高轮次吞吐后无效重复加热区范围及耗热比例的确定方法与流程

本发明涉及油田开发技术领域，特别是涉及到一种高轮次吞吐后无效重复加热区范围及耗热比例的确定方法。

背景技术：

随着生产轮次的增加，蒸汽吞吐的效果逐渐变差，2017年底，胜利东部油田蒸汽吞吐井中6周期及以上的高轮次吞吐井达1225口，占总井数的34.0％。进入高轮次吞吐后，单井周期产油量下降至1200t以下，周期油汽比下降至0.6左右，周期含水逐渐升高达到90％以上，周期效果逐渐变差。稠油油藏整体处于“高轮次、高含水、低产量、低油汽比、中高采出程度”阶段。分析高轮次吞吐效果差的原因，除了客观规律导致的吞吐效果逐周期变差外，一个重要方面是每个周期轮次注蒸汽后，蒸汽会对近井20-30m范围内的低含油饱和度区进行重复加热，周期注汽量中的相当的热量散失于近井及顶底盖层附近，造成近井反复低效、无效重复加热，热利用率低，蒸汽吞吐加热半径难以扩展，影响高轮次吞吐后的开发效果。

但近井地带究竟有多少热量无效重复加热，该无效重复加热区域怎么界定，范围到底有多大，无效热量比例有多大，如何确定是一个值得研究的问题，为此我们发明了一种新的高轮次吞吐后无效重复加热区范围及耗热比例的确定方法，解决了以上技术问题。

技术实现要素：

本发明的目的是提供一种简便的确定方法，可用来确定高轮次吞吐后近井无效重复加热区范围，以及范围区内的热量及占比的高轮次吞吐后无效重复加热区范围及耗热比例的确定方法。

本发明的目的可通过如下技术措施来实现：高轮次吞吐后无效重复加热区范围及耗热比例的确定方法，该高轮次吞吐后无效重复加热区范围及耗热比例的确定方法包括：步骤1，建立蒸汽吞吐油藏数值模拟单井径向模型；步骤2，绘制周期注汽结束时油层温度和含油饱和度；步骤3，绘制温度与饱和度沿井径方向变化曲线；步骤4，确定近井无效重复加热区及吞吐加热区；步骤5，计算周期注汽结束时沿井径方向的周期耗热量；步骤6，确定近井无效重复加热区的周期耗热量及占比百分数。

本发明的目的还可通过如下技术措施来实现：

在步骤1中，模型和蒸汽吞吐基本参数取自矿场，取平均值，并模拟计算高轮次蒸汽吞吐开发效果；同时获取沿吞吐井径向方向的每个网格尺寸大小，便于确定距吞吐井径向距离与油层参数，包括温度、饱和度以及热量的关系。

在步骤2中，模拟计算结束后，分别查看第n个周期注汽焖井结束时的油层温度和含油饱和度场图。

在步骤3中，在温度场图和剩余油饱和度场图中，分别统计沿吞吐井径向方向每个网格的温度值和含油饱和度值，并分别绘制于横坐标为距吞吐井径向距离、纵坐标为温度、含油饱和度的图上。

在步骤4中，在距吞吐井径向距离与含油饱和度曲线图上，将小于等于残余油饱和度sor的径向距离d1标记为近井无效重复加热区，在该区域内，剩余油饱和度达到高温残余油饱和度后，含水饱和度比较高，该近井该区域蒸汽温度高，大量热量消耗于近井区域，热量加热油层岩石和高饱和度的地层水，并且每个周期轮次都是重复加热该区域，造成大量蒸汽热量在近井区域无效利用，并且蒸汽难以继续深入地层扩大加热范围。

在步骤4中，在距吞吐井径向距离与油层温度曲线上，将温度大于原始油藏温度ti时的径向距离d2标记为蒸汽吞吐加热区。

在步骤5中，分别计算第n个周期轮次注汽焖井结束时和第n-1个周期轮次生产结束时每个网格的的油层总热量值qk，该值等于油、水、岩石骨架热量之和，同时绘制出距吞吐井径向距离与油层总热量曲线；根据以下公式进行计算：

qk＝qok+qwk+qrk(1)

qok＝co·mok·(tk-ti)(2)

qwk＝cw·mwk·(tk-ti)(3)

qrk＝mr·vrk·(tk-ti)(4)

公式中，co、cw分别为油、水的比热，油的比热取值为2.0kj/(kg·℃)，水的比热为4.2kj/(kg·℃)；mr为饱和流体岩石的热容，范围为2.3～2.8×10³kj/(m³·℃)；qok、qwk、qrk分别为第k个网格油、水、岩石的热量值，kj；tk表示第k个网格的温度，℃；ti表示原始油层温度，℃。mok和mwk分别表示第k个网格的油和水的质量，kg；vrk表示第k个网格的岩石骨架体积，m³。

在步骤5中，计算吞吐加热区范围内每个网格在第n个周期轮次的耗热量δqk，该值等于第n个周期轮次注汽焖井结束时每个网格的的油层热量值减去第n-1个周期轮次生产结束时的每个网格的油层热量。

在步骤6中，计算吞吐加热区范围内第n个周期的耗热量沿吞吐井径向方向的累积值δcqk及比例ηk，公式如下：

公式中，j表示径向网格总数。

在步骤6中，确定近井无效重复加热区的周期耗热量及占比百分数η。

本发明中的高轮次吞吐后无效重复加热区范围及耗热比例的确定方法，针对稠油油藏高轮次吞吐开发后热能作用机制不明晰、热能利用程度和范围不清楚、油层实际热利用率低，加热及动用半径扩展难度增大等问题，首先建立单井径向模型，绘制高轮次注汽焖井结束的温度和含油饱和度曲线，确定近井无效重复加热区及吞吐加热区，并分别计算高轮次注汽焖井结束时沿吞吐井径向方向的油层吸收的热量和上一轮次生产结束时的油层吸收的热量，通过差值计算得出近井无效重复加热区的周期耗热量及占比百分数。该方法思路清晰，方法简单实用，对高轮次吞吐后近井地带无效重复加热区范围有了深刻认识，并有了合理的确定方法。解决了以往对高轮次吞吐后近井无效重复加热范围、无效加热量、动用半径扩展难度增大原因等尚不完全清楚的问题，并实现了从定性到定量的认识转变，同时明晰了近井无效加热区热量损失程度、无效热量的占比，对高轮次吞吐后油层蒸汽实际热利用率有了进一步的认识与理解，这对于深刻和明晰高轮次吞吐后热能作用机制、动用半径扩展难度加大等原因有了进一步的深层次的认识，为高轮次吞吐后周期蒸汽注汽量、注汽时机的优化拓展，提高蒸汽热利用率、扩大加热半径、改善蒸汽吞吐开发效果提供了坚实的理论基础。

附图说明

图1为本发明的高轮次吞吐后无效重复加热区范围及耗热比例的确定方法的一具体实施例的流程图；

图2为本发明的一具体实施例中建立的蒸汽吞吐油藏数值模拟单井径向模型的示意图；

图3为本发明的一具体实施例中近井无效重复加热区确定方法示意图；

图4为本发明的一具体实施例中吞吐加热区确定方法示意图；

图5为本发明的一具体实施例中模型中近井无效重复加热区的周期耗热量及占比百分数确定方法示意图。

图6为本发明的一具体实施例的单井蒸汽吞吐的径向概念模型图；

图7为本发明的一具体实施例的沿井径方向的网格与网格尺寸大小的关系曲线图；

图8为本发明的一具体实施例的第7个周期注汽焖井结束时的沿吞吐井径向方向的温度和含油饱和度曲线图；

图9为本发明的一具体实施例的第7个周期注汽焖井结束后的近井无效重复加热区范围和蒸汽吞吐加热范围的示意图

图10为本发明的一具体实施例的第6个周期生产结束时沿吞吐井径向方向的温度和含油饱和度曲线图；

图11为本发明的一具体实施例的沿吞吐井径向方向每个网格在第7个周期轮次的耗热量曲线图；

图12为本发明的一种高轮次吞吐后无效重复加热区范围及耗热比例的确定方法过程中一具体实施例的第7周期的耗热量沿吞吐井径向方向的累积值曲线图。

具体实施方式

为使本发明的上述和其他目的、特征和优点能更明显易懂，下文特举出较佳实施例，并配合附图所示，作详细说明如下。

如图1所示，图1为本发明的高轮次吞吐后无效重复加热区范围及耗热比例的确定方法的流程图。

步骤101，建立蒸汽吞吐油藏数值模拟单井径向模型；建立蒸汽吞吐油藏数值模拟单井径向模型，如图2所示。模型和蒸汽吞吐基本参数取自矿场，取平均值，并模拟计算高轮次(7个周期以上)蒸汽吞吐开发效果。同时获取沿吞吐井径向方向的每个网格尺寸大小，便于确定距吞吐井径向距离与油层参数，包括温度、饱和度以及热量等的关系。

步骤102，计算第n周期注汽焖井结束时第n个周期(n≥7)注汽焖井结束时的油层温度和含油饱和度场图。

步骤103，在温度场图和剩余油饱和度场图中，分别统计沿吞吐井径向方向每个网格的温度值和含油饱和度值，并分别绘制于横坐标为距吞吐井径向距离、纵坐标为温度、含油饱和度的图上。

步骤104，确定近井无效重复加热区及吞吐加热区；在距吞吐井径向距离与含油饱和度曲线图上，将小于等于残余油饱和度sor的径向距离d1标记为近井无效重复加热区。如图3所示。在该区域内，剩余油饱和度达到高温残余油饱和度后，含水饱和度比较高，该近井该区域蒸汽温度高，大量热量消耗于近井区域，热量主要加热油层岩石和高饱和度的地层水，并且每个周期轮次都是重复加热该区域，造成大量蒸汽热量在近井区域无效利用，并且蒸汽难以继续深入地层扩大加热范围。

在距吞吐井径向距离与油层温度曲线上，将温度大于原始油藏温度ti时的径向距离d2标记为蒸汽吞吐加热区，如图4所示。

步骤105，计算第n个周期轮次注汽焖井结束时每个网格的的油层总热量值qk，该值等于油、水、岩石骨架热量之和，同时绘制出距吞吐井径向距离与油层总热量曲线。根据以下公式进行计算；

qk＝qok+qwk+qrk(1)

qok＝co·mok·(tk-ti)(2)

qwk＝cw·mwk·(tk-ti)(3)

qrk＝mr·vrk·(tk-ti)(4)

公式中，co、cw分别为油、水的比热，油的比热一般取值为2.0kj/(kg·℃)，水的比热为4.2kj/(kg·℃)；mr为饱和流体岩石的热容，范围一般为2.3～2.8×10³kj/(m³·℃)；qok、qwk、qrk分别为第k个网格油、水、岩石的热量值，kj；tk表示第k个网格的温度，℃；ti表示原始油层温度，℃。mok和mwk分别表示第k个网格的油和水的质量，kg；vrk表示第k个网格的岩石骨架体积，m³。

计算统计第n-1周期生产结束时，沿吞吐井径向方向每个网格的油层温度和含油饱和度，方法同步骤102。

计算第n-1个周期生产结束时的沿吞吐井径向方向油层温度、含油饱和度，方法同步骤103。

分别计算第n-1个周期轮次生产结束时的每个网格油层总吸收热量和计算第n-1个周期生产结束时沿吞吐井径向方向的每个网格油层总吸收热量，方法同步骤105。

计算吞吐加热区范围内每个网格在第n个周期轮次的耗热量δqk，该值等于第n个周期轮次注汽焖井结束时每个网格的的油层热量值减去第n-1个周期轮次生产结束时的每个网格的油层热量值。

步骤106，计算吞吐加热区范围内第n个周期的耗热量沿吞吐井径向方向的累积值；计算吞吐加热区范围内第n个周期的耗热量沿吞吐井径向方向的累积值δcqk和比例ηk。公式如下：

公式中，j表示径向网格总数。

确定近井无效重复加热区的周期耗热量及占比百分数η，如图5所示。

本发明适用于稠油油藏高轮次后注蒸汽吞吐开发，该方法思路清晰，方法简单实用，对高轮次吞吐后近井地带无效重复加热区范围有了深刻认识，并有了合理的确定方法。解决了以往对高轮次吞吐后近井无效重复加热范围、无效加热量、动用半径扩展难度增大原因等尚不完全清楚的问题，并实现了从定性到定量的认识转变，同时明晰了近井无效加热区热量损失程度、无效热量的占比，对高轮次吞吐后油层蒸汽实际热利用率有了进一步的认识与理解，这对于深刻和明晰高轮次吞吐后热能作用机制、动用半径扩展难度加大等原因有了进一步的深层次的认识，为高轮次吞吐后周期蒸汽注汽量、注汽时机的优化拓展，提高蒸汽热利用率、扩大加热半径、改善蒸汽吞吐开发效果提供了坚实的理论基础。

在应用本发明的一具体实施例中，包括了以下步骤：

在步骤1中，建立一个单井蒸汽吞吐的径向概念模型(如图6所示)，模型顶深1150m，油层厚度15m，渗透率为1500md，孔隙度0.31，原始油层温度为65℃，地面原油密度为0.92g/cm³，水密度为1.0g/cm³，岩石比热为2.5×10³kj/(m³·℃)，油比热为2.0kj/(kg·℃)，水比热为4.2kj/(kg·℃)。模型设置径向网格数j＝70个，沿吞吐井径向方向的网格尺寸如图7所示。模拟计算蒸汽吞吐7个周期至生产结束。

在步骤2中，计算第7周期注汽焖井结束时的油层温度和含油饱和度场图。

在步骤3中，分别统计沿吞吐井径向方向每个网格的温度值和含油饱和度值，并绘制曲线，如图8所示。

在步骤4中，模型中，高温残余油饱和度sor为0.126，根据该值确定近井无效重复加热区范围为d1＝12.4m；该块原始油层温度为ti＝65℃，根据该值确定蒸汽吞吐加热范围为d2＝47m。结果如图9所示。

在步骤5中，计算沿吞吐井径向方向每个网格的油层吸收的总热量。首先根据公式(1)、(2)、(3)、(4)，分别计算每个网格第7个周期注汽焖井结束时和第6个周期生产结束时的油层吸收的总热量，进而计算出吞吐加热区范围内每个网格在第7个周期轮次的耗热量。结果用图10所示。

在步骤6中，利用公式(5)，计算吞吐加热区范围内第7周期的耗热量沿吞吐井径向方向的累积值。从计算结果来看，第7周期吞吐加热区内的总计耗热量为2812.2gj，结果用图11所示。根据公式(6)，计算并绘制第7周期的耗热量沿吞吐井径向方向的累积值百分比曲线图。根据近井无效重复加热区范围值，确定近井无效重复加热区的周期耗热量为1356.8gj，占比百分数为η＝48.2％，结果如图12所示。从计算结果可以看出，进入高轮次吞吐后，注入油层中的蒸汽热量，接近一半热量消耗于近井高温、低含油饱和度区域，而导致热利用率低，加热半径难以扩展，进而影响高轮次吞吐后的开发效果。