引 言

DH气藏为块状底水气藏，储层物性好，砂体平面分布广且连通 性好，开采速度快，产水量逐年上升。目前该气藏处于开采的 中后期，产水量较大，大部分生产区块见水，调整生产方案势在 必行。为此，需要开展DH水驱砂岩气藏提高采收率对策研究，而 残余气饱和度是研究水驱波及系数、确定水驱气藏最终采收率和 制定开发技术对策所需的重要参数。

在底水或边水水驱气藏生产过程中，地层水侵入储层，排驱 和捕集孔隙中的气体。捕集的气体称为残余气，它不能自由流 动，也不能从地层中采出。残余气体积与岩样孔隙体积的比值 称为残余气饱和度。渗吸实验有助于认识残余气的产生机理， 分析残余气的各种影响因素，建立原始含气饱和度与残余气饱 和度之间的关系式，以及预测水驱气藏的残余气饱和度。

目前，测试残余气饱和度的方法主要有稳态驱替法、被动渗 吸法、单向与多向自发渗吸法和网络模拟法^[1-3]。这些 方法中稳态法和自发渗吸实验测试的结果准确可靠^[1]，使用较 多。许多文献^[2-13]指出， 残余气饱和度的影响因素主要包括： 孔喉类型、孔隙度、渗透率、流体性质、流体进入岩样的方式、 渗吸速率、岩石颗粒大小及分选程度、黏土矿物含量、原始含气 饱和度和界面张力。不同类型的碳酸盐岩的最大残余气饱和度不 同^{[4, 9]}；当砂岩中黏土含量增加或岩石颗粒粒径和分选程减 小时，残余气饱和度增大^{[7, 10]}；当岩样初始含气饱和度较小、孔 隙结构较复杂、孔隙度和孔喉较小时，残余气饱和度较大^[11]。流体 性质、进入岩样的方式和岩样渗吸速率对残余气饱和度影响较小^{[5-6, 8]}。 对于油-水系统，润湿性、界面张力对残余油饱和度的影响较大，而对于 气-水系统，润湿性、界面张力对残余气饱和度的影响较小^[3]。 Ding Minghua等^[2]对加拿大北部的砂岩岩样进行多向渗吸实验，从测试结果中发现最 大残余气饱和度随着岩样孔隙度的增加而减小，并且其渗透率亦有相 同的变化趋势。Suzanne K等^[14]在实验中发现最大残余气饱和度随着砂 岩孔隙度的增加而增加。生如岩^[12]发现残余气饱和度随着孔隙度 的增大有明显的下降趋势，当孔隙度增加10%，残余气饱和度下降10.18%； 而残余气饱和度随着渗透率增加没有明显的下降趋势，渗透率增加10倍时，残余气饱和度下降约5.23%。

本文采用单向自发渗吸实验装置测试了DH气藏水驱砂岩气藏岩样 的残余气饱和度，分析了岩样初始含水饱和度对残余气饱和度的影响及岩 样孔隙度和渗透率对最大残余气饱和度的影响。建立了DH水驱砂岩气藏原始含气饱和度与 残余气饱和度之间的关系式，根据关系式计算出该气藏的残余气 饱和度，将该残余气饱和度用于确定水驱气藏的体积波及系数， 并为DH气藏提高采收率对策研究提供了基础实验研究成果。

1 实验方法及实验准备 1.1 单向自发渗吸实验

气藏中几乎所有的岩样都是亲水的。自发渗吸实验利用亲水 岩样在吸水过程中的毛细管力作为渗吸动力，将水吸入岩样， 排驱孔隙中的气体。单向自发渗吸实验需要水从岩样的一个端 面吸入，气体从岩样的另一个端面排出。为满足这一条件，在 实验室条件下温度(25℃，压力0.1 MPa)，将岩样垂直悬挂于 天平底端、岩样底端与地层水水面平行接触(图 1)。根据渗吸 实验之前岩样孔隙中是否饱和地层水，将实验进一步分为单向 自发渗吸第一类实验和单向自发渗吸第二类实验，后面简称一 类渗吸实验和二类渗吸实验。一类渗吸实验之前岩样不饱和地 层水，只饱和气体；二类渗吸实验之前岩样饱和了气体和地层水。

一类渗吸实验之前用烘箱烘干岩样，其初始含水饱和度为零；二类 渗吸实验之前使用离心机设置岩样的初始含水饱和度。据实验方案，同一块 岩样需要进行两次二类渗吸实验，将完全饱和地层水的岩样分别在1 000和6 000 r/min的 转速下脱水4 h可得到相应的岩样初始含水饱和度$S_{\rm{wi}}$^[15]，如表 1所示。 实验过程中，岩样吸水，岩样质量增加，电子天平实时记 录岩样质量并将其传入数据采集系统。数据采集系统计算并显示岩样中气体饱 和度随时间的变化，根据气体饱和度与时间的关系判断是否结束实验。 当岩样的含气饱和度不再随时间变化时停止实验。一类渗吸实验测得的 残余气饱和度称为最大残余气饱和度$S_{\rm{grm}}$^[14]，二类渗吸实验的结果为 残余气饱和度$S_{\rm{gr}}$。

1.2 实验岩样和地层水

实验岩样选用采集到的DH气藏砂岩气藏储层岩样20块，这些岩 样的孔隙度为11.60%~22.98%，平均值为17.10%；渗透率 为3.84 573.00 mD，平均值为131.74 mD。 为减小液体对岩样造成的损害，根据水质分析报告，配制40 000 mg/L 的NaCl溶液作为实验的地层水溶液。

1.3 饱和度的计算

自发渗吸实验中，岩样质量的变化是由于水的吸入和气体的排 出造成的，假设吸入水的体积等于排出气体的体积，则排出气 体的体积与岩样的质量变化满足式(1)。岩样孔隙中的 气体体积与排出气体的差值为岩样孔隙中剩余气体体积，它与 孔隙体积的比值即为气体饱和度，见式(2)。数据采集系统基 于式(1)和式(2)计算气体饱和度，并记录气体饱和度与实验 时间的关系。

岩样中排出的气体体积和岩样中气体饱和度为

${V_{\rm{g}}} = \frac{{\Delta m}}{{{\rho _{\rm{w}}} - {\rho _{\rm{g}}}}}$

(1)

${S_{\rm{g}}} = 1 - \frac{{{V_{\rm{g}}}}}{{{V_{\rm{p}}}}} - {S_{{\rm{wi}}}}$

(2)

一类渗吸实验，式(2)中岩样原始含水饱和度为零；二类渗吸实验，岩样离心之后采用式(3)计算岩样原始含水饱和度

${S_{{\rm{wi}}}} = 1 - \frac{{\Delta {m_{\rm{w}}}}}{{{\rho _{\rm{w}}} \cdot {V_{\rm{p}}}}}$

(3)

2 实验结果 2.1 残余气饱和度确定方法

文献[5]指出，当岩样自发渗吸时，侵入水捕集并圈闭岩样孔 喉间的气体，使其不能在岩样中自由流动，也不能从岩样中产 出。实验过程中，岩样的气体饱和度随水的渗入而逐渐减小， 当减小至残余气饱和度时基本上不再变化，可认为这时的气体 饱和度就是实验岩样的残余气饱和度。

以T1-6岩样为例，说明实验过程中确定残余气饱和度的方法。作岩 样含气体饱和度与实验时间二分之一次方的曲线(图 2)，从图 2可以看出，随着实验的进行，岩样中气体饱和度逐渐减小，到达一定时间后 基本上不再变化。出现明显拐点处的横坐标对应产生残余气饱和 度的时间，纵坐标对应(最大)残余气饱和度。T1-6岩样一类渗吸 实验的最大残余气饱和度$S_{\rm{grm}}$=0.362 0；二类渗吸实验初始含水饱 和度$S_{\rm{wi}}$=0.811 6时，测得残余气饱和度$S_{\rm{gr}}$=0.111 0，初始含水饱和度 $S_{\rm{wi}}$=0.501 0时，测得残余气饱和度$S_{\rm{gr}}$=0.309 0。二类渗吸实验在出现 残余气饱和度之后，由于气体的扩散导致曲线仍缓慢下降，圈闭的气 体虽然无法自由流动，但可以扩散并侵入水中，导致气体饱和度缓 慢地减小。

2.2 实验测定的残余气饱和度

实验测试了DH气藏水驱砂岩气藏20块岩样的(最大)残余气饱和度见表 1。 实验结果表明岩样一、二类渗吸实验的(最大)残余气饱 和度在0.056 8$\sim$0.479 0，其中一类渗吸实验的最大残 余气饱和度$S_{\rm{grm}}$在0.327 0$\sim$0.479 0。

3 影响因素分析 3.1 岩样残余气饱和度与初始含水饱和度的关系

通过分析表 1中的数据，发现岩样的残余气饱和度随着岩样初始 含水饱和度的增加而减小。将所有岩样二类渗吸实验的原始含气 饱和度与残余气饱和度数据绘制在图 3中，拟合出满足两者关系 的关系式(4)。由于原始含气饱和度与初始含水饱和度有着 直接的关系，因此，岩样的初始含水饱和度是影响残余气饱和 度的重要因素。

拟合得到的计算DH气藏残余气饱和度的公式为

${S_{gr}} = - 0.9902S_{gi}^2 + 1.1864{S_{gi}} - 0.0455$

(4)

DH气藏水驱砂岩气藏的原始平均含气饱和度为$S_{\rm{gi}}$=0.773 5，通过 式(4)计算出气藏的残余气饱和度为$S_{\rm{gr}}$=0.279 7。

3.2 最大残余气饱和度与孔渗的关系

图 4和图 5给出的是最大残余气饱度($S_{\rm{grm}}$)和岩石物性间的关系。 随着孔隙度的增大，最大残余气饱和度稍微有所增加；而渗透率增 大时，最大残余气饱和度几乎没有变化。从图 4和图 5可以看出，残 余气饱和度和岩石物性孔隙度和渗透率的关联性不强，如用一次函 数拟合，相关系数分别只有0.215 4和0.015 6。

一般认为，岩样的孔隙度和渗透率是影响最大残余 气饱和度的主要因素^{[4, 7, 9-11]}，因此，大多数研究人员试图 去寻找岩石孔隙度和渗透率与最大残余气饱和度之间的关系式，然而，本次测试 实验发现渗透率、孔隙度与最大残余气饱和度之间的关联性不强， 这可能是最大残余气饱和度不仅受孔喉大小控制，还受孔喉大小分 布影响而造成的。

4 实验与理论结果对比分析及应用

为了建立残余气饱和度与原始含气饱和度之间的关系式，许多学者 进行了大量的研究工作。Land C S^[13]将Holmgren、Dyes、Kyte、Dardaganian 和Crowell等^{[8, 16-18]}的实验数据绘制成曲线，发现同一岩样残余 气饱和度的倒数与原始含气饱和度的倒数之差接近一个常数，据此拟合 出计算两者关系的经验公式。同时也发现了残余气饱和度随着初始含 气饱和度的增加而增加。Land给出的残余气饱和度的计算公式为

${S_{{\rm{gr}}}} = \frac{{{S_{{\rm{gi}}}}}}{{1 + (1/{S_{{\rm{grm}}}} - {S_{{\rm{grm}}}} - 1){S_{{\rm{gi}}}}}}$

(5)

Agarwal R G^[19]考虑了岩样基本物性对残余气饱和度的影响，测试了3类 物性不同的岩样(非胶结砂岩、胶结砂岩和碳酸盐岩)的残余气饱和度 ，将实验数据用线性回归方法建立了计算这3类岩样残余气饱和度的经 验公式。这里只给出计算胶结砂岩残余气饱和度的经验公式

${S_{{\rm{gr}}}} = - 0.0063869116S_{{\rm{gi}}}^2 + 0.80841168{S_{{\rm{gi}}}}$

(6)

将二类渗吸实验的原始含气饱和度代入式(5)和式(6)中计算 出所有实验岩样的残余气饱和度，并将计算结果与测试结果进行对比。结 果表明：实验测试结果与Land模型吻合较好，而与Agarwal模型的吻合程 度比较差(图 6)。Land模型可以用于预测DH气藏残余气饱和度值。

目前，DH气藏已进入产量递减阶段，需要通过研究确定气藏的体积波及系数，并结合其他研究提出针对性的下一步开发技术对策。DH气藏孔隙体积 ${V_{\rm{pr}}}$=185 518 86 m$^3$，原始含水饱和度$S_{\rm{wi}}$=0.226 5，根据Carter R D等^[20]提出的水侵量计算方法得到目前气藏的累计水侵量 $W_{\rm{e}}$=584 769 9 m$^3$， 气藏累计产水量$W_{\rm{p}}$=246 57 m$^3$，实验测定的DH气藏的残余气饱和度$S_{\rm{gr}}$=0.279 7。根据 Stoian等^[12]提出的体积波及系数计算公式${E_{\rm{v}}} = \left( {{W_{\rm{e}}} - {B_{\rm{w}}} \times {W_{\rm{p}}}} \right)/{V_{\rm{pr}}}/\left( {1 - {S_{{\rm{wi}}}} - {S_{{\rm{gr}}}}} \right)$，得到目前气藏水驱体积波及系数${E_{\rm{v}}}$=0.635 6，说明气藏已 经大面积水淹，难以采用打新井的方法提高气藏采收率。因此，采用的封堵水层和 排水采气是提高该水驱气藏采收率的有效方法。

5 结 论

根据单向自发渗吸实验结果，建立了DH水驱砂岩气藏原始含 气饱和度与残余气饱和度之间的二次关系式，得到该气藏残余气饱和 度为0.279 7。

岩样初始含水饱和度是影响残余气饱和度的重要因素，而 孔隙度、渗透率对最大残余气饱和度的影响较小。

实验测试结果与Land模型比较吻合，而与Agarwal模型的 吻合比较差。说明了Land模型也可以用于预测DH气藏的残余气饱和度。} \jielun{DH气藏目前的体积波及系数为0.635 6，气藏已经大面积水淹，难以采 用打新井的办法进一步气藏的采收率。

符 号 说 明

${S_{{\rm{grm}}}}$--最大残余气饱和度，无因次； ${S_{{\rm{gr}}}}$--残余气饱和度，无因次； ${V_{\rm{g}}}$--排出气体体积，cm$^3$； $\Delta m$-- 岩样渗吸过程中质量增加量，g； ${\rho _{\rm{w}}}$-- 地层水密度，g/cm$^3$； ${\rho _{\rm{g}}}$-- 气体密度，g/cm$^3$； ${S_{{\rm{g}}}}$-- 气体饱和度，无因次； ${V_{\rm{p}}}$-- 岩样孔隙体积，cm$^3$； ${S_{{\rm{wi}}}}$-- 岩样原始含水饱和度，无因次； $\Delta {m_{\rm{w}}}$-- 建初始含水饱和度前后岩样质量减少量，g； t-- 实验时间，min； ${S_{{\rm{gi}}}}$-- 原始含气饱和度，无因次； K-- 渗透率，mD； $\phi$-- 孔隙度，{\percent}； $E_{\rm{v}}$-- 水体波及系数，无因次； $W_{\rm{e}}$-- 累计水侵量，m$^3$； $B_{\rm{w}}$-- 地层水体积系数，m$^3$/m$^3$； $W_{\rm{p}}$-- 累计产水量，m$^3$； $V_{\rm{pr}}$-- 气藏孔隙体积，m$^3$。