地层分布（共3篇）
地层分布 篇1
地层压力是油田开发中的灵魂,地层压力与油田开发效果密切相关,合理的地层压力是搞好油田稳产和调整挖潜的重要条件[1]。不合理的地层压力会给钻加密井、修井工作和油田稳产等带来很大困难,甚至降低油田采收率。因此研究油田开发中地层压力分布规律是十分必要的。
1 葡萄花油层压力状况分析
1.1 葡萄花油层原始压力系数
葡萄花油层原始地层压力系数和原油高压物性参数如表1所示。
从表1可知,葡萄花油层原始地层压力为13.38—14.35 MPa,压力系数为0.84—0.95,同时储层中原油物性较差,地层原油黏度为(5.68—11.9) MPa·s,饱和压力低((4.7—7.0) MPa),原始气油比低((18.0～25.1) m3/t)。因此,保持一定压力水平条件下进行开发显得十分必要。
1.2 油田压力水平变化状况
葡萄花油层原始油藏压力系数0.91,同时饱和压力和原始气油比低,油层物性差,对于这类油藏应保持压力开发。根据油井相对采油指数与饱和压力关系,保持地层压力可以在很大程度上控制井底脱气范围和气油比大小,从而保持油井生产能力的相对稳定。为保持油井具有较大的生产压差和较高的产能,油藏总压差不应低于原始压力1.0 MPa。
从2006年上半年油田地层压力看,全厂地层压力10.74 MPa,总压差-2.88 MPa。其中2006年总压差小于-1.5 MPa井53口,占统计井数的55.79%,总压差在-0.51—-1.5 MPa井9口,占统计井数9.47%;总压差大于1.0 MPa井5口,占统计井数5.26%;总压差在-0.5—+0.5 MPa井14口,占统计井数14.74%;总体上看油田低压井比例较高,如表2所示。
从表2中可以看出,从分油田地层压力看,注水开发时间较长、累积注采比较高的宋芳屯油田、永乐油田、徐家围子油田地层压力较高,分别为10.88 MPa、11.98 MPa和11.55 MPa;卫11区块由于油水井数比高(3.6∶1),累积注采比低(0.86),地层压力仅为7.48 MPa,总压差-6.34 MPa,地层压力偏低,测压井全部处于低压区。
2003—2006年各油层地层压力数据如表3所示。
从表3中可以看出,通过注采系统调整、低压区加强注水等方法,不断提高油田地层压力。2003～2006年地层压力总体上呈上升趋势,由2003年的10.39 MPa上升到2006年上半年的10.74 MPa,年上升幅度0.14 MPa左右。从单井总压差分级构成看,总压差在-0.5～+0.5 MPa井比例不断提高,由2003年的11.79%增加到2006年上半年的14.74%;总压差小于-1.5 MPa低压井比例不断下降,由2003年的67.21%下降到2006年上半年的55.79%。目前油田压力水平仍偏低,且分布不均衡,但呈逐渐上升趋势,压力系统趋向合理。
2 影响地层压力不平衡因素分析
2.1 连通层沉积特征
表4给出了2005年测压井主力层沉积特征统计数据。
从表4可以看出,测压井与连通水井层为“河道砂—河道砂”(1类)连通关系时,地层压力保持水平为80.34%;当连通水井层沉积特征变差,即“河道砂—主体河间砂”、“河道砂—非主体河间砂”时,地层压力保持水平分别降低到76.16%、62.19%。
当测压井主力层为主体河间砂沉积时,随着水井连通层沉积分别为河道砂、主体河间砂和非主体河间砂,地层压力保持水平分别为82.77%、81.51%和73.00%。
油水井连通层发育好,地层压力较高,随着连通层沉积特征变差,地层压力呈下降趋势。
2.2 区块注采比高,地层压力较高
统计2006年106口井地层压力资料,随着连通水井累积注采比的不断增加,采油井地层压力呈上升趋势。累积注采比在1.0以下的14个井组平均地层压力只有8.35 MPa,如表5所示。
2.3 注采关系不完善或位于砂体变差部位的井,地层压力较低
总压差小于-1.0 MPa的57口低压井中,有30口井位于断层附近,平均单井有效厚度3.5 m,地层系数210.6×10-3 μm2.m,平均连通水井数为1.7口,与水井平均连通有效厚度2.7 m,地层系数172.7×10-3 μm2.m,地层压力仅8.18 MPa,总压差-5.24 MPa,压力保持水平为60.95%,如表6所示。注采关系不完善(断层影响)或砂体变差部位的井地层压力较低。
2.4 开发调整及生产时率
统计2005～2006年压差变化大于0.5 MPa的井可以看出,油井转注、水井水量上调及油井生产时率低,地层压力增加;水井时率低、水量下调,地层压力下降,如表7所示。
3 地层压力分析应用
3.1 注水调整
如芳138-80井,有效厚度9.0 m,地层系数99.0×10-3 m2·m,连通2口水井芳136-80、138-82,2004年9月测压,地层压力14.46 MPa,总压差0.97 MPa,地层压力偏高,分析为芳138-80位于PI4砂体发育较好部位,平面上成为芳136-80主要水驱受效井点,造成压力偏高。后对芳136-80井偏I水量下调,全井日注水由30 m3下调到25 m3。注采比由1.98下调到1.65,2005年3月测压地层压力由14.46 MPa下降到12.58 MPa,总压差-0.91 MPa,保持在较合理压力水平。井组2口正常生产井日产液由5.7t下降到5.3t,日产油由0.6t增加到0.9t,含水由89.5%下降到83.5%,液面由1344 m降到1 398 m[2]。
3.2 注采系统调整,改善开发效果
如升403井区共有油水井6口(油井5口,水井1口),油水井数比5∶1,3口井靠天然能量弹性开采,油井均已严重供液不足,根据井区升50-36井2004年下半年测压资料,地层压力仅4.53 MPa,总压差达-9.13 MPa,压力水平偏低,分析原因主要是注采关系不完善,转注升403井后,升50-36井2005年测压资料,压力已由4.53 MPa上升到6.10 MPa[3]。如图1所示。
从转注前后生产曲线可以看出,井组日产油由2.0 t增加到2.8 t,含水由20.8%下降到12.0%,效果较好。
3.3 指导优选措施井层
如徐88-16井,全井发育小层6个,有效厚度4.7 m,地层系数167.5×10-3 μm2.m,连通水井徐88-14、88-18;2003年6月日产油2.3 t,含水23%,液面1547 m(泵挂);采油强度仅0.49 t/d·m,与区块采油强度0.75 t/d·m比,明显偏低;2003年3月测压地层压力13.73 MPa,总压差-0.27 MPa,压力保持水平较高;分析为近井地带油层污染导致产能水平低;同年7月对该井实施压裂措施;压裂后日产油达6.7 t,日增油4.4 t,日增油强度0.94 t/d·m,压裂有效期472 d;累计增油1 164 t。
4 结论及认识
(1)葡萄花油层原始油藏压力系数低,属于欠压油藏;油田压力系统整体水平仍偏低,且不均衡,但经过加强开发调整,地层压力呈逐渐上升趋势,压力系统趋向合理。
(2)测压井沉积特征是影响压力水平的主要因素,注采比及开发调整也影响地层压力。
(3)压力分析有利于明确开发方向和调整潜力;注水调整和注采系统调整是压力系统调整的主要有效手段;对局部压力异常井点可实施局部井区注水调整,对压力分布矛盾较突出区块,可考虑区块整体注采系统调整;对受砂体发育特点影响,现井网控制程度较低,压力系统调整难度大区块,可考虑结合井网加密实施注采系统调整。
参考文献
[1]方凌云.砂岩油藏动态分析方法.北京:石油工业出版社,1999
[2]周锡生.朝阳沟、头台油田注水开发综合调整技术研究.大庆油田油田开发研究报告集,2010;(33):78—94
[3]田晓东.不同油田开发趋势及技术政策界限研究.大庆油田油田开发研究报告集,2010;(32):145—152
地层分布 篇2
1 模型建立
1.1 有限元模型建立
深水浅层由于沉积时间较短,塑性较强,具有较低的抗压强度和弹性模量,受饱和土固结理论控制,井壁周围处于弹塑性状态[5]。此外,深水浅层经历的构造运动少,且地层泊松比较大,水平地应力间差值不大,可认为深水浅层受均匀水平地应力作用[6]。假设深水浅层为均质、各向同性的理想弹塑性材料,井眼钻开前地层为弹性状态,地层的屈服服从Mohr-Coulomb强度准则[7,8]。固井水泥石和地层具有相似的性质,可以认为是弹塑性材料。套管-水泥环-深水浅层组合体共同承载封闭系统内外的载荷[9],由于套管的弹性模量远大于水泥环及深水浅层,套管承受较大的套管内压。组合体模型如图1所示。根据研究问题的需要,对套管环空组合体模型做出如下假设:①套管、水泥环和弱胶结地层为各项同性材料,套管为弹性材料,水泥环和弱胶结地层为弹塑性材料,并且选取摩尔-库伦准则作为水泥环和弱胶结地层的破坏准则;②原地应力均匀水平分布;③套管、水泥环以及深水浅层紧密连接;④井眼垂直,套管居中;⑤不考虑水泥石凝固硬化过程中的体积收缩。
1.2 模型参数设计
应用ABAQUS有限元软件对水泥环的受力状态进行模拟。由于地应力分布均匀,为减少运算量,节约运算成本,本文采用组合体模型的1/4进行模拟。模型采用三维实体单元C3D8R,网格采用结构化网格划分,模型网格划分示意图如图2所示。在套管-水泥环和水泥环-弱胶结地层建立接触,法向接触为硬接触,切向接触选取粗糙,接触属性为允许分开但不允许渗透;并用ABAQUS功能对原地应力进行预处理。根据圣维南原理,为有效消除井眼应力对远场应力的影响,模型选取地层尺寸为井眼尺寸的12倍,为消除端部效应,选取井眼半径的6%作为模型高度。模拟水深500 m,泥线面以下100 m的深水浅层,上覆岩层压力为10 MPa,水平地应力σH=σh=8 MPa。组合体几何参数和材料性质均来自公开文献[10]。某深海海域浅层泊松比在0.35~0.5之间,弹性模量在0.1~1.6 GPa之间,井眼尺寸444.5 mm,套管外径339.73 mm,水泥石的抗压强度定为30 MPa,抗拉强度定为3 MPa(如表1所示)。
1.3 界面初始应力
固井封固系统初始作用力[11]是指固井作业完成后,封固系统刚刚形成时作用于封固系统的外力和封固系统各组成部分之间的作用力[12],对套管,水泥环的受力及破坏形式和封固系统的封隔性能及失效形式有重要影响[13],由于深水浅层孔隙度大,地层含水率高,上覆数百米的海水,浅部地层压力比陆地地层要大,水泥石在硬化过程中需要传递的孔隙压力更大,在一、二界面产生的初始应力对水泥环应力分布的影响也越大,需要对其进行一定的研究。
为了方便研究水泥环受力,只考虑水泥石凝固以后一二界面的初始应力,一界面即套管-水泥环界面,二界面即深水浅层-水泥环界面,一、二界面初始应力示意图如图3所示。一、二界面处的初始作用力是水泥浆水化直至形成水泥石的过程中逐渐传递地层孔隙压力的结果,封固系统中二界面初始应力值等于地层孔隙压力,水泥由液态到固态的变化过程中,水泥环逐渐能够承受部分压力,故一界面应力值稍小于地层孔隙压力,即P1>P2,在数值模拟的过程中设置P1=6 MPa,P2=5 MPa。
2 深水浅层固井水泥环应力分布研究
利用有限元分析软件ABAQUS对不同套压下套管-水泥环-弱胶结地层组合体模型进行数值模拟计算,得到圆柱坐标系下水泥环径向应力、周向应力沿径向的分布规律;研究不同弹性参数的水泥石和地层对水泥环应力分布影响规律;对比分析一、二界面有无初始应力时水泥环应力分布规律的不同。规定应力的符号:拉应力为正,压应力为负。
2.1 不同套管内压下水泥环应力分布规律
为与油气井生命过程中套管所承受的内压情况相似,本文模拟套管内压在10~45 MPa时水泥环应力分布。由图5(a)所知,随套管内压值的增加,周向应力逐渐由压应力向拉应力转变;当套管内压值较低时,周向应力处于受压状态,水泥环受力随水泥环径向距离的增加而增大,在水泥环外壁处周向压力达到最大值;当套管内压处于一定范围时,周向应力处于受拉状态,水泥环所受的周向拉应力随套管内压的增加而增大,水泥环受力随径向距离的增加而减小,在水泥环的内壁处周向拉应力处于最大值;当套管内压超过一定值时,周向拉应力随径向距离的增加线性增加,与在低套压下呈现不同的应力分布规律,可能与水泥环的塑性应变有关。
由图5(b)所示,水泥环径向应力随径向距离的增加而减小,减小的幅度先增大后减小,水泥环内壁承受最大的径向压应力;随着套管内压的增加水泥环的径向应力逐渐增大,水泥环内外壁之间的径向应力差值逐渐增大,对水泥环的破坏性更大。
由于水泥石的抗拉强度仅为抗压强度的1/13~1/10,一般为2~4 MPa,水泥环易受到周向拉伸破坏。当套管内压超过一定值以后,水泥环内壁处周向拉应力超过抗拉强度,破坏水泥环的完整性。
2.2 不同弹性模量水泥环应力分布规律
通过实验测试,深海低温水泥浆体系的弹性模量在1~15 GPa之间,选取30 MPa套管内压,分别模拟不同弹性模量水泥环的应力分布规律。由图6(a)可知,随着弹性模量的增加,水泥环的周向应力逐渐从压应力向拉应力转变,且周向拉应力逐渐增大;当水泥环处于周向拉应力状态时,沿径向水泥环的周向拉应力逐渐减小,水泥环内壁成为危险面,易受到拉伸破坏。由图6(b)所知,水泥环径向应力随弹性模量的增加而增加,但是增加的幅度逐渐减小,水泥环内外壁之间的径向压力差值逐渐增大,径向应力沿水泥环径向变化率先增大后减小。水泥环的弹性模量越大,越不利于水泥环的封隔稳定性,建议在施工过程中使用较小的弹性模量以减小周向拉应力。
2.3 不同泊松比水泥环周向应力分布规律
通过实验测试,深海低温水泥浆体系的弹性模量在0.1~0.4之间,选取30 MPa套管内压,分别模拟不同泊松比水泥环的应力分布规律。由图7(a)所知,随水泥石泊松比的增加,水泥环的周向应力逐渐减小;沿径向距离的增加,水泥环周向应力逐渐减小,且变化率先增大后减小,水泥环内壁承受最大的周向拉应力。由图7(b)所知,随水泥石泊松比的增加,水泥环的径向应力逐渐减小,且水泥环内外壁之间的径向应力差值减小;沿径向距离的增加,水泥环径向应力逐渐减小,水泥环内壁具有最大径向应力。泊松比对水泥环的径向应力大小以及分布规律的影响虽然不大,为了减小水泥环内壁的拉伸破坏,适合选用泊松比稍大的水泥环。
2.4 水泥环内壁应力分布规律
水泥环内壁处有较大的径向应力和周向拉应力,是水泥环的危险面,对水泥环内壁的应力分布规律的研究十分必要。为了研究一、二界面初始应力对水泥环应力分布规律的影响,在一、二界面分别施加接触应力,分析有无初始应力时水泥环应力分布规律的不同。
选取套管内压30 MPa,在一、二界面分别施加5MPa和6 MPa初始应力,研究水泥环的应力分布规律。随水泥环弹性模量的增加,水泥环内壁的周向应力逐渐由压应力向拉应力转变,当弹性模量值较低时,周向压应力随弹性模量的增加线性减小,周向拉应力随弹性模量的增加线性增大,当弹性模量超过一定值时,周向拉应力随弹性模量的增加线性减小;水泥环内壁处的径向应力随弹性模量的增加逐渐增大,且变化率逐渐减小,最后趋于定值;当叠加初始应力时,周向拉应力有所减小,径向压应力有所增加,应力的变化趋势与未叠加初始应力时相似。
由图8(b)知:周向应力和径向应力均随泊松比的增加近似线性减小;当叠加初始应力时,周向拉应力减小,径向压应力增加。为了水泥环内壁安全,宜采用较低弹性模量,较高泊松比的水泥环。
由分析可知,当叠加初始应力时,水泥环内壁具有更小的周向拉应力,更大的径向压应力。周向拉应力越小,水泥环越不容易受到周向拉伸破坏,对于水泥环的安全是有利的;当径向压力低于水泥环的抗压强度时,适当增加一、二界面水泥环的径向应力,使一、二界面处于接触挤压状态,对于维持界面的密封完整性,降低封固系统产生微环隙的风险,提高界面的封固性能具有一定的作用。
2.5 水泥环在不同泊松比地层中的应力分布规律
选取套管内压30 MPa,改变深水浅层泊松比,其他参数不变。由图9(a)可知,水泥环在不同泊松比地层中的径向应力呈压应力分布,随着地层泊松比的增加,水泥环所受的径向压应力逐渐增大并且压应力增加的幅度逐渐增大;水泥环径向应力随径向距离的增加呈近似线性增加,水泥环内壁处于径向压应力最大值。由图9(b)可知,在不同泊松比地层中,水泥环在内壁处的周向应力值的大小比在外壁处更为集中;随着地层泊松比的增加,水泥环周向拉应力逐渐减小,水泥环遭受周向拉伸破坏的可能性越小。
2.6 水泥环在不同弹性模量地层中的应力分布规律
选取套管内压30 MPa,改变深水浅层弹性模量,其他参数不变。由图10(a)可知,水泥环在不同弹性模量地层中的径向应力呈压应力分布,随着地层弹性模量的增加,水泥环所受的径向应力逐渐增大;水泥环径向压应力随径向距离的增加逐渐减小,水泥环内壁承受较大的径向压应力;水泥环在内壁处的径向应力值的大小比在外壁处更为集中;由图10(b)可知,随着地层弹性模量的增加,水泥环的周向拉应力逐渐减小;水泥环周向拉应力随径向距离的增加逐渐减小,水泥环的内壁处周向拉应力最大;在不同弹性模量地层中,水泥环在内壁处的周向拉应力值的大小比在外壁处更为集中,深水浅部地层弹性模量越小,水泥环越易受破坏。
3 结论
(1)随着套管内压的增加,水泥环径向压应力逐渐增大,水泥环周向应力由压应力状态向拉应力状态过渡,水泥环的失效形式主要是周向拉伸破坏。
(2)水泥环弹性模量越大,水泥环越容易受到周向拉伸破坏;水泥环泊松比与弹性模量对水泥环应力分布的影响相反,为了确保水泥环的安全,宜采用低弹性模量、高泊松比的油井水泥。
(3)深水浅部地层弹性模量和泊松比越大,水泥环拉伸破坏的风险越小,并且深水浅层弹性模量比泊松比对水泥石应力分布的影响要小。
地层分布 篇3
关键词：叠加法原理,COMSOL软件,多电极,数值计算
在两层无限大导电媒质中, 当电流源位于两种导电媒质分界面附近时, 会在两层媒质中分别感应出电流, 进而对地层电阻率的计算产生影响。本文通过叠加法原理在两层有限大小的模型中模拟了多个电极同时存在时电流的分布情况, 验证了有限模型的准确性与合理性。
1 两层导电媒质模型
图1为两层有限大小的导电媒质模型, 上表面中心处放置发射电极T, 上下两层媒质左侧表面中心处分别放置回路电极A, B, 电极材料均为铜, 上下两层导电媒质的电导率分别为σ1, σ2。本文利用用有限元软件求解在有限大小的导电媒质中回路电极A, B处的电流, 验证了在有限元软件中用有限大小的模型来数值模拟无限大模型的可行性与准确性, 为进一步的研究奠定了基础。
2 叠加法原理
在本文所述的模型中, 发射电极T发出的电流I是给定的常数, 回路电极A, B处电流IA, IB是待定的, 会随地层电阻率分布的变化而变化, 因此在用数值解求解时, 要使其与解析解所满足的条件一致, 应采用叠加法原理来建立模型, 分析数据。下面给出叠加法的求解过程。
所谓叠加法是指, 对于具有唯一解的线性电路, 多个激励源共同作用时引起的响应等于各个激励源单独作用时所引起的响应之和。在本文所述模型中, 发射电极T发出的电流全部由回路电极A, B所吸收, 且在不同地层电阻率分布情况下的解唯一。对此我们可设回路电极A, B为可以发射出与发射电极T极性相反的电流IA, IB的电流源, 且满足
设由发射电极和两个回路电极发射电流所形成的电场称为总场, 相应的电位记为U, 由发射电极和两个回路电极分别发射电流所形成的电场称为分场, 当发射电极T单独作用时, ;当回路电极A单独作用时, ;当回路电极B单独作用时, 。相应的电位分别记为UT, UA, UB, 则总场在任意点处的电位可以视为各分场在同一点处电位的线性组合, 即
其中:。则有。
这样, P、Q处的电位分别为:
令, 联立, 可解得:
3 网格剖分及计算
为验证上述结果的正确性, 本文采用COMSOL多物理场有限元数值计算软件建立有限大小的两层导电媒质模型, 并进行仿真计算。对于本模型的特殊性, 在网格剖分部分将采用长方体网格为基本网格单元的剖分方式, 剖分结果如图2所示, 在电极处和边界处的电流密度远大于其他部分, 场变化剧烈, 因此电极部分需要网格较密, 然后到其他部分剖分逐渐稀疏, 以减少不必要的网格并提高计算速度。
采用上述原理中分场叠加的方法, 先分3次对电极T, A, B分别加电流源, 选择适合恒定电流场的求解器求解, 然后提取数据, 并根据分场叠加后所得的IA, IB公式求出两回路电极处的电流, 绘制出回路电极A, B处的电流大小IA, IB随上层与下层地层的电导率对比度的变化图, 如图3所示。
图2中的结果与文献中两层无限大导电媒质中多电极电流场分布的解析解结果一致, 说明了在两层导电煤质中若存在多个电极时可采用叠加法原理来分析电流分布, 同时验证了有限模型来模拟无限大导电媒质中电流场的分布的准确性。
参考文献
[1]晁立东, 仵杰, 王仲奕.工程电磁场基础[M].西安:西北大学出版社, 2001.