劉人瑋，楊天宇，萬宇飛，蔣曙鴻，黃 喆

（1.中海油研究總院，北京100028；2.中海石油（中國）有限公司天津分公司，天津300459）

目前，國內(nèi)海上油田尚未開展大規(guī)模稠油熱采開發(fā)，僅在渤海南堡35‐2和旅大27‐2油田進行過先導(dǎo)試驗，相關(guān)經(jīng)驗尚處于探索階段[1]。正在開發(fā)的旅大21‐2油田稠油蒸汽吞吐熱采項目是我國海上第一個稠油規(guī)模開采的項目。稠油蒸汽吞吐熱采包括注熱、燜井、放噴、生產(chǎn)等幾個階段[2]，對注入氣放噴的規(guī)律及其對平臺的影響，未見相關(guān)研究及報道[3]。

熱采放噴氣是油田伴生氣、注熱高溫蒸汽和氮氣的混合氣，其組分及氣量不易準確預(yù)測[4]，和注氣量、油田伴生氣量、注氣周期頻率都有關(guān)系[5]，工作人員往往通過分析類似油田的生產(chǎn)數(shù)據(jù)總結(jié)出一般規(guī)律[6]，進而定量分析放空氣體的影響。另外，海上平臺設(shè)備空間緊湊，若布置不合理，很容易造成放噴氣體聚集，威脅著平臺生產(chǎn)操作和人員生命安全[7‐8]。API RP 500 明確規(guī)定：冷放空氣體的 20%低爆炸極限濃度等值線距離平臺至少3 m距離[9]。因此，有必要開展海上平臺熱采放噴氣冷放空擴散分析研究，為安全設(shè)計提供依據(jù)。

1 工程概況

旅大21‐2油田位于渤海遼東灣海域，西塊館陶組為特稠油（地層原油黏度2 908 mPa?s），動用儲量930萬m2。新建兩座井口平臺WHPA（常規(guī)注水開發(fā)的井口平臺）和WHPB（帶有10口熱采井的熱采井口平臺），兩座平臺以棧橋相連。熱采方式為蒸汽吞吐，注熱期間井筒環(huán)空注入氮氣隔熱，為了控制管柱腐蝕速率，氮氣純度要求99.9%以上，熱采注熱參數(shù)見表1。

表1 熱采注熱參數(shù)Table 1 Parameter of thermal recovery

2 方案論證分析

2.1 放噴氣量和組分

通過調(diào)研旅大27‐2平臺的A22H井，分析熱采放噴氣情況：放噴前6 d，采出氣體幾乎全部為水蒸氣；第7～12 d，含水逐漸下降，開始出現(xiàn)油氣；第13～40 d，下泵作業(yè)，開井后前3 d全部為水蒸氣，隨后含水逐漸下降；接下來的80 d左?右正常生產(chǎn)，該階段采出氣為氮氣和伴生氣混合氣，初期氮氣的最大放噴量為5 000 m3/d，放噴后期下降到60 m3/d；之后氮氣含量較低，產(chǎn)出氣主要為原油伴生氣。

根據(jù)旅大27‐2的生產(chǎn)經(jīng)驗可知，熱采井放噴氣量和組分隨著生產(chǎn)階段的進行而變化，放噴初期的氣量最大，隨后越來越小。而放噴氣的組分初期幾乎全部為氮氣，隨后烴類可燃氣體逐漸增多。旅大27‐2‐A22H熱采產(chǎn)出氣量情況見圖1。

圖1 旅大27‐2‐A22H產(chǎn)出氣量變化趨勢Fig.1 Output gas volume trend of LVD27?2?A22H

通過類比旅大27‐2生產(chǎn)數(shù)據(jù)確定旅大21‐2油田的放噴氣量，預(yù)計最大放噴氣量5 535 Sm3/d，最小放噴氣量749 Sm3/d。表2是放噴不同階段的放空氣體組分和各組分的爆炸極限。

分析放噴不同階段可以發(fā)現(xiàn)，放噴初期由于氣量較大，放空氣體的噴射速度較高，有利于擴散。另外，氣體中的可燃氣體含量少。因此，雖然放噴初期氣量較大，但泄放危險性反而較低。而放噴后期由于烴類氣體含量升高，且放噴氣量的減少導(dǎo)致放空管出口流速低，氣體不易擴散，容易造成危險，因此，重點校核放噴后期的冷放空擴散情況。

表2 組分和爆炸極限Table 2 Composition and explosion limit

放噴氣體的低爆炸極限通過式（1）計算：

式中，L1，L2，…，Ln為單個組分的爆炸極限，Lc是混合氣體的爆炸極限，V1，V2，…，Vn為各種組分的體積分數(shù)。

因為放噴后期氣體的爆炸極限為8.66%，當混合氣體在空氣中的體積分數(shù)低于8.66%時，不會有爆炸風(fēng)險。而當進行冷放空擴散分析時，低爆炸極限的20%為冷放空擴散是否達到要求的校核標準，該值為1.732%。

2.2 設(shè)備布置方案

熱采平臺WHPB設(shè)置了兩臺臥式蒸汽鍋爐，高度8 m，根據(jù)鍋爐擺放位置的不同分為兩個方案。方案1：蒸汽鍋爐布置在上層甲板西側(cè)；方案2：蒸汽鍋爐布置在下層甲板。

方案1的優(yōu)點是可以充分利用上層甲板面積，平臺總面積和高度較小。缺點是鍋爐距離冷放空管較近，在鍋爐的阻擋作用下泄放氣體在鍋爐附近聚集，不易擴散。而方案2則可以避免鍋爐距離冷放空和火炬臂距離較近的問題，防止熱采蒸汽鍋爐對冷放空氣體造成阻擋，利于擴散。但平臺總面積和高度較大，鍋爐溫度較高，布置在中層甲板將不利于周圍設(shè)備運行操作。

若熱采蒸汽鍋爐布置在中層甲板，將造成中層甲板高度增加，斜撐和立柱增大。通過將熱采蒸汽鍋爐布置在上層甲板，平臺總面積可以減小5.9%，總高度減小1.7 m。上層甲板面積從1 403.3 m2優(yōu)化為1 302.5 m2，下層甲板面積從1 192.0 m2優(yōu)化為1 148.9 m2。但由于鍋爐較高且距離冷放空管較近，因此需要優(yōu)化冷放空系統(tǒng)，改善擴散效果。兩個方案的平臺布置側(cè)視圖見圖2和3。

圖2 熱采蒸汽鍋爐布置在上層甲板Fig.2 Thermal recovery steam boiler on the upper deck

圖3 熱采蒸汽鍋爐布置在中層甲板Fig.3 Thermal recovery steam boiler on the middle deck

2.3 冷放空系統(tǒng)

為節(jié)省平臺面積和甲板高度，擬采用方案1進行平臺總體布置。但該布置方案中，鍋爐會阻擋放噴氣擴散，造成一定程度的聚集，需對放噴氣體的擴散情況進行模擬分析，優(yōu)化冷放空系統(tǒng)，確保氣體擴散濃度滿足API RP 500規(guī)范。為改善擴散效果，縮減冷放空管直徑至2.54 cm（1英寸），以此提高放空氣出口流速。放空管管徑可通過式（2）計算[10]：

其中，D為放空管直徑，m；W為氣體質(zhì)量流量，kg/s；ρ為放空氣密度，kg/m3；v為放空氣速度，m/s。

由于冷放空管尺寸較小會造成泄放背壓較高，斜板除油器、除氧劑罐等設(shè)備的覆蓋氣由于操作壓力低無法泄放到冷放空系統(tǒng)，因此改為就地排放至安全處。優(yōu)化后的冷放空管長度15 m，與水平方向夾角60°。根據(jù)放噴氣量進而確定放噴前期氣體流速為126 m/s，放噴后期氣體流速為17 m/s。

3 冷放空擴散數(shù)值分析

3.1 幾何模型

利用ANSYS Fluent軟件對平臺上層甲板及相關(guān)設(shè)備建立三維幾何模型，旅大21‐2 WHPA和WHPB兩座井口平臺為甲板連接，三維模型示意見圖4。圖4中最高的結(jié)構(gòu)物代表模塊鉆機，與模塊鉆機對應(yīng)位于平臺另一側(cè)的兩個柱體代表平臺吊機。模塊鉆機和吊機是冷放空管附近較高的結(jié)構(gòu)物，模擬時需重點校核鉆機和吊機操作室處的氣體擴散濃度。位于平臺結(jié)構(gòu)外側(cè)的長方體線框代表計算域，大小為130 m×55 m×50 m。

圖4 WHPA和WHPB平臺幾何模型Fig.4 Geometry of platform models

來風(fēng)方向所在邊界面為速度入口邊界，冷放空管氣體出口也是速度入口邊界，遠處下風(fēng)向的邊界面為速度出口邊界，其他邊界面皆為壁面邊界（Wall邊界）。

對三維幾何結(jié)構(gòu)進行四面體網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格總數(shù)約為440萬，得到的三維網(wǎng)格示意如圖5所示。冷放空管尺寸較小，且為了更精確地模擬氣體噴射流場，需對冷放空管附近的網(wǎng)格進行局部加密。

圖5 網(wǎng)格劃分示意Fig.5 Mesh generation of platforms

3.2 數(shù)學(xué)模型

數(shù)值模擬通過求解流體控制流動的微分方程進行計算，從而獲得流體的流場分布情況。放噴氣在泄放以后形成的氣團運動規(guī)律，滿足N‐S方程組所描述的流體力學(xué)基本方程組，在湍流描述中，方程組進行雷諾近似，由k‐ε封閉方程組構(gòu)成不可壓縮黏性流的計算流體動力學(xué)模型[11‐12]。

氣體的擴散基于能量、動量守恒定律和組分輸運方程，可以用一個通用的形式表達[13]：

其中，t為時間，s；φ為通用變量；ρ為氣體密度，kg/m3；Γ 為擴散系數(shù)；s為源項；ui為速度矢量沿 x、y、z方向分量，m/s。

湍流流動模型使用k‐ε湍流模型，該模型計算量適中，且有較高精度，一般工程計算常用該模型。

k‐ε模型主要求解以下兩個方程[14]：

其中，k為湍流動能，m2/s2；ε為湍流耗散率，%；Gk為由平均速度梯度產(chǎn)生的湍流動能，m2/s2；Gb為由浮力產(chǎn)生的湍流動能，m2/s2；YM代表脈動擴散對總耗散率的作用；C1ε、C2ε和 C3ε是經(jīng)驗常數(shù)；σk和 σε為湍流普朗特數(shù)；μt為湍流黏度，mPa·s；Sk和 Sε分別是源項。

另外，模型設(shè)置中需考慮重力作用對氣體擴散的影響。

3.3 數(shù)值計算結(jié)果

冷放空管布置在平臺西側(cè)并向外伸出，最危險的風(fēng)向為西風(fēng)，此時冷放空擴散氣體吹向平臺，最大風(fēng)速為15 m/s（超過該風(fēng)速暫?，F(xiàn)場作業(yè)）。

通過數(shù)值模擬計算，冷放空頭管徑為2.54 cm時，三種不同風(fēng)速下（1、10、15 m/s，）熱采放噴氣體的擴散情況見圖6。冷放空管出口的藍色團狀區(qū)域代表可燃氣體濃度不低于20%爆炸極限（1.742%）的范圍。

圖6 不同風(fēng)速下可燃氣體摩爾分數(shù)云圖Fig.6 Mole fraction of blowout gas with different wind speed

由圖6可以看出，當風(fēng)速為1 m/s時，可燃氣體氣團相對明顯，其實風(fēng)對氣體擴散作用較小，放噴氣主要受初始動能作用。由于冷放空管有足夠的高度，且放空氣速滿足要求，可以保證氣團總體向冷放空管以上擴散，因此放噴氣體并沒有被蒸汽鍋爐阻擋而形成富集區(qū)。當風(fēng)速增大到10 m/s時，氣體主要向水平方向擴散，但由于可燃氣體受風(fēng)影響，進一步加速擴散，所以氣團非常小。當風(fēng)速為15 m/s時，幾乎無法形成可燃區(qū)域。從圖6中可以看出，在不同風(fēng)速下，20%爆炸極限距離熱采蒸汽鍋爐以及周圍設(shè)備的最小距離約7 m，滿足規(guī)范要求。

當冷放空頭管徑為5.08 cm時，由于氣體噴射速度降低，會造成擴散效果變差。圖7為放空管5.08 cm、風(fēng)速15 m/s時的可燃氣體摩爾分數(shù)云圖。由圖7可以看出，可燃氣團集中在蒸汽鍋爐頂部，此時已經(jīng)無法滿足規(guī)范要求的20%低爆炸極限距離設(shè)備3 m。

圖7 風(fēng)速15 m/s時可燃氣體摩爾分數(shù)云圖Fig.7 Mole fraction of blowout gas with 15 m/s wind speed

圖8 為放空頭管徑5.08 cm、設(shè)計高度10 m、風(fēng)速15 m/s時的可燃氣體摩爾分數(shù)云圖。從圖8中可以看出，氣團甚至?xí)诲仩t擋住而無法擴散?？扇細怏w被鍋爐阻擋后沿鍋爐邊緣流動，一部分氣體集中在鍋爐頂部，大量氣體被阻擋后在重力作用下集中在鍋爐中下部。這對于海上平臺是十分危險的。

通過以上計算結(jié)果可以看出，海上熱采平臺的氣體放噴需要重點分析風(fēng)速、冷放空管高度、放空氣量、鍋爐等較高結(jié)構(gòu)物等因素的影響。當計算結(jié)果表明擴散效果不滿足要求時，需要通過增加冷放空管高度，減小放空頭管徑，調(diào)整鍋爐位置等方式對設(shè)計進行優(yōu)化。

圖8 風(fēng)速15 m/s時可燃氣體摩爾分數(shù)云圖（放空管5.08 cm，10 m）Fig.8 Mole fraction of blowout gas with 15 m/s wind speed(with 5.08 cm vent pipe，10 m)

4 結(jié) 論

通過調(diào)研類比的方法，根據(jù)旅大27‐2熱采井實際生產(chǎn)數(shù)據(jù)，預(yù)測旅大21‐2油田蒸汽吞吐放噴氣的氣量和組分。應(yīng)用數(shù)值模擬軟件ANSYS Fluent開展海上稠油熱采放噴氣擴散分析，研究熱采蒸汽鍋爐布置方案，量化高溫氣體放噴對平臺的影響范圍，以此指導(dǎo)鍋爐的布置和冷放空系統(tǒng)的設(shè)計，最大限度降低了蒸汽吞吐熱采生產(chǎn)過程中工藝氣體擴散對平臺安全操作的影響，為平臺設(shè)計方案提供理論依據(jù)。

稠油油田往往由于產(chǎn)能低、油品性質(zhì)差、油田壽命短且海上熱采井修井費高，造成油田開發(fā)效益差。由于經(jīng)濟性因素的制約，渤海區(qū)域尚有大量稠油儲量無法得到開采。本研究通過優(yōu)化冷放空系統(tǒng)，改善擴散效果，可以將熱采蒸汽鍋爐布置在上層甲板，平臺總面積可減小5.9%，總高度減小1.7 m。上層甲板面積從1 403.3 m2優(yōu)化為1 302.5 m2，下層甲板面積從1 192.0 m2優(yōu)化為1 148.9 m2。甲板面積總共減少144 m2，可節(jié)省工程投資約832萬元。