氣相飽和度對氣體滑脫效應影響實驗

唐永強，侯吉瑞

（1.中國石油大學（北京）提高采收率研究院，北京 102249； 2.中國石油大學（北京）教育部油田開發(fā)重點實驗室，北京 102249； 3.中國石油三次采油重點實驗室低滲油田提高采收率應用基礎理論研究室，北京 102249）

氣相飽和度對氣體滑脫效應影響實驗

唐永強1，2，3，侯吉瑞1，2，3

（1.中國石油大學（北京）提高采收率研究院，北京 102249； 2.中國石油大學（北京）教育部油田開發(fā)重點實驗室，北京 102249； 3.中國石油三次采油重點實驗室低滲油田提高采收率應用基礎理論研究室，北京 102249）

開展砂巖CO2驅(qū)實驗，研究滑脫效應與氣相飽和度關系；利用束縛水測定高氣相飽和度下的滑脫因子，引入強凝膠體系和高黏淀粉溶液測定低氣相飽和度下的滑脫因子；通過在24.45%～100%氣相飽和度條件下微觀實驗測定滑脫因子，分析滑脫因子隨氣相飽和度變化的原因.結果表明：隨著氣相飽和度的增加，氣體滑脫效應先增加后減小，最后達到穩(wěn)定.在氣驅(qū)前期CO2不是連續(xù)相，滑脫效應影響較小；在氣驅(qū)中期隨著竄流通道數(shù)量的增加，滑脫效應不斷增大；在氣驅(qū)后期隨著氣竄通道的拓寬，滑脫效應逐漸減小.滑脫效應同時受氣相飽和度和氣相飽和度分布的影響.

CO2驅(qū)；克努森數(shù)；氣體滑脫效應；氣相飽和度；相對滲透率

0 引言

隨著低滲油氣田的開發(fā)及氣驅(qū)技術的發(fā)展，氣體滲流規(guī)律的研究越來越引起人們的關注，其中滑脫效應是氣體滲流的主要影響因素之一，對氣驅(qū)滲流規(guī)律的研究及氣藏產(chǎn)出井的產(chǎn)能計算具有重要意義[1-3].

氣體滲流性質(zhì)僅與自身的飽和度有關，不受液相性質(zhì)影響[2-11].因此，需要研究氣體滑脫效應與氣相飽和度之間的關系，目前存在兩種截然相反的觀點：一種觀點認為氣體滑脫效應隨氣相飽和度的增加而減小.Klinkenberg L J、萬軍鳳等認為，由于氣—液的分子間作用力比氣—固的小，含束縛水時管壁的氣體分子受到的束縛力降低，氣體滑脫效應隨束縛水飽和度的增加更加明顯[4-5]；Li Kewen等在20～170℃溫度內(nèi)進行N2—水和蒸汽—水穩(wěn)態(tài)法實驗，得到與克氏理論一致的結果[6].

另一種觀點認為氣體滑脫效應隨氣相飽和度的增加而增加.Rose W D通過人造巖心和天然巖心水氣兩相非穩(wěn)態(tài)驅(qū)替實驗，發(fā)現(xiàn)滑脫因子隨氣相飽和度的增加而增加[7]；Fulton P F通過在含水飽和度低于30%的條件下滑脫因子測定實驗得到同樣的結論[8].Rushing J A等利用穩(wěn)態(tài)法和非穩(wěn)態(tài)法，研究不同含水飽和度條件下低滲巖心的滑脫效應，在滲透率為（0.01～0.10）火10-3μm2、含水飽和度為5%～40%條件下滑脫效應隨含水飽和度增加而降低[9].

得到與克氏理論一致結果的實驗為兩相穩(wěn)態(tài)驅(qū)替實驗，得到相反結果的實驗處于較高氣相飽和度范圍內(nèi).肖曉春等針對煤層滲流，在滲透率為0.3火10-6～0.2火10-3μm2、含水飽和度為29.5%～51.3%條件下測定滑脫因子，發(fā)現(xiàn)圍壓為4～6 MPa時滑脫效應隨氣相飽和度的增加而減?。粐鷫簽?～10 MPa時滑脫效應隨氣相飽和度的增加而增加[10].筆者設計驅(qū)替實驗，在氣相飽和度為24.45%～100%條件下測定滑脫因子，研究氣相飽和度對滑脫效應的影響，并通過微觀實驗解釋滑脫效應隨氣相飽和度變化的原因.

1 氣體滑脫效應

Klinkenberg L J通過實驗發(fā)現(xiàn)氣體滑脫效應，提出考慮氣體滑脫效應的滲透率表達式[4]：

Kg=Kg0（1+b/pc）， （1）

式中：Kg為含有滑脫效應的氣測滲透率；Kg0為絕對滲透率；b為氣體滑脫因子；pc為驅(qū)替壓力.其中，氣體滑脫因子b為

式中：c為比例因子；λ為氣體分子平均自由程，受溫度和壓力影響；rc為氣體流動通道半徑；Kn為克努森數(shù)，其值越大氣體滑脫效應越大.

2 氣體滑脫因子測定

2.1 高氣相飽和度

2.1.1 實驗材料

實驗所用天然巖心和地層水來自延長油田，地層水組成見表1.

表1 延長油田地層水離子組成_______________Table 1 Ionic composition of Yangchang oilfield formation water______________

所用氣體為濃度大于99.9%的CO2.在地層條件下，CO2常處于氣態(tài)（溫度T＞31.1℃、壓力p＜7.382 MPa）或超臨界狀態(tài)（T＞31.1℃、p＞7.382 MPa），在兩種狀態(tài)下CO2存在氣體滑脫效應.用CO2氣體測定107塊取心巖心的孔隙度、滲透率及滑脫因子，統(tǒng)計滑脫因子與滲透率、孔隙度之間的關系，擬合結果為

用DO7氣體流量計計量氣體流量；用JYB-K壓變傳感器計量巖心兩端的壓力差.

2.1.2 實驗步驟

壓力變化影響分子自由程和滑脫因子.為了降低壓力變化的影響，在較低壓力下進行實驗：

（1）將抽提后的天然巖心烘干、稱重，并用氣態(tài)CO2以50.0、100.0、200.0、300.0、400.0、500.0 k Pa的壓力差測定巖心滲透率（根據(jù)靖邊采油廠某區(qū)塊地層條件，設定溫度為45℃、回壓為6 MPa）；

（2）抽真空并飽和地層水后稱重，分別以0.2、0.5、1.0、1.5、2.0、3.0、4.0、5.0 m L/min的流速測定水測滲透率，比較相同流速下的氣測和水測滲透率，計算滑脫因子；

（3）氣驅(qū)巖心至不再出水并稱重，在殘余水飽和度下測定氣測滲透率（與步驟（1）相同），計算氣相飽和度及滑脫因子；

（4）烘干巖心至不同含水飽和度、稱重，測定氣測滲透率（與步驟（1）相同），計算氣相飽和度及氣體滑脫因子.

2.1.3 實驗結果及分析

針對滲透率為25.7火10-3μm2的延長油田巖心，氣測和水測滲透率結果見圖1（a），通過式（1）計算滑脫因子b為149.6 k Pa.在不同氣相飽和度下氣測滲透率部分結果見圖1（b），通過式（1）的導函數(shù)計算滑脫因子：

得到氣相飽和度Sg為89.02%、80.26%、71.29%對應的氣體滑脫因子分別為150.3、150.7、161.4 k Pa.近似認為圖1（b）中各壓力曲線較高點的趨勢線與縱坐標的交點是滲透率Kg0（即壓力極大時的滲透率）.由圖1（b）可以看出，隨著含水飽和度的增加，氣體滑脫效應逐漸增加.在含水飽和度下水相為束縛水，占據(jù)孔隙多為無效孔隙，孔隙對滲流的貢獻率很低；對滑脫效應的主要影響來自水膜的作用，影響相對較小.

圖1 氣體滑脫效應Fig.1 Gas slippage effect

2.2 低氣相飽和度

2.2.1 實驗材料

CO2不僅能降低油相黏度，對糖溶液、甘油等高黏流體也具有降黏作用.因此，選擇改性淀粉溶液調(diào)剖劑測定低氣相飽和度下的氣體滑脫因子.改性淀粉調(diào)剖劑作為強凝膠體系，主要成分包括改性淀粉、丙烯酰胺單體、交聯(lián)劑和引發(fā)劑.該調(diào)剖體系在凝膠前是小分子溶液，注入性好，可以模擬正常的氣液分布；在凝膠后強度大，且CO2對體系的凝膠強度幾乎沒有影響，可以在一定程度上保留氣體竄流通道形態(tài)[3].

2.2.2 實驗步驟

當氣相飽和度較低時，凝膠后的氣體通過巖心時所受阻力大于凝膠前的；原因是氣體停止驅(qū)替后，較細的氣竄通道在卡斷效應下被截成小段，在凝膠后將油水分布狀態(tài)保留下來，通過注水突破封堵，可以恢復氣竄通道.實驗步驟：

（1）用CO2驅(qū)替飽和過凝膠體系巖心，至不再有液相采出，溫度升至80℃，并候凝8 h；

（2）用地層水注入巖心，氣驅(qū)至不再出水，稱重并計算氣相飽和度，在殘余水飽和度下測定氣測滲透率，用式（3）計算氣體滑脫因子；

（3）將黏度為50.00、100.00、150.00、200.00 mPa·s的改性淀粉溶液過濾并注入巖心，用CO2驅(qū)替改性淀粉溶液至不再出液，計量出液量并計算氣相飽和度，用式（3）計算氣體滑脫因子.

2.2.3 實驗結果

黏度約為35.30 mPa·s的凝膠體系占據(jù)的巖心體積，與地層水條件下的束縛水體積相近，且成膠后的滑脫因子也相似，說明強凝膠體系能夠模擬CO2驅(qū)替過程的氣液兩相分布，并能夠?qū)⑺Ａ粝聛恚ㄒ妶D2）.

利用高黏流體制造束縛水，使含氣飽和度迅速下降，且滲透率急劇降低.實驗得到的氣相飽和度分別為41.37%、32.64%、28.25%、24.45%，所對應的滑脫因子分別為267.2、337.7、321.4、190.4 k Pa.這說明在低氣相飽和度條件下，滑脫因子隨氣相飽和度的變化規(guī)律與高氣相飽和度條件下的完全不同（見圖2）.

當氣相飽和度低于束縛氣相飽和度時不再發(fā)生氣體滑脫效應.在低氣相飽和度條件下，隨著氣相飽和度增加，滑脫因子先增加后降低.當水相變?yōu)槭`水時，滑脫因子隨著氣相飽和度增加而降低，但氣體滑脫效應的變化幅度較小.

圖2 滑脫因子與氣相飽和度的關系Fig.2 Relationship between slippage effect and gas saturation

3 微觀驅(qū)替實驗

通過微觀驅(qū)替實驗分析氣體滑脫因子隨氣相飽和度變化的原因.

3.1 實驗模型及材料

采用南通華興石油儀器有限公司定制的微觀驅(qū)替模型，可放大1 000倍，承壓上限為50 MPa，含有保溫裝置，設備內(nèi)置復合式光源，其中透射光源為面熒光燈，反射光源為正交照射光源.

微觀模型是以延長油田天然巖心的鑄體薄片為依據(jù)刻蝕而成的玻璃模型.實驗所用油、水來自延長油田，地層水組成見表1.原油密度為0.858 t/m3、脫氣油黏度為11.54 mPa·s，含氣原油黏度為4.87 mPa· s，模擬蒸餾得到的脫氣原油碳數(shù)組分見表2.

表2 延長油田脫氣原油碳數(shù)組分Table 2 Components of Yanchang degassed crude %

3.2 實驗步驟

文獻[4-10]利用穩(wěn)態(tài)法和非穩(wěn)態(tài)法研究滑脫效應與氣相飽和度的關系，并得到不同的結果，文中采用不同驅(qū)替方式的微觀實驗研究滑脫效應.為了保持CO2的氣體自由程不變，實驗采用恒壓驅(qū)替：

（1）用真空泵抽出各組模型空氣，直接飽和延長原油.

（2）第一組實驗通過控制氣瓶以10.0 k Pa的壓力恒壓注入CO2，觀察驅(qū)替過程.

（3）第二組實驗首先用微量計量泵以10.0μL/min的流速將水注入水驅(qū)模型，至含水率達到90%；然后通過控制氣瓶以10.0 k Pa的壓力恒壓注入CO2，觀察驅(qū)替過程.

（4）第三組實驗通過控制氣瓶以10.0 kPa的壓力恒壓注入CO2，同時用微量計量泵以5.0μL/min的流速將水注入水驅(qū)模型，觀察驅(qū)替過程.

3.3 實驗結果及分析

3.3.1 CO2驅(qū)替實驗

在CO2驅(qū)替初期，在注氣壓力下油相被啟動并開始運移，注入氣體在毛管中間隨著油相運動.由于氣體的黏滯力小于油相的，注入氣體在卡斷效應下被截成小段，部分氣體處于束縛氣狀態(tài)（見圖3（a））.此時氣相不再是連續(xù)相，自由運動的氣體分子受到氣液界面的阻隔，從而嚴重削弱氣體滑脫效應.

隨著注氣進行，CO2逐漸形成竄流通道，隨著竄流通道數(shù)量增多，氣體滑脫效應逐漸增大（見圖3（b））；在CO2驅(qū)替中后期，由于CO2竄流通道逐漸擴大，氣體分子自由程幾乎沒變，根據(jù)式（2）克努森數(shù)不斷減小，氣體滑脫效應的影響逐漸減?。ㄒ妶D3（c））.

圖3 單純氣驅(qū)的微觀圖像Fig.3 Gas flooding with microscopic models

3.3.2 水驅(qū)后CO2驅(qū)替實驗

在水驅(qū)過程中，由于巖心具有非均質(zhì)性，形成水流優(yōu)勢通道（見圖4（a））.水驅(qū)后開始CO2驅(qū)替，由于水相的流度遠大于油相的，水相更容易被氣相驅(qū)動，因此CO2優(yōu)先沿著水竄通道前進，迅速取代連續(xù)的水相并形成氣竄通道（見圖4（b）），從而產(chǎn)生氣體滑脫效應.由于新形成的氣竄通道半徑已經(jīng)很大，因此氣竄通道被拓寬而使氣體滑脫效應減小的能力減弱；隨著氣相飽和度的增大，不斷形成新的氣竄通道，使氣體滑脫效應逐漸增加.

圖4 水驅(qū)后氣驅(qū)的微觀圖像Fig.4 Gas flooding after water flooding with microscopic models

在CO2驅(qū)發(fā)生氣竄前，氣體滑脫效應對氣相滲流的影響很??；隨著氣竄通道的形成，氣體滑脫效應迅速增大，使氣竄的氣體流量急劇增大；在高氣相飽和度區(qū)域，滑脫效應的影響趨于穩(wěn)定.

3.3.3 水—CO2同注驅(qū)替實驗

CO2驅(qū)替實驗和水驅(qū)后CO2驅(qū)替實驗模擬非穩(wěn)態(tài)排驅(qū)過程的氣相分布.在水—CO2同注驅(qū)替時能夠模擬穩(wěn)態(tài)驅(qū)替過程.水被CO2氣體攜帶進入巖心后，CO2與水相可以分離并與油相接觸（見圖5（a））.

氣相與水相進入巖心后，氣相段塞的兩側(cè)被水相封閉，形成交替的水氣相小段塞流（見圖5（b））.此時氣體不再是連續(xù)相，因此滑脫效應被削弱；在驅(qū)替過程中產(chǎn)生賈敏效應，使驅(qū)替阻力增加，也影響滑脫效應的測定.因此，用穩(wěn)態(tài)法測定氣體滑脫效應與飽和度的關系與非穩(wěn)態(tài)法測定的結果存在差異.

圖5 水—CO2同注的微觀圖像Fig.5 WAG flooding with microscopic models

4 油藏數(shù)值模擬

利用油藏數(shù)值模擬研究CO2驅(qū)，除了考慮CO2的相態(tài)性質(zhì)、CO2在油中的溶解性質(zhì)、溶解造成的油相黏度變化等[18-19]，還要考慮氣體滑脫效應的影響[1]，當修正相對滲透率時，一般將滑脫因子作為定值.由于在不同含水飽和度下的氣體滑脫效應不同，在相對滲透率曲線測定過程中滑脫因子也不是定值，因此無論是實驗測定數(shù)據(jù)還是現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)，需要將氣體滑脫效應隨氣相飽和度的變化規(guī)律引入相對滲透率的計算.

在延長油田地層條件下，修正取心巖心的非穩(wěn)態(tài)排驅(qū)實驗數(shù)據(jù)，得到考慮氣體滑脫因子與氣相飽和度關系的相對滲透率曲線（見圖6）.

由圖6可以看出，忽略滑脫因子隨氣相飽和度的變化，使用在CO2飽和度為100%條件下測定滑脫因子計算的油氣相對滲透率，其氣相相對滲透率偏大，并且曲線也更直.在氣相飽和度小于20%時，氣相處于束縛狀態(tài)或非連續(xù)相狀態(tài)，幾乎不存在氣體滑脫效應；在驅(qū)替前期滑脫效應隨氣相飽和度增加而增大；在氣相飽和度為30%左右時滑脫效應達到最大；在驅(qū)替后期氣體竄流通道不斷擴大，由式（2）可知氣體流動通道半徑擴大使氣體滑脫因子減小，氣體滑脫效應的影響逐漸被削弱.

圖6 氣體滑脫效應對油氣相對滲透率的影響Fig.6 Influence of slippage effect on relative permeability

根據(jù)靖邊采油廠某試驗區(qū)長6層特低滲油藏的測井資料及地質(zhì)資料，同時考慮啟動壓力梯度、非均質(zhì)性和原油性質(zhì)變化等因素，利用Eclipse建立相控地質(zhì)模型及屬性模型；使用模擬蒸餾結果（見表2）建立組分模型，結合PVT實驗數(shù)據(jù)，利用PVTi模擬油氣藏流體相態(tài)特性及溶解性質(zhì).將氣體滑脫因子與氣相飽和度的關系引入建立的模型，根據(jù)各網(wǎng)格的氣相飽和度修正CO2滑脫因子和流速，并引入修正的相對滲透率曲線分析每個網(wǎng)格動態(tài)和總體動態(tài).根據(jù)注采壓力、注入量等生產(chǎn)數(shù)據(jù)對CO2驅(qū)油效果進行模擬.

在未通過歷史擬合修正相對滲透率時，與定滑脫因子的模擬結果比較，采用變滑脫因子進行數(shù)值模擬能更好地擬合生產(chǎn)氣油比、換油率等生產(chǎn)數(shù)據(jù)，在一定程度上提高歷史擬合的效率，提高預測提高采收率的效果和氣竄通道形成的準確性.

5 結論

（1）針對CO2非混相驅(qū)，研究氣體滑脫效應與氣相飽和度的關系，測定高氣相飽和度條件下的滑脫因子，氣體滑脫效應隨著氣相飽和度的降低而降低.在高氣相飽和度條件下水相主要占據(jù)對滲流貢獻較低的孔隙，氣相飽和度變化對氣體滑脫效應的影響較小.

（2）利用改性淀粉凝膠體系和改性淀粉高黏流體測定低氣相飽和度下的滑脫效應，在24.45%～100.00%的氣相飽和度內(nèi)測定滑脫因子，得到較完整的氣體滑脫效應與氣相飽和度的關系，在低氣相飽和度下氣體滑脫效應隨著氣相飽和度的增加先增加后降低.

（3）在氣驅(qū)前期，未形成氣竄通道時，由于氣體不是連續(xù)相，氣體滑脫效應不大，但隨著氣體竄流通道的形成和竄流通道數(shù)量的增加，氣體滑脫效應增大；隨著氣竄通道的擴大，氣竄通道的數(shù)量不再增加，氣體滑脫效應的影響不斷減小.

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TE357.7

A

2095-4107（2014）06-0085-07

DOI 10.3969/i.issn.2095-4107.2014.06.011

2014-06-24；編輯：任志平

國家科技支撐計劃（2012BAC26B00）

唐永強（1983-），男，博士研究生，主要從事提高采收率與采油化學方面的研究.