0 引言
柴达木盆地第四系疏松砂岩气藏以构造气藏为主，构造高部位气层多、厚度大，低部位气层少、厚度小，气藏均有边水环绕［1-4］。气藏开发效果受水侵影响显著［5-9］，目前水侵小层143个，水侵面积占比61.9%，水侵导致气田产能快速下降，如台南气田日产气能力由2017年的800×104 m³下降到目前的380×104 m³，日产水由1 424 m³上升到5 083 m³；涩北气田层组调查表明未水侵层组无阻流量年均降幅为4%，水侵层组无阻流量年均降幅为24%。因此，亟需加强该类气藏水侵规律和机理研究，揭示边水非均匀水侵发生后对气藏产能、采收率以及残余气赋存特征的影响，为该类气田制定合理控水开发措施提供依据［10］。近年来，国内外学者在气藏水侵方面开展了许多研究工作。PERSOFF等［11］、周克明等［12］和陈朝晖等［13］采用了激光刻蚀技术制成物理模型进行可视化微观渗流模拟实验，通过观测裂缝性多孔介质的气水两相的水窜、绕流和卡断3种微观现象。 沈伟军等［14］和FANG等［15］采用全直径岩心实验分析了不同影响因素对孔隙型气藏水侵的影响。胡勇等［16-19］开展了贯通水平裂缝条件下的气藏水侵机理，分析了气藏衰竭开采过程中距井底不同位置储集层含水饱和度的变化。KABIR等［20-21］和PATACCHINI［22］结合生产资料基于物质平衡方程分析预测了水侵强度和水侵速度。
对于柴达木盆地这类纵向上存在多层、层间非均质性非常强烈的边水疏松砂岩气藏，如何在室内构建实验模型再现气藏多层地质特征，通过室内仿真模拟气藏衰竭开采全过程，揭示边水非均匀水侵发生后对气藏产能、采收率以及残余气赋存特征的影响，明确边水沿高渗层非均匀突进和水封气形成的机理，目前仍面临较大挑战。针对这一难题，根据气藏纵向非均质多层、边水能量等特征，选用气藏储层天然岩心进行串并联组合，建立了一套多层合采边水水侵物理模拟实验方法，模拟研究了无水侵、水侵无绕流和水侵绕流3种情景下一井四层合采生产特征，对认识多层边水气藏水侵规律和机理具有指导意义。
1 实验方法
1.1 实验流程
选用气藏储层天然岩心进行串并联组合，建立了一套四层合采物理模拟实验流程（图1）。实验装置主要由围压、水体、气源、岩心夹持器、流量控制、气水分离计量、阀门等系统组成，具有以下四大功能特征。
（1）选用4组不同渗透率岩心进行组合连接，再现纵向非均质多气层合采地质模型。每组选用2块渗透率相近的岩心分别装入2个岩心夹持器进行串联组合，串联岩心夹持器之间采用耐高压透明管线连接，在水中添加水溶性红色染色剂，使得水相与无色气相形成颜色对比，可直观观察水侵模拟实验过程中水相突进过程和气水渗流特征。
（2）采用高压驱替泵和水体罐结合模拟恒压水体，采用水体罐模拟有限水体；采用高压气源向岩心饱和气，直到达实验设置压力；采用气体流量计从实验流程采出端控制实验气流量用于模拟气井配产条件下衰竭开采。
（3）通过阀门控制，该实验装置可以实现3种情景模拟：一是模拟纯气藏开发，对岩心饱和气后，关闭阀门V1—V12；二是模拟有限水体水侵，对岩心饱和气和水体加压后，关闭阀门V1—V4和V9—V12；三是模拟恒压水体水侵，对岩心饱和气和水体加压后，关闭阀门V9—V12。
（4）计算水侵前沿推进速度：边水能推进到透明管线时，根据岩心长度和推进到透明管线的时间进行计算；边水不能推进到透明管线时，实验结束后取出岩心，根据岩心水侵后的染色液体最前端长度与实验时间进行取值计算，实验中染色剂一般采用红色墨水，实验过程中充分溶于水，不存在微粒在岩心内被过滤情况，也不会影响岩心润湿性［23］。
1.2 实验方法及方案
为了研究气藏多层合采过程中边水水侵规律及影响因素，设计如下实验方案：
（1）选用4组不同渗透率岩心进行组合，模拟纵向四层气层合采开发模式。
（2）采用耐高压透明管线串联连接实验流程，观察不同渗透率层水侵推进过程。
（3）实验采用不同配产（20 mL/min、50 mL/min、80 mL/min、100 mL/min、150 mL/min）模拟气井进行衰竭开采，研究配产大小对水侵特征的影响。
（4）岩心饱和气充注至孔隙压力4 MPa左右，气层外围接恒压水体。
（5）实验过程中采用自主研发的实验数据自动采集装置记录实验时间、压力传感器监测储层压力、水侵路径、流量计记录产气量、气水分离装置记录产水量等参数，分析水侵前沿推进速度、水侵对储层供气能力及采收率的影响以及残余气赋存特征等。
图2 纯气藏多层合采实验模型Fig.2 Experimental model of multi-layer co-production in pure gas reservoir |
表1 纯气藏多层合采实验模型参数Table 1 Experimental model parameters of multi-layer co-production in pure gas reservoir |
| 模型 组合 | 水体端（A端） | 井口端（B端） | ||||||||
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| 岩心编号 | 孔隙度 /% | 渗透率 /（10-3 μm2） | 长度/cm | 直径/cm | 编号 | 孔隙度 /% | 渗透率 /（10-3 μm2） | 长度/cm | 直径/cm | |
| 一组 | 1-1 | 26.6 | 2.01 | 4.961 | 2.469 | 1-2 | 26.2 | 2.28 | 4.957 | 2.473 |
| 二组 | 2-1 | 27.4 | 14.2 | 5.147 | 2.467 | 2-2 | 27.6 | 13.9 | 5.831 | 2.468 |
| 三组 | 3-1 | 28.6 | 30.0 | 5.251 | 2.416 | 3-2 | 30.8 | 31.5 | 4.682 | 2.427 |
| 四组 | 4-1 | 36.6 | 69.2 | 6.589 | 3.756 | 4-2 | 34.5 | 66.1 | 6.843 | 3.768 |
图3 层间无绕流情景多层合采水侵模型Fig.3 Multi-layer co-production water invasion model without crossflow between layers |
表2 层间无绕流实验模型参数Table 2 Experimental model parameters of without crossflow between layers |
| 模型 组合 | 水体端（A端） | 井口端（B端） | ||||||||
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| 岩心 编号 | 孔隙度 /% | 渗透率/（10-3 μm2） | 长度/cm | 直径/cm | 编号 | 孔隙度 /% | 渗透率/（10-3 μm2） | 长度/cm | 直径/cm | |
| 一组 | 1-1 | 29.4 | 2.11 | 5.485 | 2.386 | 1-2 | 29.4 | 1.93 | 5.335 | 2.355 |
| 二组 | 2-1 | 32.2 | 5.71 | 5.234 | 2.306 | 2-2 | 33.6 | 5.37 | 5.186 | 2.394 |
| 三组 | 3-1 | 27.0 | 10.2 | 6.548 | 3.756 | 3-2 | 29.5 | 9.34 | 6.81 | 3.782 |
| 四组 | 4-1 | 36.7 | 24.4 | 4.375 | 2.419 | 4-2 | 38.0 | 23.6 | 4.48 | 2.443 |
表3 层间绕流实验模型参数Table 3 Experimental model parameters of crossflow layers |
| 模型 组合 | 水体端（A端） | 井口端（B端） | ||||||||
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| 岩心 编号 | 孔隙度 /% | 渗透率/（10-3 μm2） | 长度/cm | 直径/cm | 编号 | 孔隙度 /% | 渗透率/（10-3 μm2） | 长度/cm | 直径/cm | |
| 一组 | 1-1 | 35.4 | 3.80 | 4.821 | 2.437 | 1-2 | 25.2 | 3.31 | 4.621 | 2.452 |
| 二组 | 2-1 | 27.8 | 12.3 | 4.572 | 2.482 | 2-2 | 27.1 | 11.0 | 4.245 | 2.464 |
| 三组 | 3-1 | 31.9 | 55.9 | 4.357 | 2.462 | 3-2 | 32.2 | 58.1 | 4.527 | 2.465 |
| 四组 | 4-1 | 30.7 | 150 | 6.589 | 3.795 | 4-2 | 28.6 | 162 | 6.724 | 3.786 |
2 物理模拟实验结果
2.1 纯气藏多层合采物理模拟
以实验配产（模拟气井产气量）20 mL/min为例，绘制了瞬时产气量、各层中间B点处压力与采出程度关系（图5），分析可以得出：在该配产条件下，各层压力较均匀下降，各层之间压力下降水平总体差异不大，稳产时间长，稳产期末采出程度超98%，稳产期后进入递减，递减期非常短，最终采收率为99.1%。采用该模型还开展了不同配产条件下的衰竭开采，其生产特征与配产20 mL/min基本相似，只是采收率随配产增加略有下降。
2.2 多层合采水侵无绕流物理模拟
2.2.1 水侵推进路径及水侵前缘推进速度
利用对岩心夹持器中间的透明管线实现水侵推进路径实时可视化监测（图6）；根据在实验流程中B点监测水相的突破时间，结合岩心长度，计算不同配产条件下水侵前缘推进速度（图7，表4），绘制了多层合采水侵无绕流推进规律模式示意图（图8）。分析可以得出：水侵推进路径和水侵前缘推进速度受到储层渗透率和配产大小2种因素的共同影响，配产较低时边水多个气层相对较均匀推进，推进速度较慢，如当实验中配产为20 mL/min，边水沿着渗透率分别为24.4×10-3 μm2、9.34×10-3 μm2和5.37×10-3 μm2 这3个气层较均匀推进，推进速度分别为0.64 cm/min、0.60 cm/min和0.34 cm/min；当配产分别为50 mL/min、80 mL/min、100 mL/min时，边水沿渗透率为24.4×10-3 μm2、9.34×10-3 μm2 这2个气层非均匀推进，推进速度明显增加，在0.92~1.71 cm/min之间；当配产达到150 mL/min时，边水沿渗透率为24.4×10-3 μm2的气层单向突进，推进速度为2.19 cm/min［23］。
图6 水侵推进路径实时可视化监测（红色为水、白色为气）Fig.6 Real-time visual monitoring of water intrusion advancement path （water is red and gas is white） |
表4 水侵前缘推进速度统计Table 4 Statistical table of advancing velocity of water invasion front |
| 岩心 编号 | 不同配产条件下水侵前沿推进速度/（cm/min） | ||||
|---|---|---|---|---|---|
| 20 mL/min | 50 mL/min | 80 mL/min | 100 mL/min | 150 mL/min | |
| 4-1 | 0.64 | 1.14 | 1.5 | 1.71 | 2.19 |
| 3-1 | 0.60 | 0.92 | 1.21 | 1.43 | 未突破 |
| 2-1 | 0.34 | 未突破 | 未突破 | 未突破 | 未突破 |
| 1-1 | 未突破 | 未突破 | 未突破 | 未突破 | 未突破 |
2.2.2 生产特征
以实验配产20 mL/min为例，绘制了瞬时产气量、各层中间B点处压力与采出程度关系（图9），分析可以得出：在该配产条件下，开采初期各层压力较均匀下降，各层之间压力下降水平总体差异不大，当边水分别沿4-1、3-1高渗小层突破后，由于岩心夹持器之间采用管线连接，岩心不连续，故水相在此聚集，导致PB-4-1和PB-3-1监测压力有所回升，对于边水未突破的1-1和2-1低渗小层，压力持续下降；该模型衰竭开采稳产时间长，稳产期末采出程度近90%。
由于模型整体渗透率较高，而且边水沿单层推进，未发生绕流，故递减期非常短，影响采收率的主要是水相侵入气层后存在一定微观孔隙水锁气，整体影响不大，该配产条件下最终采收率达90%以上。采用该模型还开展了不同配产条件下的衰竭开采，其生产特征当与配产20 mL/min基本相似，只是采收率随配产增加有所下降。
2.3 多层合采水侵绕流物理模拟
2.3.1 水侵推进路径及水侵前缘推进速度
2.3.2 生产特征
以实验配产20 mL/min为例，绘制了瞬时产气量、各层中间B点处压力与采出程度关系（图12），分析可以得出：在该配产条件下，当边水沿高渗层突进到B点时发生绕流，因此，开采过程中监测的压力下降不明显，只是在开采末期水相向气井有一定突破后才有一定程度下降；气井稳产主要靠近井区储量动用实现，绕流形成封闭气后对气井产能贡献有限，在该配产条件下几乎观察不到递减期，绕流对气藏最终采收率影响较大，仅有70%左右。采用该模型还开展了不同配产条件下的衰竭开采，其生产特征当与配产20 mL/min基本相似，只是采收率随配产增加有所下降。
3 水侵对气藏开发的影响
3.1 对气相渗流能力的影响
对不同渗透率的岩心开展了束缚水饱和度大小及束缚饱和度下气相渗透率测试，结果见图13。结果表明：无论渗透率高低，疏松砂岩均存在较高束缚水饱和度（大于50%），不同渗透率砂岩储层在束缚水饱和度下气相渗透率存在一定差异：对于渗透率小于等于5×10-3 μm2的储层，束缚水下气相渗透率相对于干岩心的常规气测渗透率下降幅度大于99.2%，对于这类储层束缚水饱和度下气相难以有效流动，水侵后将大幅度降低储层产能；对于渗透率为（5~50）×10-3 μm2的岩心，束缚水饱和度下的气相渗透率下降幅度大于98.4%，对于这类储层，束缚水饱和度下气相具有一定流动能力，水侵后对储层产能将会产生一定影响；对于渗透率大于50×10-3 μm2的岩心其束缚水饱和度下的气相渗透率下降幅度小于80%，对于这类储层，束缚水饱和度下仍具有较高气相渗透率，水侵后对储层产能影响不大。由于含水对渗透率小于5×10-3 μm2的储层气相渗流能力影响极大，因此，开发过程中要避免水侵沿高渗层突进后对该类储层形成水封［23］。
3.2 对采收率的影响
设计了无水侵模型、水侵无绕流和水侵绕流3种物理模型，分别开展了气藏衰竭开采实验，3种模型的采收率结果见图14。分析可以得出：与无水侵模型的采收率进行对比，2种类型水侵模型的采收率明显偏低，表明气藏开发过程中发生水侵后对气藏采收率产生了较大影响，尤其是水侵绕流模型，其采收率最低，小于70%，比无水侵模型的采收率低30%左右；水侵无绕流模型的采收率约为80%~90%，比无水侵模型下降约10%。
由于实验模型较小，实验结果能反映出趋势性的影响规律，可以在开展气藏开发评价工作时进行参考。但就采收率本身而言，其结果往往偏乐观，难以反映出整体气藏采收率，模拟结果可以看作是近井区的采收率情况［23］。
3.3 对残余气赋存的影响
以多层合采水侵绕流实验为例，分析了水侵对残余气赋存的影响。在气藏开采物理模拟实验结束后，对每组岩心的残余气进行了采集和分析，结果如表5所示，分析可以得出：①多层合采水侵气藏存在一定残余气难以采出，根据物理模拟实验结果表明，残余气量占储量的比例在31%~36%之间；②残余气主要赋存在低渗层，如实验中渗透率为3.6×10-3 μm2的气层残余气比例明显高于其他气层；③配产对残余气存在一定影响，配产越高则残余气比例越大，对低渗层的残余气比例影响更为明显，实验中配产为20 mL/min时，残余气比例平均为31%，低渗层残余气比例为35%；配产为150 mL/min时，残余气比例平均为36%，低渗层残余气比例为50%。
表5 残余气实验结果Table 5 The experimental results of residual gas |
| 同层两组岩心渗透率 | 残余气比例/% | ||
|---|---|---|---|
| 平均值/（10-3 μm2） | 20 mL/min | 80 mL/min | 150 mL/min |
| 156.0 | 29 | 30 | 29 |
| 57.5 | 29 | 30 | 32 |
| 11.7 | 32 | 34 | 34 |
| 3.6 | 35 | 37 | 50 |
| 平均值 | 31 | 33 | 36 |
4 水侵对多层边水气藏开发影响机理及技术对策
4.1 储层渗透率大小对水封气形成影响机理
采用气驱水启动压力测试方法，研究了不同渗透率疏松砂岩储层中气驱水启动压力的大小差异（图15），揭示了储层渗透率大小对水封气形成影响机理。结果表明：对于渗透率>10×10-3 μm2的疏松砂岩储层，其气驱水启动压力一般<1.0 MPa，气水在该类渗透率储层中流动能力强，水相易突进，不易形成水封气；而对于渗透率≤10×10-3 μm2的疏松砂岩储层其气驱水启动压力一般>1.0 MPa，且渗透率越低其启动压力越大，表明水相在该类渗透率储层中渗流能力有限，当水侵入该层后，气相要突破水封难度大，当气藏压力小于等于该启动压力时，易形成水封气。
因此，对渗透率不同的多气层合采时，在相同的驱替压力条件下，水相易沿渗透率较高的储层择优渗流突进，形成层间非均匀水侵；非均匀水侵过程中遇到断裂或裂缝高渗通道时发生绕流侵入渗透率较低的储层时，易形成水封气［23］。上述机理表明对于纵向非均质较强的多层边水气藏合采时，首先应进行小层精细划分，优选储层渗透率和压力相近的层进行合采，其次要对各层压力进行实时动态监测，优化合采层打开时机，尽可能在压力同等水平时打开进行合采，避免非均匀水侵后形成水封气从而影响气藏最终采收率。
4.2 配产大小对水侵非均匀推进影响机理
以多层合采水侵无绕流模型为例，通过开展不同配产条件下的水侵物理模拟实验，测试了水体与不同渗透率储层中间测压点的压差关系，结果见图16。经过分析得出以下结论：水体与不同渗透率之间的压差存在较大差异，受配产大小影响显著。如实验中配产大于100 mL/min时，以高渗层供气为主，水体与高渗层之间压差4.11 MPa远大于水体与低渗层的压差0.12 MPa，差异高达3.99 MPa，由于水体与储层之间的压力差异，导致水体沿高渗层非均匀推进；当配产为20 mL/min时，水体与高渗层之间压差3.0 MPa远大于水体与低渗层的压差0.2 MPa，差异2.80 MPa，表明适当控制配产，边水与各渗透率储层之间的压差更为接近，水侵更易沿各渗透率储层均匀推进。综上所述，当配产较高时，高渗层供气能力远大于低渗层，高渗层会优先于低渗层快速采出，导致水体与高渗层之间的压差大于水体与低渗层之间的压差，水体易沿高渗层突进［23］。因此，对于多层边水气藏，在选定合采层时，应开展各层供气能力实验评价，根据各层供气能力确定合理配产方案，确保各层得以充分动用并防控水侵非均匀推进影响气藏开发效果。
5 结论
（1）选用气藏天然岩心进行“串并联”组合构建实验模型再现气藏多层地质特征，建立一套多层边水气藏开采物理模拟实验方法，可用于纵向多层强非均质、边水活跃类型气藏进行模拟研究。
（2）揭示了储层渗透率大小对水封气形成影响机理，认识到对于渗透率不同的多气层合采时，在相同的驱替压力条件下，水相易沿渗透率较高的储层择优渗流突进，形成层间非均匀水侵；非均匀水侵过程中遇到断裂或裂缝高渗通道时发生绕流侵入渗透率较低的储层时，易形成水封气；基于这一机理认识，提出以下技术对策：首先应进行小层精细划分，优选储层渗透率和压力相近的层进行合采，其次要对各层压力进行实时动态监测，优化合采层打开时机，尽可能在压力同等水平时打开进行合采，避免非均匀水侵后形成水封气从而影响气藏最终采收率。
（3）通过开展不同配产条件下的水侵物理模拟实验，测试了水体与不同渗透率储层之间的压差关系，认识当配产较高时，高渗层供气能力远大于低渗层，高渗层会优先于低渗层快速采出，导致水体与高渗层之间的压差大于水体与低渗层之间的压差，水体易沿高渗层突进。因此，对于多层边水气藏，在选定合采层时，应开展各层供气能力实验评价，根据各层供气能力确定合理配产方案，确保各层得以充分动用并防控水侵非均匀推进影响气藏开发效果。
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