高永榮，郭二鵬，沈德煌，王伯軍

（中國石油勘探開發(fā)研究院，北京 100083）

0 引言

蒸汽輔助重力泄油（SAGD）已成為超稠油油藏開發(fā)的主要技術(shù)，在國內(nèi)外已獲得大規(guī)模工業(yè)化應(yīng)用[1]。要成功實(shí)現(xiàn) SAGD，不僅需要保證井底蒸汽干度大于70%，還要保證能夠?qū)崿F(xiàn)最大的蒸汽波及體積，同時(shí)在工藝上生產(chǎn)井排液速度與蒸汽腔的自然泄油速度相匹配，保證蒸汽洗油效率和熱效率都最高[2]。在 SAGD操作方式下，一方面，高干度蒸汽的超覆作用使蒸汽腔向上部發(fā)展迅速，到達(dá)油層頂部后會(huì)加熱上覆巖層，造成注入油層熱量的無效浪費(fèi)[3]；另一方面，由于油藏的非均質(zhì)性，蒸汽腔擴(kuò)展極不均勻，減小了蒸汽的波及體積，從而降低采油量[4]。針對(duì)以上問題，筆者于2006年就開始研究氣體輔助SAGD開采超稠油技術(shù)，包括氮?dú)鈁5-6]、二氧化碳[7]、煙道氣及空氣。

2011年，Oskouei等[8]應(yīng)用二維物理模型開展了SAGD后期蒸汽腔內(nèi)注入空氣的適應(yīng)性研究，結(jié)果表明SAGD之后注空氣采收率能夠繼續(xù)提高10%。2011年，Rahnema等[9]進(jìn)行了火驅(qū)輔助重力泄油（CAGD）實(shí)驗(yàn)，結(jié)果表明由于雙水平井部署距離過近，注空氣操作會(huì)引起水平井筒內(nèi)結(jié)焦，從而引起井筒堵塞等各種問題，影響注空氣過程的穩(wěn)定性。Rahnema等[10]繼續(xù)開展了SAGD后期注空氣的三維物理模擬實(shí)驗(yàn)，最終監(jiān)測到617 ℃的穩(wěn)定高溫前緣，并且證明SAGD之后注空氣采收率可以繼續(xù)提高12%。2013年，Oskouei等[11]開展了雙水平井SAGD之后注空氣的三維物理模擬實(shí)驗(yàn)，證明245 ℃條件下可以實(shí)現(xiàn)稠油的高溫燃燒，最終采收率提高10%。國內(nèi)多名學(xué)者也對(duì)注空氣提高原油采收率技術(shù)進(jìn)行了研究。2014年，Ma D S等[12]開展了雙水平井組合SAGD中后期注空氣的研究，研究結(jié)果認(rèn)為注空氣可以繼續(xù)采出 50%的儲(chǔ)量。蔣有偉、李松林、王正茂等驗(yàn)證了注空氣低溫氧化可以改善低滲透油藏[13]、輕質(zhì)油油藏[14-15]、冷采后的稠油油藏[15]等的開發(fā)效果。除了常規(guī)驅(qū)替操作之外，梁金中等[16]、Wang Y等[17]探索了注空氣在吞吐中的應(yīng)用。本文以遼河油田杜84塊興Ⅵ組直井水平井組合SAGD試驗(yàn)區(qū)為例，研究直井水平井組合SAGD后期注空氣低溫氧化或高溫燃燒的可行性。

1 室內(nèi)實(shí)驗(yàn)

1.1 杜84塊興Ⅵ組超稠油氧化特征

根據(jù)空氣中含有氧氣的特殊性，利用TGA/DSC同步熱分析儀，研究在不同升溫速度及注氣速度條件下超稠油的氧化特征，同時(shí)根據(jù)氧化過程中釋放的熱量和原油損失的質(zhì)量，計(jì)算出原油與空氣反應(yīng)過程中的動(dòng)力學(xué)參數(shù)[18]。實(shí)驗(yàn)參數(shù)為：①實(shí)驗(yàn)升溫速度為2 ℃/min和 5 ℃/min；②空氣注入速度為 30 mL/min和 50 mL/min；③加熱溫度區(qū)間為25～600 ℃和25～350 ℃，該溫度區(qū)間可以滿足原油低溫氧化特性研究的需要；④坩堝中放入的原油樣品質(zhì)量控制在20 mg左右。啟動(dòng)測試程序，實(shí)驗(yàn)結(jié)束后就可以得到設(shè)定溫度區(qū)間的熱失重曲線（TG）、熱失重速率曲線（DTG）和熱流曲線（DSC），這些曲線統(tǒng)稱為TGA/DSC曲線。

1.1.1 不同溫度區(qū)間超稠油的氧化反應(yīng)特征

圖1為不同升溫速度下超稠油樣品的TGA/DSC曲線。可以看出，不同升溫速度下的失重及熱流曲線趨勢相似。該油樣200 ℃以下熱流比較平穩(wěn)，說明該溫度區(qū)間低溫氧化反應(yīng)速度非常緩慢，熱流曲線無放熱顯示；在200～350 ℃，熱流曲線出現(xiàn)1個(gè)放熱峰，說明低溫氧化反應(yīng)速度加快[19]；在 350～480 ℃，熱流曲線和失重曲線同時(shí)出現(xiàn)臺(tái)階和波動(dòng)，表明該溫度區(qū)間內(nèi)超稠油主要發(fā)生了裂解反應(yīng)，該區(qū)間一般也叫作負(fù)溫度梯度區(qū)間[20]；在 480～540 ℃，熱流曲線出現(xiàn)明顯的放熱峰，且峰值很高，表明在該區(qū)間發(fā)生劇烈的氧化反應(yīng)并放出大量的熱量，隨著升溫速度的提高，放熱值增大，該區(qū)間對(duì)應(yīng)著原油的燃燒過程[21]。

1.1.2 不同注氣速度下超稠油低溫氧化特征

圖2為不同注氣速度下超稠油樣品的TGA/DSC曲線。在實(shí)驗(yàn)選擇的兩種注氣速度下超稠油的失重曲線趨勢相似，失重臺(tái)階基本相同，說明在350 ℃以下注氣速度對(duì)超稠油低溫氧化特征的影響很小。該實(shí)驗(yàn)確定了表征原油氧化特性的反應(yīng)活化能與指前因子參數(shù)，用于后續(xù)的數(shù)值模擬研究。從實(shí)驗(yàn)儀器可以讀出反應(yīng)活化能為 23.11～27.71 kJ/mol，指前因子為0.092～0.280[22]。

圖1 不同升溫速度下的TGA/DSC曲線

圖2 不同注氣速度下的TGA/DSC曲線

1.2 超稠油低溫氧化后物性變化

1.2.1 黏度變化

實(shí)驗(yàn)?zāi)康氖谴_定在油藏壓力（4.0 MPa）下，不同溫度、不同空氣油比（AOR）時(shí)空氣與超稠油樣品發(fā)生氧化反應(yīng)后樣品黏度的變化規(guī)律。利用StessTech流變儀測試了 3種氧化溫度（150，200，250 ℃）、3種空氣油比（2.5，6.0，12.0 cm3/g）條件下的超稠油黏度（見表1）?？梢钥闯觯嗤諝庥捅认?，氧化溫度升高，超稠油氧化程度加劇，超稠油黏度增加幅度變大；相同氧化溫度下，空氣油比增加，超稠油氧化程度加劇，超稠油氧化程度和空氣油比也有關(guān)。

表1 超稠油樣品注空氣氧化前后黏度測試數(shù)據(jù)

1.2.2 族組分變化

對(duì)不同氧化溫度條件下的超稠油樣品進(jìn)行組分測試（見表2），可以看出：超稠油樣品在低溫下（150～250 ℃）能夠發(fā)生氧化反應(yīng)，物性發(fā)生較大變化，表現(xiàn)在族組分上為飽和烴、芳烴減少，瀝青質(zhì)增加。超稠油發(fā)生氧化反應(yīng)后沉積在巖石上，黏性差，瀝青質(zhì)含量高。圖3為實(shí)驗(yàn)用油低溫氧化前后外觀形態(tài)對(duì)比，其中氧化后樣品形態(tài)為 250 ℃、空氣油比 12.0 cm3/g時(shí)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。

表2 不同氧化溫度條件下超稠油樣品組分測定結(jié)果

圖3 超稠油樣品低溫氧化前后外觀形態(tài)變化

1.2.3 巖心滲透率變化

針對(duì)實(shí)際巖心樣品，進(jìn)行了不同溫度下氧化實(shí)驗(yàn)。制片方法：取洗油前后樣品，選取靠近外部的部位，磨制巖石薄片，以觀察孔隙結(jié)構(gòu)特征。部位選擇原則：考慮氧化實(shí)驗(yàn)、洗油抽提中樣品內(nèi)外的差異性，選擇靠近樣品外部的部位。實(shí)驗(yàn)溫度分別為150 ℃和250 ℃，壓力為10 MPa。

注空氣會(huì)改變充填物的性質(zhì)，但不改變孔隙結(jié)構(gòu)。注空氣容易使超稠油樣品老化，導(dǎo)致不容易抽提的瀝青質(zhì)和非烴組分增多，薄片中的殘留物顏色更明顯，且瀝青質(zhì)易堵塞原來連通的孔隙喉道（見圖4）。

圖4 含油巖心氧化前后變化

巖心滲透率測試結(jié)果（見表3）表明，注蒸汽反應(yīng)后巖心滲透率基本沒有變化，注蒸汽+空氣反應(yīng)后巖心滲透率降低了5%～8%。

表3 巖心滲透率測試結(jié)果

1.3 超稠油低溫氧化對(duì)蒸汽驅(qū)驅(qū)油效率影響

針對(duì)目的層的巖心和超稠油，利用一維長巖心驅(qū)替裝置，在恒溫條件下開展了超稠油在不同溫度下氧化后的蒸汽驅(qū)驅(qū)油效率實(shí)驗(yàn)。巖心長30.0 cm，直徑3.0 cm，孔隙度 36.8%，水相滲透率1.91 μm2。首先在空氣油比12.0 cm3/g條件下對(duì)超稠油進(jìn)行氧化，得到不同氧化溫度條件下的實(shí)驗(yàn)用油，然后開展250 ℃下蒸汽驅(qū)實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如表4所示?？梢园l(fā)現(xiàn)不同氧化溫度對(duì)超稠油蒸汽驅(qū)驅(qū)油效率影響顯著，在實(shí)驗(yàn)溫度范圍內(nèi)，超稠油氧化后250 ℃下蒸汽驅(qū)驅(qū)油效率下降了 16.54%～23.89%，殘余油飽和度增加了 12.50%～18.17%。原因主要是超稠油發(fā)生氧化反應(yīng)后族組分發(fā)生較大變化（見表2），一方面引起超稠油黏度增加（見表1），另一方面使超稠油中瀝青質(zhì)含量大幅度增加，導(dǎo)致超稠油在巖石上的附著力增強(qiáng)，使蒸汽驅(qū)驅(qū)替殘余油需要更大的驅(qū)動(dòng)力；同時(shí)，超稠油中飽和烴（輕組分）明顯減少，蒸汽驅(qū)過程中蒸汽蒸餾作用減弱。

表4 250 ℃下蒸汽驅(qū)實(shí)驗(yàn)結(jié)果

2 數(shù)值模擬

2.1 地質(zhì)模型與數(shù)值模型建立

基于測井?dāng)?shù)據(jù)與地震解釋數(shù)據(jù)，應(yīng)用 Petrel軟件建立了三維非均質(zhì)地質(zhì)模型（見圖5），模型內(nèi)4口水平井，28口直井，主要油藏參數(shù)如表5所示。

圖5 三維非均質(zhì)地質(zhì)模型滲透率分布

根據(jù)實(shí)驗(yàn)得出的該油品的氧化反應(yīng)動(dòng)力學(xué)參數(shù)（反應(yīng)活化能、指前因子等），結(jié)合燃燒模擬中常用的低溫氧化和高溫燃燒模型[21-22]，建立了適合該油藏特點(diǎn)的注空氣氧化反應(yīng)模型，如下所示。

表5 數(shù)值模擬油藏參數(shù)

2.2 開發(fā)方式模擬

利用加拿大STARS多組分熱采數(shù)值模擬軟件，針對(duì) SAGD后期溫度場分布特點(diǎn)（見圖6），考慮到剩余油主要分布在油藏上部，設(shè)計(jì)了在注汽直井上段補(bǔ)孔進(jìn)行注空氣操作的方案，利用直井連續(xù)注空氣，通過點(diǎn)火器加熱空氣實(shí)現(xiàn)高溫燃燒，注空氣階段井網(wǎng)如圖7所示。模擬了3種開發(fā)方式，即蒸汽+空氣低溫氧化、單純空氣低溫氧化、單純空氣高溫燃燒。模型I和J方向網(wǎng)格尺寸均為5 m，K方向網(wǎng)格尺寸為2～3 m，網(wǎng)格總數(shù)為17 952個(gè)。

圖6 S1-35-744井排預(yù)測的SAGD后期溫度場分布

圖7 SAGD后期注空氣階段井網(wǎng)示意圖

2.2.1 蒸汽+空氣與單純空氣低溫氧化對(duì)比

模擬參數(shù)為：蒸汽注入速度為單井 100 m3/d，井底干度70%，空氣注入速度10 000 m3/d，水平井排量420 m3/d，保證采注比1.2。模擬出的蒸汽+空氣與單純空氣低溫氧化生產(chǎn)動(dòng)態(tài)曲線如圖8所示，表6是生產(chǎn)效果統(tǒng)計(jì)?？梢钥闯?，雖然蒸汽+空氣方式生產(chǎn)效果好于單純空氣，產(chǎn)量較高，但是油汽比低，經(jīng)濟(jì)效益差。

圖8 蒸汽+空氣與單純空氣低溫氧化生產(chǎn)動(dòng)態(tài)曲線

表6 蒸汽+空氣與單純空氣低溫氧化生產(chǎn)效果統(tǒng)計(jì)

對(duì)比兩種開發(fā)方式生產(chǎn)結(jié)束后的剩余油分布（見圖9）可以發(fā)現(xiàn)，蒸汽+空氣方式下模型下方的驅(qū)油效率更高，因?yàn)檎羝淠笞兂蔁崴鲃?dòng)到水平井附近，保持了該區(qū)域的溫度，從而提高了原油流動(dòng)性。而單純空氣方式下該區(qū)域仍然保存了大量的剩余油。

圖9 蒸汽+空氣與單純空氣的剩余油分布

對(duì)比兩種開發(fā)方式同一剖面的氣體流線（見圖10）可以發(fā)現(xiàn)，蒸汽+空氣方式下由于蒸汽在油藏的中下部注入，保持了該區(qū)域較高的壓力，因而空氣被強(qiáng)制從上方穿過剩余油帶流入到水平井井筒中，提高了空氣的波及體積。而單純空氣方式下空氣完全繞流剩余油較多區(qū)域，造成無效循環(huán)，影響了整個(gè)過程的驅(qū)油效率。

圖10 蒸汽+空氣與單純空氣的油藏壓力和氣體流線分布

2.2.2 低溫氧化與高溫燃燒對(duì)比

模擬注空氣速度為單井20 000 m3/d。模擬出的低溫氧化與高溫燃燒生產(chǎn)動(dòng)態(tài)曲線如圖11所示，表7是生產(chǎn)效果統(tǒng)計(jì)?？梢钥闯觯邷厝紵男Чh(yuǎn)好于低溫氧化，不僅空氣油比低，采油速度快，最終采出程度也高。

圖11 高溫燃燒與低溫氧化生產(chǎn)動(dòng)態(tài)曲線

表7 高溫燃燒與低溫氧化生產(chǎn)效果統(tǒng)計(jì)

對(duì)比低溫氧化與高溫燃燒生產(chǎn)結(jié)束后的剩余油分布（見圖12）可以發(fā)現(xiàn)，高溫燃燒方式下燃燒前緣驅(qū)替過的區(qū)域含油飽和度極低，剩余油主要分布在油藏的頂部和空氣未波及到的井間區(qū)域[23]。而低溫氧化方式下注入井附近由于注入空氣充足，氧化充分，含油飽和度較低，而距離注入井20 m左右的區(qū)域雖然也被空氣驅(qū)替過，但由于驅(qū)油效率低，含油飽和度較高。

圖12 低溫氧化與高溫燃燒生產(chǎn)結(jié)束剩余油分布

對(duì)比低溫氧化與高溫燃燒生產(chǎn)結(jié)束后的溫度分布（見圖13）可以發(fā)現(xiàn)，高溫燃燒方式下能夠?qū)⒂筒貎?nèi)波及過的區(qū)域加熱到400 ℃以上，燃燒前緣可以達(dá)到550 ℃，整體油藏溫度很高。而低溫氧化方式下的高溫區(qū)主要分布在注入井附近，波及到的大部分油藏都處于100～150 ℃。

圖13 低溫氧化與高溫燃燒生產(chǎn)結(jié)束溫度分布

從低溫氧化與高溫燃燒生產(chǎn)結(jié)束后的結(jié)焦帶分布（見圖14）來看，低溫氧化方式下的結(jié)焦帶范圍較大，主要分布在氧化前緣附近；而高溫燃燒的結(jié)焦帶很少，且主要分布在油藏底部，說明燃燒前緣已經(jīng)推進(jìn)到了生產(chǎn)井附近。

圖14 低溫氧化與高溫燃燒生產(chǎn)結(jié)束結(jié)焦帶分布

3 結(jié)論

遼河油田杜84塊興Ⅵ組超稠油在SAGD開采過程中，形成的蒸汽腔溫度為150～250 ℃，實(shí)驗(yàn)研究表明，在該溫度范圍內(nèi)注空氣能夠發(fā)生低溫氧化，且有結(jié)焦現(xiàn)象發(fā)生；焦化的原油沉積在巖石上，引起滲透率下降；低溫氧化后的原油物性急劇變差，黏度大幅度升高，飽和烴、芳烴含量減少，瀝青質(zhì)含量增大；驅(qū)油效率降低16.5%～23.9%。數(shù)值模擬研究表明，注蒸汽過程中同時(shí)注空氣，由于低溫氧化使蒸汽腔周圍生成結(jié)焦帶，阻止了蒸汽腔擴(kuò)展，導(dǎo)致產(chǎn)量降低，且油汽比低，經(jīng)濟(jì)效益差；SAGD后期采用高溫燃燒技術(shù)，產(chǎn)油量較高，空氣油比低，經(jīng)濟(jì)效益好。建議杜84塊興Ⅵ組SAGD開發(fā)后期采用高溫燃燒方式進(jìn)一步提高原油采收率。