气相饱和度对气体滑脱效应影响实验

唐永强，侯吉瑞

（1.中国石油大学（北京）提高采收率研究院，北京 102249； 2.中国石油大学（北京）教育部油田开发重点实验室，北京 102249； 3.中国石油三次采油重点实验室低渗油田提高采收率应用基础理论研究室，北京 102249）

气相饱和度对气体滑脱效应影响实验

唐永强1，2，3，侯吉瑞1，2，3

（1.中国石油大学（北京）提高采收率研究院，北京 102249； 2.中国石油大学（北京）教育部油田开发重点实验室，北京 102249； 3.中国石油三次采油重点实验室低渗油田提高采收率应用基础理论研究室，北京 102249）

开展砂岩CO2驱实验，研究滑脱效应与气相饱和度关系；利用束缚水测定高气相饱和度下的滑脱因子，引入强凝胶体系和高黏淀粉溶液测定低气相饱和度下的滑脱因子；通过在24.45%～100%气相饱和度条件下微观实验测定滑脱因子，分析滑脱因子随气相饱和度变化的原因.结果表明：随着气相饱和度的增加，气体滑脱效应先增加后减小，最后达到稳定.在气驱前期CO2不是连续相，滑脱效应影响较小；在气驱中期随着窜流通道数量的增加，滑脱效应不断增大；在气驱后期随着气窜通道的拓宽，滑脱效应逐渐减小.滑脱效应同时受气相饱和度和气相饱和度分布的影响.

CO2驱；克努森数；气体滑脱效应；气相饱和度；相对渗透率

0 引言

随着低渗油气田的开发及气驱技术的发展，气体渗流规律的研究越来越引起人们的关注，其中滑脱效应是气体渗流的主要影响因素之一，对气驱渗流规律的研究及气藏产出井的产能计算具有重要意义[1-3].

气体渗流性质仅与自身的饱和度有关，不受液相性质影响[2-11].因此，需要研究气体滑脱效应与气相饱和度之间的关系，目前存在两种截然相反的观点：一种观点认为气体滑脱效应随气相饱和度的增加而减小.Klinkenberg L J、万军凤等认为，由于气—液的分子间作用力比气—固的小，含束缚水时管壁的气体分子受到的束缚力降低，气体滑脱效应随束缚水饱和度的增加更加明显[4-5]；Li Kewen等在20～170℃温度内进行N2—水和蒸汽—水稳态法实验，得到与克氏理论一致的结果[6].

另一种观点认为气体滑脱效应随气相饱和度的增加而增加.Rose W D通过人造岩心和天然岩心水气两相非稳态驱替实验，发现滑脱因子随气相饱和度的增加而增加[7]；Fulton P F通过在含水饱和度低于30%的条件下滑脱因子测定实验得到同样的结论[8].Rushing J A等利用稳态法和非稳态法，研究不同含水饱和度条件下低渗岩心的滑脱效应，在渗透率为（0.01～0.10）火10-3μm2、含水饱和度为5%～40%条件下滑脱效应随含水饱和度增加而降低[9].

得到与克氏理论一致结果的实验为两相稳态驱替实验，得到相反结果的实验处于较高气相饱和度范围内.肖晓春等针对煤层渗流，在渗透率为0.3火10-6～0.2火10-3μm2、含水饱和度为29.5%～51.3%条件下测定滑脱因子，发现围压为4～6 MPa时滑脱效应随气相饱和度的增加而减小；围压为8～10 MPa时滑脱效应随气相饱和度的增加而增加[10].笔者设计驱替实验，在气相饱和度为24.45%～100%条件下测定滑脱因子，研究气相饱和度对滑脱效应的影响，并通过微观实验解释滑脱效应随气相饱和度变化的原因.

1 气体滑脱效应

Klinkenberg L J通过实验发现气体滑脱效应，提出考虑气体滑脱效应的渗透率表达式[4]：

Kg=Kg0（1+b/pc）， （1）

式中：Kg为含有滑脱效应的气测渗透率；Kg0为绝对渗透率；b为气体滑脱因子；pc为驱替压力.其中，气体滑脱因子b为

式中：c为比例因子；λ为气体分子平均自由程，受温度和压力影响；rc为气体流动通道半径；Kn为克努森数，其值越大气体滑脱效应越大.

2 气体滑脱因子测定

2.1 高气相饱和度

2.1.1 实验材料

实验所用天然岩心和地层水来自延长油田，地层水组成见表1.

表1 延长油田地层水离子组成_______________Table 1 Ionic composition of Yangchang oilfield formation water______________

所用气体为浓度大于99.9%的CO2.在地层条件下，CO2常处于气态（温度T＞31.1℃、压力p＜7.382 MPa）或超临界状态（T＞31.1℃、p＞7.382 MPa），在两种状态下CO2存在气体滑脱效应.用CO2气体测定107块取心岩心的孔隙度、渗透率及滑脱因子，统计滑脱因子与渗透率、孔隙度之间的关系，拟合结果为

用DO7气体流量计计量气体流量；用JYB-K压变传感器计量岩心两端的压力差.

2.1.2 实验步骤

压力变化影响分子自由程和滑脱因子.为了降低压力变化的影响，在较低压力下进行实验：

（1）将抽提后的天然岩心烘干、称重，并用气态CO2以50.0、100.0、200.0、300.0、400.0、500.0 k Pa的压力差测定岩心渗透率（根据靖边采油厂某区块地层条件，设定温度为45℃、回压为6 MPa）；

（2）抽真空并饱和地层水后称重，分别以0.2、0.5、1.0、1.5、2.0、3.0、4.0、5.0 m L/min的流速测定水测渗透率，比较相同流速下的气测和水测渗透率，计算滑脱因子；

（3）气驱岩心至不再出水并称重，在残余水饱和度下测定气测渗透率（与步骤（1）相同），计算气相饱和度及滑脱因子；

（4）烘干岩心至不同含水饱和度、称重，测定气测渗透率（与步骤（1）相同），计算气相饱和度及气体滑脱因子.

2.1.3 实验结果及分析

针对渗透率为25.7火10-3μm2的延长油田岩心，气测和水测渗透率结果见图1（a），通过式（1）计算滑脱因子b为149.6 k Pa.在不同气相饱和度下气测渗透率部分结果见图1（b），通过式（1）的导函数计算滑脱因子：

得到气相饱和度Sg为89.02%、80.26%、71.29%对应的气体滑脱因子分别为150.3、150.7、161.4 k Pa.近似认为图1（b）中各压力曲线较高点的趋势线与纵坐标的交点是渗透率Kg0（即压力极大时的渗透率）.由图1（b）可以看出，随着含水饱和度的增加，气体滑脱效应逐渐增加.在含水饱和度下水相为束缚水，占据孔隙多为无效孔隙，孔隙对渗流的贡献率很低；对滑脱效应的主要影响来自水膜的作用，影响相对较小.

图1 气体滑脱效应Fig.1 Gas slippage effect

2.2 低气相饱和度

2.2.1 实验材料

CO2不仅能降低油相黏度，对糖溶液、甘油等高黏流体也具有降黏作用.因此，选择改性淀粉溶液调剖剂测定低气相饱和度下的气体滑脱因子.改性淀粉调剖剂作为强凝胶体系，主要成分包括改性淀粉、丙烯酰胺单体、交联剂和引发剂.该调剖体系在凝胶前是小分子溶液，注入性好，可以模拟正常的气液分布；在凝胶后强度大，且CO2对体系的凝胶强度几乎没有影响，可以在一定程度上保留气体窜流通道形态[3].

2.2.2 实验步骤

当气相饱和度较低时，凝胶后的气体通过岩心时所受阻力大于凝胶前的；原因是气体停止驱替后，较细的气窜通道在卡断效应下被截成小段，在凝胶后将油水分布状态保留下来，通过注水突破封堵，可以恢复气窜通道.实验步骤：

（1）用CO2驱替饱和过凝胶体系岩心，至不再有液相采出，温度升至80℃，并候凝8 h；

（2）用地层水注入岩心，气驱至不再出水，称重并计算气相饱和度，在残余水饱和度下测定气测渗透率，用式（3）计算气体滑脱因子；

（3）将黏度为50.00、100.00、150.00、200.00 mPa·s的改性淀粉溶液过滤并注入岩心，用CO2驱替改性淀粉溶液至不再出液，计量出液量并计算气相饱和度，用式（3）计算气体滑脱因子.

2.2.3 实验结果

黏度约为35.30 mPa·s的凝胶体系占据的岩心体积，与地层水条件下的束缚水体积相近，且成胶后的滑脱因子也相似，说明强凝胶体系能够模拟CO2驱替过程的气液两相分布，并能够将它保留下来（见图2）.

利用高黏流体制造束缚水，使含气饱和度迅速下降，且渗透率急剧降低.实验得到的气相饱和度分别为41.37%、32.64%、28.25%、24.45%，所对应的滑脱因子分别为267.2、337.7、321.4、190.4 k Pa.这说明在低气相饱和度条件下，滑脱因子随气相饱和度的变化规律与高气相饱和度条件下的完全不同（见图2）.

当气相饱和度低于束缚气相饱和度时不再发生气体滑脱效应.在低气相饱和度条件下，随着气相饱和度增加，滑脱因子先增加后降低.当水相变为束缚水时，滑脱因子随着气相饱和度增加而降低，但气体滑脱效应的变化幅度较小.

图2 滑脱因子与气相饱和度的关系Fig.2 Relationship between slippage effect and gas saturation

3 微观驱替实验

通过微观驱替实验分析气体滑脱因子随气相饱和度变化的原因.

3.1 实验模型及材料

采用南通华兴石油仪器有限公司定制的微观驱替模型，可放大1 000倍，承压上限为50 MPa，含有保温装置，设备内置复合式光源，其中透射光源为面荧光灯，反射光源为正交照射光源.

微观模型是以延长油田天然岩心的铸体薄片为依据刻蚀而成的玻璃模型.实验所用油、水来自延长油田，地层水组成见表1.原油密度为0.858 t/m3、脱气油黏度为11.54 mPa·s，含气原油黏度为4.87 mPa· s，模拟蒸馏得到的脱气原油碳数组分见表2.

表2 延长油田脱气原油碳数组分Table 2 Components of Yanchang degassed crude %

3.2 实验步骤

文献[4-10]利用稳态法和非稳态法研究滑脱效应与气相饱和度的关系，并得到不同的结果，文中采用不同驱替方式的微观实验研究滑脱效应.为了保持CO2的气体自由程不变，实验采用恒压驱替：

（1）用真空泵抽出各组模型空气，直接饱和延长原油.

（2）第一组实验通过控制气瓶以10.0 k Pa的压力恒压注入CO2，观察驱替过程.

（3）第二组实验首先用微量计量泵以10.0μL/min的流速将水注入水驱模型，至含水率达到90%；然后通过控制气瓶以10.0 k Pa的压力恒压注入CO2，观察驱替过程.

（4）第三组实验通过控制气瓶以10.0 kPa的压力恒压注入CO2，同时用微量计量泵以5.0μL/min的流速将水注入水驱模型，观察驱替过程.

3.3 实验结果及分析

3.3.1 CO2驱替实验

在CO2驱替初期，在注气压力下油相被启动并开始运移，注入气体在毛管中间随着油相运动.由于气体的黏滞力小于油相的，注入气体在卡断效应下被截成小段，部分气体处于束缚气状态（见图3（a））.此时气相不再是连续相，自由运动的气体分子受到气液界面的阻隔，从而严重削弱气体滑脱效应.

随着注气进行，CO2逐渐形成窜流通道，随着窜流通道数量增多，气体滑脱效应逐渐增大（见图3（b））；在CO2驱替中后期，由于CO2窜流通道逐渐扩大，气体分子自由程几乎没变，根据式（2）克努森数不断减小，气体滑脱效应的影响逐渐减小（见图3（c））.

图3 单纯气驱的微观图像Fig.3 Gas flooding with microscopic models

3.3.2 水驱后CO2驱替实验

在水驱过程中，由于岩心具有非均质性，形成水流优势通道（见图4（a））.水驱后开始CO2驱替，由于水相的流度远大于油相的，水相更容易被气相驱动，因此CO2优先沿着水窜通道前进，迅速取代连续的水相并形成气窜通道（见图4（b）），从而产生气体滑脱效应.由于新形成的气窜通道半径已经很大，因此气窜通道被拓宽而使气体滑脱效应减小的能力减弱；随着气相饱和度的增大，不断形成新的气窜通道，使气体滑脱效应逐渐增加.

图4 水驱后气驱的微观图像Fig.4 Gas flooding after water flooding with microscopic models

在CO2驱发生气窜前，气体滑脱效应对气相渗流的影响很小；随着气窜通道的形成，气体滑脱效应迅速增大，使气窜的气体流量急剧增大；在高气相饱和度区域，滑脱效应的影响趋于稳定.

3.3.3 水—CO2同注驱替实验

CO2驱替实验和水驱后CO2驱替实验模拟非稳态排驱过程的气相分布.在水—CO2同注驱替时能够模拟稳态驱替过程.水被CO2气体携带进入岩心后，CO2与水相可以分离并与油相接触（见图5（a））.

气相与水相进入岩心后，气相段塞的两侧被水相封闭，形成交替的水气相小段塞流（见图5（b））.此时气体不再是连续相，因此滑脱效应被削弱；在驱替过程中产生贾敏效应，使驱替阻力增加，也影响滑脱效应的测定.因此，用稳态法测定气体滑脱效应与饱和度的关系与非稳态法测定的结果存在差异.

图5 水—CO2同注的微观图像Fig.5 WAG flooding with microscopic models

4 油藏数值模拟

利用油藏数值模拟研究CO2驱，除了考虑CO2的相态性质、CO2在油中的溶解性质、溶解造成的油相黏度变化等[18-19]，还要考虑气体滑脱效应的影响[1]，当修正相对渗透率时，一般将滑脱因子作为定值.由于在不同含水饱和度下的气体滑脱效应不同，在相对渗透率曲线测定过程中滑脱因子也不是定值，因此无论是实验测定数据还是现场实测数据，需要将气体滑脱效应随气相饱和度的变化规律引入相对渗透率的计算.

在延长油田地层条件下，修正取心岩心的非稳态排驱实验数据，得到考虑气体滑脱因子与气相饱和度关系的相对渗透率曲线（见图6）.

由图6可以看出，忽略滑脱因子随气相饱和度的变化，使用在CO2饱和度为100%条件下测定滑脱因子计算的油气相对渗透率，其气相相对渗透率偏大，并且曲线也更直.在气相饱和度小于20%时，气相处于束缚状态或非连续相状态，几乎不存在气体滑脱效应；在驱替前期滑脱效应随气相饱和度增加而增大；在气相饱和度为30%左右时滑脱效应达到最大；在驱替后期气体窜流通道不断扩大，由式（2）可知气体流动通道半径扩大使气体滑脱因子减小，气体滑脱效应的影响逐渐被削弱.

图6 气体滑脱效应对油气相对渗透率的影响Fig.6 Influence of slippage effect on relative permeability

根据靖边采油厂某试验区长6层特低渗油藏的测井资料及地质资料，同时考虑启动压力梯度、非均质性和原油性质变化等因素，利用Eclipse建立相控地质模型及属性模型；使用模拟蒸馏结果（见表2）建立组分模型，结合PVT实验数据，利用PVTi模拟油气藏流体相态特性及溶解性质.将气体滑脱因子与气相饱和度的关系引入建立的模型，根据各网格的气相饱和度修正CO2滑脱因子和流速，并引入修正的相对渗透率曲线分析每个网格动态和总体动态.根据注采压力、注入量等生产数据对CO2驱油效果进行模拟.

在未通过历史拟合修正相对渗透率时，与定滑脱因子的模拟结果比较，采用变滑脱因子进行数值模拟能更好地拟合生产气油比、换油率等生产数据，在一定程度上提高历史拟合的效率，提高预测提高采收率的效果和气窜通道形成的准确性.

5 结论

（1）针对CO2非混相驱，研究气体滑脱效应与气相饱和度的关系，测定高气相饱和度条件下的滑脱因子，气体滑脱效应随着气相饱和度的降低而降低.在高气相饱和度条件下水相主要占据对渗流贡献较低的孔隙，气相饱和度变化对气体滑脱效应的影响较小.

（2）利用改性淀粉凝胶体系和改性淀粉高黏流体测定低气相饱和度下的滑脱效应，在24.45%～100.00%的气相饱和度内测定滑脱因子，得到较完整的气体滑脱效应与气相饱和度的关系，在低气相饱和度下气体滑脱效应随着气相饱和度的增加先增加后降低.

（3）在气驱前期，未形成气窜通道时，由于气体不是连续相，气体滑脱效应不大，但随着气体窜流通道的形成和窜流通道数量的增加，气体滑脱效应增大；随着气窜通道的扩大，气窜通道的数量不再增加，气体滑脱效应的影响不断减小.

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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；编辑：任志平

国家科技支撑计划（2012BAC26B00）

唐永强（1983-），男，博士研究生，主要从事提高采收率与采油化学方面的研究.