CO2混相驱注气速率对重力超覆的影响规律

2023-07-12赵凤兰刘淼淼黄世军宋黎光

油田化学 2023年2期

赵凤兰，刘淼淼，黄世军，宋黎光，王雨

（1.中国石油大学（北京）石油工程学院，北京 102249；2.中国石油冀东油田分公司，河北唐山 063200）

0 前言

2020年我国明确表态和承诺“二氧化碳排放力争于2030 年前达到峰值，努力争取2060 年前实现碳中和”［1-3］。对于水驱难以有效开发的低-特低渗透油藏，利用CO2驱油与埋存技术不仅可以提高原油采收率，也可以实现CO2的地质埋存，是目前实现低碳减排的最为经济有效的方式［4-7］。对于油层厚度较大的低渗透油藏，由于CO2与原油存在密度差，CO2在重力作用下沿油藏上部运移而形成重力超覆，会降低波及效率，影响CO2驱油开发效果，而注气速率是重力超覆程度的重要影响因素［8-10］。

目前，国内外学者研究重力超覆主要是通过室内物理模拟和数值模拟这两种手段。Miller［11］研究了重力对混相驱的影响，通过理论推导和数值模拟方法分析认为油层厚度的增加会加剧重力超覆程度，降低混相程度，同时注气速率也会影响重力超覆程度。Stalkup［12］研究发现，随着注气速率的增加，黏性力逐渐占据主导地位，重力对油气运移的作用力将减弱。Han等［13］通过室内物理模拟实验研究了CO2驱不同注气速率下的重力超覆，研究表明，对于厚油层而言，非混相驱中产生的重力超覆严重影响原油采收率，且随着注气速率增大重力超覆程度加剧；但近混相驱中产生的重力超覆不明显，油层厚度对CO2驱油效果影响不大。宋黎光等［14］通过室内物理实验研究了不同渗透率对CO2驱重力超覆的影响规律，研究表明，在混相驱条件下，由于油气密度差较小，随着岩心渗透率增大重力超覆程度增加不明显；在非混相驱条件下，由于油气密度差较大，且随着渗透率增大气驱前缘移动速率增大，重力超覆程度加剧，导致最终采收率较低。赵凤兰等［15］开展了不同注气速率下CO2非混相驱实验，研究表明，在非混相条件下，随注气速率的增加，CO2气体横向驱替方向黏性力增大，对重力超覆具有一定的抑制作用，由于较大的油气密度差异，因此缓解重力超覆需要较大的注气速率。

目前对于CO2混相条件下不同注气速率对重力超覆程度影响的认识尚不统一，且相关研究较少，因此有必要对混相驱条件下重力超覆规律进行系统分析。在前期研究的基础上，采用自主研制的高温高压气驱超覆物理模型和相关实验流程和方法［16］，评价了CO2混相驱条件下不同的注气速率对重力超覆程度的影响，在此基础上建立数值模型进行实验数据的模拟反演和扩展计算，根据CO2摩尔分数场和含油饱和度场的变化，对比CO2注入速率对重力超覆的影响程度，通过系统分析得出CO2驱超覆规律和优化的注入速率，从而为减缓重力超覆影响、改善CO2驱开发效果提供理论依据。

1 实验部分

1.1 材料与仪器

实验岩心为尺寸60 cm×2 cm×8 cm的低渗透均质岩心；实验原油为某低渗透区块脱气原油，密度为0.788 g/cm3，黏度为1.24 mPa·s（实验温度为60 ℃），CO2与该原油的最小混相压力约为18 MPa。实验用水为某油田模拟地层水，矿化度为72 597 mg/L，主要离子质量浓度（单位mg/L）为：Na++K+25 736、Ca2++Mg2+2252、Cl-42 961、HCO3-1179、SO42-469，CaCl2水型；实验所用气体为纯度99.9%的CO2，黏度为0.064 mPa·s（实验温度为60 ℃），密度为0.7194 g/cm3。

实验装置主要包括ISCO泵、恒温箱、高温高压气驱超覆模型、气液分离收集装置、气体计量装置、岩心夹持器、传感器及配套数据处理设备。实验装置及实验流程如图1所示。

采用设计的高温高压气驱超覆模型开展低渗厚油藏CO2混相驱重力超覆研究。该模型为可装载岩心的岩心夹持器，流体通过岩心夹持器前端注入后，在岩心夹持器末端的上下产出口分层产出，根据上下产出口的产液量来表征岩心上、下部分的气驱开发效果。

1.2 物理模拟实验

首先测量并记录岩心长、宽、高，计算岩心视体积Vb；将岩心抽真空后，饱和模拟地层水，记录注入时的稳定压力和饱和水体积，根据压力计算岩心水测渗透率值，并以饱和水量作为岩心孔隙体积（Vp），计算岩心孔隙度φ；然后加热至模拟地层温度60 ℃进行饱和油，通过驱替出的地层水体积计算原始含油饱和度；根据设计方案，进行二氧化碳驱替实验。具体地，稳定压力在20 MPa（该压力下油气达到混相状态），调整回压阀的压力约20 MPa，然后将CO2以不同流速（0.05、0.1 mL/min）注入岩心（基本参数如表1所示），当驱替至某一产出端气油比大于3000 m3/m3时，停止实验，分别记录岩心出口端上下层产油量、产气量及压力等数据，并计算不同采出阶段对应的岩心上下层采收率和累计产气量，绘制生产动态曲线。

表1 实验岩心基本参数

2 结果与讨论

2.1 CO2超覆规律物理模拟分析

不同注气速率（0.10、0.05 mL/min）下，岩心上下层生产动态曲线如图2 所示。注气速率为0.10 mL/min 时，岩心上层见气后，上下层采收率分别为20.5%和13.8%，岩心下层见气后，上下层采收率差异减小，并在上下层同时产气过程中保持相对稳定，驱替结束后上下层采收率分别为27.2%和24.4%，最终采收率为51.6%。但在非混相驱时，在相同注气速率下的岩心上下层生产动态曲线中，岩心见气后上下层采收率分别为40.61%和0.73%，最终采收率为49.49%，岩心下层几乎不出油，下层波及效率较低［15］。假设不存在超覆，则在均质条件下上下层采收率与总采收率的比值约50%，上下层开发效果好，几乎不存在重力超覆。因此，可通过上下层采收率与总采收率比值表征重力超覆程度，超覆程度评价指标f定义式为：

图2 混相驱岩心上下层生产动态曲线

式（1）中，ER1表示上层采收率；ER2表示下层采收率，f越接近1，则代表气体超覆程度越严重。对比相同注气速率下混相驱和非混相驱的上下层采收率曲线，混相条件下上层采收率占比为52.71%，根据式（1）计算得到的评价指标f为0.05，非混相条件下上层采收率占比为82.06%，计算得到的评价指标f为0.64，即混相条件下的重力超覆程度较小。

注气速率降至0.05 mL/min 时，岩心上层见气后，岩心下层开始产油，重力超覆严重；岩心上下层见气后，上层累计产气量远比下层累计产气量大，驱替结束后上下层采收率分别为39%和8.3%，最终采收率为47.3%，依据式（1）计算得到的f为0.65，重力超覆加剧。虽然混相驱油气密度差异较小，但注气速率进一步降低后，由于黏性力减弱，重力作用逐渐占据主导，导致混相驱重力超覆加剧。

2.2 CO2超覆规律数值模拟分析

2.2.1 室内实验数值模型分析

根据室内实验的参数，在Eclipse中建立相应的数值模型。模型尺寸为60 cm×2 cm×8 cm，模型网格设置为120×4×16，原始地层压力为20 MPa，模型孔隙度为0.09，渗透率为5×10-3μm2，x、y、z方向网格步长均为0.5 cm，注入井和生产井所有层段均射开，采用定气量注入，生产井定压生产。

数值模拟中所使用的油水相对渗透率和油气相对渗透率如表2所示，Sw表示含水饱和度，小数；Sg表示含气饱和度，小数；kro、krg、krw表示油、气、水相对渗透率，无因次。原油的组分划分为CO2、C1、C2-C6、C7-C9、C10-C15、C16-C31、C31+，组分物质的量占比分别为0.277%、11.975%、12.839%、33.593%、34.385%、6.844%、0.087%。利用Eclipse 中的PVTi 模块建立流体模型。

表2 油水及油气相对渗透率数据

通过室内实验尺度的数值模型探究较宽范围注气速率对于CO2超覆规律的影响，注气速率取值为60、300、500、650 mL/h，参数取值均基于室内基础模型进行换算。

生产气油比GOR=300 时刻，生产井几乎不出油，选取该时刻研究不同注入速率下的CO2驱超覆程度。图3 展示了GOR=300 时刻，不同注入速率（60～650 mL/h）下的CO2摩尔浓度场和含油饱和度场（注气井位于左端，采出井位于右端）。从图3 可以看出，在生产气油比相同的条件下，注气速率越大，采出程度越高。从CO2摩尔浓度场可以看出，随着注气速率的增加，CO2驱替前缘逐渐平整，对模型中下部的波及明显增加；从含油饱和度场可以看出，模型中下部的采出程度明显增加，随着注入速率的增加，CO2驱替前缘的形状从直线向抛物线转变，且凹度越来越大，表明随着注入速率的增加，CO2的超覆程度减弱。与室内实验结果相比，二者注气速率对重力超覆的影响规律保持一致，即随着注气速率的增加，黏性指进增强，气驱超覆程度减弱，提高了注入气的纵向波及效率，同时由于纵向波及效率的改善，整体采出程度随注气速率的增加而增大。

图3 GOR=300时刻不同注入速率下CO2摩尔浓度场和含油饱和度场

2.2.2 均质五点井网1/4井组模型分析

根据某油田实际区块的储层参数和流体参数，在Eclipse 中建立相应的均质五点井网1/4 井组模型。模型尺寸为300 m×300 m×30 m，模型网格设置为30×30×20，原始地层压力为36 MPa，模型孔隙度为0.109，渗透率为2×10-3μm2，x、y方向网格步长为10 m，z方向网格步长为1.5 m，注入井和生产井所有层段均射开，其余参数与室内实验数值模型参数一致。

通过均质1/4五点井网数值模型考察注气速率对CO2超覆规律的影响。基本模型采用定注气量和定采油量的生产方式，在研究注气速率对CO2超覆规律之前，首先确定该基本模型生产的最优注采比。设定日产油量为30 t，通过改变注气量设计4组先导对比实验，注采比分别设置为1∶1、5∶6、2∶3、1∶2。如图4 所示，随着注入量下降，注采平衡时地层压力降低。方案3 为最优方案，注采比为2∶3时，注采达到平衡时地层压力为25 MPa，所需CO2注入量少，且地层压力仍在CO2与原油的混相压力之上。

图4 不同注气量下的油藏压力变化

以该注采比为前置条件，进一步研究注入速率对重力超覆的影响，依据现场实际尺度来探究不同注入速率对于CO2超覆规律的影响，具体注入速度方案为：①日注气量为3.33 t，日产油量为5 t；②日注气量为10 t，日产油量为15 t；③日注气量为16.67 t，日产油量为25 t；④日注气量为40 t，日产油量为60 t。结合油田现场实际情况，并考虑油田开发的经济效益［17］，选取GOR=1000 时刻研究不同注入速率下的CO2驱超覆程度。图5 和图6 分别展示了GOR=1000时刻，不同注入速率下的油藏模型底部（a）、中部（b）、顶部（c）CO2摩尔浓度场和含油饱和度场（注入井位于右下角，采出井位于左上角）。可以看出，在不同日注气量条件下，随着日注气量的增大，油藏模型底部注入井（右下角）注气波及范围逐渐扩大，油藏模型中部注气波及范围以指进形式逐渐扩大，油藏模型顶部被CO2完全波及，油藏模型底部、中部、顶部含油饱和度场与CO2摩尔浓度场的变化保持一致，油藏模型顶部的原油几乎全部被采出。

图5 GOR=1000时刻不同注入速率下CO2摩尔浓度场

图6 GOR=1000时刻不同注入速率下含油饱和度场

图7 展示了GOR=1000 时刻，不同注入速率下的模型连井剖面CO2摩尔浓度场和含油饱和度场（注入井位于右端，采出井位于左端）。可以看出，连井剖面CO2超覆边界形状整体是凸型的抛物线，随着注入气量的增大，抛物线的凸度逐渐加大，连井剖面上CO2的波及程度增加，采出程度也逐渐增加。

图7 GOR=1000时刻连井剖面CO2摩尔浓度场和含油饱和度场

2.3 CO2超覆程度评价及机理分析

2.3.1 CO2超覆程度评价

目前普遍采用采出程度指标来评价某个参数的变化值对CO2超覆的影响，但这并不能很好地表征CO2超覆规律，在数值模型中可以根据不同层面、连井剖面调色板上CO2摩尔浓度大于0.5 时的网格占比来评价模型的超覆程度，当某个层面上的CO2摩尔浓度大于0.5 时的网格数占比很少时，说明该层受到重力超覆的影响较大，波及不充分。因此，以采出程度和网格CO2摩尔浓度占比为指标，评价不同注气速率下的重力超覆程度。

图8（a）展示了室内实验数值模型在不同注入速率下，GOR=300时刻的采出程度曲线。在注入速率为60 mL/h时，模型的整体采出程度为0.45，随着注入速率的增加，采出程度不断增加，当注入速率达到500 mL/h后继续增加注入速率，模型的整体采出程度变化不再明显。图8（b）展示了均质1/4五点井网在不同注入速率下，GOR=1000 时刻的采出程度曲线。可以看出，同室内实验所发现的规律一致，当注气速率增加时，油气混相程度增加，CO2的超覆程度减弱，采出程度增大。注气量10 t/d 是一个分界点，小于10 t/d 的区间相比大于10 t/d 的区间，超覆对于注气量更加敏感。与室内实验条件下注气速率为0.1 mL/min 对应的渗流线速率1.04×10-6m/s 相比，注气量为10 t/d 对应的渗流线速率6.55×10-6m/s保持在合理的范围。现场合理注气速率可以通过数值模拟研究确定［18-19］，以胜利油田高89 区块为例，当地层压力大于最小混相压力后，以2∶3 的注采比生产，合理的注气量为20 t/d。因此，选择注气量10 t/d 作为分界点符合现场实际情况，且注气量应尽量不低于10 t/d，相应的超覆程度会减弱。图8（c）展示了均质1/4五点井网模型不同注气速率下，模型顶层、中层、底层、连井剖面上CO2摩尔浓度大于0.5 的网格占比，可以看出底面的波及程度几乎与注入速率成正比。

图8 采出程度和CO2摩尔浓度占比曲线

无论是室内实验数值模型还是均质1/4五点井网模型，随着注气速率的增加，超覆都会减弱，模型的采出程度会提高，并且存在敏感区间，注气速率值在该区间内变化时，超覆变化规律更加明显。

2.3.2 CO2超覆机理分析

重力超覆的形成主要受驱替方向的黏性力、CO2气体所受垂直方向上的浮力以及气体沿水平方向及垂直方向运移所受的渗流阻力等多种因素影响。

黏性力及重力的综合作用表达式［13］为：

其中：Rvg为重力超覆指数，可以反映黏性力与重力的比值关系；v为注气速率，cm/s；μ为气体黏度，mPa·s；L为气体运移长度，cm；K为岩心渗透率，10-3μm2；g 为重力加速率，m/s2；Δρ为油气密度差，g/cm3；h为油藏厚度，cm。

对CO2气体进行受力分析，将运移速率分解为沿水平方向上的速率vx及沿垂直方向上的速率vy，这两个方向上的渗流速率决定气体的超覆程度。假设不考虑渗流阻力，根据达西定律可得到水平方向和垂直方向上的渗流速率分别为［20］：

其中：Kx，Ky分别为水平和垂直方向上的渗透率，10-3μm2；p为驱动力，MPa；Δp为注采压差，MPa；X为注采井距，m。

采用垂向速率比N来表征气体重力超覆程度，定义为气体在垂直方向上的渗流速率与总渗流速率的比值［21］：

考虑到室内实验模型及数值模型均为均质模型，不考虑渗透率非均质性的影响，将渗透率视为定值，可将式（4）进一步写成：

垂向速率比N表征了气体超覆的能力，N 越大，则表示气体超覆程度越严重。

由式（2）可知，Rvg随着注气速率的增大而增大，反映黏性力与重力的比值增大。黏性力作用方向为气体横向运移方向，依据式（5）可知，黏性力增加，则N值减小，重力超覆程度减弱，但注气速率不能过大，否则会形成气窜，降低CO2对整体的波及效率；在混相条件下，油气密度差较小，N值相比非混相条件下的N值要小，即与非混相条件相比，CO2混相驱重力超覆程度减弱。