程柯扬，戚志林，田 杰，严文德，黄小亮，黄诗文

（1.东北石油大学石油工程学院，黑龙江大庆163318；2.重庆科技学院石油与天然气工程学院，重庆401331）

蒸汽吞吐是稠油油藏的重要开发方式，大量的稠油产量来自蒸汽吞吐[1-4]。在蒸汽吞吐的开发过程中，多周期重复注入的高温碱性蒸汽不断冲刷地层，汽、液、岩石之间发生强烈的物理和化学作用，引起一系列的反应[5-7]。岩石颗粒和胶结物的溶解，黏土矿物的变化，沥青质的沉积，对储层的孔隙类型、孔隙大小、孔喉分布等微观参数产生影响，宏观上表现为储层孔隙度、渗透率和岩石润湿性等物性参数变化[8-11]。前人主要通过岩心分析、测井解释、室内实验和流体分析等方法研究注蒸汽前后储层参数的变化规律，而对于蒸汽吞吐过程中储层参数的变化及预测研究较少[12-18]。HJ 油田地层胶结疏松，成岩性差，原油黏度高，高轮次蒸汽吞吐后储层物性变化规律复杂，汽窜通道网状发育，现有抑制汽窜堵剂适应性差，影响了该油田的蒸汽吞吐开发效果。为此，该文依据油田实际地质及流体参数和注汽参数进行理论计算和实验参数设计，在此基础上开展了单井蒸汽吞吐一维物理模拟实验和润湿性测定实验。实验描述了蒸汽吞吐轮次与储层物性的关系，建立了储层孔隙度和渗透率大小预测的新方法，可为蒸汽吞吐过程中储层参数监测和采收率的提高提供理论依据。

1 储层变化规律实验方案设计

1.1 实验参数设计

采用理论计算和实验研究相结合的方法，开展储层参数变化规律研究。首先，依据每个轮次各小层的吸汽量数据和各井的地质及流体参数，计算矿场实际条件下吞吐过程中地层的冲刷倍数。然后，结合实验用填砂管模型参数，运用同样的方法计算填砂管尺度下的冲刷倍数，并确定填砂管实验的周期注入量，按照计算结果开展高轮次蒸汽吞吐物理模拟实验。最后，利用冲刷倍数和填砂管实验数据，综合分析高轮次吞吐储层物性的变化规律。

冲刷倍数是指单位体积地层内累计通过水相（蒸汽+热水）的体积。HUANG 等[19]考虑稠油油藏蒸汽驱过程中比容和油水流度比的变化，根据渗流力学、热力学和热传导理论建立的油层冲刷倍数计算模型如式（1）—式（3）所示。

热水区的冲刷倍数为：

蒸汽区的冲刷倍数为：

距井筒位置r处的总冲刷倍数为：

式（1）—式（3）中：NW为热水区的冲刷倍数，m3/m3；Ns为蒸汽区的冲刷倍数，m3/m3；N为总冲刷倍数，m3/m3；r为距井筒半径，m；φ为油层孔隙度；is为蒸汽注入冷水当量速率，g/s；t为累计注入时间，s；ts为蒸汽腔扩展到r处截面的时间，s；Swf为蒸汽驱前缘含水饱和度；Sw为t时刻距井筒r处截面的含水饱和度；μw为水的黏度，mPa·s；T为油层温度，K；Ti为油层原始温度，K；m为相渗曲线随温度变化系数；ρ为蒸汽腔内水相密度，kg/m3；ρw为热水密度，kg/m3；Ai、B为相对渗透率比值曲线拟合系数；C、D为原油黏温曲线拟合系数。

研究对象为J151 和J117 两口井，其中J151 井的研究区域为正韵律储层，分上下两个小层，孔隙度分别为25%和34.87%，渗透率为0.89 μm2和7.64 μm2，目前地层压力为0.4 MPa，共蒸汽吞吐9 轮次。J117井的研究区域为复合韵律储层，共5 个小层，孔隙度为20.4 % ～30.9 %，渗透率为0.25 ～4.42 μm2，目前地层压力为0.4 MPa，共蒸汽吞吐30轮次。各井的基本参数和注汽参数见表1，区块油层的平均热容为2 431×103J/（m3·K）、顶底层导热系数为1.51 W/（m·K）、顶底热扩散系数为1.33×10-6m2/s。对该区块原始油藏温度下相渗曲线回归后得到Ai=9 801 645、B=27.446，相关系数R=0.998 7。

表1 各层基本参数和注汽参数Table 1 Basic parameters and steam injection parameters of each layer

J151 和J117 各小层冲刷倍数见图1。从计算结果可见，各小层在每个轮次吞吐后，地层内各点冲刷倍数是不一致的，距离井筒越近，冲刷倍数越高；距离井筒越远，冲刷倍数越低。其原因在于，蒸汽注入地层后，先在井筒附近形成蒸汽腔，而远处则是热水以及未加热区，蒸汽的比容远大于热水，故而距离井筒近的地方，经受蒸汽+热水的冲刷，而较远的地方只有热水的冲刷。同时从计算结果中可见，各小层冲刷倍数分布呈现较为一致的规律，距离井筒较近的范围内，冲刷倍数随吞吐轮次增加且变化较为明显；而距离井筒距离稍大之后，各吞吐轮次的冲刷倍数变化不大，其原因可能是加热范围不够大或纯粹只有热水作用。

图1 各小层冲刷倍数Fig.1 Sweep multiples of each layer

依据填砂管模型参数，运用油层冲刷倍数计算模型对填砂管尺度下的冲刷倍数进行计算，确定单井蒸汽吞吐一维物理模拟实验的周期注入量。实验填砂管基本参数见表2，填砂管长度为100 cm，直径为38 cm。

表2 实验填砂管的参数Table 2 Parameters of sand-packs in experiment

1.2 实验材料与设备

实验中所用稠油为我国中部HJ 油田所取脱水原油，原油黏温关系见表3。矿场砂样取自J151 和J117两口井。

表3 原油样品黏温关系Table 3 Viscosity-temperature relationship of crude oil samples

设备主要包括DSA100 型接触角测量仪和实验室自制的稠油一维物模实验装置。单井蒸汽吞吐一维物模实验装置见图2，该装置由注入泵、蒸汽发生器、中间活塞容器、填砂管、高温电加热套、压力传感器和温度传感器等组成，工作压力0～35 MPa，工作温度0～425 ℃。

图2 单井蒸汽吞吐一维物模实验装置示意图Fig.2 One-dimensional physical model experiment equipment of steam stimulation by single well

1.3 实验方法与步骤

1.3.1 储层孔渗测定实验

实验模拟单井蒸汽吞吐生产过程，在高轮次的蒸汽冲刷下，通过吐出水量确定孔隙度的变化情况，根据压差和流量数据计算渗透率，具体实验步骤如下：

1）采用矿场实际砂样充填填砂管，计算填砂管孔隙度和渗透率，并饱和油。

2）按照设计流量向填砂管中注入一定量的蒸汽而后焖井，焖井结束后开井生产，计量吐出的水量。提高填砂管另一端出口回压，向填砂管内注入热水，记录压差和流量数据。

3） 重复上述吞吐过程，直至达到实验设计要求。

4）对实验记录数据整理和计算，分析孔隙度和渗透率变化情况。

1.3.2 储层润湿性测定实验

由于地层岩心散碎不成形，实验采用填砂管进行实验材料预处理，从而获取不同吞吐轮次后的油层砂样。具体方法是将散碎岩样装填入口处，按照设计流量进行蒸汽吞吐实验，达到一定轮次后，取出入口处的岩样作为润湿性测试待测样品。利用DSA100 型接触角测量仪测定水在岩样上的静态接触角，具体测试步骤如下：

1）将干燥后的岩样通过红外压片机压制成片状。

2）将片状岩样置于测量仪的测量台上，通过测试仪注射口滴出一滴水到样品上。

3）连续采集水滴图像，待水滴稳定后，通过计算机图像处理系统确定接触角。

2 实验结果与分析

2.1 高轮次吞吐储层孔渗变化特征

为描述蒸汽吞吐开发过程中储层孔隙度和渗透率的变化程度，定义孔隙度增长率和渗透率增长率如下：

式（4）—式（5）中：Iφ为孔隙度增长率，%；IK为渗透率增长率，%；φ为蒸汽吞吐后填砂管的孔隙度；K为蒸汽吞吐后填砂管的渗透率，μm2；φ0为填砂管初始孔隙度；K0为填砂管初始渗透率，μm2。

J151井和J117井各小层孔隙度增长率与吞吐轮次的关系曲线见图3。从图中可以发现，各小层孔隙度增长率呈现较为一致的规律。J151 井两个小层的孔隙度增长率在第2个注汽轮次出现拐点，之后增速放缓，蒸汽吞吐9 个轮次后孔隙度增长率分别为13.66%和12.01%。对比两个小层孔隙度增长率与吞吐轮次的关系曲线可以看出，同一个注汽轮次内两个小层的孔隙度增长率不同，9 个轮次后Ⅲ8-91层孔隙度增大了3.93 %，Ⅲ8-92层增大了4.21 %。J117井Ⅲ5-62、Ⅲ5-63、Ⅲ5-64和Ⅲ5-654 个小层的孔隙度增长率在第4 轮次出现拐点，Ⅲ5-61层的孔隙度增长率在第2 轮次出现拐点，拐点之前增加较快，之后增速放缓，最后不再变化，蒸汽吞吐30轮次后各小层孔隙度增长率分别为0.96 %、11.55 %、13.45 %、4.31 %和11.68%。对比5 个小层孔隙度增长率与吞吐轮次的关系曲线发现，Ⅲ5-61层孔隙度增长率变化幅度较小，Ⅲ5-63层的孔隙度增长率变化幅度最大，Ⅲ5-62层孔隙度增长率在第16轮次后才不再变化。出现这个现象的原因是蒸汽吞吐初期岩石骨架和黏土矿物溶解产生的细小颗粒被大量带出，使孔隙变宽，增大了储层孔隙度。随蒸汽吞吐轮次的增加，被蒸汽带出的细小颗粒逐渐减少，储层孔隙度将不再变化。不同小层孔隙度增长率增大程度不同的原因是储层基础物性和蒸汽周期注入量的不同，影响了“水—岩”反应的程度，从而导致高轮次吞吐后储层孔隙结构存在差异。综合两口井的填砂管实验结果发现，对于一个特定地层，每个轮次的注汽量是影响储层孔隙度变化的主要因素，注汽量不同，不同小层的孔隙度变化规律也不同。

图3 各小层孔隙度增长率与吞吐轮次关系曲线Fig.3 Relationship between porosity growth rate and steam stimulation cycles of each layer

各小层渗透率增长率和吞吐轮次关系曲线见图4。从图中可以发现，随着蒸汽吞吐轮次的增加，各小层的渗透增长率表现出一致的变化规律，总体表现为增大趋势。J151 井两个小层的渗透率增长率在第1 个轮次后增速变缓，9 个轮次后各小层的渗透率增长率分别为175.26 %和149 %。J117 井各小层的渗透率增长率均在第1个轮次增加幅度较大，之后缓慢增长，最后在不同注汽轮次后趋于稳定，30个轮次后各小层的渗透率增长率分别为72.88 %、165.79%、188.39%、97.15%和176.14%。对比J117井5 个小层渗透率增长率与吞吐轮次的关系曲线发现，Ⅲ5-61层渗透增长率变化幅度较小，Ⅲ5-63层渗透增长率变化幅度最大，Ⅲ5-64层渗透增长率在第10 个轮次后才不再增加。产生这个现象的主要原因是微小颗粒的迁移不仅使孔隙度增大，同时也使相互连通的孔隙和吼道数增加，减小了液体流动阻力，从而使渗透率增加。蒸汽吞吐初期细小颗粒迁移剧烈，相互连通的孔隙和吼道大量增加，使渗透率上升较快。当细小颗粒迁移现象减弱后，相互连通的孔喉不再增加，储层的孔隙结构趋于稳定，储层渗透率将不再增加。不同小层渗透率增长率增大程度不同的原因是储层基础物性和蒸汽注入量的不同，使孔喉分布存在差异，从而使各小层的最终渗透率也不同。综合两口井的实验数据发现，与储层孔隙度的变化情况一样，每个轮次的注汽量是影响储层渗透率变化的主要因素，也是各小层渗透率增长率存在差异的原因所在。

图4 各小层渗透率增长率与吞吐轮次关系曲线Fig.4 Relationship between permeability growth rate and steam stimulation cycles of each layer

2.2 蒸汽吞吐储层孔渗预测

从前面的实验数据可见，各填砂管中蒸汽驱扫过的区域内孔隙度和渗透率变化相似而又不尽相同。由于每口井工作制度不同，不能建立蒸汽吞吐轮次和储层参数之间的普适性关系。鉴于此，将各填砂管的实验数据绘制在同一个图中，可以更好地分析规律见图5。从图中可以发现，冲刷倍数的常用对数和孔隙度增长率具有较好的相关性。

图5 孔隙度增长率与冲刷倍数关系拟合Fig.5 Fitting of the relationship between porosity growth rate and sweep multiples

拟合冲刷倍数和孔隙度增长率之间的关系得到如下关系式：

式中：n为冲刷倍数。据此，就能确定蒸汽吞吐开发过程中不同阶段的储层孔隙度增长率。

而渗透率增长率与冲刷倍数之间关系拟合情况相对较差，原始渗透率不同时，渗透率增长率与冲刷倍数的关系曲线之间相差较远，说明原始渗透率对于渗透率增长情况有一定影响。为描述蒸汽的长期冲刷对油田储层渗透率的影响，以冲刷倍数的常用对数作为横轴，以原始渗透率为纵轴，利用插值的方法绘制了渗透率增长率与冲刷倍数的常用对数图见图6。依据油层原始渗透率以及冲刷倍数的常用对数数值，查得的对应斜线，即可确定不同时间渗透率的增长率。

图6 渗透率增长率与冲刷倍数关系Fig.6 Relationship between permeability growth rate and sweep multiples

2.3 高轮次吞吐储层润湿性变化特征

稠油的胶质、沥青质含量较高，这些极性物质吸附在岩石颗粒表面使岩石的润湿性为亲油特性[20-24]。由于稠油具有非常强的温敏性，高温蒸汽的不断冲刷油层，岩石颗粒表面的极性物质将不断解除吸附，同时由于黏土矿物成分的改变，岩石的润湿性将由亲油性逐渐变为亲水性。另一方面，蒸汽吞吐后期，沥青质沉积使岩石又表现出较强的亲油性，同时改变了储层的孔隙结构。

J151 井岩样不同吞吐轮次静态接触角测定见图7，图中水为黑色液球，底部为岩样。从图中可以发现，原始状态下的油砂与水的接触角为124.7°，属于亲油状态。吞吐1 轮次后，油砂与水的接触角为122.3°，接触角有所减小，说明亲油性变弱。吞吐3、5、7 轮次后，油砂与水的接触角分别为112.7°、104.3°和98.9°，油砂与水的接触角不断减小，说明吞吐过程中蒸汽作用后，岩石颗粒表面的原油被逐渐剥离，亲油性逐渐减弱。当吞吐到第9轮次，接触角已降低至85°，说明岩石颗粒表面已呈现弱亲水状态，出现润湿反转现象。从实验结果中发现，随着吞吐轮次的增加，高温蒸汽不断冲刷地层，近井区域岩石颗粒的亲水特性将逐渐加强。

图7 不同吞吐轮次后油砂接触角Fig.7 Contact angle of sand samples after different steam stimulation cycles

3 结论

1）在蒸汽吞吐一维物理模拟实验中，研究储层的渗透率和孔隙度均有不同程度的增大，储层润湿性向亲水性转变。

2）蒸汽吞吐开发过程中不同井工作制度差异明显，无法建立吞吐轮次与储层物性之间的普适性关系。为此，引入了油层冲刷倍数这一无因次量，油层冲刷倍数与储层孔渗变化率之间具有较好的相关性。

3）以实验实测结果为依据，建立了油层冲刷倍数与储层孔隙度增长率之间的关系式，以及油层冲刷倍数与渗透率增长率之间的关系图，能够较好地预测储层在蒸汽吞吐开发过程中不同阶段的孔渗参数。

4）由于油层冲刷倍数与储层孔渗变化率之间具有较好的相关性，采用蒸汽吞吐开发的同类稠油油藏亦可通过本研究中的方法建立针对该油藏的储层孔渗变化率预测关系式和图版。