鄒劍 萬芬 王秋霞 辛野 周法元 劉志龍

1. 中海石油(中國)有限公司天津分公司；2. 中海石油能源發(fā)展股份有限公司工程技術(shù)分公司

海上油田稠油油藏的開采方式主要有蒸汽吞吐、多元熱流體、蒸汽驅(qū)、SAGD，其中渤海油田稠油油藏主要采用蒸汽吞吐方式開采，現(xiàn)場注汽作業(yè)為了評價蒸汽吞吐井底水平剖面的吸汽效果，需要對注汽前、中、燜井及放噴過程中井筒及井底的沿程溫度進(jìn)行監(jiān)測，便于海上稠油熱采工藝技術(shù)優(yōu)化及油藏評價。

目前渤海油田P油田已開展了2口蒸汽吞吐試驗井研究，但受限于井型、井深、井底注汽溫度及成本等因素影響，暫未開展熱采井下井筒溫度實時監(jiān)測。其次，雖然鍍金光纖可以滿足井下高溫的要求，但成本高昂，不利于現(xiàn)場的推廣使用。近年來DTS光纖監(jiān)測在國內(nèi)外油田取得了廣泛的應(yīng)用，效果顯著，但是測試溫度相對較低。由于海上熱采的井底蒸汽溫度預(yù)計達(dá)到370 ℃，故在海上油田尚未推廣使用［1］。

目前經(jīng)過室內(nèi)高溫高壓實驗，篩選出了耐溫400 ℃的光纖光纜，現(xiàn)場施工中通過增加光纖重復(fù)利用率的方法，光纖測試成本每口井次可降低高達(dá)50%。目前DTS光纖監(jiān)測在渤海油田成功應(yīng)用了2口井，共計4輪次(每口井2輪次吞吐)。

1 基本原理及管柱結(jié)構(gòu)

1.1 光纖監(jiān)測基本原理

1.1.1 光纖DTS監(jiān)測原理

光纖DTS溫度監(jiān)測主要是根據(jù)光時域原理(OTDR: Optical Time Domain Reflectometer)和光纖的后向拉曼散射溫度效應(yīng)，利用先進(jìn)的OTDR技術(shù)進(jìn)行定位，采用拉曼散射效應(yīng)測溫。

激光器接受地面控制電腦的指令，定期由耦合器通過半導(dǎo)體激光二極管(LD)向井下光纖中發(fā)出1 064 nm連續(xù)波長的入射光信號，激光信號到達(dá)光纖傳感器后，經(jīng)過傳感器內(nèi)部的測溫裝置形成反射光譜，由于不同的溫度反射的光譜不一樣，反射回入射端的反射光中，有一種拉曼(Raman)散射光。該拉曼散射光含有2種頻率成分：斯托克斯(Stokes)和反斯托克斯(Anti-Stokes)光。其中Stokes光與溫度無關(guān)，而Anti-Stokes光的強度則隨溫度變化。Anti-Stokes和Stokes之比和溫度之間關(guān)系可用下式表示［2-3］

式中，las為Anti-Stokes光強度，dB；l為Stokes光強度，dB；a為溫度相關(guān)系數(shù)；h為普朗克常數(shù)，J · s；c為真空中的光速，m/s；v為拉曼平移量，m?1；K為玻爾茲曼常數(shù)，J/K；T為絕對溫度，K。

根據(jù)式(1)及實測Stokes-Anti-Stokes光強之比可計算出溫度值為

將一條光纖分為多個等間距區(qū)域，并對每個區(qū)域的后向拉曼散射光信號進(jìn)行處理，可實現(xiàn)整條光纖的等間距分布式溫度測量。地面光信號解調(diào)儀接收到反射光譜后轉(zhuǎn)化成數(shù)字信號并發(fā)送給控制電腦，控制電腦對信號進(jìn)行解調(diào)并計算出對應(yīng)的溫度值，同時比較信號的發(fā)射時間和反向散射信號的到達(dá)時間，確定測定出的位置，然后進(jìn)行顯示、存儲、報警等操作［4-5］。

1.1.2 光纖光柵FBG監(jiān)測原理

光柵FBG測溫利用布喇格光柵的溫度敏感性和光的反射原理，能夠?qū)崟r探測沿光纖光柵感溫點的溫度變化情況。溫度的變化會引起光纖光柵的柵距和折射率的變化，從而使光纖光柵的反射和透射譜發(fā)生變化。通過檢測光纖光柵反射譜或透射譜的變化，就可以獲得溫度數(shù)據(jù)［6］。

一根光纖上串聯(lián)的N個光柵，由光源發(fā)射的光經(jīng)過Y型分路器，通過所有的光柵S，由于每個光柵反射的光的中心波長不同，反射光經(jīng)Y型分路器的另一端口耦合進(jìn)光纖光柵感溫探測信號處理器，通過光纖光柵感溫探測信號處理器探測反射光的波長及變化，就可以得到解調(diào)數(shù)據(jù)，再經(jīng)過處理，就得到對應(yīng)各個光柵處環(huán)境的實際溫度［7］。同時光纖光柵的中心波長與溫度有一定的關(guān)系，通過監(jiān)測光柵反射回的波長值的變化，可以得到光柵所處位置的溫度值，從而達(dá)到溫度監(jiān)測的目的。

1.2 光纖結(jié)構(gòu)及測試管柱

1.2.1 光纖結(jié)構(gòu)

高溫長效測試系統(tǒng)由地面終端顯示器、高溫光纖光柵溫度解調(diào)儀、分布式高溫光纖溫度解調(diào)儀、高溫光纖光柵溫度傳感器及分布式高溫光纖傳感器構(gòu)成。高溫光纖光柵溫度傳感器和分布式光纖溫度傳感器采用特殊涂層的耐高溫光纖，耐溫等級370 ℃［8-9］。高溫光纖光柵溫度解調(diào)儀和分布式高溫光纖溫度解調(diào)儀分別接收2種光纖傳感器的測溫信號并對其監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行處理。

由于光柵測溫為點試測溫，可以精確定位到某一“點”，精度更高，可以同時監(jiān)測多個點的溫度，對溫度變化判讀的響應(yīng)速度快，因而對溫度變化判斷的準(zhǔn)確性更高。但成本較高，導(dǎo)致系統(tǒng)成本及維護(hù)成本上升，而且采用特制光纜，導(dǎo)致施工難度加大。DTS測試是連續(xù)性測溫，整個監(jiān)測過程是連續(xù)的，一根光纖既做傳感器同時又做傳輸載體，安裝簡單、施工更方便，但測量精度沒有光柵測量精確。為了達(dá)到監(jiān)測注汽溫度的準(zhǔn)確性和連續(xù)性，利用光柵測溫(FBG)和DTS測溫相互校正的方式，監(jiān)測井底注汽溫度［10］。

1.2.2 光纖測試管柱結(jié)構(gòu)

渤海P油田蒸汽吞吐井A井在注汽中進(jìn)行了光纖監(jiān)測試驗，試驗工藝主要分為地面部分及井筒部分。如圖1所示，地面主要包含光纖傳感器的地面監(jiān)控中心及對井底輸出數(shù)據(jù)的解釋系統(tǒng)。井筒部分主要包括光纜在200 m左右位置的封隔器穿越，即頂封以上測的是油套環(huán)空數(shù)據(jù)，頂封以下測的是油管內(nèi)部的蒸汽數(shù)據(jù)［11］。

圖1 光纖測試井筒管柱結(jié)構(gòu)Fig. 1 Sting structure in the well of optical fiber testing

2 監(jiān)測作業(yè)過程

2017年12月28日—2018年3月9日為現(xiàn)場測試階段，本次注汽作業(yè)共計63 d、注汽階段36 d、燜井階段5 d、放噴階段22 d(光纜實際入井95 d)。A井深2 430 m，本次光纜下入深度2 399 m。在此期間監(jiān)測系統(tǒng)完成對注汽前期、注蒸汽、燜井、放噴4個階段的全井段分布式光纖溫度剖面測試、以及水平段20點光纖光柵溫度測試。在注蒸汽期間，井下最高溫度達(dá)368.22 ℃，監(jiān)測系統(tǒng)完整地記錄了全過程。

注汽中，水平段油管內(nèi)部的溫度對比如圖2所示；在2種注汽情況下對DTS測溫和FBG測溫進(jìn)行誤差分析，結(jié)果如表1所示。圖2中同一注汽點，分別對比常溫狀態(tài)、高溫狀態(tài)下光纖DTS測溫與FBG測溫數(shù)據(jù)，結(jié)果表明在常溫狀態(tài)及高溫狀態(tài)下兩者溫度相差在±1 ℃以內(nèi)。由表1中可知，注汽中兩者最大誤差不超過1.11%，說明光纖DTS測溫具有較高的精度及可信度。

圖2 DTS測溫和FBG測溫對比Fig. 2 Comparison between DTS temperature and FBG temperature

3 測量結(jié)果分析

3.1 注汽階段數(shù)據(jù)分析

通過光纖監(jiān)測，可以得出A井在不同注汽時間時全井筒的溫度分布曲線，以及同一位置不同注汽時間的溫度變化，如圖3所示。隨著注汽時間的增加，封隔器以上井筒環(huán)空溫度稍有升高，水平段井筒內(nèi)溫度迅速升高(圖中藍(lán)色：溫度50～100 ℃；綠色：溫度100～200 ℃；黃色：溫度200～250 ℃；橙色：溫度250～300 ℃；紅色：溫度300～350 ℃)，跟端位置處溫度高于趾端位置處溫度，注汽11 h后，由于油藏吸汽能力有限，趾端位置處蒸汽富集達(dá)到飽和。

隔熱油管、油管頂深、光纖監(jiān)測尾端各點在注汽前、注汽中、燜井、放噴期間熱采全過程溫度變化曲線如圖4所示。隔熱油管處最高溫度為234.13 ℃，頂封位置最高溫度為259.94 ℃，光纖監(jiān)測尾端最高溫度為368.22 ℃。在連續(xù)注汽時，油套環(huán)空的溫度在一定時間內(nèi)就會達(dá)到相對的平衡。

表1 DTS測溫和FBG測溫度校正結(jié)果對比Table 1 Comparison between the corrected DTS temperature and the corrected FBG temperature

圖3 不同注汽時間全井筒的溫度變化Fig. 3 Temperature change in the full hole for different steam injection time

圖4 注汽期間不同位置的溫度變化Fig. 4 Temperature change at different positions in the stage of steam injection

3.1.1 蒸汽上返監(jiān)測

注汽過程中，為了降低井筒中蒸汽徑向?qū)Φ貙拥膫鳠岫鴰淼臒釗p失，封隔器以上的環(huán)空井筒中采用氮氣隔熱；由于水平段油藏吸汽能力有限，井底的滯留蒸汽從趾端環(huán)空上返，而且蒸汽溫度過高引起水泥環(huán)升溫及套管升溫，造成井口采油樹抬升，同時在高溫蒸汽下加速了對井筒工具的腐蝕性，故對注汽過程中蒸汽上返的控制極為重要。通過實時監(jiān)測溫度，能夠?qū)伦⑵闆r進(jìn)行監(jiān)測和控制，能夠監(jiān)測蒸汽上返及并及時控制，摸索間歇注氮工藝，對注汽起到指導(dǎo)和決策性意義。

如圖5所示，2月6日13:48蒸汽由2 174 m(B點)上返到2 148 m(A點)，上返26 m；鍋爐出口壓力15.97 MPa，補氮至19 MPa，補氮后觀察溫度回降，至2月8日6:07，蒸汽回降至2 175 m(C點)。說明環(huán)空補充氮氣后蒸汽液面比之前上返到B點的液面下降了1 m。

圖5 氮氣壓制蒸汽上返Fig. 5 Returning of steam under the driving of nitrogen

3.1.2 隔熱油管熱損失評判

通過光纖監(jiān)測到的頂部封隔器處的溫度，運用熱采井筒wellflo軟件建立蒸汽吞吐模型，進(jìn)行注汽擬合，計算頂部封隔器處蒸汽干度。利用軟件計算的井底封隔器處的干度及溫度計算注入熱量，結(jié)果見表2。計算公式為

式中，Q為熱流體的熱量，kJ/kg；m為熱流體的質(zhì)量，kg；H為熱流體的比焓，kJ/kg；X為干度，%。

由表2可看出，封隔器處光纖測試溫度對比軟件計算溫度誤差率最大為0.16%；根據(jù)封隔器處蒸汽干度計算封隔器處蒸汽熱量，最終得到隔熱油管每千米蒸汽熱損失最大為13.07%。注汽速度越低，熱損失越大，蒸汽干度下降越多。

表2 DTS測試頂封處溫度與軟件計算溫度Table 2 The temperature at the upper isolation measured by DTS and the temperature calculated by the software

3.2 燜井階段數(shù)據(jù)分析

本次注汽共計燜井5 d，燜井第1 d水平段溫度快速下降，約平均下降73 ℃，后期降溫速度較緩慢，如圖6所示。從曲線趨勢可以看出，A段儲集熱量較少，當(dāng)停注蒸汽時，熱量快速擴(kuò)散。

圖6 燜井期間水平段的溫度變化Fig. 6 Temperature changes in the horizontal section during soaking

3.3 放噴階段數(shù)據(jù)分析

開始放噴時，井筒附近高溫流體快速流入井筒，并上返至井口。如圖7所示，從F段曲線可以看出吸收蒸汽能力存在較大差異。放噴結(jié)束時，井下1 800 m位置流體溫度約為100 ℃，為后期電泵下入工藝提供數(shù)據(jù)參考。

4 結(jié)論

(1)目前光纖監(jiān)測技術(shù)在渤海油田稠油吞吐井中已成功應(yīng)用2口井，成功監(jiān)測了注汽前、注汽中、燜井及放噴各個階段環(huán)空井筒及水平段蒸汽溫度的變化。結(jié)果顯示，隨著注汽時間的增加，環(huán)空井筒溫度逐漸升高，最后維持穩(wěn)定。

圖7 放噴期間全井段溫度變化曲線Fig. 7 Temperature change of well in the blowout stage

(2)通過井筒環(huán)空溫度的監(jiān)測，可以實時判斷蒸汽的上返距離。本輪次注汽光纖監(jiān)測中，蒸汽最大上返26 m，通過環(huán)空補注氮氣措施，蒸汽上返液面最終回落正常液面。

(3)通過DTS監(jiān)測井筒注汽溫度，結(jié)合軟件實際擬合，計算出注汽中隔熱油管每千米熱損最大為13.07%。