含水规律（精选8篇）
含水规律 篇1
1 水驱油田综合含水上升的基本规律
从总体上来看, 受构造的控制, 局部地区由于受构造断层、岩性等因素影响, 全油田没有统一的油水界面, 在同一个油水系统中, 只受岩性控制情况下, 由于重力分异的作用, 使的油往上移动, 水向下移动, 油层注水开发后, 原有的油水平衡被打破, 油层内的倾斜和起伏会引起油水的重新分异, 尽管这种分异极不完全, 时间也很短, 但它能促使部分油由相对较低的负向微型构造向较高的正向微型构造运移, 还是部分水作相反的运移, 其结果是正向微型构造区形成了剩余油的富集区, 而在负向微型构造区形成了高含水区。对于任何的注水开发油田, 含水率与采出程度之间存在如下的线性关系:
我们按照油层非均质性的强弱把含水与采出程度的线性关系详细的分成以下5种类型。线性公式适应的非均质性分别是有强到弱。R=A+BLn (1—f W) ;Ln (1—R) =A+BLn (1—f W) ;R=A+BLn[f W/ (1—f W) ];Ln R=A+B f W;Ln R=A+B Ln f W。对应的曲线形态也可分为5种类型:凸型、凸S型、S型、凹S型和凹型。
2 某区块含水上升规律实例分析
某区块大规模的井网扩边加密调整, 对综合含水的上升规律起着决定性的作用。因此研究水驱采油井的含水上升规律, 应首先研究在井网扩边加密前的规律, 再研究其在加密调整后对综合含水上升基本规律的影响, 进而预测出油田综合含水的变化趋势。
2.1 基础井网开采阶段
我们采取了水驱特征曲线的统计预测法, 并且我们将实际数据回归到经验公式中, 来确定线性关系式中的a、b值。从而确定该阶段含水变化遵循的公式为:
2.2 扩边加密调整阶段
该区块一直不断进行扩边加密调整, 在这个过程中, 因可采储量不断增加, 新井综合含水较低, 使得S型曲线发生相应的平移, 整个调整过程无法用S型曲线描述。针对这种情况我们采取了水驱特征曲线平移法来修正S型模型, 即S+△ER模型。调整过程采取用二次多项式进行拟合的方法, 以描述其含水与采出程度的关系, 并且我们将实际数据回归到经验公式中, 来确定线性关系式中的a、b及c值, 从而得出调整期的二次多项式, 即:R=-0.0157f W2+2.0011f W-44.554
2.3 油田综合含水的预测
通过上面2个阶段含水上升规律的分析, 可以对油田综合含水指标进行预测, 但要分为2种情况:
一是油田继续进行加密及扩边调整, 则可采储量继续增加, 这时含水与采出程度的关系曲线继续平移, 则应采取S+△ER模型, 预测含水上升幅度较小;
二是油田较大规模的调整结束, 此时可采储量不再增加时, 其含水与采出程度的关系曲线将逐步恢复到原状, 即调整前的S型, 线性公式为R=a+b Ln[f W/ (1-f W) ], 预测的含水上升幅度较大。主要原因是加密扩边的规模逐渐减小, 而且新井条件及措施增油效果逐年变差。
3 控制油田含水上升速度的途径
通过对油田含水上升规律的分析, 使我们认识到, 油田正常开发的情况下, 综合含水是呈S型曲线规律变化的, 而要改变其上升趋势, 使其曲线发生平移, 唯一的措施就是调整, 只有通过区块间、井间、层间的综合调整。
3.1 对高含水井采取堵水或关井的方法, 控制水驱老井含水上升速度
在精细地质分析的基础上, 其中一部分井可以进行堵水, 另一部分则暂时关井, 按日减少产液量25t计算, 对全区含水贡献值将达到1.0个百分点。同时无论堵水还是关井, 都尽量能够改变井组的水驱液流方向, 对受效困难、剩余油富集的井层, 扩大波及体积, 提高动用程度。
3.2针对层间、层内差异较大, 含水上升速度较快而无法细分调整的注水井组, 通过浅调剖控制注水井的主要来水方向, 达到控制含水的目的油田进入中高含水期, 层间干扰日益加剧, 地层的非均质性矛盾越来越突出, 而细分受夹层条件限制, 且近年来因套变和串槽而改笼统的井数逐渐增多。
3.3通过注采系统调整, 完善注采关系, 提高水驱动用程度, 减缓产量的递减和含水上升速度。要改善这种状况, 只有进行注采系统调整一是通过在平面上新老注水井间注水量的合理转移, 来促进液流方向的改变。二是转注后同时对老井注水量下调, 削弱老注水井的来水方向, 以利于发挥剩余油相对富集, 含油饱和度相对较高油层的潜力。
3.4 运用精细地质研究成果, 继续进行油田加密及扩边调整, 不断增加动用储量
3.5 对压力高、含水高、水淹严重的区块进行周期注水, 之后在完善注采结构的基础上进行聚合物深度调剖。
4 结语
4.1水驱开发的油田, 综合含水和采出程度存在线性关系, 其变化趋势符合S+△ER模型曲线变化规律, 并可利用其进行含水预测。
4.2大规模的井网扩边加密调整, 对综合含水的上升规律起着决定性的作用。因此研究水驱油田的含水上升规律, 应首先研究调整前的基本规律, 再研究调整后的基本规律, 进而预测出油田综合含水未来的变化趋势。
参考文献
[1]李理.水驱特征曲线研究综述[J].内蒙古石油化工, 2010 (14) .
含水规律 篇2
GIS支持下的矿区土壤含水量遥感反演及变化规律
遥感方法可以开展大范围土壤含水率的`连续监测,其技术关键是建立土壤含水率的遥感信息模型.针对矿区采动影响特征,提出了应用归一化植被指数NDVI=0.3作为判别高、低植被覆盖条件的阈值;裸地或低植被覆盖条件(NDVI≤0.3)采用基于热惯量理论的表现热惯量法(ATI)、高植被覆盖条件(NDVI＞0.3)采用作物供水指数法(VSWI)来反演土壤含水量.并根据采后“三带”高度和植被覆盖情况,将矿区分为6种不同的研究区域,提出应用MODIS数据和TM/ETM+数据定量反演矿区土壤含水量,进一步提出了在GIS支持下,由非采煤区推算采煤区采矿前的土壤含水量以及分析采矿前后土壤含水量变化规律的理论和方法.
作 者：常鲁群 卞正富 邓喀中 Chang Luqun Bian Zhengfu Deng Kazhong 作者单位：中国矿业大学 刊 名：金属矿山 ISTIC PKU英文刊名：METAL MINE 年，卷(期)： “”(2) 分类号：P61 关键词：遥感 土壤含水量 矿区 GIS
含水规律 篇3
关键词：应力敏感性,承压含水层,渗流,数学模型
地下水开采过程中,由于水的产出,地层压力下降,使含水层岩石受力发生改变并发生弹塑性变形;而弹塑性变形反过来又影响到含水层的孔隙度和渗透率,含水层岩石渗透率受应力变化而减小的现象称为含水层岩石的应力敏感性。含水层岩石应力敏感性在存在客观上将导致管井出水能力下降,研究含水层应力敏感性对于设计合理水位降深,保持管井出水能力以及含水层岩石物性的实验室分析都具有极其重要的意义[1,2]。
本文针对单井取水条件下,具有应力敏感性承压含水层内稳定渗流问题的进行研究。
假设承压完全井以某一定流量Q抽水时,供水边界的水位保持不变,可保证无限供给定流量。井流服从D a r c y线形渗透定律和连续定律,并按轴对称井壁进水且无阻力地汇入井内,如图1所示:
1数学模型
1.1渗流基本方程
(1)、运动方程
对于单向液体稳定渗流,根据达西定律,渗流速度可写为:
式中,v为渗流速度,m/s;K为含水层的渗透系数,m/s;dh/dr为水力坡度。
(2)、状态方程
由地层应力敏感性实验,可知地层渗透率与压力之间满足如下函数关系[3]:
式中,K为含水层渗透系数,m/s;K0为含水层的初始渗透系数,m/s;β为应力敏感性系数,m-1;h为水头高度,m;H为供给边界水头高度,m。
1.2出水量方程
将状态方程(2)代入运动方程(1),渗流速度可写为:
根据平面径向渗流流量公式,管井出水量可写为如下形式:
式中,δ为含水层厚度,m。
上式分离变量,可得:
对(5)式进行积分,可得:
根据边界条件,确定积分常数,对于外边界,满足定压边界条件,即当r=R时,h=H,代入上式,可得
(7)式变形,可得积分常数为:
将积分常数代入(6)式,可得:
根据内边界条件,当r=rw时,h=hw,代入上式可得:
(10)式整理可得出水量公式为
令Δh=H-hw,上式中指数函数可展开成如下级数形式:
若当β→0时,则有βΔh<<1,此时可取级数前两项,代入公式(11),可得:
上式表示,不考虑含水层应力敏感性时,出水量公式即退化为一般形式的承压井流量公式。
根据(11)式,若已知任一水位降深,便可求得流量以及承压含水层水头分布状况。
2计算实例
2.1基础数据
以某承压含水层抽水井为例,水井及含水层有关参数如下:初始渗透系数K0=1.2×10-4m/s,井的影响半径R=1000m,井半径rw=0.1 m,承压含水层厚度δ=15m。
根据本文所建立的数学模型,应用以上基础数据,可以求得不同应力敏感性下水位降深-流量之间的相互关系以及含水层水头分布。
为了分析含水层应力敏感性对承压含水层渗流的影响,应力敏感性系数分别取0、0.01、0.02、0.05m-1,计算四种情况下,水位降深与流量之间的相互关系曲线如图1所示。
可以求得任一水位降深时,当不同应力敏感性系数条件下含水层水头分布曲线,水位降深Δh=10m时,含水层水头分布曲线如图2所示:
2.2结果分析
由图2可见,在稳定渗流条件下,不同应力敏感性系数下,流量都随着水位降深的增大而增大,应力敏感性系数越小,水位降深-流量关系曲线越接近于线性关系,随着应力敏感性系数逐渐增大,水位降深-流量关系曲线越来越偏离直线,表现出非达西性渗流特征,表明由于应力敏感性,含水层渗透率将随着水头的降低而减小,从而使得在相同的水位降深条件下,应力敏感性较强的地层中,流量将小于应力敏感性较弱的地层。
由图3可见,在稳定渗流条件下,沿着径向距离增加的方向上,含水层水头是逐渐增大的,应力敏感性越大,靠近井底附近位置处水头损失也越大。
3结论
(1)本文所建立的渗流数学模型,可以求解具有应力敏感性承压含水层中的单井稳定渗流问题;
(2)对于应力敏感性含水层中的渗流,水位降深-流量关系曲线将偏离达西线性渗流关系,随着应力敏感性系数增大,靠近井底附近位置处的水头损失也随之增大,相同的水位降深条件下,井的出水量将随之减小。
参考文献
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含水规律 篇4
1 材料与方法
1.1 试验地概况
试验在宁县和盛湫包头村试验基地进行,地理坐标为东经106°24′~108°42′,北纬35°25′~37°10′,属温带半干旱半湿润大陆性季风气候,海拔1 220 m,土壤为黑垆土,有机质含量1%左右,p H=8.1,土壤孔隙度54%,容重1.1~1.3 g/cm3;田间储水量22%,降水渗深度1.6~2.0 m;年平均降水量500mm;年均温度10.4℃,>0℃年积温4 028.3℃,>10℃年有效积温3 735.7℃,无霜期169 d[6]。
1.2 试验材料
紫花苜蓿生长2年第二茬初花期和第三茬青绿收割后,选取处理样品1 000 g作为试验材料。采用小型收割机收割后直接在田间晾晒。
1.3 试验方法
白天每2 h测定1次苜蓿草的含水量,同时记录天气状况,每个处理3次重复。为方便生产,选择8:30、14:30 2个收割时间处理,每个处理3个重复。具体测定时间如下:8月4日8:30、14:30收割后即测定含水量,测定时间范围为14:30—18:30;8月5日8:30开始测定,测定时间范围为8:30—18:30;8月6日8:30继续开始测定,测定时间范围为8:30—18:30,均为间隔2 h测定1次(白天)。第三茬在9月26日8:30收割即测定含水量,测定时间范围为14:30—18:30。
2 结果与分析
2.1 苜蓿不同晾晒时间重量变化情况
一般情况下,苜蓿初花期水分含量为79.38%,折算1 000 g鲜重晾晒至54%的含水率相应重量为681.99 g,第三茬苜蓿一般含水量为74.56%,折算1 000 g鲜重晾晒至54%的含水率相应重量为724.25 g。本试验苜蓿不同晾晒时间重量变化情况见表1。同样重量不同时间收割期水分含量的下降程度存在明显差异,1 000 g夏季(第二茬)上午收割的鲜草晒6 h,即8:30开始晾晒,至14:30时,含水量从79.38%降至53.72%,下午收割的则在18 h后降至54.28%,即14:30开始晾晒,至次日上午8:30,间隔18 h。秋季(第三茬)上午收割的鲜苜蓿草晾晒8 h,降至53.60%。
2.2 苜蓿含水量随田间晾晒时间变化规律
第二茬和第三茬苜蓿重量随田间晾晒时间变化趋势分别见图1、图2。根据苜蓿重量变化分析,第二茬苜蓿在8:30收割或14:30收割,均在第2天18:30较干燥,叶片开始脱落,但尚未风干。夜间水分无散失,略有回升,这是夜间湿度较高导致回潮所致。2个收割时间均在收割当天水分散失迅速,第2天均趋于平缓。总之,前期光照强度较大、温度较高、空气湿度较低,有利于水分散失,水分散失明显加快;后期光照强度逐渐减小,温度逐渐降低,空气湿度逐渐增大,水分散失速度趋于平缓。第三茬苜蓿在8:30收割取样晾晒,水分随时间下降缓慢,3个重复趋于一致,这是由于秋季光照强度较小、气温低、空气湿度较高所造成的。
3 结论与讨论
生产中影响苜蓿干燥速度的主要因素:一是外界气候条件,苜蓿的干燥是在外界气温、空气湿度和风速等综合因素作用下形成的。一般选择在良好的天气条件下收割。二是苜蓿中水分移动的阻力,刈割的苜蓿刚开始干燥时,水分移动阻力小,水分散失的速度很快;而到了干燥后期,水分移动阻力大。三是苜蓿各部位的散水速度也不同,一般叶片干燥速度比茎杆快[7]。从图1、图2来看,自然晾晒苜蓿干草时,当太阳光照强度和温度较高,空气湿度较低时,水分散失速度就明显加快,随着光照强度的减弱,其水分散失速度也随之趋缓。此外,在苜蓿干燥后期,水分散失较慢。但总的来说,苜蓿含水量在田间晾晒随时间延长而降低。
参考文献
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含水规律 篇5
本文针对低阻油藏含水特征,通过成藏作用力对比分析,结合岩芯实验结果,探讨低阻油藏的成藏模式和早期含水规律。
1 低阻油藏成藏模式探讨
1.1 成藏作用力分析
油气藏的形成需要通过初次运移和二次运移两个阶段才能形成。其中二次运移主要是在储集层的运移。砂岩储集层的孔隙直径大多介于0.2~500μm之间,属于毛细管孔隙,所以常把储集层的孔隙系统视为毛细管系统[7],该系统的孔隙空间为原生水所饱和。二次运移主要是非润湿相的油排替润湿相水的过程(图2),其主要动力为浮力,主要阻力为毛管力所导致的附加力(简称毛管附加力)。当孔喉中浮力大于毛管附加力时,油气沿着喉道将原生水驱替出来并逐渐在构造高部位集聚成藏,而当毛管附加力大于浮力时,油气很难进入喉道将原生水驱替出来,孔喉中仍充满原生水。因此分析认为,若毛管附加力在成藏时占主导因素,则大部分孔喉仍充满原生水,储层含水饱和度偏高,从而导致油藏成为低阻储层。
1.1.1 成藏浮力分析
浮力为成藏动力,根据阿基米德原理,在油气运移成藏过程中,由于油水密度差的原因,油将受到向上的浮力。在倾斜地层的孔喉中水对油的最大浮力分力可表示为:
式(1)中:F1为最大浮力分力;r为毛细管半径;ρw为水的密度;ρo为油的密度;g为重力加速度;h为圈闭高度;α为地层的倾角;Δp为浮力压差。
影响成藏浮力的因素有孔喉半径、油水密度差、储集层的构造幅度及地层倾斜角。WZA油田地层原油接近一般稠油,密度0.895 g/cm3,油水密度差异小;圈闭幅度小,油柱高度20 m,最大闭合高度约45m,地层倾角最大约3.8°。
1.1.2 成藏毛管附加力分析
毛管附加力为成藏阻力,当油进入饱含水的储集层孔喉时,毛管附加力可表示为:
式(2)中:F2为毛管附加阻力;σ为油水表面张力;θ为润湿角;pc为毛管力。
由式(2)可知,毛管附加力和毛管力成正比关系,毛管力又和油水界面张力、油水润湿角及孔喉半径有关,因此储层孔喉越小,则毛管力越大,阻碍油藏成藏的可能性越大。WZA油田油水界面张力取27.81 m N/m,油水润湿角取45.5°。
1.1.3 成藏作用力对比分析
浮力分力和孔喉半径平方成正比关系,毛管附加力和孔喉半径直接成正比关系,因此以孔喉半径为横轴,将WZA油田成藏浮力分力和毛管附加力为纵轴描绘到一个平面图上(图3),结果表明,两作用力相交的孔喉半径为11.9μm,当孔喉半径小于11.9μm,毛管附加力将占主导作用;当孔喉半径大于11.9μm时,浮力将占主导作用。
WZA油田仅A20P1井有13块岩芯进行了压汞实验(表1),实验结果表明,各岩芯平均孔喉半径在1.98~13.25μm之间,13块岩芯有12块样品的平均孔喉半径小于11.9μm。因此在WZA成藏时,因大部分孔喉半径小于11.9μm,毛管附加力大于浮力分力,油气较难进入这部分孔喉,这类孔喉仍饱含原生水。
通过成藏作用力对比,认为低阻油藏在油气运移成藏时,受到低幅度构造、地层倾角小、油水密度差异小、储层孔喉半径较小等综合原因,成藏时毛管附加力大于浮力分力,油气未能充分占据孔喉,较细孔喉仍饱和原生水,油藏含水饱和度高,电阻率低。
1.2 油藏岩芯实验分析
鉴于开发井含水规律和常规油藏不同,油田开发调整前实施密闭井筒取芯,并进行密闭岩芯饱和度实验和油水相渗实验。
采用库仑法、蒸馏法和核磁共振对密闭岩心进行含水饱和度实验。库仑法和蒸馏法测定的岩芯饱和度可以近似表征油藏条件下的含水饱和度(图4)。实验结果表明,由库仑法和蒸馏法测定的含水饱和度普遍较高,库仑法测定平均含水饱和度68.9%,蒸馏法测定平均含水饱和度为70.0%,个别物性差的岩芯含水饱和度甚至高达89.8%,这佐证了成藏分析的正确性,即低阻油藏中大部分孔喉仍充满原生水,储层含水饱和度高。核磁共振法测定的是束缚水饱和度,其含水饱和度仅32%~49%(图4),低于油藏含水饱和度,差值反映的是“可动水”饱和度。
另外模拟地层条件下岩芯进行油水相渗实验,从相渗实验结果可知,低阻层束缚水饱和度在31.8%~48.0%之间,与核磁法测得结果接近。分析认为岩芯油水相渗实验一般是先通过油驱水使岩芯充分饱和油,在油驱水过程中驱替压力一般较大,较细孔喉里边的水在油藏条件下因浮力小于毛管附加力不能被排驱,但在实验条件下排驱压力大于大部分喉道中的毛管附加力,孔喉中的水能够被驱替出来,最终饱和油的岩芯的束缚水饱和度小于油藏条件下的含水饱和度,两者差值反映的也是“可动水”饱和度。
1.3 低阻油藏模式探讨
通过成藏作用力对比分析以及库仑法、蒸馏法的测定均表明在油藏静态条件下,低阻油藏流体以高饱和水低电阻率的状态存在。结合核磁共振和相渗实验分析认为储层中存在“可动水”。在开发条件下,油井生产压差尤其是近井地带和相渗实验条件的排驱压力一样,均大于成藏作用力,油藏平衡条件瞬时被打破,低阻油藏“可动水”参与渗流,油藏处于油水两相渗流区。
WZA低阻油藏受到低幅构造、地层倾角小、油水密度差异小、储层物性较差等综合原因,在成藏时因毛管附加力占主导因素,储层大部分孔喉半径小于11.9μm,油气很难进入孔喉,仍饱和大量原生水,在油藏条件下油水以高饱和水的状态共存,生产时油水同出,探讨把这类油藏模式称为“可动水”模式。
2 低阻油藏早期含水规律探讨
2.1 含水率变化规律探讨
根据上述模式,低阻层开发初期产出水不是边底水推进所致,而是油藏内部的“可动水”。低阻油藏开发早期含水率的大小是由初始含水饱和度决定的[8,9,10],开发早期油藏“可动水”饱和度高,油井投产后低阻油藏内毛管力成为动力,含水率迅速上升;油藏生产一段时间后,油井周围”可动水”饱和度逐渐降低,含水逐步回落并趋于稳定。
油藏含水饱和度和储层物性一般都有较大相关性,WZA-15H和WZA-16H尽管分别部署在油藏高部位,WZA-16H部署位置物性较WZA-15H相对要好,WZA-15H平均初始含水饱和度为46.6%,WZA-16H平均初始含水饱和度为39.6%,而平均含水饱和度决定了WZA-15H井的含水率要高于WZA-16H。
2.2 早期含水规律应用
基于开发井的含水规律特征,WZA油田调整井设计尽量部署在高部位物性相对较好,含油饱和度相对较高的小层,加密投产4口水平井,各井稳定含水率分别为30.1%、42.5%、45.8%、43.2%(图5),投产初期各井含水在设计含水范围内。投产后4口水平调整井预计累产油36.4×104m3(设计累产油33.4×104m3),较为准确的预测低阻层的开发指标。
3 结论
(1)通过油气成藏作用力的对比关系,认为构造幅度低,地层倾角小,储层孔喉细,油水密度差异小,成藏时毛管附加力作为阻力起主导作用是形成高饱和水低电阻率油藏的重要原因。
(2)结合岩芯实验,低阻油藏以“可动水”模式存在,在油藏条件下油水以高饱和水的状态共存,生产时油水同出,开发井产水。
(3)低阻油藏开发早期有独特的含水规律,投产初期因“可动水”饱和度高,在毛管力的作用下,含水率迅速上升,随后因“可动水”饱和度降低,含水逐步回落并趋于稳定。
(4)在低阻油藏“可动水”模式和含水规律的认识基础上,有效指导WZA油田低阻层开发调整。
参考文献
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含水规律 篇6
关键词：中渗油藏,剩余油,含油饱和度,层内夹层
1 基本情况
马厂中渗油藏构造上位于东濮凹陷中央隆起带的南端。主要含油层位沙三中、下, 油藏埋深为2500~3200m, 储层物性好, 非均质性中等, 孔隙度一般为18%~20%, 平均孔隙度17.97%;渗透率一般为50~150×10-3μm2;渗透率级差在5.53~133.5, 变异系数平均为0.65, 属于典型的中渗极复杂断块油藏。截至目前为止, 马厂中渗油藏日产油147.6吨, 综合含水92.01%, 累计采油269.7597万吨, 地质采出程度24.17%, 日注水2614m3, 累计注水1691.55万m3, 累计注采比1.08, 目前已进入高含水开发阶段。
2 饱和度测井资料分析
高精度碳氧比解释采用相同渗透能力随机分层, 可以将厚层细分成若干层, 解释资料可以反映出厚层内纵向上水淹程度的差别[1]。统计2008~2010年15井次高精度碳氧比测试资料, 结果表明, 一类层1-2级强水淹层厚度占总厚度92.0%, 层数百分比达到88.3%, 三四级弱水淹和油层厚度占总厚度8.0%, 层数百分比达到11.7%。尽管一类层厚层水淹程度较高, 但储量占到主体的56%, 采出程度仅39.2%, 仍然具备提高水驱采收率的空间。
3 层内夹层对水淹状况的影响
层内夹层在复合韵律油层中普遍发育, 对剩余油的分布 (产状) 起着重要作用。夹层阻止了注入水因重力作用而沿底部突进的趋势, 导致垂直向上流体流动受阻, 在夹层的下部形成剩余油富集段;同时由于夹层的分隔导致正韵律段上部薄油层注水不见效, 造成局部层段驱替效果变差, 剩余油富集。
层内夹层的分布方向与分布范围直接影响注入水的推进方向, 进而影响层内剩余油的分布状况。侧积夹层由于规模小, 倾斜分布, 在油层上部形成天然屏障, 有大面积的剩余油未动用[2]。水平夹层阻止注入水因重力作用而沿底部突进的趋势, 导致垂直向上流体流动受阻, 在其上部形成剩余油富集段。在不完全射开的情况下, 注水井和采油井的射孔位置也对剩余油的分布产生重要的影响。从马厂油田沙三段层内夹层分布图可看出, 该区各流动单元内夹层发育极不稳定, 厚度一般小于0.5m, 一般只是在局部零星分布, 流动单元内夹层发育的数目一般是一个, 最多不超过二个, 而且很多流动单元没有夹层发育。
4 剩余油分布特征
剩余油研究结果表明, 剩余油的分布主要受沉积微相、构造、注采井网的影响。马厂油田特高含水井组的剩余油潜力有三种:一是井网不完善形成的平面剩余油;二是受储层非均质影响吸水层差异形成的层间剩余油;三是受层内隔夹层影响厚水淹层层内剩余油。
4.1 平面剩余油
主要分布在注采井网不完善的断层边角、水动力滞留区、井况损坏区;剩余可采储量17.5万吨。
4.2 层内剩余油
马厂油田一类层多为水淹程度较高的厚层, 从剩余油饱和度测试资料表明:马厂厚层虽然总体上水淹程度较高, 但受层内沉积韵律和非均质性及隔夹层的影响, 在部分厚层的顶、低部仍有一定的剩余油潜力, 统计剩余可采储量10.3万吨。
通过对马厂老区的构造精细解释、一类层的剩余油分布规律研究, 结合现有老井重点对马1块、马12块、马11块、马19块的注采井组进行恢复和重组, 共恢复、重组和调整了一类层注采井组8个, 有效的完善了马厂一类层的注采井网, 为一类层的挖潜奠定基础。
参考文献
[1]王杉荥.饱和度测井资料在断块开发中的应用[J].油气田地面工程2004, (08)
含水规律 篇7
1 聚合物驱生产动态特征分析
一般说来,聚合物驱油含水率曲线的典型特点,即在水驱转聚驱后一段时间,含水率会由原来的上升状态转为下降状态,达到一定谷值后再继续上升,这一变化过程被称之为含水率曲线下降漏斗。从XX海上油田现有注聚动态生产资料来看,19口注聚井的注聚时机为综合含水20%~80%,且注聚受效井多呈现含水率下降漏斗的典型特征,含水率下降漏斗呈V字型或√型,见图1。但不同的注聚时机,含水变化率(或含水率下降斜率)不尽相同,对后续开发效果的影响必然也不一样。
因此对于注聚受效井,研究其含水率下降斜率,对于预测注聚见效后日产油量变化和最终采收率是有必要的。
2 不同含水阶段转聚驱的一维实验研究
2.1 实验参数
相关实验参数见表1,实验装置图见图2。
2.2 实验设计、结果与分析
2.2.1 实验设计方案
对饱和了模拟油的岩心进行水驱,至含水98%结束,计算驱油效率。然后用相同方法进行水驱,当驱出液含水率分别为20%、40%、60%时,注入0.2PV的聚合物溶液,然后继续水驱至含水率达到98%。
2.2.2 实验结果与分析
如图3所示,聚合物驱的含水率曲线均呈现含水率下降漏斗特征,且随着注聚时机的延迟,下降漏斗越明显,含水率下降斜率越大。在注入相同PV聚合物溶液条件下,注聚时机越早,驱油效率越高(图4)。平均采油速度(单位时间内采出程度)随着注聚时机的延迟而逐渐变小。转聚驱后的注入压力呈先增大后减小趋势;越早注聚,含水率达到98%的注入压力越大(图5)。
3 数值实验研究
建立以填砂管模型为蓝本的典型数值模型,通过反演物理模拟实验规律,研究聚合物驱含水率变化规律。
3.1 参数选取
研究应用的数值模拟软件为ECLIPSE。聚合物黏浓关系、聚合物饱和吸附数据等物化参数均由参考实验获得。残余阻力系数为2.5,聚合物溶液浓度为1 500 mg/L。
建立均质三维径向网格模型(图6),R、θ、Z总网格数为5×6×25=750,径向上θ均为60°,最小内径0.3 m,最大外径24.72 m;Z轴向网格步长13.84 m;径向半径/Z轴长度=1/14,与Φ25 mm×350 mm填砂管模型近似(图6)。平均渗透率为2 000×10-3μm2;孔隙度为33%,原始含油饱和度67.7%,原油黏度为50 m Pa·s。为防止重力分异,在网格顶端布井生产采油,底端布井注水/注聚。该模型采油速度定为2%,以定油量方式进行生产。
3.2 数值实验结果
设计9组不同注聚时机聚驱开发方案,研究聚驱时机与含水率下降率变化规律(表2)。
在不同含水阶段转聚合物驱,产出液含水率先缓慢上升,然后下降,呈现下降漏斗,说明聚合物存在着一个见效时机。现只考虑出现含水率下降漏斗的情况,这里将聚合物驱见效时机看作是含水率出现下降点(即含水率上升至第一个峰值)对应的时间。
得到含水率变化曲线后,其下降曲线成反“Z”字型(图7),可以分为三个阶段,第一和第三阶段变化很小,几近直线,不做斜率计算,这里的含水率下降斜率主要是截取第二阶段的曲线而获得(前后含水率相差0.1%以上)。由图8和图9可知,注聚时机越早,采收率越高,且含水率下降斜率亦随着注聚时机的延后而逐渐增大,该趋势与一维物理模拟相同。通过拟合得到含水率下降率随注聚时机的关系式为
y=0.016 4lnx+0.010 2。
而累积增油量随含水下降率的增大而降低(图10),拟合的关系式为
y=-92 494x+13 281。
因此可根据注聚受效井的含水变化动态数据统计,以建立累计产油量和含水变化率的关系式,实现对注聚受效井生产能力的预测。
3.3 原因分析
随着聚驱时机延后,含水率下降斜率增大,而注入量和产液量基本保持一致,这意味着注聚见效后某一阶段内产出原油越来越多,可累积产油量却随着含水变化率的增大而减小,这两者似乎相悖。分析原因有:从注入压力来看,因为聚合物进入油藏后,驱替相渗流能力显著降低,驱替系统的渗流阻力增大,从而获得较高的注入压力,使得驱替液在较高的压力梯度下驱替原油,克服压力梯度采出更多的原油。另外,根据数值实验曲线分析,与晚期注聚相比,早期注聚见效时含水率处于一个较低值,虽然含水变化率小,但其保持低含水率的生产时间长,在整个聚驱的含水率下降阶段(即聚驱的主要采油阶段)可以采出较多的原油。早期注聚时,前期水驱波及区域中含油饱和度高,聚合物的调剖作用下有利于形成原油富集带和流线的平稳均匀推进,保证该段时间内驱替出更多原油,因此含水率保持较低水平。此外,从相渗曲线上[8,9]反映出,聚驱时机越早,油相渗透能力的增值越大,两相区范围越大,使得残余油饱和度越低。
4 总结
(1)一维物理实验和数值模拟都表明,聚合物驱的含水率曲线均呈现含水率下降漏斗特征,且注入相同孔隙聚合物溶液条件下,注聚时机越早,驱油效率越高。
(2)聚合物驱的含水率下降斜率随注聚时机的延后而增大,累积增油量随着注聚时机的延后而减小。
(3)可根据注聚受效井的含水率变化数据,建立累计产油量和含水变化率的关系式,并实现对注聚受效井生产能力的预测。
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含水规律 篇8
朱仙庄矿870工作面煤层厚达10 m, 该矿首选一次性全厚综采放顶煤开采, 但《建筑物、水体、铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规程》对综放开采“三带”高度的计算还没有成熟的理论公式, 因此, 薄基岩松散含水层下特厚煤层的安全高效开采成为急需解决的新问题。
1 开采条件及水文地质特征
1.1 煤层赋存条件
朱仙庄矿七采区八层煤为稳定结构的特厚煤层, 煤层厚8.59～11.27 m, 平均厚9.00 m, 结构复杂, 煤岩类型为半暗半亮煤, 构造以鳞片状、粉末状为主, 次块状, 煤层松软, 局部煤层灰分较高。f平均为0.3, 煤层走向135°～187°、倾向45°～97°。工作面F5-1断层以里煤层倾角3°～10°, 平均6°;F5-1断层以外有一条向斜构造, 煤层多为反倾, 倾角在0～5°, 平均3°, 两翼较宽缓。
1.2 水文地质特征
(1) 三隔分布规律及岩性特征。
朱仙庄矿七采区是矿井最南部采区, 南与芦岭矿810采区相邻, 煤系地层之上为新生界松散沉积物, 厚242.30～247.8 m, 平均厚245.0 m, 自上而下分为4个含水层和3个隔水层, 其中三隔平均厚80 m, 分布稳定, 具有塑性强、膨胀性大的特点, 为良好的隔水层, 完全阻隔了上部一、二、三含与底部四含的水力联系, 下部四含与煤系地层呈不整合接触 (表1) 。
(2) 四含组成及渗透性。
该区段四含不发育, 底板标高-218～-225 m, 北厚南薄, 起伏变化较小, 岩性由半胶结砂和黏土夹砾石组成, 砾石成分以灰岩为主, 砂砾次之, 含黏量较高, 颗粒组成不均匀, 级配良好, 渗透性能差, 厚2.38～7.48 m。四含富水性极弱, 补给条件差。
2 相似材料模拟结果分析
以朱仙庄矿87采区一区段870工作面地质及技术条件为背景, 煤层平均厚10 m, 倾角平均5°, 模拟薄基岩松散含水层下综放开采上覆岩层的应力及其破坏特征分布规律。
2.1 上覆岩层应力特征分析
根据基本顶的X型破坏特点, 可将工作面分为上、中、下3个区。破断的岩块由于互相挤压形成水平力, 从而在岩块间产生摩擦力。工作面的上、下两区是弧形破坏, 岩块间是立体咬合关系, 而对于工作面中部, 则形成“外表似梁、实质是拱”的裂隙体梁的平衡关系[4,5,6]。
分析整理模型的模拟数据, 根据CM-2B系列静态应变测量分析系统所采集的数据, 可得工作面不同长度上覆岩层应力沿倾向方向的分布规律 (图1—图8应力用相对应变量表示) 。
通过试验发现, 在浅部开采时, 由于该区为软弱—坚硬型顶板, 直接顶为软弱岩层, 稳定性差, 工作面回采后直接顶立即冒落。基本顶为坚硬岩层, 稳定性较强, 工作面回采后基本顶处于悬空状态, 当基本顶悬露达到强度极限时, 将形成断裂垮落。
当工作面长80 m时, 直接顶为第一层测线, 工作面上部测点为1号线, 表现出压应力, 在刚开挖后应变量急剧增加。随着时间的推移, 应变量趋于平衡;工作面中部测点为2号测线, 表现出拉应力, 在刚开挖后应变量急剧增大, 然后随着时间的推移开始减小, 最后应变量随着时间的推移缓慢逐渐增大, 最终增大到172×10-6趋于平衡;工作面下部测点为3号线, 表现为压应力, 刚开挖时应变量急剧增大, 10 min应变量增大到150×10-6, 然后开始减小, 在10 min后减小到50×10-6 (最小值) , 随着时间的推移缓慢增加, 增大到150×10-6趋于平衡。
基本顶为第二层测线, 工作面上部测点为9号线, 表现出拉应力, 开挖10 min后应变量急剧增大到170×10-6, 随后开始减小至100×10-6并趋于平衡;工作面中部测点为10号线, 表现为压应力, 开挖10 min后应变量急剧减小到0附近;工作面下部测点为11号线, 表现为拉应力, 在开挖10 min后应变量急剧增大到130×10-6, 随后缓慢增大, 直至150×10-6趋于平衡。
随着工作面长度的增加, 工作面上部应变呈现起伏增加, 中部应变起伏基本不变, 下部应变起伏趋于增加。在工作面长110 m时, 工作面上部、下部的增加速率变大;当工作面长150 m时, 工作面下部应力有一个突然增大又变小的过程, 最后趋于平衡。
在工作面长度增加过程中, 覆岩应变值不断升高, 工作面上部煤柱13～20 m、下部煤柱6～15 m范围内煤体形成应力峰值区, 该区域内煤体应力在工作面前方上升幅度大, 而在采空区则呈缓慢上升趋势。
2.2 顶板冒落宏观特征分析
根据薄板理论, 随着弯矩的增大, 基本顶岩层达到强度极限时, 将形成断裂。以四边固支的板为例, 弯矩的绝对值最大处形成断裂, 而后在短边的中央形成裂缝, 待四周裂缝贯通而成O型后, 板中央的弯矩又达到最大值, 超过强度极限而形成裂缝, 最后成X型破坏[7]。
当工作面长80 m时, 模型架子在开挖9 h后, 直接顶泥岩顶板开始离层垮落。随着时间的推移, 9 m的砂岩基本顶岩梁在回风巷上部出现裂隙, 基本顶岩梁中部下方也出现裂隙;当模型停放16 h时, 基本顶支撑边四周形成上部张开下部闭合的裂缝, 岩梁中部触矸。随着工作面长度的增加, 弯矩增大, 冒落带垮落高度增加, 裂缝带也随着增加。当工作面长130 m时, 裂缝带高度增加的速度变得缓慢;工作面超过130 m时, 随着工作面长度的增加, 裂缝带高度急剧增加 (图9) 。
随着工作面长度的增大, 上部垮落角逐渐减小并趋于一定值, 在工作面长130 m时, 减到最小角度为40°, 而下部垮落角先减小后增大 (表2) 。
随着工作面长度的增加, 下部垮落角先减小后增大, 当工作面长度达到110 m后, 下部垮落角逐渐增大。工作面长度的增加对上覆岩层的移动破坏形态有直接影响, 该形态均是冒落拱形, 最为平缓。两带高度内岩层间有明显的分组变形、破坏、下沉等现象。垮落带内岩体呈不规则垮落, 排列也极不整齐。裂缝带内岩体破断后排列比较整齐, 并出现分组下沉的现象, 形成多组砌体梁结构并对上覆岩层有一定的支撑作用。
综上分析可知, 工作面不同长度的破坏过程符合薄板理论, 板的破坏过程可以随着裂缝的发展, 将已形成的裂缝部位视为简支条件, 进而考察其他部分的弯矩分布变化及新裂缝形成的部位和破断方向。
3 结论
朱仙庄煤矿三隔主要由黏土和砂质黏土组成, 平均厚80 m, 且分布均匀, 具有较强的塑形和膨胀性, 为良好的隔水层, 基本阻隔了下部含水层与上部含水层之间的水力联系。由相似模拟实验得出, 随着工作面的回采, 上覆岩层形成“三带”垮落带高度与有效裂隙带的高度基本一致;薄基岩松散含水层下综放开采时, 不同工作面长度覆岩破坏的最大高度随着工作面长度的增加而增加, 当工作面长度大于130 m时, 增长率变大。
摘要：在薄基岩松散含水层下采煤时, 由于基岩厚度较小, 含水层可传递上覆表土层的载荷, 导致工作面在回采期间易发生突水、溃沙等事故。现今对综采放顶煤“三带”高度还没有成熟的理论计算公式。为了避免在回采过程中发生突水、溃沙事故, 结合朱仙庄矿870工作面的实际条件, 采用相似模拟实验等手段, 对工作面长度分别为80, 90, 100, 110, 120, 130, 140, 150 m条件下覆岩破坏规律进行了研究。
关键词：薄基岩,松散含水层,有效导水裂高
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