Quantitative Study of Vertical Sweep Degree Between Injection andProduction Wells in Thick Oil Layers
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摘要: 注水开发油藏经过注入水的长期冲刷，在进入高含水、高采出程度阶段后，剩余油分布零散，纵向水淹异常复杂。这种问题在厚油层油藏尤为突出。为了定量研究厚油层注采井间注入水纵向波及程度，以渗流理论为基础，考虑油水两相流动、有效渗透率和密度随饱和度的变化，建立了水滴质点在平面和纵向的运动方程，形成了完整描述厚油层注采井间注入水纵向波及的数学模型。以L油田为例进行了计算分析，结果表明：注采量越大，原油黏度越大，注采井距越小，渗透率越小，含水率越低，渗透率变化程度越高，注入水纵向波及程度越高；油层厚度仅对水滴质点运移路径产生影响，不会影响波及程度；厚油层注采量界限为180 m3/d，原油黏度界限为200 mPa·s，定油层厚度时注采强度界限为3.00 m3/(d·m)，定注采强度时油层厚度界限为30 m。研究结果表明，厚油层注水开发时，注入水受重力作用向下渗流，纵向波及程度随之降低，影响采收率。定量研究厚油层注采井间注入水的纵向波及程度，可以为认识剩余油分布和提高纵向波及程度提供理论指导。
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关键词:
- 厚油层 /
- 注采井间；纵向波及程度；重力作用 /
- 运移路径 /
- 数学模型
Abstract: After a long-term scouring by injected water, the remaining oil distribution is scattered and vertical water flooding is extremely complex in reservoirs developed by water flooding, especially in the reservoirs with thick oil layers. For quantitative study of vertical sweep degree between injection and production wells in thick oil layers, motion equations of water droplets in planar and vertical directions were built based on seepage theory and giving due consideration to the oil-water two-phase flow, effective permeability, and density variation with saturation. A complete set of mathematical models describing the vertical sweep between injection and production wells in thick oil layers was developed. Taking L Oilfield as an example, according to the analysis results, the following findings could be found: a greater injection-production rate, a greater viscosity of crude oil, tighter injection-production well spacing, a lower permeability, a lower water cut, and a higher permeability change degree meant a higher vertical sweep degree of the injected water. Most affected by the thickness of the oil layers was the migration path of the water droplets instead of the sweep degree. Moreover, the injection-production rate limit in thick oil layers was 180 m3/d, and the viscosity limit of crude oil was 200 mPa·s.The limit of injection-production intensity was 3.00 m3/(d·m) when the oil layer thickness was fixed, and the limit of oil layer thickness was 30 m when the injection-production intensity was fixed. The results show that for the thick oil layers developed by water flooding, the injected water infiltrates downward due to gravity, which reduces the vertical sweep degree and recovery. In a nutshell, quantitatively evaluating the vertical sweep degree between injection and production wells in thick oil layers can provide theoretical guidance for understanding the remaining oil distribution and improving the vertical sweep degree. -
Parahuacu油田位于南美奥连特盆地中北部，主要发育BT组、Napo组和Hollin组等3套砂岩储层，其中Napo组是主力储层。经过40多年的开发，目前Napo组储层压力低，应用常规密度水泥浆固井时（1.92～2.04 kg/L）易发生漏失，且油层边底水活跃，固井二界面水泥胶结质量差，储层区域易出现水窜现象，都严重影响后续开采效果，导致单井产量低、含水率高。针对Parahuacu油田固井中遇到的问题，采用悬挂尾管固井工艺降低储层区域环空压力，使用密度2.04 kg/L的水泥浆压稳活跃水层，在控制边底水窜流方面取得了一些效果，但水泥浆漏失问题依旧存在，储层因受到了污染，产油量仍然不高。
为此，笔者针对常规固井前置液功能单一、常规密度水泥浆现场应用效果不佳等突出问题，研制了多效固井前置液，达到改善水泥界面胶结质量、避免储层物性受到损害的目的；研发了一种防水窜胶乳低密度水泥浆，并确保其现场性能稳定，控制滤失量及增强防水窜性能，达到避免水泥浆向储层漏失和防止边底水窜流的目的，形成了厄瓜多尔Parahuacu油田固井技术，很好地解决了该油田固井中存在的问题，取得了优良效果。
1. 固井难点及针对性措施
1.1 固井技术难点
Napo组地层压力梯度13.6 kPa/m，孔隙度主要为10%～25%，渗透率主要为10～1000 mD，具有低压、高孔、高渗特性；砂岩储层间夹杂泥页岩，吸水性强、分散度高、易垮塌；孔喉粗大，孔隙直径主要为5～60 μm，分布范围广，富含敏感性矿物，易受有害液固相侵入损害[1]；含水饱和度高，油层边底水活跃。分析认为，其主要固井技术难点为：
1）为保证井眼稳定，主要采用聚合物钻井液，将石灰石粉作为加重材料，固相含量高，在井壁形成的致密滤饼用普通冲洗液无法清除，严重影响固井二界面胶结质量；
2）固井过程中，由于环空压差，水泥浆滤液及固相会侵入储层孔喉，改变其原有物性，对储层造成损害，影响后续开采效果；
3）储层具有低压、高孔、高渗特性，采用常规密度水泥浆固井时易发生漏失；
4）油层边底水活跃，储层区域易发生水窜，影响水泥环空封固质量。
1.2 针对性技术措施
针对Parahuacu油田Napo组砂岩储层的固井技术难点，依据酸蚀原理，研制出一种酸性冲洗液，用来清除井壁表面的结构性滤饼；依据“屏蔽暂堵”理论，优选了隔离液中加重剂的粒径范围，使其在储层表皮形成暂堵层，保护储层物性；依据结构性凝胶对界面胶结的促进作用，研制出一种界面胶结增强剂，用来提高固井二界面的胶结质量；另外，拟使用低密度的减轻材料，为此研制出一种低密度水泥浆，同时控制滤失量，避免水泥浆向储层漏失；拟选用新型防水窜剂，用来促进低密度水泥浆快速形成内部结构阻力，避免油层边底水窜流。
配套的技术措施：使用整体式弹性扶正器，利用居中度模拟软件设计裸眼段扶正器加放的数量及位置，保证套管居中度；控制固井流体的环空流态，同时考虑井眼稳定要求设计注替方案，以提高顶替效率，避免储层漏失。
2. 多效前置液的研制
固井前置液应具备驱替、隔离钻井液，清洗套管虚滤饼及井壁油污，清除结构性滤饼，防止有害液固相侵入储层孔喉，增加水泥界面胶结强度等作用。为此，决定在普通冲洗液基础上加入酸性冲洗液、暂堵型隔离液和界面胶结增强剂，以形成一套多效前置液体系。
2.1 酸性冲洗液
普通冲洗液能够清洗套管表面的虚滤饼及附在井壁的油污，但无法清除结构性滤饼。井眼中残留的滤饼会使水泥浆产生黏稠团块状絮凝物质，从而严重影响界面胶结质量[2]。分析钻井液滤饼发现，其主要成分为碳酸钙，加之井壁表面为亲油环境，形成的致密滤饼不易被清除，因此以15%（文中出现的百分数如未注明，皆为质量分数）盐酸作为酸性溶蚀剂、SMSS-44L作为酸性渗透剂，并对其加量进行优化，配合K+维持井眼稳定[3]，研制出一种酸性冲洗液。
2.1.1 酸性溶蚀剂的优化
15%盐酸是一种工业产品，密度为1.07 kg/L，加水稀释后可以制备得到不同质量分数的盐酸溶液。盐酸在水中可完全电离出H+，因此采用15%盐酸作为酸性溶蚀剂，可以方便、精确地控制冲洗液的酸蚀能力。
在实验室利用15%盐酸制备等量的质量分数分别为0.5%，1.0%，1.5%和2.0%的盐酸溶液。将模拟井壁分别置于不同盐酸溶液中冲洗，测算冲洗前后滤饼面积的差值，得到其冲洗效率依次为77.6%，82.7%，85.8%和86.8%。可以看出，随着盐酸质量分数增大，酸液的冲洗效率逐渐提高；质量分数为1.5%时，冲洗效率为85.8%；继续增大盐酸质量分数后，冲洗效率的提高不再明显。
2.1.2 酸性渗透剂的优化
SMSS-44L的主要成分是一种表面活性剂，在酸性溶液中发挥作用，作用原理是将滤饼的亲油性改变为亲水性，进一步提高酸性溶液的冲洗能力，促进井壁滤饼的剥蚀。
在实验室制备4份等量的质量分数为1.5%的盐酸溶液，然后依次加入0.5%，1.0%，1.5%和2.0%的SMSS-44L，搅拌使其分散均匀。通过模拟冲洗试验，得到其冲洗效率依次为89.6%，92.7%，95.1%和95.8%。可以看出，随着SMSS-44L加量增大，酸性溶液的冲洗效率逐渐提高；加量为1.5%时，冲洗效率达到95.1%；继续增大SMSS-44L加量，冲洗效率的提高不再明显。
综合以上结果，同时考虑井眼稳定要求，确定酸性冲洗液的配方为：1.5%盐酸+1.5%SMSS-44L+5.0%KCl。
2.2 暂堵型隔离液
固井过程中，水泥浆的滤液及固相颗粒（水泥及外掺料）在环空压差下容易侵入储层孔喉，造成损害[4]；传统隔离液使用高分子聚合物作为悬浮剂，虽然能够提黏增稠，增强隔离液的悬浮和携带能力，但其形成的“胶液”也会侵入孔喉，伤害储层[5]。因此，对隔离液中悬浮剂与加重剂的种类和加量进行优化，研制了一种暂堵型隔离液。该隔离液不仅能隔离环空中的钻井液与水泥浆，还对储层具有“屏蔽暂堵”效果。
2.2.1 悬浮剂的优化
选取高分子聚合物类悬浮剂G404SP、XC-HV和表面活性剂类悬浮剂BCS-010L进行室内试验，比较其悬浮能力，优选出最佳悬浮剂。
在实验室制备等量的质量分数为1.0%的G404SP、XC-HV和BCS-010L溶液，分别加入5.0%的325目碳酸钙，继续搅拌至分散均匀，倒入量筒。在温度70 ℃下水浴静置20 min后，观察并估算沉降率依次为6.0%、2.0%和2.0%；用六速旋转黏度计测定不同溶液的流变参数，结果见表1。
表 1 不同悬浮剂溶液的流变性能Table 1. Rheological performance of different suspending agents悬浮剂
溶液六速旋转黏度计读数 流性
指数n稠度系数/
(Pa·sn)ϕ600 ϕ300 ϕ200 ϕ100 ϕ6 ϕ3 G404SP 21 12 9 5 2 1 0.807 0.037 XC-HV 33 21 15 10 1 1 0.652 0.172 BCS-010L 32 21 15 12 2 1 0.608 0.227 由表1可知，相比G404SP，XC-HV和BCS-010L溶液的沉降率更低，流变性更好，是较好的悬浮剂。但XC-HV是高分子聚合物，而笔者采用了表面活性剂悬浮技术[6]，因此选用BCS-010L作为隔离液的悬浮剂，加量为1.0%。
2.2.2 加重剂的优化
碳酸钙作为隔离液加重剂，具有化学惰性强、热稳定性好、分散体系稳定及易被酸性溶液清除等诸多优点[7]。在实验室分别选取200和325目碳酸钙样品，对其粒径分布进行了分析，结果见表2。由表2可见，200目碳酸钙粒径分布较广，从细到粗均有，d90为73 μm；325目碳酸钙粒径分布较窄，在一个特定的范围内，d90为45 μm。根据屏蔽暂堵理论中的“三分之二架桥原则”[8]，选择325目碳酸钙作为加重剂，更有利于粒径匹配和暂堵储层。
表 2 碳酸钙粒径分布情况统计结果Table 2. Statistics of size distribution of calcium carbonate particles碳酸钙 d10/μm d50/μm d90/μm 酸蚀率，% 200目碳酸钙 6 37 73 98.6 325目碳酸钙 5 24 45 99.4 注：d10，d50和d90为特定粒径，粒径小于它们的颗粒分别占总颗粒的10%、50%和90%。 在实验室制备等量的质量分数1.0%的BCS-010L溶液，分别加入5.0%的200目和325目碳酸钙，搅拌至分散均匀，选取Napo组储层岩心，将上述2种溶液按照岩心入井流体储层伤害评价方法进行岩心驱替试验，以评估不同粒径范围碳酸钙的储层保护效果。根据结果，渗透率恢复率分别为64.0%和83.0%，随着碳酸钙粒径范围变窄，渗透率恢复率变大，这说明储层岩心孔隙用325目碳酸钙进行暂堵效果更好。继续对不同质量分数的325目碳酸钙溶液的储层保护效果进行评价，结果见图1。
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图 1 不同加量下碳酸钙溶液的渗透率恢复率Figure 1. Permeability recovery of calcium carbonate solution with different adding amounts从图1可以看出，随着碳酸钙加量增大，岩心渗透率恢复率逐渐增大；碳酸钙加量为20.0%时，渗透率恢复率超过90.0%；继续增大加量，渗透率恢复率变化不大。而不添加碳酸钙条件下，渗透率恢复率仅60.0%左右，这说明隔离液的暂堵能力对储层保护具有重要作用。
综合以上结果，确定暂堵型隔离液配方为：1.0%BCS-010L+20.0%325目碳酸钙。固井施工时，需根据储层保护和环空压力要求来确定隔离液密度，密度一般为1.32～1.56 kg/L。隔离液密度为1.32 kg/L时，325目碳酸钙的加量为20.0%，如需提高密度，可增大碳酸钙加量。
2.3 界面胶结增强剂
ULTRA SS-5L是一种无机硅酸盐溶液，可提高水泥浆特别是低密度水泥浆的早期胶结强度。其作用原理是在井壁与水泥浆接触后，反应生成一种结构性凝胶，在水泥浆稠化早期阻止地层流体窜流，加快固井界面胶结过程。为此，选择ULTRA SS-5L作为界面胶结增强剂。
在实验室制备了等量的质量分数为2.5%，5.0%，7.5%和10.0%的ULTRA SS-5L溶液。首先用酸性冲洗液冲洗模拟井壁，然后用清水和不同质量分数的ULTRA SS-5L溶液冲洗，最后灌注水泥浆，在温度87 ℃下养护相应龄期后测定界面胶结强度，结果见表3。
表 3 ULTRA SS-5L加量对界面胶结强度的影响Table 3. Effect of different adding amounts of ULTRA SS-5L on interfacial cementing strengthULTRA SS-5L加量，% 界面胶结强度/MPa 1 d 3 d 7 d 14 d 0 0.3 0.3 0.4 0.5 2.5 1.2 1.4 1.6 1.7 5.0 1.7 1.8 2.0 2.1 7.5 2.2 2.3 2.4 2.5 10.0 2.3 2.4 2.5 2.6 由表3可知，随着ULTRA SS-5L加量增大，水泥界面胶结强度呈增加趋势；加量为7.5%时，3 d和14 d胶结强度分别为无ULTRA SS-5L组的7.7倍和5.0倍；加量继续增大，胶结强度增加幅度不大。
综合以上试验结果，确定界面胶结增强剂ULTRA SS-5L的加量为7.5%。
3. 防水窜胶乳低密度水泥浆的研制
选用空心玻璃微珠作为减轻材料，降低水泥浆密度。确定液固比设计窗口，保证低密度水泥浆现场性能稳定。同时，控制滤失量，增强其防水窜性能。
3.1 空心玻璃微珠的选择
空心玻璃微珠是一种中空的圆球状超轻质无机非金属材料，是近年来发展起来的一种用途广泛、性能优异的新型减轻材料，具有质量小、体积大、导热系数小、抗压强度高和流动性好等特点[9]。Parahuacu油田开发井垂深一般不超过3 048 m，储层压力不高于41.4 MPa。美国某公司生产的HGS6000型空心玻璃微珠抗压强度为41.4 MPa，在该压力范围内能保持较好的完整性，性能相对稳定，因此选其作为低密度水泥浆的减轻材料。
3.2 液固比设计
加入减轻材料会使水泥浆的强度发展受到影响，同时减轻材料在干灰混合物中含量的变化极易引起水泥浆性能的改变，现场应用中往往会导致环空封固质量不稳定，影响低密度水泥浆的使用效果。为了消除空心玻璃微珠密度低及干灰分层带来的影响，通过控制低密度水泥浆液固比来保证浆体性能稳定。
液固比可通过液体体积分数（liquid volume fraction，LVF）来量化，即水泥浆中的液体体积与水泥浆总体积的比率。通常情况下，LVF≤0.38时，水泥浆会因为黏度太大而无法用常规固井设备泵送；LVF≥0.50时，水泥浆浆体会不稳定，出现水泥颗粒沉降以及抗压强度发展差等结果。目前，水泥车混浆操作以水泥浆密度作为控制参数，当设计LVF=0.50时，现场所用干灰经过多次转混及运输颠簸，其内部减轻材料含量已发生变化或出现物料分层，如果继续按照设计密度混浆，水泥浆实际LVF可能已变为0.52，那么浆体将会变得极不稳定；当设计LVF=0.38时，同样的原因可能造成水泥浆难以混配及泵送。因此，为了保证现场低密度水泥浆的性能稳定及施工安全，LVF设计窗口确定为0.44～0.48。
3.3 水泥浆配方及性能
3.3.1 滤失性能
研究表明，水泥浆滤液对储层物性有较大影响。随着滤失量增大，储层渗透率下降，试验条件下渗透率损害率最大可达77.6%，因此控制水泥浆滤失量是固井储层保护的重要措施[10]。BXF-200L为AMPS类降滤失剂，耐温耐盐，具有一定的分散性能，不会增大水泥浆稠度，能在宽温度范围内保持优良的降滤失性能[11]。
在不同BXF-200L加量下，在实验室配制密度为1.74 kg/L的水泥浆，对其API滤失量进行了测试。试验结果表明：BXF-200L加量分别为0.5%，1.0%，1.5%，2.0%，2.5%和3.0%时，API滤失量依次为187，95，58，36，20和18 mL。可以看出，滤失量随BXF-200L加量增大而降低，BXF-200L加量为2.5%时，滤失量为20 mL；继续增大BXF-200L加量，效果不再明显。考虑降滤失剂加量过大对水泥浆胶凝强度发展速度、初凝终凝时间和抗压强度都有一定影响[12]，因此将BXF-200L的加量确定为2.5%。
3.3.2 防水窜性能
胶乳水泥浆具有一定的防油气水窜能力[13]，但就抑制边底水窜流而言，水泥浆胶凝结构快速形成而产生的内部结构阻力是关键[14]。CA-13L属于无机盐类防水窜剂，顶替结束后能在水泥浆内部产生胶凝网状结构，通过增大水泥浆胶凝强度来增大其内部结构阻力，阻止水泥浆凝固前发生边底水窜流[15]。
利用六速旋转黏度计测量分析CA-13L加量对水泥浆胶凝强度的影响，结果见表4。
表 4 CA-13L加量对水泥浆胶凝强度的影响Table 4. Effect of different adding amounts of CA-13L on gel strength of cement slurryCA-13L加量，% 胶凝强度/Pa 87 ℃，10 s 87 ℃，10 min 0 2.2 7.9 2 5.7 32.5 4 7.6 46.9 从表4可以看出，加入CA-13L后，水泥浆的胶凝强度明显增大，且加量增大后强度继续提高。
图2所示为87 ℃、35 MPa条件下，利用超声波水泥分析仪测绘的加入4.0%CA-13L后水泥浆的静胶凝强度发展曲线。
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图 2 加入4.0%CA-13L后水泥浆的静胶凝强度发展曲线Figure 2. Static gel strength curve of cement slurry with 4.0% CA-13L added从图2可以看出，140 min后水泥浆的静胶凝强度迅速提高，48～240 Pa的过渡时间短于10 min。
综合考虑水泥浆防水窜性能及作业安全要求，确定CA-13L的加量为4.0%。
3.3.3 水泥浆配方及综合性能
综合以上研究结果，确定防水窜胶乳低密度水泥浆配方为：西班牙G级水泥+5.00%HGS6000+2.50%BXF-200L+4.00%CA-13L+2.00%BCT-800L+2.00%EXC-13+0.26%BXR-200L+0.20%D50+0.10%G603。该水泥浆的密度为1.74 kg/L，LVF为0.47，析水率为0，API滤失量为20 mL，沉降密度差小于0.02 kg/L；70 ℃、35 MPa条件下初始稠度22 Bc，70 Bc稠化时间110 min，稠化性能优良，如图3所示（0～60 min，模拟现场水泥浆批混过程）；87 ℃、35 MPa条件下水泥石强度发展良好，20 h抗压强度为22.4 MPa，如图4所示；水泥石渗透率小于0.05 mD，收缩率为0。
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图 3 防水窜胶乳低密度水泥浆稠化曲线Figure 3. Thickening test curve of the low-density cement slurry with anti-channeling latex![]()
图 4 防水窜胶乳低密度水泥浆强度曲线Figure 4. Strength curve of the low-density cement slurry with anti-channeling latex4. 现场应用
Parahuacu油田固井技术已在5口井进行了现场应用，施工中储层区域未发生漏失、水窜，施工后固井质量优良，单井产量较高。下面以PRH-X井为例介绍具体应用情况。
PRH-X井为三开定向开发井，ϕ215.9 mm三开井段下入ϕ177.8 mm尾管固井，完钻井深3 648.30 m，井底垂深3 061.40 m，井底水平位移1 864.00 m，3 390.40～3 648.30 m为裸眼段，平均井斜角26.6°。下尾管钻具组合ϕ139.7 mm钻杆×1 735.20 m+ϕ 127.0 mm钻杆×1 376.00 m+ϕ127.0 mm加重钻杆×225.70 m，悬挂器下至井深3 336.90 m，ϕ177.8 mm尾管下至井深3 336.90～3 648.30 m。
PRH-X井共使用35个扶正器。储层段每根套管加放2个扶正器。根据模拟结果，套管居中度达到85.8%，满足大斜度井段固井要求。该井ϕ177.8 mm尾管固井流体注替方案设计结果见表5。
表 5 PRH-X井ϕ177.8 mm尾管固井流体注替方案Table 5. Fluid displacement scheme for ϕ177.8 mm liner cementing in Well PRH-X序号 名称 体积/m3 排量/
（m3·min–1）时间/
min1 暂堵型隔离液 4.77 0.954 5.0 2 普通冲洗液 1.59 0.636 2.5 3 酸性冲洗液 3.18 0.795 4.0 4 普通冲洗液 1.59 0.636 2.5 5 暂堵型隔离液 4.77 0.954 5.0 6 普通冲洗液 1.59 0.636 2.5 7 酸性冲洗液 4.77 0.795 6.0 8 界面胶结增强剂 3.98 0.795 5.0 9 清水 1.59 0.636 2.5 10 防水窜胶乳低密度水泥领浆 2.23 0.795 2.8 11 防水窜胶乳低密度水泥尾浆 5.25 0.795 6.5 12 清水替量 17.50 1.113 15.7 13 钻井液替量 15.90 0.954 16.7 14 钻井液替量 6.36 0.477 13.3 15 钻井液替量 1.75 0.397 4.4 根据表5的注替方案，使用注替模拟软件对环空顶替效率进行了模拟，结果如图5所示，可看出储层段顶替效率能达到95.0%以上；同时，对储层区域环空压力进行了模拟，结果如图6所示，可看出注替后期环空水力静压与地层孔隙压力相当，说明能够避免水泥浆向储层漏失。
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图 5 PRH-X井顶替效率模拟结果Figure 5. Simulation results of displacement efficiency in Well PRH-XPRH-X井ϕ177.8 mm尾管固井作业顺利，候凝24 h后进行声波幅度测井，储层段固井优质率达到100%，套后成像测井显示井筒整体为固相填充，质量优良。正式投产之后，该井日产原油约191 m3，含水率仅4%。
5. 结论与建议
1）Parahuacu油田主要固井技术难点为：井壁表面结构性滤饼难以清除；储层孔喉粗大，易受有害液固相侵害；Napo组储层低压、高孔、高渗，使用常规密度水泥浆易漏失；油层边底水活跃，环空水窜风险高。
2）针对结构性滤饼难以清除、储层孔喉易受侵害、固井二界面水泥胶结差等问题，研制了多效前置液体系，主要包括酸性冲洗液、暂堵型隔离液、界面胶结增强剂。针对储层区域漏失及边底水窜问题，研制了防水窜胶乳低密度水泥浆。
3）室内试验表明，多效前置液能清除95.0%的结构性滤饼，储层渗透率恢复率超过90.0%，水泥浆界面胶结强度提高5倍以上。防水窜胶乳低密度水泥浆现场性能稳定，API滤失量不超过20 mL，静胶凝强度过渡时间短于10 min。
4）Parahuacu油田固井技术现场应用效果良好，能够提高单井产油量。但目前关于固井水泥浆对砂岩储层物性伤害的研究较少，建议针对不同储层的特点分析水泥浆液固相对其造成的损害，完善相关基础理论。
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图 2 相对渗透率与出口端含水饱和度关系曲线
Figure 2. Relation between relative permeability and water saturation at the outlet end
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图 4 不同注采量下水滴质点纵向波及示意
Figure 4. Vertical sweep of water droplets at different injection-production rates
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图 5 不同油层厚度下水滴质点纵向波及示意
Figure 5. Vertical sweep of water droplets at different oil layerthicknesses
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图 6 油层厚度一定时不同注采强度下水滴质点纵向波及示意
Figure 6. Vertical sweep of water droplets at different injection-production intensities under a fixed oil layer thickness
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图 7 注采强度一定时不同油层厚度下水滴质点纵向波及示意
Figure 7. Vertical sweep of water droplets at different oil layerthicknesses under a fixed injection-production intensity
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图 8 不同注采井距下水滴质点纵向波及示意
Figure 8. Vertical sweep of water droplets at different injection-production well spacings
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图 9 不同渗透率下水滴质点纵向波及示意
Figure 9. Vertical sweep of water droplets at different permeabilities
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图 10 不同原油黏度下水滴质点纵向波及示意
Figure 10. Vertical sweep of water droplets at different crude oil viscosities
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图 11 不同含水率下水滴质点纵向波及示意
Figure 11. Vertical sweep of water droplets at different water cuts
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[1] 郭迎春,曲全工,曹小朋,等. 注采优化提高平面非均质低渗油藏井网水驱波及效率[J]. 石油钻采工艺,2020,42(2):214–221. GUO Yingchun, QU Quangong, CAO Xiaopeng, et al. Improvement of waterflooding sweeping efficiency of the well patterns in low-permeability oil reservoirs with plane heterogeneity based on injection and production optimization[J]. Oil Drilling & Production Technology, 2020, 42(2): 214–221.
[2] 宋先知,李嘉成,石宇,等. 多分支井地热系统注采性能室内实验研究[J]. 石油钻探技术,2021,49(1):81–87. SONG Xianzhi, LI Jiacheng, SHI Yu, et al. Laboratory-scale experimental study on the injection-production performance of a multilateral-well enhanced geothermal system[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2021, 49(1): 81–87.
[3] 陈存良,马奎前,王相,等. 基于最大注水效率的平面均衡驱替方法[J]. 石油钻探技术,2021,49(3):124–128. CHEN Cunliang, MA Kuiqian, WANG Xiang, et al. Research on the planar equilibrium displacement based on maximum water injection efficiency[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2021, 49(3): 124–128.
[4] 王朝明,孔令军,袁凯旋,等. 特高含水后期油藏水驱效果评价方法[J]. 石油钻探技术,2020,48(3):108–113. WANG Chaoming, KONG Lingjun, YUAN Kaixuan,et al. Evaluation method of water flooding effect in reservoirs with ultra-high water cut[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2020, 48(3): 108–113.
[5] 郑松青,杨敏,康志江,等. 塔河油田缝洞型碳酸盐岩油藏水驱后剩余油分布主控因素与提高采收率途径[J]. 石油勘探与开发,2019,46(4):746–754. doi: 10.1016/S1876-3804(19)60232-6 ZHENG Songqing, YANG Min, KANG Zhijiang, et al. Controlling factors of remaining oil distribution after water flooding and enhanced oil recovery methods for fracture-cavity carbonate reservoirs in Tahe Oilfield[J]. Petroleum Exploration and Development, 2019, 46(4): 746–754. doi: 10.1016/S1876-3804(19)60232-6
[6] 杨敏,李小波,谭涛,等. 古暗河油藏剩余油分布规律及挖潜对策研究:以塔河油田TK440井区为例[J]. 油气藏评价与开发,2020,10(2):43–48. YANG Min, LI Xiaobo, TAN Tao, et al. Remaining oil distribution and potential tapping measures for palaeo-subterranean river reservoirs: a case study of TK440 well area in Tahe Oilfield[J]. Reservoir Evaluation and Development, 2020, 10(2): 43–48.
[7] 杨玲智,刘延青,胡改星,等. 长庆油田同心验封测调一体化分层注水技术[J]. 石油钻探技术,2020,48(2):113–117. YANG Lingzhi, LIU Yanqing, HU Gaixing, et al. Stratified water injection technology of concentric seal-check, logging and adjustment integration in Changqing Oilfield[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2020, 48(2): 113–117.
[8] 刘斌,张玉梅,张汶,等. 层内纵向非均质性对稠油油藏剩余油分布的影响研究[J]. 科学技术与工程,2015,15(26):161–164. doi: 10.3969/j.issn.1671-1815.2015.26.028 LIU Bin, ZHANG Yumei, ZHANG Wen, et al. The vertical heterogeneity affecting of residual oil distribution in heavy oil reservoir[J]. Science Technology and Engineering, 2015, 15(26): 161–164. doi: 10.3969/j.issn.1671-1815.2015.26.028
[9] 王智林,杨胜来,雷浩,等. 海上厚油层注聚时机对波及效率及前缘的影响研究[J]. 科学技术与工程,2017,17(2):197–202. doi: 10.3969/j.issn.1671-1815.2017.02.034 WANG Zhilin, YANG Shenglai, LEI Hao, et al. Influence of polymer injecting occasion on the sweep efficiency and sweep front in reservoirs with thick heterogeneous oil layers[J]. Science Technology and Engineering, 2017, 17(2): 197–202. doi: 10.3969/j.issn.1671-1815.2017.02.034
[10] 关云,曹仁义,徐锋,等. 厚油层水驱开发效果及其影响因素分析[J]. 断块油气田,2018,25(6):766–770. GUAN Yun, CAO Renyi, XU Feng, et al. Effect and influencing factors on water flooding development of thick reservoir[J]. Fault-Block Oil & Gas Field, 2018, 25(6): 766–770.
[11] 孙鹏霄,闫志明. LD10-1油田不同韵律性厚油层剩余油富集规律[J]. 中外能源,2020,25(9):41–48. SUN Pengxiao, YAN Zhiming. Enrichment law of remaining oil in different rhythmic thick oil reservoirs in LD10-1 Oilfield[J]. Sino-Global Energy, 2020, 25(9): 41–48.
[12] 张静,廖新武,闫志明. 井间夹层对厚油层剩余油分布的控制机理[J]. 中外能源,2020,25(8):34–40. ZHANG Jing, LIAO Xinwu, YAN Zhiming. Control mechanism of interlayer between wells on remaining oil distribution in thick reservoirs[J]. Sino-Global Energy, 2020, 25(8): 34–40.
[13] 张瑾琳,吴向红,晋剑利,等. 水驱厚层油藏纵向波及系数预测新模型[J]. 特种油气藏,2017,24(2):103–106. doi: 10.3969/j.issn.1006-6535.2017.02.020 ZHANG Jinlin, WU Xianghong, JIN Jianli, et al. A new vertical sweep efficiency prediction model for water-flooding thick oil reservoirs[J]. Special Oil & Gas Reservoirs, 2017, 24(2): 103–106. doi: 10.3969/j.issn.1006-6535.2017.02.020
[14] 孙召勃,李云鹏,贾晓飞,等. 基于驱替定量表征的高含水油田注水井分层配注量确定方法[J]. 石油钻探技术,2018,46(2):87–91. SUN Zhaobo, LI Yunpeng, JIA Xiaofei, et al. A method to determine the layered injection allocation rates for water injection wells in high water cut oilfield based on displacement quantitative characterization[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2018, 46(2): 87–91.
[15] 杜晓康,李治平,田丰. 偏心反九点井网见水波及系数研究[J]. 特种油气藏,2017,24(4):127–131. doi: 10.3969/j.issn.1006-6535.2017.04.024 DU Xiaokang, LI Zhiping, TIAN Feng. Research on water breakthrough sweep efficiency of eccentric inverted nine spot flooding pattern[J]. Special Oil & Gas Reservoirs, 2017, 24(4): 127–131. doi: 10.3969/j.issn.1006-6535.2017.04.024
[16] 贾贻勇,李永康. 胜坨油田套损井分层注水及测调技术[J]. 石油钻探技术,2021,49(2):107–112. JIA Yiyong, LI Yongkang. Techniques of layering injection and the measurement-adjustment towards wells with casing damage in Shengtuo Oilfield[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2021, 49(2): 107–112.
[17] 翟云芳. 渗流力学[M]. 3版. 北京: 石油工业出版社, 2009. ZHAI Yunfang. Seepage mechanics[M]. 3rd ed. Beijing: Petroleum Industry Press, 2009.
[18] WELGE H J. A simplified method for computing oil recovery by gas or water drive[J]. Journal of Petroleum Technology, 1952, 4(4): 91–98. doi: 10.2118/124-G
-
期刊类型引用(5)
1. 兰小林，来鹏飞，钟凯，田国强，周宝山，孟淑雅. 微膨胀强触变防窜减轻水泥浆体系研究及其在厄瓜多尔Tarapoa区块的应用. 石油地质与工程. 2025(02): 108-112+121 . 
百度学术
2. 张强. 文23储气库储层段钻井液及储层保护技术. 断块油气田. 2023(03): 517-522 . 百度学术
3. 杨昆鹏，李鹏晓，敖康伟，张天意，夏元博，侯薇. 富满油田长封固段低摩阻超低密度水泥浆固井技术. 石油钻探技术. 2023(06): 64-70 . 本站查看
4. 路飞飞，于洋，王伟志，李明军. 顺北油气田防漏固井用封隔式分级箍研制与应用. 石油钻探技术. 2022(04): 31-36 . 本站查看
5. 李万东，吴阳，兰小林. 厄瓜多尔东部油区平衡法悬空水泥塞固井技术. 石油钻探技术. 2022(04): 83-89 . 本站查看
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