裴艷麗，姜漢橋，周 赫，李林凱，陸祥安

(1.石油工程教育部重點實驗室，北京 102249；2.中國石油大學，北京 102249)

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稠油油藏FAST-SAGD技術儲層篩選標準

裴艷麗1，2，姜漢橋1，2，周 赫1，2，李林凱1，2，陸祥安1，2

(1.石油工程教育部重點實驗室，北京 102249；2.中國石油大學，北京 102249)

為加速FAST-SAGD技術的現(xiàn)場推廣，以阿爾伯塔冷湖先導試驗區(qū)為研究對象，運用油藏數(shù)值模擬軟件研究了地層韻律、頁巖夾層、漏失層等非均質條件對FAST-SAGD開發(fā)效果的影響，通過量化分析得到了FAST-SAGD的儲層篩選標準。研究表明：正韻律FAST-SAGD開發(fā)效果遠遠優(yōu)于反韻律FAST-SAGD，前者要求垂水滲透率之比大于0.15，滲透率級差在4左右，后者要求垂水滲透率之比大于0.25，滲透率級差小于3；注采井間的頁巖尺寸約為15 m時，蒸汽的竄流現(xiàn)象能夠得到有效控制，頁巖夾層位于上部儲層1/2及以上位置時，其對蒸汽腔發(fā)育的阻礙作用可以忽略；頂?shù)姿焕贔AST-SAGD的開發(fā)，但對于氣頂油藏，當氣頂與油藏體積比為0.10～0.20時，保留氣頂開采效果較好。明確FAST-SAGD技術對于各種地質因素的適用性，有利于現(xiàn)場稠油開采技術的篩選，規(guī)避開發(fā)效果欠佳區(qū)塊，實現(xiàn)稠油油藏的經(jīng)濟高效開發(fā)。

稠油油藏；FAST-SAGD；地層韻律；頁巖夾層；漏失層；篩選標準；阿爾伯塔冷湖油區(qū)

0 引 言

蒸汽輔助重力泄油技術[1-3](SAGD)是開發(fā)稠油油藏的一種有效方法。SAGD主要依靠重力作用泄油，蒸汽腔橫向擴展的驅動力不足，相鄰蒸汽腔之間容易形成三角形冷油滯留區(qū)，一般油層越厚，則冷油區(qū)面積越大。作為繼傳統(tǒng)SAGD的新一代稠油開采方法，F(xiàn)AST-SAGD技術[4]對蒸汽輔助重力泄油和蒸汽吞吐(CSS)進行綜合，在原有SAGD井組間加鉆一口水平補償井，旨在加速蒸汽腔的橫向擴展，消除厚油層的三角冷油區(qū)，實現(xiàn)稠油油藏的經(jīng)濟高效開發(fā)。FAST-SAGD技術已在加拿大阿爾伯塔冷湖油區(qū)進行先導試驗[5]，并有望在中國遼河、新疆等稠油區(qū)塊展開應用。前人已深入研究了頁巖夾層、氣頂以及底水等[6-15]地質條件對SAGD開發(fā)效果的影響。類比于傳統(tǒng)SAGD，以加拿大阿爾伯塔冷湖先導試驗區(qū)為例，研究非均質儲層條件(如地層韻律、頁巖夾層以及漏失層等)對FAST-SAGD開發(fā)的影響，并分析總結FAST-SAGD的儲層篩選標準，為稠油油藏FAST-SAGD技術的研究與推廣提供了理論指導。

1 油藏地質概況

阿爾伯塔冷湖油區(qū)為典型的厚層稠油油藏。油藏平均埋深為400 m，平均有效厚度為50 m，中部油層最厚。原始地層溫度約為12 ℃，油藏壓力為3.1 MPa。冷湖油區(qū)儲層物性較好，屬于高孔、高滲儲層。表1為冷湖先導試驗區(qū)地質模型的平均參數(shù)。

表1 冷湖先導試驗區(qū)地質參數(shù)

2 數(shù)值模型建立

考慮井組的對稱性，網(wǎng)格劃分為101×20×25，步長分別為1、50、2 m。生產(chǎn)井距油層底部1 m，注入井位于生產(chǎn)井上方5 m，補償井距SAGD井組50 m，且與SAGD生產(chǎn)井等深。井網(wǎng)設置如圖1所示。在SAGD對比模型中，只設2組SAGD井。

圖1 井網(wǎng)結構示意圖

FAST-SAGD生產(chǎn)過程分為3個階段：①SAGD井組生產(chǎn)階段，蒸汽腔縱向擴展至油層頂部，歷時2.5 a，蒸汽腔溫度維持在240 ℃左右；②SAGD井組生產(chǎn)+補償井蒸汽吞吐階段，補償井進行至少2個周期的高壓蒸汽吞吐，每次注汽時間為6～9個月，燜井時間約為2周；③SAGD井組+補償井生產(chǎn)階段，當相鄰2個蒸汽腔形成熱聯(lián)通，補償井轉化為生產(chǎn)井，SAGD生產(chǎn)過程繼續(xù)[16]。SAGD生產(chǎn)階段注汽速度為400 m3/d，補償井蒸汽吞吐階段注汽速度為800 m3/d，蒸汽注入溫度為242 ℃，蒸汽干度為0.9，定產(chǎn)液量生產(chǎn)。

3 非均質儲層條件的影響因素

3.1 地層韻律的影響

受沉積環(huán)境和沉積方式的控制，單砂層內碎屑顆粒的粒度在縱向上分布不均勻，從而導致垂向滲透率差異顯著。對于注蒸汽開發(fā)，地層韻律會嚴重影響蒸汽腔的發(fā)育過程。基于正、反韻律儲層，研究垂水滲透率之比(KV/KH，KV、KH分別代表垂向、水平滲透率)和滲透率級差(Jk)對FAST-SAGD開發(fā)效果的影響。

3.1.1 垂水滲透率之比研究

為了研究垂水滲透率之比對FAST-SAGD的影響，選擇垂水滲透率之比為0.05、0.15、0.25、0.35、0.45進行數(shù)值模擬模型平均滲透率為2 500×10-3μm2，平均孔隙度為32%，滲透率級差為4。

圖2為不同垂水滲透率之比對FAST-SAGD開發(fā)指標的影響。由圖2可知，正韻律地層FAST-SAGD的采出程度約為反韻律地層FAST-SAGD采出程度的2倍。對于正韻律地層，由于注入井位置的孔滲條件好，蒸汽注入能力強，蒸汽腔發(fā)育程度高，垂水滲透率之比大于0.15時采出程度增幅不大；對于反韻律地層，儲層下部滲透率低，導致蒸汽注入困難，垂水滲透率之比小于0.25時采出程度驟減。因此，要求正韻律FAST-SAGD的垂水滲透率之比應大于0.15，反韻律FAST-SAGD的垂水滲透率之比應大于0.25。

圖2 不同垂水滲透率之比下的采出程度對比

3.1.2 滲透率級差的影響

選擇滲透率級差為2、3、4、5、6進行數(shù)值模擬，研究滲透率級差對FAST-SAGD開發(fā)效果的影響(圖3)。模型平均滲透率為2 500×10-3μm2，平均孔隙度為32%，垂水滲透率之比為0.35。

圖3 不同滲透率級差下的采出程度對比

由圖3可知，對于同一滲透率級差，正韻律地層的采出程度高于反韻律地層的采出程度，且隨著滲透率級差的增大，正韻律FAST-SAGD的優(yōu)勢更加明顯。原因在于：正韻律地層的滲透率級差越大，表明儲層下部物性越好，蒸汽越容易注入，蒸汽腔擴展越快，級差大于4以后采出程度基本不變。而在反韻律條件下，滲透率級差越大，儲層下部物性越差，蒸汽注入越困難，蒸汽腔發(fā)育受阻，級差大于3時采出程度急劇下降。因此，正韻律FAST-SAGD的滲透率級差應在4左右，反韻律FAST-SAGD的滲透率級差應小于3。

3.2 頁巖夾層的影響

低滲透頁巖層的存在會不同程度地影響蒸汽腔的發(fā)育，分別基于BIP模型(頁巖位于注采井間)和AP模型(頁巖位于注采井組上方)研究頁巖尺寸、頁巖位置對FAST-SAGD的影響。頁巖厚度為2 m，相鄰頁巖橫向間距為5 m，沿油藏延伸方向均布2個300 m的頁巖單元。

3.2.1 頁巖厚度

選擇頁巖厚度為5、10、15、20、25 m，基于BIP模型研究頁巖尺寸對FAST-SAGD開發(fā)效果的影響。參照夾層分布密度的概念，定義夾層體積密度 為單位體積儲層內非滲透性頁巖夾層的體積，則上述5種情況的夾層體積密度分別為0.30、0.36、0.45、0.48、0.45 m3/m3。

前人研究指出，頁巖夾層位于注采井間會嚴重影響蒸汽腔的發(fā)育程度[17]。同時由于雙水平井的垂向距離較近，蒸汽注入過程中又容易形成一些熱通道，導致蒸汽無效循環(huán)并直接經(jīng)生產(chǎn)井產(chǎn)出[18]。

數(shù)模結果(圖4)表明，隨著頁巖厚度的增加，采出程度先增大后減小，累計汽油比先減小后增大。當頁巖厚度為15 m左右即夾層體積密度約為0.45時，F(xiàn)AST-SAGD開發(fā)效果最佳。因此，注采井間的頁巖夾層并非一直產(chǎn)生負面效應，當夾層體積密度落在合理區(qū)間內時，在不影響蒸汽腔發(fā)育的情況下，頁巖夾層對蒸汽竄流能起到一定的屏蔽作用。

圖4 不同頁巖尺寸下生產(chǎn)指標對比

圖5為不同頁巖厚度下FAST-SAGD生產(chǎn)結束后蒸汽腔發(fā)育情況：15 m頁巖對應的蒸汽腔發(fā)育程度最高，三角冷油區(qū)面積最??；當頁巖尺寸增至20 m時，蒸汽腔發(fā)育開始受到夾層的限制。說明當頁巖夾層位于注采井間時，需綜合考慮蒸汽腔發(fā)育和蒸汽竄流2個因素的影響。

圖5 不同頁巖尺寸下蒸汽腔發(fā)育對比

3.2.2 頁巖位置研究

定義垂向距離比γ為夾層與注汽井垂向距離占注汽井以上儲層厚度的比例，選擇頁巖夾層位于注汽井以上4、10、16、24、32 m(即垂向距離比分別為1/10、1/5、1/3、1/2、2/3)，基于AP模型研究頁巖位置對FAST-SAGD開發(fā)效果的影響，頁巖尺寸取25 m。

由圖6可知，頁巖夾層越靠近注汽井，采出程度越低且累計汽油比越高。當頁巖夾層位于注汽井上方24 m即垂向距離比為1/2時，夾層對蒸汽腔發(fā)育的阻礙作用減小，在補償井作用下夾層以上儲層仍然能夠被加熱。因此，當頁巖夾層的垂向距離比大于1/2時，其對FAST-SAGD開發(fā)效果的影響可以忽略不計。

圖6 不同頁巖位置下生產(chǎn)指標對比

3.3 漏失層的影響

頂?shù)姿忭數(shù)嚷┦拥拇嬖跁黾由w層熱損失，影響注蒸汽開發(fā)效果。為了研究漏失層對FAST-SAGD的影響，分別在基礎模型中加入6 m頂水、6 m底水以及5 m氣頂進行模擬。模型運行4 a后，不同油藏條件下蒸汽腔發(fā)育情況差別顯著(圖7)?；A模型補償井形成的蒸汽腔呈紡錘形，腔內溫度維持在280 ℃左右；氣頂和頂水油藏形成的蒸汽腔呈高瘦漏斗狀，但前者蒸汽腔平均溫度高于后者；底水油藏補償井對應的蒸汽腔呈短粗的倒漏斗狀，腔內平均溫度約為260 ℃，略低于頂水油藏。

圖7 不同油藏條件蒸汽腔溫度分布

數(shù)模結果表明，氣頂模型采出程度最高(45.98%)，累計汽油比最低(2.82 m3/m3)；頂水模型采出程度為30.08%，底水模型的采出程度為18.93%，均低于基礎模型的采出程度(40.93%)。說明頂?shù)姿焕贔AST-SAGD開發(fā)且底水影響更大，而氣頂存在則可能有利于FAST-SAGD開發(fā)。

進一步研究氣頂大小對FAST-SAGD開發(fā)效果的影響，設置氣頂厚度為0.0、2.5、5.0、7.5、10.0 m，即氣頂與油藏體積比分別為0.00、0.05、0.10、0.20、0.25。如圖8所示，當氣頂與油藏體積比小于0.10時，由于氣頂相對體積小且氣體壓縮系數(shù)高，注入的高溫高壓蒸汽大部分侵入到上覆漏失層，此時氣頂熱損失占主導，導致氣頂油藏采出程度偏低；當氣頂與油藏體積比為0.10～0.20時，氣頂?shù)牧鲃有詮娗覊毫^高，加速了蒸汽腔的橫向擴展，在氣體傳熱和氣頂驅動的共同作用下氣頂油藏采出程度高于基礎模型；當氣頂與油藏體積比大于0.20時，保留氣頂開采時原油采出程度變化幅度不大，此時應考慮油藏氣藏分采。

圖8 不同體積比下生產(chǎn)指標對比

4 FAST-SAGD儲層篩選標準

儲層非均質性對注汽開發(fā)效果的影響很大，因此FAST-SAGD技術在進行現(xiàn)場應用之前，需綜合考察地層韻律、頁巖夾層及漏失層的作用。垂水滲透率之比和滲透率級差是儲層宏觀非均質性的重要表征，夾層分布的密度和位置主要影響層內非均質性程度，氣頂、頂?shù)姿畡t與蓋層的熱損失息息相關?；谝陨嫌绊懸蛩兀瑲w納FAST-SAGD的儲層篩選標準(表2)。

表2 FAST-SAGD儲層篩選標準

5 結 論

(1) 現(xiàn)場經(jīng)驗表明，F(xiàn)AST-SAGD技術可以加速蒸汽腔的橫向擴展，消除相鄰蒸汽腔之間的三角冷油滯留區(qū)，延長厚層稠油油藏的開發(fā)時間，改善稠油開發(fā)效果。

(2) 正韻律地層的原油流動阻力相對較小，應優(yōu)先考慮將FAST-SAGD技術應用于正韻律地層，同時應保證正反韻律地層中FAST-SAGD技術對于垂水滲透率之比和滲透率級差的要求。

(3) 當注采井間的夾層體積密度為0.45左右時，F(xiàn)AST-SAGD技術的開發(fā)效果最佳。當頁巖夾層位于上部儲層1/2及以上位置時，其對蒸汽腔發(fā)育的限制作用可以忽略。

(4) 頂?shù)姿焕贔AST-SAGD技術的開發(fā)，且底水對蒸汽腔發(fā)育影響更大。當氣頂與油藏體積比介于0.10～0.20時，氣頂?shù)拇嬖谟欣贔AST-SAGD技術開發(fā)。

(5) 通過分析非均質條件對FAST-SAGD技術開發(fā)效果的影響，可以在現(xiàn)場應用中充分考慮各種地質因素的作用，規(guī)避不必要的開發(fā)風險，推進FAST-SAGD技術的商業(yè)化應用進程。

致謝：特別感謝加拿大卡爾加里大學陳掌星教授的支持與幫助。

[1] 耿立峰.遼河油區(qū)超稠油雙水平井SAGD技術研究[J].特種油氣藏，2007，14(1)：55-57.

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

[3] 楊乃群，常斌，程林松.超常規(guī)稠油油藏改進的蒸汽輔助重力泄油方式應用研究[J].中國海上油氣(地質)，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] 楊陽，劉慧卿，龐占喜，等.孤島油田底水稠油油藏注氮氣輔助蒸汽吞吐的選區(qū)新方法[J].油氣地質與采收率，2014，21(3)：58-61.

[12] 趙松.稠油油藏水平井井網(wǎng)與沉積相匹配方式[J].大慶石油地質與開發(fā)，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，張艷玉，張賢松，等. 海上稠油油藏蒸汽吞吐周期注汽量優(yōu)化研究[J].油氣地質與采收率，2014，21(5)：87-89，93.

[15] 程紫燕.水平井蒸汽驅影響因素及作用機理[J]. 大慶石油地質與開發(fā)，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.

編輯 劉 巍

20150726；改回日期：20160110

國家重點基礎研究發(fā)展計劃(“973”項目)“致密油高效開發(fā)油藏工程理論與方法研究”(2015CB250905)

裴艷麗(1991-)，女，2014年畢業(yè)于中國石油大學(北京)石油工程專業(yè)，現(xiàn)為該校油氣田開發(fā)專業(yè)在讀碩士研究生，主要從事油氣藏開發(fā)方面的研究工作。

10.3969/j.issn.1006-6535.2016.02.028

TE357

A

1006-6535(2016)02-0115-05