0 引言
在蒸汽辅助重力泄油(SAGD)过程中，注采参数和汽液界面的调控对于开发效果至关重要，前人在数值模拟、生产调控和地质力学等方面的研究中，对汽阻温度(sub-cool)和注采参数进行了优化[1-4]。由于储层非均质性和井眼轨迹的影响，风城SAGD生产井跟端容易发生单点汽窜，需要通过尾管控液工艺来改善水平井动用程度[5-6]。随着控液工艺在风城油田的广泛应用，SAGD生产阶段尾管结构对注采参数和汽阻温度的影响亟待研究。目前，蒸汽吞吐水平井和蒸汽驱油井通过流入动态研究，能够指导筛管完井参数设计和采油指数影响因素分析[7-9]。
笔者通过SAGD水平井生产过程的流入动态分析，模拟不同尾管长度的井筒压力和温度分布，建立油井供排协调与尾管影响因素相结合的分析方法，并优化设计了尾管结构、生产参数和汽阻温度，以期提高SAGD水平井动用程度和开发效果。
1 SAGD水平井数值模型及基本假设SAGD双水平井中注汽井和生产井水平段垂距5 m，采用ø244.5 mm技术套管完井，水平段下入ø177.8 mm割缝筛管，管柱结构为平行双管。SAGD生产阶段，生产井主管结构为ø114.3 mm平式油管连接泵筒，下至稳斜段生产，稳斜段井斜角60°，泵筒下端接尾管实施控液工艺，尾管内径为73或60 mm；生产井副管为ø60 mm油管，下至B点附近，监测水平段温度。
SAGD生产井数值模拟模型如图 1所示。
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| 图 1 SAGD生产水平井数值模型示意图 Fig.1 Schematic diagram of numerical model of SAGD horizontal well 1—主管；2—副管；3—管式泵；4—尾管；5—筛管。 |
由于SAGD生产水平井副管主要为监测温度，模拟不考虑副管伴热过程，故副管无流体流动，模型可简化为单管结构。ø114.3 mm平式油管下至泵挂深度，泵筒下方接尾管，尾管下至水平段指定位置。基于数值模型的流入动态分析，做出以下基本假设：
(1) SAGD生产时水平段温度、压力和流量均匀一致；
(2) 模型分为N段，以趾尖端为起点；
(3) 油管内微元流体性质同一段相同；
(4) 生产阶段为油、水两相流动；
(5) 套管、油管和尾管同心。
2 SAGD水平井流入动态分析流入动态模拟过程中，SAGD生产井水平段均衡泄油，流体进入筛管后，在筛管内线性流入尾管进液口，最后通过井筒管流流至井口。SAGD开发符合水平井的流入动态特征，故通过本达克利亚方程描述SAGD水平井的流入动态[10]。本达克利亚方程为：
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(1) |
式中：qo为定产量，t/d；qomax为最大产量，t/d；pwf为井底流压, MPa；v、n表示与采收率有关的参数，风城油田v取0.1，n取0.92。
确定SAGD流入动态曲线后，以某定产量生产对应的井底流压为起点，采用Beggs-Brill方法向上模拟计算井筒压力分布，可以获得泵吸入口的流压及井口压力。以实际生产时的井口油压为起点，向下计算井筒压力分布，可以获得泵排出口的流压，进而分析SAGD水平井生产动态。
以风城SAGD生产水平井Z1井为例，油井基础数据见表 1。该井控液尾管内径为73 mm，尾管下深为483 m(A点后100 m)，通过公式(1)可计算出最大产量qomax，再计算不同井底流压对应的产量，绘制流入动态曲线，如图 2所示。由流入动态曲线可见，该井理论最大产量为260.5 t/d，随着井底流压的增大，产量逐渐降低。合理控制井底流压有助于SAGD经济有效开发。
| 油管外径/mm | 井深/m | 泵挂深度/m | A靶点深度/m | 井口环境温度/℃ | 测试流压/kPa | 测试产量/(t·d-1) | 井液密度/(g·cm3) | 地面井液黏度/(mPa·s) | 平均油藏压力/kPa |
| 114.3 | 703 | 288 | 383 | 15 | 3 100 | 76 | 1.0 | 1.5 | 3 640 |
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| 图 2 SAGD水平井定产量生产供排协调曲线 Fig.2 Supply and production coordination curve of SAGD horizontal well under constant production |
依据Z1井的流入动态曲线，定产量87.7 t/d生产对应的井底流压pwf为3.00 MPa，通过TWBS软件模拟尾管结构下井筒多相管流的压力分布，模拟结果见图 2。水平段重力泄油后，流体由趾端E流至尾管入口B点，经过水平管流流至A点，水平段AE流压下降幅度比较小；从A点到p1点，多相管流进入斜直井段，流压下降幅度比较大，到达地面时井口压力为0.29 MPa。实际生产过程中，井口回压pb为1.00 MPa，井底流压流为3.00 MPa时，Z1井难以自喷生产，需要提高井底流压或者下泵举升。
SAGD双水平井生产阶段，注汽井连续注汽，生产井依靠重力泄油，自喷生产需通过保持较高的注采压差以提高井底流压，首先高压差易在脚跟形成优势通道，进而导致局部汽窜，对全水平段的均衡动用有很大挑战；其次，由图 2流入动态曲线可见，产量随着井底流压的增大而降低，自喷生产将影响单井产量，故在定产量生产过程中，该井需要下泵举升。
Z1井生产期间井口油压p2为1.57 MPa，向下计算井筒压力分布，从而确定泵排出口D出点的流压，以泵吸入口节点压力为连接点，绘制曲线见图 2。井筒流体流至泵吸入口C点，通过有杆泵或电潜泵等举升系统对流体增压，由泵排出口D点流出时压力为3.87 MPa，井筒流体能够顺利举升至地面[11]。SAGD水平井配举升系统定产量生产，生产过程平稳连续，井底流压波动较小。风城SAGD试验区初期开发采用自喷方式生产，由于储层非均质性且注汽压力较高，试验过程中存在生产不稳定和产量波动大的问题，所以风城SAGD开发全部实施下泵机抽生产[12]。
3 影响因素分析及参数优化风城SAGD生产井采用有杆泵举升，实际生产需要调控注采参数，控制汽液界面和产量，以保证水平段均衡有效动用。水平段动用不均的SAGD井，高渗通道常在脚跟附近形成，流体优先从脚跟高渗通道泄入筛管，进而影响水平段中后段的动用。采用尾管控液工艺后，尾管进液口位于水平段中部，脚跟高渗通道泄入的流体需要绕流，从而调整水平井中后段的泄油剖面。
3.1 影响因素分析根据上述Z1井井筒压力模拟过程，不断改变尾管下深能够获得不同设计方案。下深设计为3类，第1类为无尾管，第2类尾管下至383 m(A靶点)，第3类尾管下至483 m(A点后100 m)，控液尾管内径为73 mm，井筒管流压力分布如图 3所示。
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| 图 3 不同尾管下深的井筒压力分布 Fig.3 Wellbore pressure distributions under different liner running depths |
井底流压为3.00 MPa，流体在水平段管流压降很小，当流体进入尾管后，摩阻增大且存在压力损失。由图 3可见，尾管长度越长，流压下降幅度越大，泵吸入口的压力越低。SAGD生产过程中，流体压力骤降易发生闪蒸，以泵吸入口不发生闪蒸为目标，泵下控液尾管的设计不宜过长。
依据Z1井模型，模拟不同尾管尺寸的井筒压力分布，以泵吸入口压力为起点，向下计算尾管内压力分布，模拟结果见表 2。流体通过ø60 mm尾管到达泵吸入口，流体压降达到1.063 MPa，在SAGD生产过程中易发生闪蒸。因此尾管内径不宜太小，优选ø73 mm油管。
| 尾管内径/mm | 尾管下深/m | 尾管进液口压力/MPa | 泵吸入口压力/MPa | 尾管压降/MPa |
| 73 | 100(A点后) | 3.020 | 2.596 | 0.424 |
| 60 | 100(A点后) | 3.659 | 2.596 | 1.063 |
3.2 尾管工艺参数优化
针对Z1井不同尾管下深，进行井筒压力分布模拟，尾管内径为73 mm，尾管下深分别为无尾管、下至A点(383 m)、A点后50 m(433 m)、A点后100 m(483 m)和A点后150 m(533 m)，模拟结果见表 3。表中p表示泵吸入口压降，T表示泵吸入口饱和温度。根据Z1井实际生产数据，在井底流压为3.00 MPa时，测试泵吸入口的实际温度为212 ℃，为防止泵吸入口闪蒸，泵吸入口流压的饱和温度必须高于泵吸入口实际流体温度[13]。由表 3可见，尾管下深不宜超过A点后150 m，有利于井组调控。现场应用需要根据泵吸入口及水平段监测的温度分布，在检泵时优化控液尾管的下深，提高水平段动用程度且预防泵吸入口闪蒸。
| 参数 | 无尾管 | A点 | A点后50 m | A点后100 m | A点后150 m |
| p/kPa | 298 | 347 | 387 | 424 | 460 |
| T/℃ | 229 | 228 | 227 | 226 | 225 |
3.3 注采参数优化
在Z1生产井物理模型的基础上，尾管长度下至A点后100 m，水平段监测的实际流体温度平均为220 ℃，流体通过水平和斜直井筒管流到达井口，井口流体平均温度为170 ℃，井筒流体温度计算需考虑油管、油套环空和套管的传热过程，通过TWBS软件模拟管流过程中流体温度分布，并模拟sub-cool分别为5和13 ℃时井筒饱和温度分布，结果如图 4所示。
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| 图 4 下泵生产时井筒温度分布(尾管下至A点后100 m) Fig.4 Wellbore temperature distribution during pumping(liner shoe depth is 100 m behind point A) |
由图 4可见，水平段sub-cool为5 ℃时，井底饱和温度为225 ℃，对应的井底流压为2.80 MPa，流入动态曲线对应产量为110 t/d，管流过程中实际流体温度和饱和温度逐渐降低，在泵吸入口时饱和温度高于井筒流体温度，不会出现闪蒸现象。若水平段sub-cool低于5 ℃，泵吸入口的实际流体温度将接近饱和温度，易发生闪蒸，故控制sub-cool高于5℃，井底流压要高于2.80 MPa，产量不超过110 t/d。水平段sub-cool为13 ℃时，井底流压为3.00 MPa，流入动态曲线对应产量为87.7 t/d。由图 4可见，泵吸入口饱和温度为226 ℃，高于该点井筒流体温度；流体通过举升系统和斜直井段管流，到达井口时饱和温度为200 ℃，而实际流体温度逐渐降低至170 ℃，整个过程中井筒内不会发生闪蒸。因此，水平段sub-cool越高，越能够避免水平段汽窜和井筒内闪蒸，但是sub-cool过高会影响单井产量。
综合考虑产量、水平段动用和井筒闪蒸等因素，SAGD井的合理井底sub-cool范围为5~15 ℃。
4 现场应用现场选取一口SAGD井进行试验。该井完钻井深797 m，A点井深390 m，水平段407 m，2013年7月转SAGD生产，累计生产410 d，产液113 t/d，产油24 t/d，由于跟端存在汽窜，跟端(350~470 m的水平段)温度高，趾端(520~740 m的水平段)温度低于100 ℃，水平段动用程度不到50%。2014年9月，该井泵下接ø73 mm尾管，尾管下深为A点后100 m(井深490 m)，截止2017年8月，产液135 t/d，产油40 t/d，水平段温度剖面见图 5。由图可见，措施后趾端温度上升到100 ℃以上，水平段动用程度100%。这说明泵下接尾管工艺缓和了汽窜矛盾，提高了SAGD开发效果。
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| 图 5 尾管控液工艺措施前、后水平段温度剖面 Fig.5 Temperature profile of the lateral section before and after the liner liquid control technique |
5 结论
(1) 通过供排协调曲线分析，SAGD井自喷生产调控难度大，为保证持续稳定生产，SAGD开发需采用有杆泵或高温电潜泵举升。
(2) 流体压降与尾管长度成正比，与尾管内径成反比，检泵时根据泵吸入口及水平段的温度监测数据进行优化，控液尾管下深不超过A点后150 m，尾管内径优选73 mm，有助于风城SAGD水平井的均衡动用。
(3) 在稳定的水平段温度下，随着sub-cool降低，井底流压减小，SAGD单井产量增加，但泵吸入口易发生闪蒸，需要控制井底sub-cool高于5 ℃；水平段sub-cool越高，越能够避免水平段汽窜和井筒内闪蒸，但是sub-cool过高会影响单井产量，为保障SAGD经济有效开发，井底sub-cool需小于15 ℃。综合考虑产量、水平段动用和井筒闪蒸等因素，SAGD水平井sub-cool范围为5~15 ℃。
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