重32井區SAGD開發階段生產參數優化

桑林翔，姜 丹，劉 名，李 婷，楊萬立

(中國石油新疆油田分公司，新疆 克拉瑪依 834000)

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重32井區SAGD開發階段生產參數優化

桑林翔，姜 丹，劉 名，李 婷，楊萬立

(中國石油新疆油田分公司，新疆 克拉瑪依 834000)

重32井區SAGD開發區為風城油田首個SAGD規模化推廣區，目前各井組處于蒸汽腔上升階段。為加速蒸汽腔擴展速度、提高油藏開發效果，需要對生產階段進行生產參數優化。利用油藏數值模擬技術，通過確定生產階段的目標函數及生產參數，對“兩目標、三因素、三因子”進行敏感性分析，根據注采參數的影響結果進行生產參數優化。研究結果表明，生產階段高壓擴腔、增汽提液、均衡控液的調控思路可有效提高SAGD開發效果。該研究現場應用后，單井組日產油由16.4 t/d上升至21.6 t/d，油汽比由0.19上升至0.24，開發效果顯著提升，為同類油藏提高SAGD開發效果提供了借鑒。

SAGD；蒸汽腔上升階段；敏感性分析；生產參數優化；重32井區

0 引 言

SAGD開發過程一般籠統劃分為啟動階段和生產階段，生產階段依據其蒸汽腔發育特征劃分為蒸汽腔上升、橫向擴展和下降3個階段[1-2]。由風城油田SAGD開發實踐可知，目前大多數井組處于蒸汽腔上升階段，具有普遍規律：生產2～3 a的井組較生產1～2 a的井組產油量多，水平段動用程度高的井組較水平段動用程度低的井組產油量多[3]。若該階段生產參數保持不變，將導致蒸汽腔發育遲緩，降低產油量和油汽比，也將導致產油高峰的延遲[4]。以重32井區SAGD開發區為例，開展蒸汽腔上升階段生產參數優化研究，通過敏感性分析和SAGD生產參數優化提高SAGD開發效果。

1 重32井區SAGD開發區概況

重32井區位于準噶爾盆地西北緣風城油田西部，西鄰烏爾禾鎮，距離克拉瑪依市區東北約130 km。2008年開辟重32井區SAGD先導試驗區，部署實施雙水平井SAGD井組4對，動用含油面積0.2 km2，動用石油地質儲量106.7×104t，2012年在試驗區外圍實施SAGD井組22對，動用含油面積為1.05 km2，動用石油地質儲量為343.6×104t。重32井區SAGD開發區齊古組油藏屬于辮狀河流沉積，具有“五高三低”的特點，即：孔隙度高，平均為31.7%；滲透率高，平均為2 552×10-3μm2；含油飽和度高，平均為73.5%；油層厚度大，為25～41 m；原油黏度高，50 ℃脫氣原油黏度為2.9×104mPa·s；油藏埋藏淺，平均為190 m；原始地層溫度低，平均為18 ℃；原始地層壓力低，平均為2.2 MPa。

根據以上油藏參數，利用CMG-STARS熱采模塊，建立典型SAGD井組的油藏數模模型，并應用CMG-CMOST模塊進行參數敏感性分析，進而優化生產參數。

2 生產參數敏感性分析

生產參數敏感性分析需確定目標函數，由于蒸汽腔上升階段的特點是產油量隨蒸汽腔高度的增加而上升，同時考慮注采平衡和SAGD開發的經濟性[5-6]，因此，蒸汽腔上升階段目標函數確定為累計產油量和累計油汽比。操作壓力(指蒸汽腔操作壓力)決定蒸汽腔內部到邊緣的溫度，從而影響原油黏度分布，可以改變SAGD的泄油速率；Subcool(生產井井底流壓對應的飽和蒸汽溫度與流體實際溫度的差值)決定蒸汽腔汽液界面的高度，需穩定在適當的范圍，避免淹沒蒸汽腔和直接汽竄；蒸汽干度越高，蒸汽攜帶的汽化潛熱越高，越能促進蒸汽腔的發育[7-8]，因此，分析的生產參數確定為操作壓力、Subcool、注汽干度。

2.1 生產參數的敏感性

累計產油量作為目標函數，通過模擬得到針對累計產油量的生產參數敏感性主次關系為操作壓力、Subcool、注汽干度，且操作壓力和Subcool的敏感性遠高于注汽干度。因此，操作壓力、Subcool是影響累計產油量的敏感因素。由于操作壓力決定蒸汽腔溫度，影響蒸汽加熱原油的能力，Subcool的高低反映出汽液界面的高低，共同影響著SAGD井的生產能力。

累計油汽比作為目標函數，通過模擬得到針對累計油汽比的生產參數敏感性主次關系為注汽干度、Subcool、操作壓力，且注汽干度的敏感性遠高于操作壓力和Subcool。因此，注汽干度為最敏感因素。注汽干度越高，蒸汽的汽化潛熱越高，越能有效加熱油層，加熱同體積原油需要的蒸汽量越少，則累計油汽比越高(表1)。

表1 生產參數敏感性分析結果

2.2 生產參數的調控

針對不同目標函數的敏感性關系，提出生產參數的調控思路。通過提高操作壓力來提高蒸汽腔溫度，加速蒸汽腔發育；通過增加蒸汽量穩定汽液界面，從而提高產液量，降低Subcool，并穩定在一個合適的范圍，進而達到提高產油量和油汽比的目的。因此，蒸汽腔上升階段的調控思路為高壓擴腔、增汽提液、均衡控液。

3 生產參數優化

3.1 操作壓力優化

蒸汽腔操作壓力影響SAGD的泄油速率和油汽比。通過模擬操作壓力分別為2.4、2.6、2.8、3.0、3.2 MPa時的井組生產情況發現，操作壓力越高，累計產油量越大(圖1)。但操作壓力過高，易發生蒸汽指進，從而突破至生產井，降低蒸汽熱效率，因此，需要確定合理的操作壓力。

圖1 SAGD井組操作壓力優化模擬曲線

蒸汽腔上升階段操作壓力的確定原則為：操作壓力的最小值應高于原始地層壓力；數值模擬對比不同蒸汽腔操作壓力的SAGD生產效果；考慮地層破裂壓力的限制[9-10]。

SAGD蒸汽腔上升階段，保證高于原始地層壓力且低于油藏地層破裂壓力的同時，維持較高的操作壓力可以提高注汽溫度，降低原油黏度，縮短開發期。SAGD蒸汽腔操作壓力應較地層破裂壓力低10%～15%，因為該區合理操作壓力為3.0～3.2 MPa。

3.2 井間Subcool優化

首先，考慮井筒壓降，維持流體穩定流動，避免蒸汽腔接近生產井，造成蒸汽突破，給定Subcool最小值；其次，液面高度隨Subcool的增加而增加。Subcool過大將導致汽液面接近注汽井，不利于蒸汽腔發育。模擬操作壓力為3 MPa時，井間Subcool為5、10、15、20、25 ℃時的井組生產情況發現，Subcool為5～15 ℃時，累計油汽比較高，且變化不大；當Subcool超過15 ℃時，累計油汽比降低，生產效果明顯變差(圖2)。因此，井間Subcool控制為5～15 ℃，能保持穩定的汽液界面，增加泄油能力。

圖2 井間Subcool優化模擬曲線

3.3 井底蒸汽干度優化

蒸汽干度是影響SAGD生產的重要因素，蒸汽腔能否形成并逐漸擴展主要取決于蒸汽干度。因此，SAGD階段要求的蒸汽干度相當高，要有利于蒸汽腔的擴展，以有效加熱油層，增大泄油速度[11-12]。模擬不同井底蒸汽干度下的開發效果可以看出，隨著蒸汽干度的提高，SAGD生產效果明顯提高(表2)。建議井底的蒸汽干度應高于75%[13]。

表2 不同井底蒸汽干度下的SAGD開發效果

綜上分析，重32井區蒸汽腔上升階段的生產參數優化結果為：蒸汽腔上升階段操作壓力高于原始地層壓力的同時，較地層破裂壓力低10%～15%；井間Subcool控制為5～15 ℃；井底蒸汽干度應高于75%。

4 應用效果分析

油田現場將該研究成果進行應用，對重32井區SAGD開發區井組進行生產參數優化。以該區A井組為例(圖3)，采用過熱鍋爐產生的蒸汽注入注汽井，符合蒸汽干度要求。當最低井間Subcool下降至5 ℃時，說明井下液面較低，蒸汽腔供液能力不足，此時操作壓力僅為2.7 MPa，需要增加注汽井注汽量。增加注汽量一段時間后，操作壓力上升至合理范圍(3.1 MPa)，Subcool上升至15 ℃以上，表明井下液面已經很高，有足夠的供液能力，此時開始提液，一方面保證了井下液面不會出現大的波動，防止汽竄現象的發生，另一方面滿足了不斷提高SAGD井開發效果的現場需要。從該井生產曲線可見，經過一個增加注汽量提液周期后，日產液由80 t/d增至117 t/d，日產油由42 t/d增至54 t/d。另外，蒸汽腔在這種生產調控思路下的發育規模明顯擴大。

通過不斷優化蒸汽腔上升階段生產參數，重32井區SAGD開發區開發效果顯著提升，單井組日產油從2014年初的16.4 t/d上升至目前的21.6 t/d，油汽比從2014年初的0.19上升至目前的0.24。現場實踐結果表明，重32井區SAGD開發區蒸汽腔上升階段生產參數優化研究的方法和思路是正確的。在深入認識油藏的基礎上，開展油藏數值模擬工作，分析生產參數敏感性，優化關鍵生產參數，可以切實提高SAGD的開發效果。目前正結合風城油田其他SAGD開發區油藏和生產特點，將該技術進行推廣應用，指導生產調控工作。

圖3 A井組生產運行曲線

5 結 論

(1) 在SAGD蒸汽腔上升階段，累計產油量的敏感參數為操作壓力和Subcool，累計油汽比的敏感參數為注汽干度。

(2) SAGD蒸汽腔上升階段的調控思路為高壓擴腔、增汽提液、均衡控液。

(3) SAGD蒸汽腔上升階段的生產參數優化結果為：操作壓力高于原始地層壓力，同時較地層破裂壓力低10%～15%，井間Subcool的合理范圍為5～15℃，井底蒸汽干度應高于75%。

[1] 霍進，桑林翔，樊玉新，等.風城超稠油雙水平井蒸汽輔助重力泄油開發試驗[J].新疆石油地質，2012，33(5)：570-573.

[2] 楊進，嚴德，田瑞瑞，等.油砂蒸汽輔助重力泄油法開采技術[J].特種油氣藏，2012，19(6)：8-12.

[3] 孫新革，何萬軍，胡筱波，等.超稠油雙水平井蒸汽輔助重力泄油不同開采階段參數優化[J].新疆石油地質，2012，33(6)：697-699.

[4] 霍進，桑林翔，楊果，等.雙水平井蒸汽輔助重力泄油汽腔上升階段的注采調控[J].新疆石油地質，2012，33(6)：694-696.

[5] 楊和雄.敏感性分析及其模糊方法[J].南京郵電學院學報，1998，18(1)：99-101.

[6] 魏紹蕾，程林松，魏耀，等.生產參數對館陶油層SAGD生產的影響研究[J].科學技術與工程，2014，14(5)：49-53.

[7] 李艷玲.稠油油藏蒸汽驅地質影響因素研究[J].特種油氣藏，2009，16(5)：58-60.

[8] 章光.參數敏感性分析與試驗方案優化[J].巖土力學，1993，14(4)：51-57.

[9] 秦勇，樊競澤，秦旭.稠油油藏蒸汽輔助重力泄油參數優化研究[J].廣州化工，2011，39(7)：80-82.

[10] 崔紅巖，李冬冬，林新宇，等.雙水平井蒸汽輔助重力泄油數值模擬研究[J].長江大學學報，2011，8(6)：47-50.

[11] 鄢旭.SAGD開發影響因素研究[J].甘肅科技，2011，27(4)：49-50.

[12] 武毅，張麗萍，李曉漫，等.超稠油SAGD開發蒸汽腔形成及擴展規律研究[J].特種油氣藏，2007，14(6)：40-43.

[13] 趙慶輝，劉其成，于濤，等.蒸汽輔助重力泄油蒸汽腔發育特征研究[J].西南石油大學學報(自然科學版)，2008，30(4)：123-126.

編輯 姜 嶺

10.3969/j.issn.1006-6535.2016.01.021

20150508；改回日期：20151125

中國石油天然氣股份有限公司“新疆大慶”重大科技專項“淺層稠油、超稠油開發技術研究與應用”(2012E-34-05)

桑林翔(1973-)，男，高級工程師，1996年畢業于大慶石油學院油藏工程專業，現從事油田開發管理工作。

TE345

A

1006-6535(2016)01-0096-04