一種刻畫SAGD蒸汽腔發育3D形態的新方法

陳 雄，劉 欣，牛凌燕，陳 波，畢小峰

(1.北部灣大學，廣西 欽州 535000；2.中國石油長慶油田分公司，甘肅 慶陽 745100；3.中國石油玉門油田分公司，甘肅 酒泉 735000；4.中國石油吐哈油田分公司，新疆 鄯善 838200)

0 引 言

目前，SAGD開發技術被廣泛應用于新疆、遼河、內蒙等高黏度稠油油藏開發[1]。蒸汽腔形狀特征是研究蒸汽腔邊緣稠油傳熱機理及調整SAGD注采參數的重要依據。傳統SAGD蒸汽腔形態發育特征是建立在Buter“倒三角”模型上，由于地層存在非均質性，SAGD蒸汽腔實際形態大多數并未呈現“倒三角”形狀，而是呈現多樣性。根據SAGD開發過程中蒸汽腔形狀，可將整個SAGD開發過程劃分為汽腔預熱、蒸汽腔上升、蒸汽腔橫向擴展、蒸汽腔垂向發育等4個開發階段，不同開發階段所對應的注采參數各不相同[2-5]，因此，即時判斷蒸汽腔形狀特征是調整SAGD開發注采參數、提高注汽效率、增加油汽比的重要依據。在油田實際中，主要采用微地震監測技術對蒸汽腔發育特征進行實時監測，其成本較高，耗時較長，并對企業正常生產造成影響。光纖溫壓測試系統具有耐高溫、抗干擾性強的特點，能為油田提供持續、完整、實時的生產監控數據，被廣泛應用于SAGD注采參數的監測收集[6-8]。文中利用光纖溫壓測試系統所收集的溫度數據，通過一維熱傳導移動邊界的求解，調用Mathlab編程，形成一種即時刻畫SAGD蒸汽腔3D形態的新方法。

1 模型建立及求解

地層中由于滲透率、孔隙度、含水飽和度、巖性突變等多因素影響，地層傳熱性能分布不均，尤其在垂向深度上，不同井深處的地層熱傳導參數差異較大，這也是當前蒸汽腔理論預測結果與實際監測結果不匹配的重要影響因素。地層物性在水平方向差異率遠小于垂向方向差異率。在SAGD開發過程中，通常在水平井段附近部署觀察井，監測其地下溫度變化情況，監測數據能真實客觀地反應地下蒸汽腔的發育情況。能否依據這些真實客觀的數據，對蒸汽腔邊界移動速度和位置進行求解，成為解決問題的關鍵。

在生產井段與觀察井剖面之間，假設地層只在水平方向上存在一維熱傳導，有：

(1)

式中：T為地層溫度，℃；α為地層熱擴散系數，m2/s；x為蒸汽腔前緣距觀察井距離，m；t為注蒸汽生產時間，s；φ(x)為地層的初始溫度分布，℃；R0為生產井段與觀察井垂直距離，m；v(t)為某一深度下，觀察井溫度隨時間變化的回歸關系式；R(t)表示t時刻下，蒸汽腔移動距離，m；Ts為蒸汽腔溫度，℃；U(t)表示蒸汽腔t時刻的移動速度，m/s。

令：

(2)

ξ=T-W

(3)

式中：W為與地層初始溫度、井距有關的地層特征溫度，℃；ξ為地層溫度與地層特征溫度的差值，℃。

將式(2)、(3)，代入式(1)中，通過求解方程，可得到蒸汽腔前緣溫度分布[9]：

(4)

ξn(t)=ξn(Ⅰ)(t)+ξnⅡ(t)

(5)

(6)

(7)

式中：ξn為與時間有關無因次待定系數；ξn(Ⅰ)為與井距有關時間無因次待定系數；ξnⅡ為與蒸汽腔移動距離有關時間無因次待定系數；φn、fn為移動邊界解的待定系數；C為地層綜合比熱容，J/(kg·℃)；n為自然數；λ為導熱系數，W/(m·℃)；τ為蒸汽腔界面到達某一位置后繼續向前移動的時間，s。

在蒸汽腔前緣部分，根據能量守恒定律和Butler理論假設，有[10-12]：

(8)

式中：ρ為地層綜合密度，kg/m3；Tr為地層的初始溫度，℃；U為蒸汽腔前緣抵達觀察井的平均速率，m/d。

將式(4)代入式(8)中進行迭代求解，最終可獲取蒸汽腔移動的即時速度。

(9)

當蒸汽腔到達觀察井后，監測點溫度等于蒸汽腔溫度，即T=Ts，v(t)=Ts，此時U(t)等于蒸汽腔移動的平均速度。

2 蒸汽腔3D形態刻畫步驟

(1) 根據測井曲線特征及地質構造圖，確定蒸汽腔頂部位置。

(2) 根據井位圖，確定生產井段與觀察井垂直距離。

(3) 將對應生產井段的觀察井監測數據進行回歸處理，確定監測點溫度變化規律。

(4) 利用式(9)迭代計算蒸汽腔前緣即時移動速度，確定蒸汽腔前緣位置。

(5) 根據SAGD生產水平井段光纖溫壓監測數據，等比例計算各個水平段內蒸汽腔側面位置。

(6) 調用Mathlab編程，繪制蒸汽腔3D模型圖。

3 計算實例

新疆風城油田主要采用SAGD技術開發稠油，在其FHW106注采井組四周相距30 m處部署FZI116、FZI117、FZI118等3口觀察井(圖1)。在井深183.5 m處，經測井解釋，地層存在隔層，阻礙蒸汽腔發育，地層物性參數見表1。FHW106注采井組注汽井部署在井深215 m處，生產井位于注汽井下方5 m。該井組于2015年6月底投入正式生產，2015年6月至2016年6月，FHW106注采井組注汽平均溫度為200～230 ℃，注汽壓力為1.8～2.4 MPa，日產液為80～120 m3/d，含水為85%～90%，日產油為12～25 m3/d。

圖1 FHW106井組井位

由FHW106注采井組觀察井可知，2015年6月至2016年6月，地層水平方向溫度變化緩慢，觀察井大部分溫度低于25 ℃(圖2)。利用式(7)計算蒸汽腔水平方向最大位移為2 m，經檢測排除儀器故障后，決定調整FHW106井組注采參數。從2016年6月開始，FHW106注采井組注汽平均溫度調整為180～210 ℃，注汽壓力調整為1.4～2.0 MPa，日注汽量調整為80～90 t/d，調整后日產液為70～85 m3/d，含水為55%～65%，日產油為24～40 m3/d。由FZI116、FZI117、FZI118觀察井可知，地層水平方向溫度變化加快，地層溫度逐漸上移。2017年12月，FZI118觀察井220 m處地層溫度上升至205 ℃后，后期變化不明顯，說明蒸汽腔已抵達FZI118井。利用式(7)分別計算FZI116、FZI117、FZI118井不同時期蒸汽腔界面位置，蒸汽腔界面位置曲線與井溫監測曲線對比，發現兩者在形狀上具有相似性(圖2)。根據計算結果可知，蒸汽腔沿FZI116井水平擴展速度為0.000 5～0.001 0m/d，平均速度為0.000 8 m/d。蒸汽腔沿FZI117井水平擴展速度為0.000 1～0.005 0 m/d，平均速度為0.001 0 m/d。蒸汽腔沿FZI118井水平擴展速度為0.006 0～0.010 0 m/d，平均速度為0.008 0 m/d。蒸汽腔沿FZI118井水平擴展最快，沿FZI116井水平擴展最慢。截至2018年8月，FHW106井組蒸汽腔沿FZI116井最大水平位移為1.62 m，沿FZI117井最大水平位移為7.62 m，沿FZI118最大水平位移為26.80 m。

圖2 觀察井組溫度監測剖面與蒸汽腔界面位置剖面對比

將生產井組與觀察井之間的蒸汽腔剖面圖，按水平井各段的導熱系數比例縮放，調用Mathlab程序，可獲得蒸汽腔實時的三維解釋圖(圖3)。由圖3可知，FHW106井組蒸汽腔在水平段中后段發育較好，平均橫向發育超過10 m。在水平段趾部，蒸汽腔發育差，最大水平位移為2.69 m，油藏動用程度較低，后期應調整注采工藝，提高趾部油藏調用程度。2017年8月，FHW106井組進行了微地震測試，微地震解釋FZI116觀察井處的蒸汽腔未發育，FZI117方向汽腔發育一般，蒸汽腔已擴展至FZI118觀察井處，其解釋結果與蒸汽腔3D模型刻畫結果基本一致(圖4)。

4 結 論

(1) 根據新疆風城油田的實例應用，在蒸汽腔未到達監測井前，SAGD蒸汽腔發育3D形態刻畫新方法可用于稠油SAGD開發的實時監測，其解釋結果與微地震解釋近似，但相對于傳統微地震監測，其花費較少，不影響油田正常工作秩序，提高了傳統光纖溫壓測試系統的利用效率。

圖3 FHW106井蒸汽腔3D刻畫效果

圖4 FHW106井微地震平面解釋

(2) 在刻畫蒸汽腔3D形態前，應根據測井曲線特征及地質構造圖，確定蒸汽腔頂部位置，避免后期蒸汽腔頂部超過地質封閉層。同時蒸汽腔3D刻畫，由于采用對稱拓展，其形態具有對稱性，如若在生產井段有更多觀察井，可提高形態刻畫的準確程度。

(3) 在計算蒸汽腔前緣位置時，由于采用迭代計算方法計算蒸汽腔前緣移動速度，其迭代初始值的設定直接影響計算效率。建議將迭代速度初值設定為0.001～0.005 m/d，在后續研究中需進一步優化計算方法。