姜毅，喻高明，辛顯康，王立萱，張豐峰，陳明貴

（1.長江大學 石油工程學院，武漢 430100；2.中國石油物資有限公司 新疆分公司，烏魯木齊 830000；3.中國石油 長慶油田分公司 第十采油廠，甘肅 慶陽 745100）

遼河油田高3618 區(qū)塊蒸汽吞吐轉(zhuǎn)火驅(qū)開發(fā)后，地層壓力逐步回升，油井見效明顯，但由于局部氣體超覆嚴重，井間干擾大，火驅(qū)調(diào)控技術單一，導致火驅(qū)波及體積小、燃燒不均等問題出現(xiàn)，火線的預測與調(diào)控對減緩氣竄、擴大波及體積、進一步提高采收率以及后期火驅(qū)開發(fā)方案的調(diào)整至關重要[1-5]。

儲集層高溫點火后，火線向前推進并向下擴散，利用重力驅(qū)替剩余油，濕式燃燒開發(fā)效果較好[6]，多周期蒸汽吞吐形成的次生水體和氣竄通道會影響火驅(qū)初期開發(fā)[7]，礦場實驗調(diào)控產(chǎn)氣量可控制火線態(tài)勢[8]。前人預測火線的方法較多，如根據(jù)火驅(qū)燃燒腔形態(tài)與燃燒腔體積預測火線位置[9]，應用壓降探邊理論模型結(jié)合測井解釋數(shù)據(jù)確定火線[10]，通過吸氣剖面與劈產(chǎn)數(shù)據(jù)結(jié)合計算火線[11]，用示蹤劑結(jié)合監(jiān)測數(shù)據(jù)分析氣竄方向等[12]。從方法特點與應用效果看，壓降探邊理論模型、瞬時產(chǎn)吸剖面資料無法與油藏實際生產(chǎn)動態(tài)有效結(jié)合，現(xiàn)場示蹤劑監(jiān)測復雜且成本高。因此，將油藏工程方法與數(shù)值模擬方法相結(jié)合預測火線，以井間動態(tài)連通性定量表征注采井間連通程度，并根據(jù)火驅(qū)數(shù)值模擬燃燒前緣溫度和示蹤劑共同確定火線運移軌跡。

線性火驅(qū)可增加水平井與油層接觸面積，較面積火驅(qū)調(diào)整火線更有效，直井頂部注氣，水平井底部采油，直井和水平井的組合“牽引火線”效果明顯[13]。有研究表明，側(cè)組合火驅(qū)利用重力泄油效果更為顯著[14]，通過礦場實踐優(yōu)化井網(wǎng)模式、點火參數(shù)、注采制度等，來維持火線穩(wěn)定推進[15]，儲集層物性差異和燃燒產(chǎn)生的物理化學反應影響油藏開發(fā)，但注氣速率是影響火線的主要因素[16]。

根據(jù)油田線性井網(wǎng)開發(fā)現(xiàn)狀，為降本增效，在基礎井網(wǎng)前提下，根據(jù)火線徑向傳遞方向，確定注采井間關聯(lián)程度，同時結(jié)合示蹤劑與數(shù)值模擬預測結(jié)果，優(yōu)化注采參數(shù)來調(diào)控火線。

1 油藏概況

高3618 區(qū)塊位于下遼河坳陷西部凹陷西斜坡北段斷鼻東北翼，南鄰高3 區(qū)塊，北接高3-624 區(qū)塊，東靠中央凸起。開發(fā)油層為古近系沙河街組蓮花油層，主力油層L5砂巖組埋深1 540～1 890 m，主要為含礫不等粒砂巖和砂礫巖，分選差，為中—高孔高滲儲集層，油層平均有效厚度為103.8 m，縱向集中發(fā)育；20 ℃時原油密度為0.955 g/cm3，50 ℃時脫氣原油黏度為3 500 mPa·s，為厚層塊狀稠油油藏。2013 年儲量復算高3618 區(qū)塊含油面積為1.06 km2，探明石油儲量為1 064.2×104t。2008年5月6日開始火驅(qū)試驗，多個井組采用雙排線性行列驅(qū)[17]。

截至2018年底，現(xiàn)場火驅(qū)采用直井和水平井組合井網(wǎng)，直井在油藏頂部注氣，水平井在油藏底部采油。高3618 區(qū)塊的火驅(qū)熱量利用率高，原油改質(zhì)作用顯著，較蒸汽吞吐提高采收率高于30%，驅(qū)油效率高于80%，先導試驗采收率達56%，年產(chǎn)油約5.4×104t。但受儲集層平面非均質(zhì)性、井間干擾以及多輪次蒸汽吞吐影響，火線推進不均，局部氣竄較為嚴重，影響火驅(qū)開發(fā)效果。

2 反應動力學模型的建立

火燒稠油油層的燃燒化學反應式為[18-20]

原油燃燒速率為

反應速率常數(shù)為

反應速率為

實驗樣品來自研究區(qū)的脫氣原油，根據(jù)油品性能和火燒條件，針對火驅(qū)物理模擬實驗，設計了監(jiān)測火驅(qū)前緣的錐形燃燒管和三維火驅(qū)實驗裝置。在前人建立的反應動力學模型[21]基礎上，利用熱重分析儀和差示掃描分析儀，確定不同原油氧化階段的溫度界限。遵循阿倫尼烏斯動力學方程，基于等轉(zhuǎn)化率法的假設，采用線性升溫的動態(tài)法測量反應物質(zhì)量，通過研究原油濃度隨溫度的變化，確定各個參數(shù)。通過擬合室內(nèi)實驗結(jié)果，修正了四相（氣相、水相、油相和固相）七組分（重質(zhì)組分、輕質(zhì)組分、水、氧氣、二氧化碳、惰性氣體和焦炭）模型裂解反應、原油氧化反應、焦炭燃燒反應的動力學參數(shù)（指前因子、活化能）和反應焓變（表1），將得到的反應動力學方程應用于數(shù)值模擬模型，進行實際和模擬產(chǎn)量的擬合注采參數(shù)優(yōu)化。

表1 高3618區(qū)塊修正版火驅(qū)反應基本參數(shù)Table 1.Modified basic parameters of fire flooding reaction in Block Gao 3618

將精細化地質(zhì)模型轉(zhuǎn)換為數(shù)值模型后，其反應組分參數(shù)與油水相滲曲線如表2 和圖1 所示，并將前期蒸汽驅(qū)和火驅(qū)的生產(chǎn)動態(tài)以定液方式進行實際產(chǎn)量和模擬產(chǎn)量的擬合，擬合精度由80%提升至85%（圖2），為后續(xù)火線的預測和調(diào)控提供了依據(jù)。

圖1 高3618區(qū)塊油水相滲曲線Fig.1.Relative permeability curves of water and oil in Block Gao 3618

圖2 高3618區(qū)塊實際月產(chǎn)量和模擬月產(chǎn)量對比Fig.2.Measured and simulated monthly production of Block Gao 3618

表2 高3618區(qū)塊火驅(qū)反應組分參數(shù)Table 2.Parameters of the components in fire flooding reaction in Block Gao 3618

3 火線位置預測

3.1 連通性模型分析

火驅(qū)過程中受儲集層物性、井間干擾、井污染等因素影響，井間連通性變差。注采井和井間介質(zhì)構(gòu)成一個完整的系統(tǒng)，將注入井的注氣量作為系統(tǒng)輸入，將生產(chǎn)井的產(chǎn)液量作為系統(tǒng)輸出，借助一階慣性環(huán)節(jié)加純延時環(huán)節(jié)來描述多輸入和多輸出的關系[22-23]；通過系統(tǒng)辨識理論建立基于信號與系統(tǒng)分析的井間連通性模型，量化注采井間連通程度，為后期方案調(diào)整提供依據(jù)。

保持油井井底壓力恒定，討論多注采井的連通性，注采井的輸入和輸出信號的關系為單位階躍響應，注采系統(tǒng)傳遞函數(shù)具體表現(xiàn)為一階線性時滯系統(tǒng)：

單位階躍信號系統(tǒng)下，注采系統(tǒng)傳遞函數(shù)經(jīng)過拉普拉斯逆轉(zhuǎn)換，得到新的產(chǎn)液響應函數(shù)：

以生產(chǎn)井j井為中心，考慮有I口注氣井，設注氣井i井對j井產(chǎn)液信號的響應權(quán)重系數(shù)為λij，累加所有注氣井對j井產(chǎn)液的激勵注入量：

以第一個月n0為例，注入量選取月平均值，生產(chǎn)井j井在t時刻注入脈沖作用下的響應產(chǎn)液量為：

考慮注入量連續(xù)變化，多口注采井同時生產(chǎn)的信號模型，通過疊加各時間生產(chǎn)井對注入井脈沖的響應產(chǎn)液量，并考慮初始產(chǎn)液情況，得到n時刻生產(chǎn)井j井的響應產(chǎn)液量估計值：

考慮關停井后，修正模型如下：

儲集層的非均質(zhì)性導致注入流體沿高滲帶竄流，降低流體波及體積，開發(fā)效果變差，降低了原油采收率。結(jié)合上述公式，用實際井組近三年的注采數(shù)據(jù)建立注采連通性模型，進行井間連通性的反演，定量表征注采井間連通程度，水平井H-NEW 井與注氣井I5-0151C2 井、I51-156 井和I5-0158C 井的連通系數(shù)分別為0.59、0.64 和0.31，注采井間連通系數(shù)為0～1，連通系數(shù)越大，井間連通性越好。

3.2 示蹤劑模擬

為強化對井組的動態(tài)監(jiān)測，參考先導試驗區(qū)物化性質(zhì)，篩選多個高溫氣體示蹤劑，以示蹤劑濃度約束判斷火線位置，確定燃燒方向，定量分析剩余油分布和驅(qū)替程度，有效監(jiān)測火驅(qū)開發(fā)的效果并及時對氣竄部位采取封堵措施。

考慮水平段流體流入不均勻的“跟趾效應”、儲集層各向異性等因素的影響，結(jié)合注采井間連通系數(shù)，進行示蹤劑模擬火線展布（圖3）。注氣井I5-0151C2井、I51-156 井與水平井H-NEW 井關聯(lián)程度較高，火線推進較快，高溫氣體示蹤劑模擬火線運移軌跡驗證了井間連通性模型用于表征火線位置具較高合理性，井間連通性與示蹤劑模擬2 種方法吻合程度較高。后期對于注氣井方案進行調(diào)整，應適當加快I5-0158C井的注氣速度，或者減少I5-0151C2 井和I51-156 井的月增注氣量，以保持火線均勻推進，減少二次燃燒，提高原油采收率。

圖3 高3618區(qū)塊示蹤劑模擬火線展布Fig.3.Fire front distribution simulated by tracer in Block Gao 3618

4 注采參數(shù)優(yōu)化

4.1 注氣強度優(yōu)化

在火驅(qū)過程中，火線的徑向傳遞使火線波及范圍變大，在一定范圍內(nèi)，火線推進速度與注氣強度呈正相關[24-25]。若注氣強度過低，會導致燃燒帶熄滅；若注氣強度過高，易發(fā)生氣竄或造成二次燃燒，影響開發(fā)效果，此時需要適度提高注氣強度來滿足原油燃燒的供氧量，使燃燒區(qū)域均勻推進。

初期注氣強度為

最大注氣強度為

注氣強度月增量為

利用（12）式—（15）式，計算出火驅(qū)注氣參數(shù)：初期注氣強度為260 m3/（m·d），最高注氣強度為1 200 m3/（m·d），注氣強度月增量為30 m3/（m·d），根據(jù)實際開發(fā)動態(tài)進行調(diào)整。

I5-0151C2 井、I51-156 井和I5-0158C 井的初始日注氣量分別為10 000 m3、10 000 m3和10 500 m3，模擬不同單井月增注氣量下對比采收率和累計注采氣油比，隨著單井月增注氣量的增加，累計產(chǎn)油量會逐漸增多，但超過一定范圍后，火線推進速度與月增注氣量呈負相關，單井月增注氣量均為3 000 m3時，累計空氣油比較低，開發(fā)效果較好。

4.2 產(chǎn)液速度優(yōu)化

在上述優(yōu)化注氣強度的前提下，調(diào)整生產(chǎn)井的產(chǎn)液量，通過監(jiān)測尾氣排量、封堵氣竄通道、關井等措施控制火線的推進速度，單井產(chǎn)液量過大、火線驅(qū)替不均導致井筒附近高溫燃燒，模擬水平井日產(chǎn)液量分別為80 m3、100 m3和120 m3時，采收率分別為56.08%，60.46%和58.99%，水平井H-NEW 井日產(chǎn)液量為100 m3，較為合理（圖4）。

圖4 不同產(chǎn)液速度下模擬高3618區(qū)塊溫度平面及剖面分布Fig.4.Simulated lateral and vertical temperature distribution at different liquid production rates in Block Gao 3618

不考慮地質(zhì)因素的變化，對現(xiàn)有基礎井網(wǎng)調(diào)控開發(fā)參數(shù)，I5-0151C2 井與I51-156 井初期日注氣量均為10 000 m3，I5-0158C 井日注氣量為10 500 m3，各井月增注氣量為3 000 m3，水平井H-NEW 井日產(chǎn)液量為100 m3，以此牽引火線，減緩氣竄，使火線較均勻推進。由圖5 可知，注采參數(shù)調(diào)整后火線推進均勻，燃燒充分，開發(fā)效果較好。

圖5 高3618區(qū)塊注采參數(shù)優(yōu)化前后火線波及范圍對比Fig.5.Sweep scopes of fire front before and after parameter optimization in Block Gao 3618

通過tNavigator 氣體示蹤劑模擬火驅(qū)在油藏中的波及程度，即用被示蹤劑驅(qū)洗過的油層體積占油層總體積的百分數(shù)計算得到波及系數(shù)，比原始條件下擴大8.74%。通過數(shù)值模擬得到原始條件下該井組采收率為53.73%，牽引火線后采收率為60.46%，采收率提高了6.73%，增幅明顯。

5 結(jié)論

（1）通過火驅(qū)物理模擬實驗結(jié)果擬合，修正了不同反應階段的反應動力學參數(shù)，應用于數(shù)值模擬模型中進行實際產(chǎn)量與模擬產(chǎn)量的擬合，區(qū)域擬合精度由80%提升至85%。

（2）地下油藏變化極其復雜，通過系統(tǒng)辨識理論建立井間連通性模型，量化注采井間動態(tài)連通關系，借助高溫氣體示蹤劑驗證模型合理性并表征火線運移軌跡，可為火驅(qū)注采參數(shù)優(yōu)化提供重要依據(jù)。

（3）結(jié)合注采井間連通系數(shù)和示蹤劑模擬結(jié)果，針對三注一采直井和水平井組合井組，優(yōu)化注采參數(shù)，控制火線較均勻推進，參數(shù)優(yōu)化后火驅(qū)波及系數(shù)擴大了8.74%，采收率提高了6.37%，效果顯著。

符號注釋

a、b、c——分別為C、H、O的原子數(shù)；

A——燃燒率；

C——摩爾氣體常數(shù)；

Cw——燃燒的質(zhì)量濃度，kg/m3；

d——注采井距，m；

Ea——活化能，kJ/mol；

E——指前因子；

f、g——反應級數(shù)，f=1，g為0.5～1.0；

h1——地層總厚度，m；

h2——射孔總厚度，m；

H——一階線性時滯系統(tǒng)的傳遞函數(shù)，m3/d；

I（t）——注氣井對生產(chǎn)井在t時刻的累計激勵注入量，m3；

Ii（t）——注氣井i井在t時刻注氣量，m3/d；

K——反應速率常數(shù)；

m、n、n0——分別為m、n、n0時刻；

n1、n2、n3、n4、n5——整數(shù)；

N1——生產(chǎn)井總數(shù)，口；

N2——注氣井總數(shù)，口；

Pi——初期注氣強度，m3/（m·d）；

Pmax——最大注氣強度，m3/（m·d）；

Pm——注氣強度月增量，m3/（m·d）；

qj（n0）——生產(chǎn)井j井產(chǎn)液量初始值，m3/d；

q（t）——一階線性系統(tǒng)單位階躍響應產(chǎn)液量初始值，m3/d；

qj（t）——生產(chǎn)井j井在t時刻注入脈沖作用下的響應產(chǎn)液量，m3/d；

r1——燃燒前波及半徑，m；

r2——燃燒后波及半徑，m；

Rc——反應速率，mol/（m3·s）；

Rw——原油燃燒速率，kg/（m3·s）；

S——拉普拉斯變量；

t——火驅(qū)時間，d；

tmax——燃燒最大范圍所需時間，d；

T——溫度，℃；

U——時間常數(shù)；

W——空耗量，m3/m3；

X——火線推進最大速度，m/d；

λij——連通系數(shù)；

α——不平衡常數(shù)，m3/d；

βij——時滯系數(shù)；

γ——生產(chǎn)井j井與第i口注氣井間產(chǎn)液量初始值的影響權(quán)重。