表2 关键参数因素水平表Table 2 Factors and levels table of key parameters

根据表2 开展正交实验，共进行16 组关键参数组合条件下的P1 井自适应控水完井动态预测，预测时长为10 a，预测期间P1 井采取定产气量19×104m3/d 生产，无法定产后转为定压生产。根据16 组关键参数组合条件下的预测期间累计产水量降幅结果（见表3），利用极差分析得到表4。表4 中的ki，aver（i=1，2，3，4）表示关键参数第i 水平的4 次模拟得到的预测期间累计产水量降幅平均值。累计产水量降幅的计算公式为

表3 正交实验结果Table 3 Results of orthogonal experiment

表4 极差分析结果Table 4 Results of range analysis

式中：ΔWd为预测期间累计产水量降幅，%；WAICD为预测期间自适应控水完井的累计产水量，m3；Wperf为预测期间射孔完井的累计产水量，m3。

由表3 可知，P1 井的自适应控水完井关键参数最优组合为：低控水强度段强度系数0.001 2×10-1MPa/（（kg·m-3）（m3·d-1）X）、高控水强度段强度系数0.005 4×10-1MPa/（（kg·m-3）（m3·d-1）X）、流量指数4、黏度指数1.5。根据极差结果得到各参数对于控水效果的影响程度，从大到小依次为黏度指数、强度系数、流量指数。

3.2 优化结果分析

在与正交实验相同的模拟条件下，利用自适应控水完井关键参数最优组合结果，开展P1 井自适应控水完井效果分析，得到预测期间自适应控水完井条件下的井底流压、日产水量和累计产水量，并与射孔完井的对应预测结果进行比较，结果如图7—图9 所示。

图7 P1 井井底流压比较Fig.7 Comparison of bottom hole flow pressure in Well P1

由图7 可知，在动态预测第6 年，P1 井从定产生产转为定压生产。与射孔完井相比，自适应控水完井条件下的井底流压降幅很小，最大附加压降小于0.67 MPa，说明自适应控水完井产生的附加阻力损失很小，能够在控水的同时维持酸性含水气井的正常生产。

由图8 可知，与射孔完井相比，自适应控水完井条件下的日产水量降低，最大降幅为28.7%，说明自适应控水完井实现了酸性气井有效控水，抑制了地层水产出。由图9 可知，与射孔完井相比，自适应控水完井条件下的累计产水量降低，在10 a 预测末期的累计产水量降幅达22.7 %，比16 组关键参数组合条件下的累计产水量降幅都大，说明自适应控水完井关键参数最优组合条件下的控水效果最好，优化后的自适应控水完井技术可以实现酸性含水气藏的有效控水稳气。