油砂SAGD蒸汽腔擴展厚度界限實驗

李愛芬，葉向東，竇康偉，馬 敏，安國強

（中國石油大學（華東）石油工程學院，山東青島 266580）

據統計，中國稠油儲量約為常規石油儲量的6倍，而長期以來，受開發技術的限制，稠油油藏一直未得到有效動用［1］。近年來隨著常規油氣資源量減少以及對油氣需求的不斷擴大，稠油油藏逐漸成為研究重點。由于稠油存在黏度高、密度大、流動性差的特點，采用常規的方法難以有效動用，目前一般采用熱力開采的方法［2］。近年來雖然采取了一系列適合中—深層稠油油藏特點的蒸汽吞吐、蒸汽驅、火驅等開發技術，但受油藏條件影響，常規的熱采技術效率低、成本高，能耗大，動用儲量有限［3-4］。而蒸汽輔助重力泄油（SAGD）技術作為20 世紀80年代由BUTLER根據注水采鹽原理提出的一種高效開發稠油的熱采技術，相比傳統注蒸汽開發具有蒸汽損耗減小，經濟效益提高，采油速率大和采收率高等優點。目前在中外稠油油藏開發中得到了更為廣泛的應用［5-10］。但是在實際油田生產的過程中，由于儲層中普遍夾雜著不同物性的砂巖夾層、泥頁巖夾層和礫巖夾層等，這些夾層巖性不同，其導熱能力（熱擴散系數、熱導率）有所差異［11-12］，因此對蒸汽開采過程中蒸汽腔向上擴展范圍產生不同的影響，從而影響SAGD開發效果。

BUTLER 等通過多個實驗確定不同物性及分布模式隔夾層對SAGD 開發效果的影響，認為連續分布的夾層會降低SAGD 生產效果，小夾層影響不大［13］。JOSHI 認為SAGD 開發油藏中如果低滲透或非滲透夾層薄且零星分布，不會對蒸汽腔的擴展和SAGD 開發效果產生很大的影響［14］。桑林翔等研究了不同長度泥巖隔夾層對SAGD 開發的影響，分別建立了不同長度泥巖隔夾層的模型。模擬結果顯示，隔夾層發育長度越長，蒸汽腔繞過隔夾層需要的時間越長，產量高峰值推遲出現［15］。石蘭香等通過數值模擬確定了隔夾層位于注汽井上方時，夾層位置是影響SAGD 前期及中期采油速度的主要因素［16］。吳光煥基于數值模擬，分析了隔夾層兩側的流體導熱速度和對流速度，認為泥巖隔夾層只阻礙上部油層物質交換，但不阻礙熱量傳遞［17］。魏紹蕾等通過二維物理模擬實驗研究了不同夾層空間分布下SAGD 開發效果，結果表明，夾層越靠近油層頂部，蒸汽腔受到影響的時機越晚，對生產指標影響越小［18］。HUANG 通過對比蒸汽腔的擴展，分析了不同數量及不同組合方式的隔夾層對SAGD 生產特性的影響，認為隔夾層的數量對蒸汽腔的整體形狀和SAGD 產量影響不大，靠近注采井的第一道隔夾層在多隔夾層的影響中起主導作用［19］。王琪琪等通過建立不同夾層空間分布模型，評價了不同夾層分布模式對SAGD 蒸汽腔擴展的影響，認為隨著夾層發育程度增大，蒸汽腔垂向擴展減弱而水平方向擴展增強［20］。

盡管針對隔夾層對SAGD 開發效果的影響進行了大量研究，但對于隔夾層上方儲層原油動用程度研究較少，而且對于隔夾層類型，大多考慮是純泥巖夾層或頁巖夾層，基于砂泥互層狀隔夾層條件下的SAGD 蒸汽腔擴展厚度界限研究較少。因此，筆者通過室內一維物理模擬實驗，測試得到不同溫度下的原油在不同滲透率隔夾層下的啟動壓力梯度，分析得到加熱后原油在重力作用下通過隔夾層的可行性。在此基礎上，進行了3 組SAGD 二維物理模擬實驗，確定了砂泥互層狀隔夾層條件下SAGD蒸汽腔擴展厚度界限。

1 實驗器材與方法

稠油在原始地層溫度下為非牛頓流體，黏度高、相對分子質量大、極性強，稠油與巖石界面及稠油流體之間界面的相互作用力大，在低滲透隔夾層中的流動屬于低速非達西流動，存在附加滲流阻力，即存在啟動壓力梯度。因此，只有當油層驅替壓力梯度超過啟動壓力梯度時，稠油才能流動［21-24］。開展不同溫度下的原油通過不同滲透率隔夾層的滲流能力測試實驗，測定不同滲透率填砂巖心流速與壓差的關系，可得到稠油真實啟動壓力梯度。通過與重力作用所產生的壓力梯度相比較，分析得到加熱后稠油在重力作用下通過隔夾層的可行性。

1.1 稠油啟動壓力梯度實驗

1.1.1 實驗儀器

實驗巖心采用不同目數石英砂和環氧樹脂膠按一定比例混合均勻制成的與隔夾層滲透率相同的填砂巖心［25］，滲透率分別為20，50，100和200 mD。

實驗用油為不同地層溫度下原油黏度分別為856.535，73.681，18.109 和8.966 mPa·s 的模擬油，對應的地層溫度分別為100，140，180和200 ℃。

實驗用水為按照油田實際礦化度配制的模擬地層水。

1.1.2 實驗步驟

實驗具體操作步驟包括：①將巖心抽真空飽和地層水，實驗流程如圖1 所示。②80 ℃條件下恒溫3 h，用模擬油驅至巖心束縛水狀態，老化24 h后，以驅替速度為0.001 mL/min 油驅至出口端出油之后，關閉油容器的上部開關，觀察壓力變化，記錄出口流速和穩定后上游壓力，即為該流速下的最小啟動壓力。③分別以驅替速度0.003，0.005，0.007 和0.01 mL/min 油驅，記錄出口流速和穩定后上游壓力，即可得到不同黏度原油在不同滲透率巖心中的最小啟動壓力梯度。

圖1 稠油啟動壓力梯度實驗流程Fig.1 Experiment flow chart of start-up pressure gradient of heavy oil

1.2 SAGD蒸汽腔擴展厚度界限實驗

加拿大長湖油田儲層內存在滲透率較低的砂泥互層狀隔夾層，會影響SAGD 蒸汽腔的發育。隔夾層厚度與蒸汽能否突破隔夾層，使隔夾層上方儲層中的原油得到動用密切相關。為研究隔夾層對SAGD 開發效果的影響，開展了不同隔夾層厚度下的SAGD 二維物理模擬實驗，得到蒸汽腔突破隔夾層的厚度界限。

1.2.1 實驗儀器

SAGD 實驗裝置主要包括注入系統、SAGD 二維物理模型、生產系統和采集系統（圖2）。注入系統包括恒速恒壓泵和過熱蒸汽發生器，主要用來為實驗飽和原油和提供過熱蒸汽。SAGD 二維物理模型是該實驗的主體部分，尺寸為50 cm×40 cm×5 cm，最高耐壓為10 MPa，最高耐溫為300 ℃，模型內共布置95個測溫點。生產系統主要包括回壓閥和量筒，用來控制生產端壓力和采集并計量產出液體。采集系統主要包括壓力傳感器、溫度傳感器及監控電腦等，將監測到的實時壓力和溫度數據傳入計算機中，進行記錄與存儲，生成實時溫度場云圖。

圖2 二維雙水平井SAGD室內物理模擬實驗裝置Fig.2 Design of indoor 2D SAGD physical simulation experiment for dual horizontal wells

依據現場得到的油藏數據和流體數據，已知長湖油田油砂埋深約為300 m，儲層厚度達到20 m，垂直方向地層平均滲透率為4 000 mD，儲層平均有效孔隙度為35%。80 ℃原油黏度約為3 156 mPa·s，原始地層溫度為10 ℃，原始含水飽和度為0.35，地層條件下原油黏度大于500×104mPa·s，屬于超稠油范圍。該地區采用雙水平井井組模式開發，注采井距為5 m，生產井距離油層底部為2 m，水平井段長度為1 000 m，SAGD 生產階段注汽速率為450 m3/d，氣腔操作壓力為1 MPa。根據BUTLER 提出的SAGD物理模擬實驗相似準則［26］建立SAGD 二維室內物理模擬實驗模型與實驗流程。實驗選用現場脫水原油，假定實驗室所用的石英砂熱物理性質與油藏條件下的巖石熱物理性質相同，操作溫度和壓力也與現場保持一致。實際油藏參數與物理模型參數對比如表1所示。

綜合污染指數(P)是基于水體多種污染物實測濃度與相應污染物評價標準值比值的水質評估指數。張浩和戶超[49]采用該指數評估了引黃調水對衡水湖水質的影響，結合Mann-Kendall檢驗對衡水湖綜合污染指數進行趨勢分析，發現引黃調水在一定程度上改善了衡水湖的水質。孫亞喬[98]等通過渭河原水和客水的混合稀釋實驗，對調水后受水區水體重金屬含量的變化規律進行了模擬。重金屬污染程度采用內梅羅綜合污染指數進行表征，結果發現，受混合稀釋作用的影響，混合水的重金屬內梅羅綜合污染指數綜合平均降低幅度達到60%左右，重金屬污染程度明顯降低。

表1 SAGD原型與實驗模型油藏參數Table1 Reservoir parameters of SAGD prototype and experimental model

1.2.2 實驗步驟

實驗步驟主要包括：①充填隔夾層，根據隔夾層滲透率及厚度要求，選擇不同目數石英砂（320～2 000 目）混合，加入一定比例的環氧樹脂膠攪拌均勻，分批次填入模型。②室溫下使隔夾層固化24 h，向隔夾層表面噴灑地層水，排出隔夾層孔隙中的空氣。③根據油層粒徑分布及模型油藏參數，計算模型油層所需要充填的不同目數石英砂（30～320 目）、原油及地層水質量。④采用濕法填砂方式充填油層，由于原油室溫下呈半固體狀，因此將稱量好的石英砂、原油及地層水在80 ℃下混合均勻，分批次填入模型中。⑤密封模型，將黏土均勻鋪在油砂上方，保證模型密封性。⑥將超稠油放置在中間容器內，利用加熱套加熱至80 ℃，使原油呈流動狀態，以5 mL/min 的速度向模型中再次飽和油，驅替一倍模型孔隙體積后停止，確保模型內部達到原始含油飽和度，記錄此過程飽和油的體積。⑦利用注汽井與生產井外部纏繞的直徑為3 cm 的管線，依靠熱傳遞的方式加熱注汽井和生產井及其周圍的地層。待注汽井與生產井之間地層溫度升高至80 ℃時，確保注汽井與生產井井間建立熱連通，結束預熱。⑧以16 mL/min 速度注入蒸汽，出口端設置回壓為1 MPa，驅替2 200 min 停止實驗。⑨將產出液放置在80 ℃恒溫箱中靜置，待其油水分離后，依據油田采出水中含油量測定方法分光光度法［27］進行產出水中含油量分析，計量模型產油速度和總產油量。⑩將油藏模型均勻劃分為20份，在每個網格中心取一定量的油砂樣品，通過石油醚萃取油砂中的原油，得到模型不同位置的剩余油飽和度，將測試結果導入Sufer 軟件，自動差值生成飽和度分布圖，測試剩余油飽和度，實驗結束。

1.2.3 實驗方案

針對加拿大長湖油田砂泥互層狀隔夾層滲透率低、厚度大的特點，在距油層頂部約1/3 位置處，設計了3 種不同厚度隔夾層，滲透率均為50 mD。實驗1：泥巖厚度為1 cm，砂巖厚度為2 cm，泥巖厚度為1 cm；實驗2：泥巖厚度為1.5 cm，砂巖厚度為2 cm，泥巖厚度為1.5 cm；實驗3：泥巖厚度為2 cm，砂巖厚度為2 cm，泥巖厚度為2 cm。

2 結果與分析

2.1 稠油滲流能力分析

針對4 種不同黏度原油通過4 種不同滲透率填砂巖心，每組實驗以5種不同流速驅替，繪制流速與壓力梯度關系曲線（圖3）。不同黏度原油流動通過不同滲透率巖心時，流速與壓力梯度均呈非線性關系，流速-壓力梯度曲線均不通過原點，即證實不同黏度的原油通過隔夾層時均存在啟動壓力梯度，由不同黏度原油通過不同滲透率隔夾層時的最小啟動壓力梯度（表2）可以看出，隔夾層滲透率越低，原油黏度越高，最小啟動壓力梯度越大。

表2 不同黏度原油的最小啟動壓力梯度Table2 Minimum start-up pressure gradients of crude oil with different viscosities

圖3 不同黏度原油通過不同滲透率巖心的流速與壓力梯度關系曲線Fig.3 Relationships between flow velocity and pressure gradient of simulated oil with different viscosities in cores with different permeability

地層中蒸汽加熱的原油靠重力作用通過隔夾層，單位體積原油作用在隔夾層上引起的壓力梯度可表示為：

分析實驗測得的不同溫度下的原油在不同滲透率隔夾層下的最小啟動壓力梯度與200 ℃原油在重力作用下的壓力梯度關系（圖4）可知，只有當蒸汽突破隔夾層，隔夾層上方原油溫度升至200 ℃以上，此時原油黏度小于8.966 mPa·s，原油才能在重力作用下克服最小啟動壓力梯度通過隔夾層。

圖4 不同溫度下原油的最小啟動壓力梯度與200 ℃原油重力作用梯度對比Fig.4 Comparison of minimum start-up pressure gradients of crude oil at different temperatures and gravity gradient of crude oil at 200 ℃

2.2 蒸汽腔發育過程

圖5 不同厚度隔夾層條件下SAGD溫度場Fig.5 SAGD temperature fields under different interbed thicknesses

對比不同厚度隔夾層條件下蒸汽腔擴展過程的溫度場可知，隔夾層厚度主要影響蒸汽腔在縱向上的發育，隔夾層厚度越小，蒸汽腔越容易突破隔夾層且突破時間越早，蒸汽腔在縱向上的發育程度越大，橫向發育會相對減弱。當隔夾層厚度大于6 cm（實際地層中厚度為3 m）時，蒸汽無法突破隔夾層，蒸汽腔會在隔夾層下方充分發育。

2.3 剩余油飽和度分布特征

對比3組實驗中蒸汽腔泄油界面及剩余油飽和度分布情況（圖6）發現，實驗1中泄油界面在縱向上擴展范圍最大，隔夾層上方原油動用程度最大，實驗3中隔夾層上方原油基本沒有得到動用。這主要是因為隨著隔夾層厚度增加，在隔夾層的阻礙作用下，蒸汽腔在縱向上擴展受影響，無法突破隔夾層，隔夾層上方原油黏度過高，原油單純在重力作用下無法克服黏滯阻力流動。進一步對比發現，隨著隔夾層厚度增大，蒸汽沿縱向滲流能力逐漸減弱，從而使泄油界面橫向擴展范圍逐漸增大。但由于模型邊界不斷向外部環境散熱，蒸汽在橫向上與加熱原油進行物質交換能力有限，因此當隔夾層厚度增加到一定程度，蒸汽腔橫向泄油界面擴展受到限制。

圖6 不同厚度隔夾層條件下SAGD蒸汽腔泄油界面與剩余油飽和度分布Fig.6 Drainage interface and distribution of remaining oil saturation of SAGD steam chamber under different interbed thicknesses

2.4 生產動態特征

對比不同厚度隔夾層條件下SAGD 產油速率隨時間變化曲線（圖7a）發現，其產油量變化整體上可分為瞬時產油量上升、瞬時產油量穩定和瞬時產油量下降3個階段，分別對應著蒸汽腔上升、蒸汽腔橫向擴展及蒸汽腔下降3個階段。前期蒸汽腔擴展未受到隔夾層影響，因此500 min前3組實驗產油速率較為一致。在蒸汽接觸隔夾層之后，實驗3 中蒸汽主要在隔夾層下方橫向擴展，無法突破隔夾層，因此1 500 min 前實驗3 中平均瞬時產油速率略大于實驗1 和實驗2。1 500 min 后實驗1 和實驗2 中隔夾層上方地層中被加熱的原油通過了隔夾層，因此實驗1和實驗2產油速率反而逐漸增大。

對比不同厚度隔夾層條件下SAGD 采出程度（圖7b）發現，實驗1采出程度為37.30%，實驗2和實驗3采出程度分別為36.09%和34.12%。3組實驗采出程度差別較小，實驗1 采出程度略高于實驗2 和實驗3。這主要是因為隔夾層上方存在著大量原油難以動用的區域，使得整體的采出程度較低。由于實驗1 中隔夾層厚度最小，因此對隔夾層上方原油的流動阻礙最小，相比于實驗2 和實驗3，隔夾層上方原油動用程度最大。

圖7 不同厚度隔夾層條件下SAGD生產特征隨時間的變化Fig.7 Variation of SAGD production characteristics with time under different interbed thicknesses

3 結論

油砂開采過程中，稠油在低滲透隔夾層流動存在啟動壓力梯度現象。對比實驗測得的蒸汽溫度下稠油的啟動壓力梯度與重力作用梯度發現，只有當蒸汽突破隔夾層，隔夾層上方原油溫度升至200 ℃以上，原油黏度小于8.966 mPa·s時，原油才能在重力作用下，克服隔夾層的最小啟動壓力梯度，通過隔夾層。隨著地層中砂泥互層狀隔夾層厚度增大，隔夾層對蒸汽腔擴展影響越大，呈現出蒸汽腔縱向擴展減弱、橫向擴展增強的趨勢。蒸汽腔突破隔夾層的能力逐漸減弱，隔夾層上方原油動用程度逐漸降低。砂泥互層狀隔夾層滲透率為50 mD，厚度低于6 cm 時，蒸汽突破隔夾層，隔夾層上方原油能得到部分動用。

符號解釋

g——重力加速度，cm/s2，取值為980；

ho——實驗中隔夾層上方油層厚度，m；

hl——實驗中隔夾層厚度，m；

ρ——原油密度，kg/m3。