杨 钊, 徐泰喜, 宋 洋, 韩 爽

(东北石油大学 石油工程学院, 黑龙江 大庆 163000)

目前全国大部分油田已进入开发中后期,油井含水率较高,投入大、产出少,依靠常规水驱油技术开采越来越困难.减氧空气驱作为一种创新性的技术,具有气体来源广、成本低且不受地域及空间范围限制的优势.然而减氧空气驱并不能对所有类型油藏起到提高采收率的作用,所以正确分析减氧空气驱的油藏适用条件至关重要.

近年来,国外在注空气提高采收率方面研究较多,也取得了较多的成果,目前,国外室内研究主要集中在注气驱替、注空气氧化反应以及混相等几个方面.美国目前已将该项技术列入国家能源特别资助项目,而矿场试验也在逐步展开.从20世纪60年代开始,Amoco、Chevron等公司先后对不同埋深的轻质原油进行了矿场试验,其增产效果明显.进入20世纪80年代以后,注空气提高采收率技术在美国的Williston盆地的轻质油藏中进行了工业性开采,取得了不错的经济效益[1].目前,已有十几个国家应用了注空气提高采收率技术.

我国从20世纪70年代便开始了空气-泡沫驱油试验,胜利油田、大庆油田及新疆油田均进行了试验与应用.21世纪以来,注空气提高采收率技术在越来越多的低渗透油田,如长庆油田、延长油田等展开矿场试验,并取得了不错的效果.越来越多的研究人员也对注空气提高采收率进行了研究,并取得了不错的效果.研究认为在注气体积和注气压力增加的情况下,气驱采收率也在提高[2].虽然注空气提高采收率具有很多优点,但我国的低渗透油藏大部分属于陆相沉积,存在非均质性强、气驱易发生气窜,以及安全性等问题,也限制着该项技术的大规模应用.

本文针对减氧空气驱的适用性, 通过实验方法分析了不同气体对模型含油饱和度和孔隙非均质性的影响. 通过气驱实验与水驱实验、空气泡沫驱和简单气驱的对比, 建立了地质模型,研究了开发因素、地质因素、原油氧化反应程度等因素对采收率的影响. 结合单因素分析方法, 建立了数值模拟模型[3]. 根据模拟结果,分析了不同因素下开采程度的变化特征, 选择了影响减氧气驱开发效果的主要控制因素, 并应用了减氧气驱油藏,评价了减氧气驱的可行性和优越性, 确定了减氧气驱油藏的适用条件和气驱效果的改善方法.

1 设备及方法

本研究采用微简化孔隙模型和玻璃蚀刻可视化充砂模型进行驱油实验.利用图像采集系统将驱油过程图像转换为计算机数值信号,利用图像分析技术对水驱和气驱进行研究.泡沫驱前后微观驱油特征的实验设备及过程如图1所示.

图1实验装置图
Fig.1 Experimental device diagram

本实验的视觉模型为玻璃蚀刻透明均匀模型(40 mm×40 mm),由实际岩心获得的真实孔隙结构制成,实验温度为65 ℃.实验油为原油中配制的模拟油.

原油与空气的低温氧化反应非常复杂,氧化反应过程中包括很多中间产物以及其他反应,因此本文对原油-空气氧化反应进行假设,建立其基本模型,并通过模型进一步简化得出原油-空气低温氧化反应模型,用来模拟实验氧气消耗与气体产出,为全油藏数值模拟与耗氧分析奠定模拟基础.

在泡沫驱过程中,多种影响因素制约着泡沫驱的驱油效果.国内外的学者己经对泡沫驱进行了大量的研究,并且得出一些结论.之前研究泡沫的驱油效果主要在中高渗、非均质性油藏条件下进行,但是针对低渗、强非均质油藏的研究较少.在泡沫驱提高原油采收率方面,可将泡沫应用于提高原油采收率,其实验结果表明泡沫能够减小气相的相对渗透率,可以达到延缓气体突进的目的.泡沫能够有效降低渗流过程中的气相渗透率并且扩大波及体积,分析原因认为泡沫在水中较稳定并表现出较大的渗流阻力[4],遇油后稳定性变差且在多孔介质中渗流阻力较小.实验表明在提高泡沫驱油采收率方面,泡沫驱在非均质模型中的驱油效率高于均质模型,非均质模型中可提高驱油效率16%,并且泡沫驱相比同种起泡用表面活性剂驱油具有显著优势[5].泡沫驱作为一种有效的3次采油手段广泛地应用于世界各地的油田.

1.1 微观空气驱油实验

如图2所示,方案1注入气体组分为纯氮气,总注入孔隙体积倍数为15;方案2的注气组分为纯二氧化碳,注入孔隙体积倍数为15;方案3的注入气体组分是含氧气质量分数为8%的空气.总注入孔隙体积倍数为15;方案4的注入气体组分是含氧气质量分数为15%的空气,总注入孔隙体积倍数为15;方案5的注入气体组分是含氧气质量分数为20%的空气.总注入孔隙体积倍数为15;方案6的气体组分为空气,总注入孔隙体积倍数为15.根据6组实验可知,在常压条件下,不同类型气体进入模型后,足够的注入量可以有效推进原油运动[6],受含油饱和度和孔隙非均质程度影响,没有形成连续油墙,气驱结束仍有剩余油分布,单纯的驱替作用无法取得良好的开发效果.

图2 不同注气成分气驱剩余油分布Fig.2 Residual oil distribution of gas flooding with different gas injection component

1.2 可视化填砂模型泡沫驱

1) 水驱阶段.为了模仿实际开发过程,先进行了水驱,模型注入孔隙体积倍数为0.5.由图3可以看出,水驱过程主要沿主流线和大孔道流动,形成了优势水流通道.主流线两侧波及非常小,采收率很低.

图3水驱过程
Fig.3 Water flooding process

2) 单纯注气阶段.为了模拟注气过程,进行了大量注气注入孔隙体积实验,注入孔隙体积倍数为15.由图4可以看出,随着注入量的增加,主流线上剩余油明显减少,体积增大,总体面积达到1/3,说明该气体具有良好的增压效果,可以通过自身膨胀携带原油,最终提高波及体积.但是仍然有大量剩余油分布在两侧,这部分剩余油是气驱挖潜的关键.

图4 气驱过程Fig.4 Gas drive process

3) 空气泡沫驱阶段.为了模拟注气过程,进行了大量注入孔隙体积注气实验,注入孔隙体积倍数为15.由图5可以看出,随着注入量的增加,主流线上剩余油明显减少,体积增大,总体面积达到1/3,说明该气体具有良好的增压效果,可以通过自身膨胀携带原油,最终提高波及体积.但两侧仍有大量剩余油分布,这部分剩余油是气驱的关键[7].

水驱采收率为19.8%,气驱采收率为33.5%,空气泡沫驱采收率为47.8%.说明空气泡沫驱可以明显改善洗油效率及波及系数,起到很好的调剖增油效果.

图5 空气泡沫驱过程Fig.5 Air foam flooding process

2 地质模型建立

设置地质模型油藏特征参数为:地层倾角为17°;油层厚度为8 m;孔隙度为0.3;水平渗透率为8×10-3μm2;沉积韵律均匀;洛伦兹系数为0(均匀地层);原始地层压力为14 MPa;温度为100 ℃;地下原油黏度为6 MPa·s;地下油水黏度比为4.8;原始含油饱和度为0.8.采用一注一采两口井,注入井位于油藏高部位,采油井位于低部位.生产井为直井稳定采液,注气时机为投产初期,在油藏数值模型中,通过设置不同的反应模型来表示不同的氧化模式.由低温氧化实验求得反应动力学参数为,动能Ea=58 kJ·mol-1,渗透率k0=1.5×102m3·s-1·kPa-1.高温氧化模式反应模型设置为

根据热重实验获得的高温氧化反应动力学参数动能Ea=100 kJ·mol-1和渗透率k0=1.27×106m3·s-1·kPa-1确定不同氧化模式下的反应速率与温度关系曲线(图6).油藏内部低温氧化(LTO)和高温氧化反应(HTO)可能同时存在,而在低温条件下(<150 ℃),低温氧化反应起主导作用;高温条件下(>250 ℃),高温氧化反应速率急剧增加,进而起到主导作用.

图6不同氧化模式反应速率
Fig.6 Reaction rates of different oxidation mode

3 采收率敏感因素分析

3.1 地质因素影响

本文确定选取储层渗透率(0.1×10-3、1.0×10-3、5.0×10-3、10.0×10-3、20.0×10-3和50.0×10-3μm2)、原始油藏温度(50、75、100和150 ℃)、地层厚度(5、10、20和50 m)及油藏倾角(0°、7°、15°和21°)作为影响减氧空气驱驱油效果的地质因素,计算结果如图7所示.

通过模型计算得出,水平方向渗透率太小不利于采出程度的增加.水平方向渗透率太小,导致渗流能力不足,采出程度太低.当储层渗透率在1.0×10-3μm2及以下时,采出程度较低,空气驱作用效果不明显.水平方向渗透率为50.0×10-3μm2时,空气驱采出程度最高.由此计算出适宜开采的储层理想的水平渗透率范围在10.0×10-3μm2及以上.在其他条件相同的情况下,原始油藏温度越高,空气驱开采程度越高,驱油效果更为理想.这是因为原始油藏温度越高,油相中更有利于氧化反应的发生[8].同时因为原始油藏温度越高,原油黏度越低,越容易自燃,能够充分发挥气驱的作用,故开采时100～150 ℃时的采出程度比低温环境下的更高.

图7 不同地质因素影响下采出程度与模拟时间的关系Fig.7 Relationship between production level and simulation time under the effect of different geological factors

随着地层厚度变大,空气驱采出程度逐渐降低.油层厚度为5～10 m时采出程度变化并不明显.有效厚度过大时,由于空气与原油之间存在密度差,地层过厚会导致地层间残余气体过多,这很大程度上影响了注空气开采的效率,从而降低了驱油效果;当油层较薄时,空气能够迅速在地层间传导驱油,从而提高采油效果.分析计算得出适宜空气驱油藏的有效厚度条件为5～35 m左右.

实际油藏的构造复杂,起伏不平,在这种油藏中,构造引起的倾角对采收率的影响很大,因此需要继续研究油藏倾角对空气驱采收率的影响情况[9].空气在油藏顶部注入,使滞留在高部位油层中的气体增加,有利于增加注入气体空气驱作用,进而达到很好的波及和气驱效率.当倾角过低时(0°左右),重力排驱效果不明显,采出程度低.倾角过大时(大于21°),较原始地层倾角产油量有所降低.故适宜的地层倾角为15°～21°左右,当倾角过大时(大于21°),生产井见油时间提前,容易过早气窜,产油量有所降低.

3.2 开发因素影响

本文主要对比研究注采井距(500、300、200、100 m)及原油黏度(7、15、25、35、45、55 MPa·s)不同时的空气驱动态特征和渗流特征(图8).

图8 不同开发因素下采出程度与模拟时间的关系Fig.8 Relationship between production level and simulation time under different development factors

在其他条件相同的情况下,注采井距过小时,采出程度低,开采效果不理想,当注采井距达到500 m时,采出程度较大,开采初期产油速度慢且产量较少[10].当注采井距保持在300～500 m左右时能达到注空气开采最大收益.随着原油黏度的增加,采收率有不同程度的降低,但下降幅度不一样.原油黏度小于55 MPa·s时,随着原油黏度的增加,空气驱采出程度下降幅度较低.原油黏度在15 MPa·s以下时,空气驱作用明显.

3.3 原油氧化反应程度的影响

在不改变原始条件的情况下,改变氧化反应的放热量,研究原始氧化反应中二氧化碳不同产出值,观察此时空气驱动态特征和渗流特征,见图9.

图9 不同原油氧化反应程度时的

随着原油氧化反应放热量的增加,空气驱采出程度提高明显[11]. 其氧化反应为1/10放热量时温度较低无明显变化, 其值增至2.0倍时最高温度升高至237 ℃. 二氧化碳浓度由0.039 mol·L-1增加至0.092 mol·L-1,原油氧化反应效果良好,此时采出程度有明显增加;当氧化反应放热量降低至1/2及以下时,二氧化碳浓度降低至0.005 mol·L-1,氧化反应效果变差,采收率降低且空气驱作用效果不明显[12].空气驱采油,高压提高了混相能力,高温提高了氧的利用率,因而高温高压油藏的驱油效果好.

4 结 论

1) 通过微观可视化实验表明:减氧空气进入模型后,可以有效推进原油运动,受含油饱和度影响,没有形成连续油墙,气驱结束仍有一定剩余油分布.泡沫空气驱实验表明:通过泡沫体系的注入,封堵地层大孔道(或裂缝)的同时,充分利用地层的中、低渗透层,使地层的高、中、低三层充分发挥作用,大幅改善气驱效果.

2) 通过建立氧化反应理论模型和油藏数值模拟模型,可以得到溶解氧随着压力的增大而增大,原油的密度和黏度逐渐减小.当压力达到饱和压力时,气体不再溶解,原油的溶解度达到最大值.在压力的影响下,原油被压缩时,其密度和黏度增大.不同浓度的降氧空气对原油物理性质的影响略有不同.氧气浓度越高,相同压力下原油的密度和黏度越大.根据油藏数值模拟开展减氧空气驱采收率敏感性因素分析,结果表明,储层渗透率大于10×10-3μm2,井距为300～500 m,油藏含油饱和度为0.5～0.7,油藏温度在100～150 ℃,油层厚度在5～35 m之间,原油黏度低于15 MPa·s,油层倾角在15°～21°之间,注入气含氧质量分数为10%～21%,减氧空气驱在高压情况下可以取得较好的开发效果.