CO2驅后水氣交替注入驅替特征及剩余油啟動機制

孫成巖

（中國石油大慶油田有限責任公司呼倫貝爾分公司，內蒙古 呼倫貝爾 021000）

0 引 言

CO2驅是目前低滲透油藏提高采收率的重要手段［1-7］，但受儲層非均質性影響，CO2驅開發中后期易產生氣竄，導致注入氣波及體積增長受限，在儲層中形成大量剩余油，極大影響了CO2驅增油效果［8-11］。因此，對CO2驅過程中氣竄控制機理及方法的研究至關重要。水氣交替注入（WAG）目前被證實是控制氣竄的有效手段之一，且施工方便，已廣泛應用于國內外各大油田。其主要機理為改善流度比及穩定驅替前緣，從而抑制氣竄并擴大波及體積［12-14］。有學者也指出WAG 能夠引起孔隙介質中油水飽和度的循環變化從而提高采收率［15］。目前WAG 驅所采用氣體類型主要為CO2、烴類氣體以及氮氣，相關研究側重于開發技術政策的優化設計，包括段塞尺寸、水氣注入比例、注入速度、注入周期及次數和井網等［16-17］。盡管WAG 驅在提高采收率方面具有明顯的機理優勢，但目前現場應用效果參差不齊，主要原因是方案設計與油藏特征、驅替特征、剩余油分布和啟動機制的匹配程度不足，尤其是針對CO2連續氣驅后的油藏，在WAG驅替特征及微觀剩余油啟動機制還不明確。

設計適合特定油藏特征及剩余油分布特征的WAG 驅方案，對提高現場應用成功率具有重要意義。本文以海拉爾油田貝14 區塊為研究對象，開展CO2驅后WAG 驅的相關實驗研究。首先通過Micro-CT 微觀實驗分析目標區塊巖心的孔徑分布特征，結合巖心在線驅替實驗分析了CO2驅后微觀剩余油分布特征及WAG 驅剩余油啟動機制。采用長巖心驅替實驗，研究CO2驅后水氣交替注入的驅替特征，同時針對WAG 驅的段塞尺寸、氣水比進行優化，以確定CO2驅后WAG 驅的重要注入參數，為油田現場施工提供支撐。

1 實驗設計

1.1 實驗材料及儀器

1.1.1 實驗材料

實驗用巖心取自海拉爾油田貝14 區塊，巖心基礎物性參數如表1 所示，其中，1 號為標準巖心，用于微觀剩余油分布及啟動機制研究，2―10號為長巖心，用于WAG 驅替特征及驅替參數研究。

表1 實驗用巖心的基礎物性參數Table 1 Basic property parameters of experiment cores

實驗用水取自目標區塊的地層水，其水型為NaHCO3，礦化度為1 970.72 mg/L；實驗用油為模擬油，室溫下黏度為11.95 mPa·s。

1.1.2 實驗儀器

Micro-CT 微觀實驗裝置為MicroXCT-400 型三維重構成像X 射線顯微鏡，美國Xradia 公司；長巖心WAG 驅替實驗采用了耐溫耐壓物理模擬裝置開展實驗，主要裝置包含恒溫箱、巖心夾持器、恒速恒壓泵、壓力傳感器、流量計、中間容器等（圖1）。

圖1 水氣交替注入驅替實驗裝置示意Fig. 1 Schematic diagram of WAG displacement experimental equipment

實驗在地層溫壓條件下進行（溫度為68 ℃，壓力為17.6 MPa）。

1.2 實驗方案

1.2.1 Micro-CT微觀實驗

（1）將1 號巖心洗凈、烘干后，利用Micro-CT掃描成像和圖像處理技術對干巖心進行3D 重建，得到巖心模型，對孔隙數量和孔隙體積進行統計。

（2）對巖心進行抽真空、飽和地層水和模擬油，靜置24 h 后對飽和油的數量和體積進行掃描，計算飽和油在孔隙體積中的比例。

（3）在地層溫度68 ℃條件下，利用巖心夾持器開展CO2連續氣驅至出口端不出油，取出巖心，利用實驗儀器掃描剩余油分布。

（4）再次利用巖心夾持器開展水-CO2交替注入實驗，段塞尺寸0.10 PV，氣水比1∶1，交替5個段塞后取出巖心，利用實驗儀器掃描剩余油分布。

1.2.2 長巖心WAG驅替實驗

（1）將2 號長巖心放入巖心夾持器中，置于68 ℃的恒溫箱中，飽和地層水，以0.1 mL/min 流速飽和模擬油，直至巖心夾持器出口端不出水，將飽和油后的巖心在恒溫箱中靜置老化24 h。

（2）以0.125 mL/min 的注入速度開展CO2連續氣驅，每間隔5 min 后記錄產油量、產氣量和驅替壓差，直至出口端生產氣油比大于5 000 m3/m3，計算CO2連續氣驅的采收率、含水率和生產氣油比。

（3）設定氣水比為1∶1，注入段塞為0.10 PV，開展水-CO2交替注入共10 個輪次，每間隔5 min后記錄產油量、產氣量和驅替壓差，實驗結束后計算采收率、含水率和生產氣油比，分析CO2驅后水氣交替注入的驅替特征。

（4）更換巖心分別為3―10 號長巖心，重復步驟（1）―（3）。固定段塞尺寸0.10 PV，改變氣水比分別為2∶1、1.5∶1、1∶1 和1∶2，開展4 組WAG 驅實驗；同樣固定水氣比為1∶1，改變段塞尺寸分別為0.05、0.10、0.15 和0.20 PV，開展4 組WAG 驅實驗。通過8 組實驗，分析氣水比和段塞尺寸對WAG 驅增油效果的影響。

2 實驗結果與分析

2.1 CO2驅后WAG驅剩余油啟動機制

圖2 給出了Micro-CT 掃描后的巖心干樣、飽和油巖樣、CO2驅和后續WAG 驅的三維重建結果，巖心由孔隙、礦物和基質組成（圖2（a）、（b）），去除基質和礦物，干樣巖心的孔隙三維分布如圖2（c）所示，其孔隙數量和孔隙體積的分析結果如圖3 所示。干樣巖心中孔隙直徑分布范圍較廣，為（0，350］μm。從數量上看，（0，10］μm 孔徑和（10，30］μm 孔徑數量較多，比例分別為33.71%和33.58%，占總孔隙數量的2 3；然而，（180，350］和（100，180］μm 孔徑的孔隙體積比例接近86%，說明巖心孔隙體積主要由大孔道貢獻，這些大孔道也是CO2驅氣竄的潛在通道。

圖2 巖心Micro-CT三維重建圖像Fig. 2 Micro-CT 3D reconstructed core images

圖2（d）給出了巖樣飽和油的三維分布，其中綠色部分被束縛水占據，不同孔徑中巖心孔隙數量、體積及飽和油體積比例如圖3 所示。模擬油在大孔徑（180，350］μm 中的比例僅為32.89%，大部分被束縛水占據，說明巖心中的大孔喉呈現親水特性；（100，180］和（80，100］μm 孔徑區間內，模擬油比例分別為74.57%和84.04%，潤濕性逐漸向中性潤濕或油濕轉變；在（60，80］、（40，60］和（30，40］μm 孔徑內，模擬油比例達到了95%以上，其中（30，40］μm 孔徑內更是達到了99.01%，說明此范圍內的孔徑完全被模擬油占據，中孔徑偏油濕。在（10，30］和（0，10］μm 孔徑內，模擬油比例分別降至84.97%和79.39%，分析可能由于模擬油分子較大，難以進入此區間的孔徑內，部分小孔徑被水分子占據。綜合各區間孔徑內模擬油的潤濕性，先導試驗區儲層整體偏油濕。

圖2（d）―（f）分別給出了初始模擬油分布、CO2驅以及后續WAG 驅后的剩余油三維分布，隨著開發階段的進行，巖樣中含油飽和度逐漸降低。圖4 定量給出了CO2驅和WAG 驅后不同孔徑范圍內剩余油所占的體積。

圖4 CO2驅和WAG驅后剩余油體積分布jFig. 4 Volume distribution of remaining oil after CO2 flooding and WAG flooding

CO2連續氣驅后，孔徑為（180，350］μm 內的模擬油全部被采出，孔徑為（100，180］μm 內的模擬油也被動用了63.54%，說明CO2驅主要動用了大孔隙中的模擬油?？讖綖椋?0，100］、（60，80］、（40，60］和（30，40］ μm 內的模擬油動用的比例分別為44.05%、45.45%、26.48%和12.14%，部分被動用；孔徑為（10，30］和（0，10］ μm 內的模擬油體積反而增加，分析可能由于CO2的抽提作用，將模擬油中的輕質組分帶至小孔隙中。

WAG 驅階段，各孔徑區間內模擬油的體積進一步降低，其中，孔徑為（100，180］μm 內的模擬油體積僅為初始體積的21.95%，（80，100］、（60，80］、（40，60］μm 等中孔徑范圍內的模擬油分別為初始體積的40.89%、38.70 和57.00%，較CO2驅后剩余油大幅度降低。（10，30］ 和（0，10］μm 內模擬油的體積也較CO2驅后剩余油體積有所降低，說明WAG 驅不僅進一步啟動了次級大孔隙（100~180 μm）中的剩余油，對中小孔隙中的剩余油也用不同程度的動用。

綜合實驗結果，認為WAG 驅對CO2驅后的剩余油啟動機制有2 個方面：一是改善不利的油氣流度比、穩定驅替前緣，即注入水延緩了CO2在大孔隙中的氣竄，迫使CO2進一步驅掃大孔隙中的油膜、盲端油和孤島油；二是注入水提高了大孔隙中流體的滲流阻力，對高滲帶起到一定的封堵作用，迫使后續CO2段塞更多地進入中小孔隙中啟動剩余油［18］。

2.2 CO2驅后WAG驅替特征

圖5 和圖6 給出2 號長巖心CO2驅和后續WAG驅的生產動態曲線。在CO2驅階段，初期采收率和驅替壓差隨著注入量的增加逐漸增大；當注入量達到0.33 PV 時，CO2氣體沿大孔道突破，氣油比逐漸增加，采收率增幅放緩，驅替壓差也逐漸下降；當氣油比升至5 000 m3/m3以上時，CO2驅采收率為47.95%，驅替壓差穩定在0.37 MPa。注入氣體沿大孔道的竄流導致CO2無效循環，且采收率較低。

圖5 采收率和驅替壓差隨注入量變化（氣液比1∶1，段塞尺寸0.10 PV）Fig. 5 Variation of recovery and displacement pressure difference with injection PV(gas-liquid ratio = 1∶1, plug size = 0.10 PV)

在WAG 驅第1、2 輪次，采收率增幅較緩，水段塞注入時壓力增加，氣段塞注入時壓力降低，生產氣油比仍維持在較高水平，此時注入的水段塞在大孔道內改善流度并逐漸封堵，為后續提高采收率作準備；第3 個輪次后，由于水段塞在大孔道內的流度改善和封堵作用起效，采收率增幅明顯加大，驅替壓差高于CO2連續氣驅壓差，生產氣油比也降低至較低水平；第4 至第10 輪次內，水-氣段塞的交替注入在大孔道中形成了穩定的液流轉向作用，驅替壓差始終高于CO2驅壓差，氣油比和含水率曲線呈周期性變化，采收率也逐漸增加。巖心最終采收率為66.63%，WAG 驅提高采收率18.68 百分點，增油效果顯著。

從上述實驗結果可知，在CO2驅后實施WAG驅，要至少經過2 個交替周期、總注入量0.4 PV 以后才能見到采收率的大幅度上升，第3、4 輪次是主要增產階段，第5 輪次后，隨著水-氣段塞在出口端的突破，單輪次內采收率增幅下降，直至第9輪次后趨于平穩。

2.3 CO2驅后WAG驅參數優化

圖7 和圖8 分別給出了WAG 驅不同氣水比和段塞尺寸條件下采收率隨注入量的變化，可知在CO2驅后，WAG 驅初期采收率增加不明顯，當注入量達到0.4 PV 左右時采收率才大幅增加，與驅替特征實驗結果一致。也再次說明CO2驅后WAG驅提高采收率效果的體現存在“過渡期”，不宜在初期未見效果時判斷措施無效而終止實施。

圖7 不同氣水比條件下采收率隨注入量的變化Fig. 7 Variation of recovery with injection PV under different gas-water ratios

圖8 不同段塞尺寸條件下采收率隨注入量的變化Fig. 8 Variation of recovery with injection PV under different plug sizes

此外，由圖7 可知，氣水比增大，最終采收率先增后減，即氣水比過大或過小均不利于WAG 驅增油效果的發揮，氣水比大時氣竄快，氣水比小時CO2對中-小孔隙剩余油的動用有限，且會導致后期水竄現象加重。由圖8 可知，WAG 驅也存在一個最優段塞尺寸，段塞尺寸過大，單周期內容易發生氣竄或水竄，段塞尺寸過小，流度控制及動態封堵作用較弱，且CO2無法形成有效的氣流通道［19］。

綜上認為，當氣水比為1∶1、段塞大小為0.10 PV 時，CO2驅后WAG 驅在目標區塊的提高采收率效果最好。

3 結 論

（1）特低滲透油藏CO2驅主要動用大孔隙中的原油，中孔隙原油部分被動用；后續WAG 驅不僅可啟動次級大孔隙中的剩余油，對中小孔隙的剩余油也有不同程度的動用。

（2）WAG 驅剩余油啟動機制：一是改善流度比、穩定驅替前緣，迫使CO2驅掃大孔隙中的剩余油；二是注入水對高滲帶的封堵作用迫使CO2進入中小孔隙中啟動剩余油。

（3）WAG 驅過程中水-氣段塞需要交替注入一定量后采收率才能大幅增加，氣水比1∶1、交替段塞0.10 PV 的WAG 驅采收率增幅主要由第3、4輪次貢獻。

（4）WAG 驅的氣水比和段塞尺寸不宜過大或過小，對目標區塊優化的氣水比和段塞尺寸分別為1∶1 和0.10 PV，10 輪次WAG 驅可在CO2驅的基礎上提高采收率18.68 百分點。