強非均質超稠油油藏SAGD儲層升級擴容研究

孫新革，羅池輝，徐 斌，楊 智，孟祥兵

（1.中國石油新疆油田分公司勘探開發研究院，新疆克拉瑪依 834000；2.卡爾加里大學建筑、土木與環境工程系，加拿大卡爾加里T2N1N4）

蒸汽輔助重力泄油（SAGD）技術是超稠油油藏的有效開發方式。BUTLER 首次提出蒸汽輔助重力泄油理論后［1］，SAGD 技術在加拿大得到了快速發展，并在油砂區實現了工業化應用。與國外海相沉積不同，新疆風城油田超稠油油藏屬陸相辮狀河沉積，其儲層巖性混雜多樣，非均質性極強，滲透率變異系數（0.7～0.9）是國外海相稠油油藏的2.5～3.5倍；地層溫度超低（15～25 ℃），只有中國東部稠油油藏地層溫度的三分之一，原油黏度超高（20×104～500×104mPa·s），在儲層中以固態狀賦存；層內泥質夾層（滲流屏障）分布密度為2.4 條/m，被國際視為SAGD開采“禁區”。經過多年攻關與實踐，風城油田已實現SAGD 工業化應用，隨著資源劣質化程度加劇，非均質性導致SAGD 開發過程中的水平段動用程度低、蒸汽腔擴展不均等問題顯得尤為突出［2-6］。

前人研究表明，通過快速均勻啟動技術可以改善SAGD 注采井間儲層物性，形成上下水平井水力連通通道，由此縮短循環預熱階段的預熱周期［7-13］。但此技術未波及注汽水平井上方儲層，對改善SAGD 生產階段蒸汽腔的擴展影響甚微。儲層升級擴容是在快速均勻啟動技術的基礎上，基于水力擴容機理，逐漸改變注汽水平井上方儲層巖石中的孔隙壓力，使巖石結構發生變形，進而在井間及注汽水平井上方形成高孔高滲透擴容區的一項技術。該技術可以提高SAGD 生產階段儲層的吸汽能力，實現高效動用注汽水平井上方儲層的目的。筆者通過大型儲層擴容物理模擬實驗和耦合巖石力學數值模擬，揭示擴容機理，優化擴容方式，確定井筒預處理、井間擴容、注汽水平井上方擴容、多分支井擴容等階段的關鍵參數，明確擴容規律，并指導現場應用。

1 儲層擴容機理及面臨的新挑戰

地質力學擴容是一種巖石的變形現象，在外部荷載作用下，通過剪應力或孔隙壓力的增加而引起巖石的擴容。巖石的擴容可以增加孔隙度，從而提高滲透率。

風城油田超稠油儲層砂粒在漫長的地質條件下形成具有相互連接結構的弱固結砂巖體［14］。經壓實后的砂巖顆粒之間多以鑲嵌結構膠結，在一定圍壓作用下，顆粒之間可能產生剪切、旋轉（滾動）、位移（滑動）、彈性形變和擠壓等作用［15］。通過降低圍壓，巖石發生變形，孔隙體積增大，可理解為一個包含無數微觀張剪裂縫網的高滲透區域［16-18］（擴容區）。

SAGD 儲層擴容技術是一項基于弱固結油砂儲層地質力學擴容原理的油藏改造方法。巖石的擴容可以通過滑動或張開的概念來形象化［19］，對于松散巖石，其擴容過程是通過顆粒的滑動或分離實現的，這2 種情況導致孔隙度和滲透率的增加（圖1）。剪切擴容通常發生在孔隙壓力誘導體積之前，因為機械壓力前緣的傳播速度快于孔隙流體傳質前緣。

圖1 松散巖石因剪應力和孔隙壓力引起的擴容現象Fig.1 Dilation phenomenon of loose rocks caused by shear stress and pore pressure

更為重要的是，SAGD 儲層擴容技術在井間及注汽水平井形成均勻的高滲透擴容區，增強了稠油的滲流能力。同時，由先前蒸汽熱傳導方式轉變為凝析液熱對流方式，傳熱效率顯著提高。針對海相儲層的SAGD 開發，儲層擴容技術基本趨于完善，但在強非均質超稠油油藏開展儲層擴容則遇到了諸多技術挑戰：①水力擴容能否縮小水平段儲層滲透率的差異？②注采水平井間存在泥質夾層影響熱連通和重力泄油，且其巖石力學性質與儲層差異大，水力擴容能否改善滲流？③注汽水平井上方發育眾多泥質夾層，嚴重抑制蒸汽腔擴展，水力擴容能否突破屏障？為此，有必要在充分認識強非均質稠油油藏儲層、夾層和蓋層巖石力學特性的基礎上，開展儲層升級擴容研究，制定儲層升級擴容設計方案。

2 巖石力學實驗及分析

風城油田A 井區齊古組巖性以細砂巖為主，94%的油砂粒徑小于300 μm，顆粒之間存在瀝青膠結物，以點或面接觸較少，角礫狀的油砂顆粒棱角分明，部分顆粒被瀝青包裹；平均孔隙度為28%，平均滲透率為960 mD，平均含油飽和度為66%，垂向滲透率與水平滲透率比值為0.65，地面脫氣原油黏度為2.57×104～7.47×104mPa·s（溫度為50 ℃）。儲層巖石力學彈性模量為310 MPa，泊松比為0.08，內摩擦角為35.39°，內聚力為0.94 kPa，熱膨脹系數為2.5×10-5/℃。

選取風城油田A井區典型取心井巖心開展三軸實驗，由有效圍壓分別為0，2，3，4 和6 MPa 時的應力應變曲線（圖2a）和體積擴容曲線（圖2b）可知，風城油田超稠油儲層巖石在低圍壓條件下具有較強的剪脹效應，當有效圍壓為0 MPa時，體積擴容量高達7%，同時在該圍壓下的體積擴容量隨軸向形變的增加而增大。

（2）萃鈀余液鉑含量低，而雜質硒、碲濃度高，在萃鉑過程中易導致賤金屬與鉑共萃進入有機相中，影響鉑萃取效果及產品質量。

圖2 風城油田A井區儲層巖心巖石力學測試曲線Fig.2 Rock mechanics test curve of core of Well Block A in Fengcheng Oilfield

通過觀察擴容實驗后樣品CT圖像，分析不同樣品擴容區形態可以看出，在相同圍壓下，不同注水擴容的方式產生擴容區效果差異較大。采用高速排量擴容易形成單縫（圖3a），不利于形成復雜擴容區。采用低速排量擴容，有利于形成復雜張剪擴容區，因此SAGD 儲層升級擴容可在恒定壓力預處理后，采用階梯穩定提壓的擴容方式達到理想擴容效果（圖3b）。

圖3 擴容實驗后樣品CT圖像Fig.3 CT images of samples after dilation experiment

3 真三軸儲層擴容三維物理模擬實驗

3.1 實驗器材

實驗系統由真三軸模型加載系統、流體注入系統及MaxTest-Coal控制與數據采集系統組成。真三軸模型包括8 個加載泵，可實現X方向為4×1 000 kN，Y方向為4×1 000 kN，Z方向為1×2 000 kN 的加載。流體注入系統共設置4 個流體通道，注采管柱采用長、短管雙油管系統，長管延伸至腳尖，短管位于腳跟處；注采水平井采用模擬割縫篩管，長度為90 mm，內徑為14 mm，其內部的長、短管均采用內徑為3 mm 的鋼管，鋼管承壓為35 MPa。試件箱體內部有效的模型尺寸為1 050 mm×410 mm×410 mm。溫度采集通道為75路，壓力采集通道為16路。該系統可實現流量、溫度、壓力同時檢測（圖4）。

圖4 真三軸模型實驗裝置Fig.4 Experimental device of true triaxial model

實驗巖樣取自風城油田A 井區地表露頭油砂，質量為800 kg。實驗前通過粉碎和壓制設備對油砂進行重塑并統計抽樣，確保物理模擬實驗重塑油砂和露頭油砂物性具有相似性（表1）。

表1 物理模擬實驗重塑油砂和露頭油砂的物性參數Table1 Physical properties between remolding oil sands and outcrop oil sands under physical simulation experiment

3.2 實驗方法及分析

對儲層巖樣施加X方向應力為5 000 kPa，Y方向應力為5 500 kPa，Z方向應力為4 500 kPa 的真三軸地應力。待施加地應力穩定后，開始進行SAGD儲層擴容升級實驗。

3.2.1 常規SAGD儲層擴容實驗

常規SAGD 儲層擴容實驗分為低壓井筒改造、SAGD注采井間擴容、注汽水平井上方儲層擴容3個階段。

低壓井筒改造階段 實驗前，以500 kPa 的注入壓力對注汽水平井及生產水平井進行循環洗井，采用長管注入、短管采出方式，洗井結束后關閉短管，通過長管注入方式對井筒周圍儲層進行低壓擴容，提高井筒周圍的含水飽和度，改善井筒周圍的物性均質性，達到均勻擴容的目的。此階段嚴格控制注入壓力為2 300～3 500 kPa，注入速度為2～3 L/min，井筒低壓擴容結束后，注采井筒周圍各自形成1～2 m的擴容區（圖5a）。

SAGD 注采井間擴容階段 低壓井筒改造結束后，通過提高注入量進一步提高井底壓力，同時擴展注汽水平井及生產水平井的擴容區，直到注采水平井間連通。在注入壓力為3 500～4 000 kPa，注入速度為4～5 L/min的條件下，該階段注采水平井間儲層物性得到有效改善，并在井間建立熱連通及流體連通，從而縮短SAGD 循環預熱階段循環時間，減少注汽量，在此過程中注采井筒周圍各自形成2～3 m擴容區，井間見明顯溫度場（圖5b）。

圖5 不同階段擴容區的擴展范圍Fig.5 Expansion ranges of dilation areas in different stages

注汽水平井上方儲層擴容階段 在注采水平井連通后，關閉并封堵生產水平井，調整注汽水平井的注入壓力為4 000～4 500 kPa，注入速度為5～6 L/min，隨著注入壓力及注入量的增加，注汽水平井上方儲層擴容范圍逐漸增大（圖5c），生產水平井周圍擴容范圍基本不變，穩定注入壓力直至各監測點數據穩定后結束實驗，此階段注汽水平井上方儲層擴容區可延伸10～15 m，實現了注汽水平井上方儲層擴容改造，改善了注汽水平井上方儲層物性，減弱了非均質性的影響，達到了蒸汽腔擴展的目的（圖5d）。

現場施工數據表明，沿水平井的儲層孔隙度級差大，即使通過長時間的孔隙壓力預處理也很難達到水平井周圍儲層均勻擴容的效果。如果注采水平井間存在泥質夾層，儲層擴容區會在SAGD 的注采水平井局部連通，造成水平段動用率低。

注采水平井間夾層擴容實驗采用了水平井分段擴容技術，首先采用400 mPa·s 的高黏度聚合物溶液暫堵水平井腳跟（高滲透帶），接著通過長管注入熱水擴容腳尖泥質夾層帶，在腳尖形成流度較高的擴容區。然后循環熱水置換出腳跟的暫堵聚合物，最后通過短管注入熱水擴容腳跟。通過不同黏度聚合物溶液多次暫堵和擴容，可在水平段上形成多段流度不同的擴容區，從而解決注采水平井間物性差異導致的水平段動用不均的問題。

3.2.3 SAGD注汽水平井上方夾層擴容實驗

注汽水平井上方的泥質夾層阻礙蒸汽腔的向上發育，降低了油藏的動用程度和采收率，如何突破SAGD 注汽水平井上方的泥質夾層是工業界廣泛關心的問題。加拿大研究者通過電磁加熱、溶劑、微波加熱等方式試圖突破SAGD 井組上方的泥質夾層［20-24］，但這些技術都存在或多或少的缺點。能否突破泥質夾層取決于泥質夾層的厚度及其與儲層在巖石力學強度上的差異等。為此采用高黏度材料擴容對突破泥質夾層進行了初步探索。

實驗設置A，B，C，D和E等5個溫度傳感器剖面（圖6）。在注入壓力為3 000 kPa 的條件下，用熱水預處理注汽水平井30 min，然后在注入壓力為5 500 kPa 的條件下，采用黏度為150 mPa·s 的聚合物溶液開展擴容實驗。實驗結果（圖6）表明：①高黏度聚合物溶液在地層產生較高的擴容壓力，能有效突破注汽水平井上方的泥質夾層。②突破泥質夾層的擴容區沿注汽水平井分布不均勻，其原因可能是泥質夾層厚度變化及聚合物溶液配制的濃度不均勻引起的。

圖6 注汽水平井上方夾層擴容大型物理模型沿水平段的溫度分布Fig.6 Temperature distribution along horizontal section of large physical model for interlayer dilation above steam injection horizontal wells in SAGD reservoir

3.2.4 多分支SAGD儲層升級擴容實驗

多分支SAGD 是在原井組的注汽水平井上向斜上方鉆出多個分支。針對非均質性強且夾層發育的儲層，多分支可以促進蒸汽腔快速擴展，解決夾層上方剩余油的滯留問題。利用常規SAGD 快速均勻啟動的擴容技術難以在分支井上形成擴容區，為此提出了采用巖石力學擴容的方法來改造分支井。

通過2步階梯預處理結合震蕩擴容的方式能夠有效動用注汽水平井的分支井段。階梯預處理第一步的注入壓力為4 000 kPa，時間為30 min；第二步的注入壓力為5 500 kPa，時間為20 min。相比常規SAGD 預熱速度快，在現場實施過程中，多分支水平井的孔隙壓力預處理時間和施工液量比常規SAGD 顯著增加，擴容波及范圍更廣，擴容效果更理想（圖7）。

圖7 多分支SAGD儲層升級擴容大型物理模型沿水平段的溫度分布Fig.7 Temperature distribution along horizontal section of large physical model for upgraded dilation of multilateral wells SAGD reservoir

4 耦合巖石力學數值模擬

基于儲層物性參數和油砂儲層水力擴容巖石力學參數，利用地質力學有限元擴容模型（ABAQUS）和熱采軟件（CMG-STARS）開展升級擴容技術的數值模擬研究，模擬了常規SAGD 儲層擴容、突破SAGD 注采井間夾層擴容、突破SAGD 注汽水平井上方夾層擴容和多分支SAGD 儲層升級擴容過程，預測了擴容效果。

4.1 常規SAGD儲層擴容

通過孔隙壓力預處理及巖石力學擴容方法形成擴容區，垂向上可連接SAGD 的注采水平井，擴容區沿著水平段均勻分布。由于擴容區的存在，SAGD 井組的蒸汽預熱時間從290 d 降至130 d，同時井組的初期產量提高1.8倍（圖8）。

圖8 常規SAGD儲層擴容前后井組產量對比Fig.8 Comparison of well group productions before and after traditional dilation of SAGD reservoir

4.2 突破SAGD注采井間夾層擴容

通過交替注入熱水和聚合物溶液的方式突破SAGD注采井間夾層，采用4步法擴容（圖9）：①對井筒周圍的地應力進行預處理。②擴容區的產生。③突破泥質夾層。④擴容區的均勻擴展，此階段擴容液采用聚合物溶液。4 步法擴容可突破SAGD 注采井間的泥質夾層。擴容結束后，在SAGD 注采井間形成均勻的豎向擴容區，擴容區內的流度為1 200 mD/（mPa·s），相對原始地層超低流度有顯著提高。

圖9 突破SAGD注采井間夾層擴容的預測曲線Fig.9 Prediction curve of breaking muddy interlayers between injection and production horizontal wells of SAGD reservoir

4.3 突破SAGD注汽水平井上方夾層擴容

地應力測試結果表明，泥質夾層中的地應力和油砂儲層差別不大（7.49～8.11 MPa）。巖石力學測試結果表明，泥質夾層的巖石力學強度和油砂儲層相近，但其滲透率顯著低于油砂儲層。由圖10 可知，方案1 和方案2 以低黏度熱污水作為施工液體，易形成沿著泥質夾層底面的水平向擴容區，難以達到突破泥質夾層的目的；方案3 采用中等排量高黏度聚合物溶液，有利于在泥質夾層中形成體積擴容區；方案4采用大排量高黏度聚合物溶液，容易形成局部單一張性裂縫。

圖10 突破SAGD注汽水平井上方夾層擴容模擬對比Fig.10 Dilation simulation comparison of breaking interlayers above steam injection horizontal wells of SAGD reservoir

在SAGD 擴容過程中蓋層穩定極為重要。當擴容液量為1 600～2 000 m3時，風城油田齊古組儲層SAGD 注汽水平井上方的油砂儲層能充分改造；當擴容液量超過2 000 m3后，擴容區到達蓋層底部，且逐漸產生破壞區域；當擴容液量達到4 000 m3后，在蓋層底部產生大面積破壞區。

4.4 多分支SAGD儲層升級擴容

多分支SAGD 儲層升級擴容的關鍵點是對分支井的動用。由于SAGD 水平井筒的導流能力遠大于裸眼分支井（如果考慮裸眼分支井部分坍塌），常規SAGD 快速均勻啟動技術無法實現分支井的擴容和動用。

從圖11可以看出：通過長時間的階梯孔隙壓力預處理，分支井旁的油砂儲層被有效擴容；通過水力震蕩處理，可以突破分支井周圍的泥質夾層；通過注汽水平井擴容突破上方夾層，水力震蕩容易受到夾層下方軟弱油砂儲層的應力遮擋，而分支井擴容可使震蕩波直接作用在泥質夾層上，擴容效果更好；擴容后井組在早期的日產油量提高了1倍，累積產油量也較高。

圖11 多分支SAGD儲層升級擴容對產量的貢獻Fig.11 Production contribution of upgraded dilation of multilateral well SAGD reservoir

5 應用效果

在風城油田A井區實施了10個井組SAGD儲層升級擴容試驗，擴容井組平均油層厚度為12.8 m，平均孔隙度為28%，平均含油飽和度為65%，與區塊物性相近，注汽水平井上方發育1～2 條泥質夾層。從實施3 a的生產效果來看，擴容井組循環預熱時間較區塊平均循環預熱時間縮短20%，注汽量減少13%，轉SAGD 生產后，與鄰井對比，擴容井組的儲層吸汽能力提高15%，單井平均日產油量提高1.8 t/d，油汽比提高0.01。

6 結論

風城油田超稠油儲層巖石在低圍壓條件下具有較強的剪脹效應，當有效圍壓為0 MPa時，體積擴容量高達7%，在該圍壓下的體積擴容量隨軸向形變的增加而增大。SAGD 儲層升級擴容可在注汽水平井上方儲層形成10～15 m 的擴容區，孔隙壓力預處理及聚合物封堵可以突破注采水平井間及注汽水平井上方夾層，實現沿水平段的均勻擴容。熱采中的蓋層穩定性是涉及油藏工程及巖石力學的綜合課題，對于風城油田A井區，建議水力擴容的最大擴容液量小于2 000 m3、SAGD 注汽壓力小于蓋層底部的最小水平主應力。采用中等排量高黏度聚合物溶液，有利于在泥質夾層中形成體積擴容區，通過階梯孔隙壓力預處理和水力震蕩處理可實現多分支SAGD儲層升級擴容。