張 鴻， 馬寶全， 程海清， 張 勇， 胡 軍

(1. 中國(guó)石油遼河油田分公司 勘探開(kāi)發(fā)研究院，遼寧 盤(pán)錦 124010； 2. 國(guó)家能源稠(重)油開(kāi)采研發(fā)中心，遼寧 盤(pán)錦 124010； 3. 中國(guó)石油大慶油田有限責(zé)任公司 勘探開(kāi)發(fā)研究院，黑龍江 大慶 163712 )

0 引言

目前，稠油油藏開(kāi)采方式以蒸汽吞吐為主，多數(shù)油藏進(jìn)入高輪次吞吐后期，處于低產(chǎn)、低效階段，只有少數(shù)區(qū)塊具備轉(zhuǎn)蒸汽驅(qū)和SAGD開(kāi)采條件[1-2]?；馃蛯蛹夹g(shù)具有驅(qū)替效率高、適用范圍廣等特點(diǎn)，成為一種有效的稠油開(kāi)采接替技術(shù)。火燒油層技術(shù)是將油層本身的部分裂解產(chǎn)物作為燃料，不斷燃燒生熱，依靠熱力和其他綜合驅(qū)動(dòng)力作用，實(shí)現(xiàn)提高采收率的目的[3-8]。為維持火驅(qū)過(guò)程穩(wěn)定燃燒，需要持續(xù)加大注氣強(qiáng)度和注氣壓力，極易導(dǎo)致氣體單向竄流、縱向上超覆、平面波及不均勻，嚴(yán)重影響火驅(qū)開(kāi)發(fā)效果[9-11]。由于稠油油藏重質(zhì)組分多，燃料隨火線推進(jìn)沉積過(guò)多，易結(jié)焦使改質(zhì)效果變差；燃燒前緣推進(jìn)速度慢，導(dǎo)致氧氣消耗量增加、空氣需求量升高、操作成本增加。

對(duì)于稠油油藏單獨(dú)實(shí)施火燒油層方式開(kāi)采存在的問(wèn)題，可以在火燒過(guò)程達(dá)到一定程度后注入介質(zhì)水或水蒸汽，擴(kuò)大高溫燃燒區(qū)域，提高火燒開(kāi)發(fā)效果。目前，火燒與介質(zhì)水或水蒸汽相結(jié)合的典型開(kāi)發(fā)方式主要為濕式燃燒、先火驅(qū)后蒸汽驅(qū)、先蒸汽驅(qū)吞吐后火驅(qū)段塞加蒸汽驅(qū)。濕式燃燒多采用空氣和水交替注入方式[12-13]。張毅等[14]開(kāi)展?jié)袷饺紵龑?shí)驗(yàn)，認(rèn)為濕式燃燒可有效回收殘留在已燃區(qū)的熱量，提高生成熱量利用率。楊德偉等[15]對(duì)比干式和濕式燃燒，在不同條件下分析燃燒特性參數(shù)、燃燒前緣推進(jìn)速度。張銳等[16]提出“先蒸汽吞吐，后火燒油層段塞加蒸汽驅(qū)組合式開(kāi)采原油”的方式，可以提高井底溫度、水蒸汽干度、地層壓力、開(kāi)發(fā)效果及原油采收率。陳亞平等[17]提出先火燒油層后蒸汽驅(qū)開(kāi)發(fā)方式，在注蒸汽過(guò)程中可以繼續(xù)生熱，具有較高的驅(qū)油效率和采油速度。這些方式不能保證驅(qū)替過(guò)程蒸汽持續(xù)高干度、高溫區(qū)域溫度持續(xù)穩(wěn)定?；痱?qū)過(guò)程注入介質(zhì)水或水蒸汽的另一種方式——火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)[18]，即在火線保持穩(wěn)定燃燒時(shí)，將單一火燒注入方式改為同時(shí)注入一定配比的空氣與水蒸汽的混合氣(汽)。

火燒油層開(kāi)采是一種高溫?zé)嵝?yīng)及混相驅(qū)、蒸汽驅(qū)等多種驅(qū)油機(jī)理共同作用的復(fù)雜反應(yīng)過(guò)程，在空氣注入過(guò)程中加入水蒸汽，其作用機(jī)理比單一方式火燒的更復(fù)雜。以遼河油田G3塊火驅(qū)試驗(yàn)區(qū)天然巖心為例，對(duì)火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)進(jìn)行物理模擬實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬研究。對(duì)比單一方式火燒和火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)的驅(qū)替特征、生產(chǎn)特征、產(chǎn)出流體及儲(chǔ)層礦物變化特征，分析火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)技術(shù)優(yōu)勢(shì)，為稠油油藏進(jìn)一步改善火燒油層開(kāi)發(fā)效果提供技術(shù)儲(chǔ)備。

1 物理實(shí)驗(yàn)

1.1 材料和裝置

實(shí)驗(yàn)樣品選取遼河油田G3塊稠油油藏天然巖心。溫度為50 ℃時(shí)，脫氣原油黏度為61.063 Pa·s；溫度為20 ℃時(shí)，原油密度為0.972 6 g/cm3；硫質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.43%；蠟質(zhì)量分?jǐn)?shù)為4.16%；膠質(zhì)和瀝青質(zhì)質(zhì)量分?jǐn)?shù)為44.32%。蒸汽由蒸汽發(fā)生器產(chǎn)生。

實(shí)驗(yàn)采用火驅(qū)一維物理模擬裝置，由注入系統(tǒng)、點(diǎn)火系統(tǒng)、模型本體、測(cè)控系統(tǒng)和產(chǎn)出系統(tǒng)5個(gè)部分組成。注入系統(tǒng)包括空氣壓縮機(jī)、精度計(jì)量泵、蒸汽發(fā)生器、氣體流量計(jì)等；點(diǎn)火系統(tǒng)由電加熱裝置、電源等構(gòu)成，點(diǎn)火方式為電點(diǎn)火，點(diǎn)火器位于模型注氣井處；模型本體的長(zhǎng)×寬×高：42.0 cm×9.0 cm×3.6 cm，內(nèi)部采用隔熱材料，最高工作溫度為1 000 ℃，最大工作壓力為3 MPa；測(cè)控系統(tǒng)主要采用先進(jìn)數(shù)據(jù)采集板，對(duì)不同位置進(jìn)行溫度、壓力監(jiān)控采集并記錄；產(chǎn)出系統(tǒng)由回壓控制器、氣液分離裝置、在線煙氣分析儀、回收處理裝置等組成。在模型內(nèi)沿軸向布設(shè)3行13列共39個(gè)測(cè)溫點(diǎn)，監(jiān)測(cè)模型內(nèi)部溫度場(chǎng)變化。實(shí)驗(yàn)裝置見(jiàn)圖1。

圖1 火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)實(shí)驗(yàn)裝置Fig.1 Experimental apparatus of fire-steam flooding

應(yīng)用美國(guó)安東帕DMA4200M高溫高壓密度測(cè)量?jī)x、英國(guó)馬爾文Gemini2高溫高壓流變儀、日本雅特隆MK-6S棒狀薄層色譜分析儀、美國(guó)安捷倫7890A氣相色譜儀，分別對(duì)實(shí)驗(yàn)油樣進(jìn)行密度、黏度、族組分、全烴色譜分析；應(yīng)用德國(guó)煙氣分析儀Testo360對(duì)實(shí)驗(yàn)過(guò)程中氣體組分進(jìn)行在線監(jiān)測(cè)；應(yīng)用德國(guó)X線衍射儀D8Discover對(duì)黏土進(jìn)行全巖定量分析及礦物體積分?jǐn)?shù)分析。

1.2 方法和步驟

為研究稠油油藏火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)作用機(jī)理及開(kāi)發(fā)效果，設(shè)計(jì)單一方式火燒和火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)兩組物理模擬實(shí)驗(yàn)。對(duì)比兩組實(shí)驗(yàn)過(guò)程中溫度場(chǎng)、產(chǎn)出流體、儲(chǔ)層礦物、驅(qū)油效率等，分析火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)技術(shù)優(yōu)勢(shì)。

實(shí)驗(yàn)步驟：

(1)裝填模型。裝填天然巖心，確保裝填均勻；安裝點(diǎn)火器及溫度、壓力傳感器等。

(2)密封性測(cè)試。將實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行流程連接，檢查是否存在滲漏并及時(shí)完善。

(3)火驅(qū)一維實(shí)驗(yàn)。一般包括點(diǎn)火、提速注氣、穩(wěn)定燃燒、停止注氣4個(gè)階段。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，點(diǎn)火器預(yù)設(shè)點(diǎn)火溫度為500 ℃，單一方式火燒注入介質(zhì)為壓縮空氣，通風(fēng)強(qiáng)度為40.0 m3/(m2·h)(標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下)，空氣注入速度為2.4 L/min(標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下)，注氣壓力為 1.0 MPa，回壓為0.8 MPa。通過(guò)計(jì)算機(jī)實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)模型內(nèi)測(cè)溫點(diǎn)、測(cè)壓點(diǎn)、注氣量變化及火線波及狀態(tài)。應(yīng)用在線煙氣分析儀實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)尾氣變化，當(dāng)火線到達(dá)生產(chǎn)井處結(jié)束實(shí)驗(yàn)。

(4)火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)。先注入單一介質(zhì)空氣完成點(diǎn)火并實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定燃燒(實(shí)驗(yàn)參數(shù)同步驟(3))，實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)溫度變化及波及狀態(tài)，當(dāng)火線前緣推進(jìn)至模型1/3處(約12 cm)，在注入空氣的同時(shí)注入水蒸汽，水蒸汽注入溫度為180 ℃，注氣壓力為1.0 MPa，注入速度為8.0 mL/min，復(fù)合驅(qū)過(guò)程回壓設(shè)定為0.8 MPa。根據(jù)溫度場(chǎng)變化特征，逐漸降低空氣注入速度至1.4 L/min(標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下)，提高水蒸汽注入速度至14.0 mL/min，保證高溫區(qū)域穩(wěn)定向前擴(kuò)展。同時(shí)監(jiān)測(cè)尾氣組分變化，當(dāng)火線到達(dá)生產(chǎn)井處結(jié)束實(shí)驗(yàn)，停止注氣(汽)。

(5)取樣分析。模型本體降溫后，對(duì)產(chǎn)出液進(jìn)行計(jì)量，拆開(kāi)模型取樣分析。對(duì)于實(shí)驗(yàn)原油樣品按照GB/T 1884—2000《原油和液體石油產(chǎn)品密度實(shí)驗(yàn)室測(cè)定法(密度計(jì)法)》、GB/T 28910—2012《原油流變性測(cè)定》、SY/T 5119—2016《巖石中可溶有機(jī)物及原油族組分分析》分別進(jìn)行密度、黏度及族組分測(cè)定。

2 技術(shù)優(yōu)勢(shì)

2.1 提高火線溫度

不同火驅(qū)方式點(diǎn)火50 min后模型內(nèi)部溫度場(chǎng)見(jiàn)圖2，相應(yīng)的油墻運(yùn)移見(jiàn)圖3。由圖2可知，當(dāng)火線穩(wěn)定推進(jìn)一定距離時(shí)，火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)過(guò)程火線溫度明顯升高，且火線始終保持一定高溫穩(wěn)定推進(jìn)。根據(jù)溫度采集數(shù)據(jù)，在相同注氣條件下，點(diǎn)火50 min后單一方式火燒和火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)過(guò)程最高溫度分別為531 ℃和696 ℃。

圖2 不同火驅(qū)方式點(diǎn)火50 min后模型內(nèi)部溫度場(chǎng)Fig.2 Internal temperature field at 50 min after ignition of different fire flooding modes

火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)高溫(溫度超過(guò)450 ℃以上)區(qū)域?yàn)閱我环绞交馃?倍以上，較單一方式火燒波及范圍更廣(見(jiàn)圖2)。對(duì)于稠油油藏火驅(qū)，原油黏度控制油墻形成的寬度與速度，黏度越低，形成的油墻越寬、速度越快[21-22]。由圖3可知，火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)過(guò)程形成的油墻寬度更寬。這是由于水蒸汽攜熱能力強(qiáng)，溫度為300 ℃時(shí)，1 kg空氣攜帶熱量為293.16 kJ，1 kg水蒸汽攜帶熱量為2 748.10 kJ，水蒸汽對(duì)原油、儲(chǔ)層加熱效果更好，可擴(kuò)大熱波及范圍，水蒸汽的注入降低燃燒帶及其前緣溫度，在向前移動(dòng)過(guò)程中凝結(jié)為熱水并釋放大量潛熱，提高注氣井與燃燒前緣間的熱利用率，加快原油升溫降黏過(guò)程，進(jìn)一步改善原油流動(dòng)性，在熱效應(yīng)與驅(qū)替作用下，原油不斷聚集使油墻范圍變大。

圖3 不同火驅(qū)方式點(diǎn)火50 min后油墻運(yùn)移Fig.3 Oil wall migration at 50 min after ignition of different fire flooding modes

2.2 改善原油品質(zhì)

對(duì)天然巖心及不同火驅(qū)方式實(shí)驗(yàn)后產(chǎn)出原油的黏度、密度及族組分進(jìn)行分析(見(jiàn)表1)。兩種火驅(qū)方式產(chǎn)出原油的黏度、密度比天然巖心的低，但降黏幅度有一定差別，火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)實(shí)驗(yàn)后原油黏度為1.117 Pa·s，降黏率為81.71%，下降幅度大于單一方式火燒的。原油黏度下降有利于降低驅(qū)替過(guò)程中的黏滯阻力，提高滲流能力[23]。根據(jù)族組分變化，經(jīng)過(guò)不同方式火燒后，輕質(zhì)組分(飽和烴和芳烴)質(zhì)量分?jǐn)?shù)明顯升高，且火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)的效果最優(yōu)，為56.6%；重質(zhì)組分(非烴和瀝青質(zhì))質(zhì)量分?jǐn)?shù)明顯降低，原油黏度主要由重質(zhì)組分含量決定，火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)方式后原油品質(zhì)得到明顯改善。

表1 天然巖心及不同火驅(qū)方式后原油物性

利用氣相色譜技術(shù)對(duì)原油飽和烴特征進(jìn)行定量描述，天然巖心及不同方式火燒后樣品的全烴色譜分析見(jiàn)圖4。由圖4可知，天然巖心以異構(gòu)烷烴為主，主峰碳為nC22，高碳數(shù)(nC25～nC30)占明顯優(yōu)勢(shì)；兩種火驅(qū)方式后，低碳數(shù)正構(gòu)烷烴和異構(gòu)烴含量明顯增高，大分子結(jié)構(gòu)環(huán)烷烴相對(duì)豐度明顯降低，主峰碳變?yōu)閚C17～nC18。

圖4 天然巖心及不同火驅(qū)方式后樣品的全烴色譜分析Fig.4 Total hydrocarbon chromatographic analysis of natural core and samples after different fire flooding modes

原油輕重比(∑nC21-/∑nC22+)為低碳數(shù)正構(gòu)烷烴含量總和與高碳數(shù)正構(gòu)烷烴含量總和之比，表征熱演化程度，比值越高，原油品質(zhì)越好[24-25]。天然巖心及單一方式火燒、火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)后的原油輕重比分別為0.759、1.807、2.281，表明原油中大分子環(huán)狀結(jié)構(gòu)上的一些脂肪鏈或低環(huán)數(shù)芳烴，在熱力作用下，從大分子結(jié)構(gòu)上斷裂成相對(duì)分子質(zhì)量較小的短鏈烷烴，火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)后原油輕重比升高幅度大，即低碳數(shù)正構(gòu)烷烴和異構(gòu)烴含量增大明顯，原油改質(zhì)效果更好。

2.3 減少空氣耗量

火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)實(shí)驗(yàn)過(guò)程中尾氣組分變化見(jiàn)圖5。由圖5可知，前期單一方式火燒過(guò)程中，O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)下降(由21.00%下降至2.98%)、CO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)上升(由0上升至10.90%)。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，兩種氣體在同一時(shí)間段變化明顯，即發(fā)生劇烈的氧化反應(yīng)，表明原油被點(diǎn)著，可以用來(lái)劃分火驅(qū)過(guò)程點(diǎn)火階段和穩(wěn)定燃燒階段。

圖5 火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)實(shí)驗(yàn)過(guò)程中尾氣組分變化Fig.5 Composition variation of tail gas during fire-steam flooding

在相同注氣量下，與單一方式火燒階段相比，火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)階段的O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)上升至7.66%，H2質(zhì)量分?jǐn)?shù)上升至6.02%，CO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)下降至8.23%(見(jiàn)圖5)?；馃羝麖?fù)合驅(qū)階段平均氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)較單一方式火燒階段的高，表明原油燃燒對(duì)氧氣需求量降低?；馃羝麖?fù)合驅(qū)過(guò)程中，注入水蒸汽后，水分解產(chǎn)生的氧氣與焦炭發(fā)生反應(yīng)，實(shí)現(xiàn)高溫燃燒的氧氣主要來(lái)源于兩部分：注入空氣中的氧氣和水分解的氧氣。由于水蒸汽在燃燒過(guò)程中參與化學(xué)反應(yīng)，原油燃燒對(duì)氧氣需求量下降，因此火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)可減少空氣注入量。

2.4 改善儲(chǔ)層流通性

選取單一方式火燒和火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)已燃區(qū)樣品，應(yīng)用X線衍射儀分析天然巖心與已燃區(qū)樣品的巖石礦物組成，實(shí)驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2。由表2可知，不同方式火驅(qū)后主要礦物成分的體積分?jǐn)?shù)發(fā)生變化，黏土礦物和長(zhǎng)石體積分?jǐn)?shù)減少，石英體積分?jǐn)?shù)增加?；馃羝麖?fù)合驅(qū)的長(zhǎng)石體積分?jǐn)?shù)減少更多，并伴隨方解石的出現(xiàn)和白云石的增加，由于火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)火線穩(wěn)定，持續(xù)推進(jìn)溫度大于單一方式火燒的，隨溫度升高，可能存在長(zhǎng)石(鉀長(zhǎng)石、斜長(zhǎng)石)向黏土礦物、石英轉(zhuǎn)化現(xiàn)象。

表2 天然巖心與不同方式火驅(qū)后巖石礦物體積分?jǐn)?shù)

鉀長(zhǎng)石向高嶺石、石英轉(zhuǎn)化的化學(xué)反應(yīng)方程式為

(1)

黏土礦物中結(jié)構(gòu)水主要在溫度為400～525 ℃之間逸出，隨溫度升高，礦物層間水釋放且陽(yáng)離子移出，黏土礦物發(fā)生重結(jié)晶或礦物之間相互轉(zhuǎn)化[26]。高溫作用下，高嶺石經(jīng)脫水作用后從有序結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變?yōu)闊o(wú)序結(jié)構(gòu)的非晶質(zhì)，形成間層礦物伊/蒙混層。由于火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)的高溫燃燒階段溫度相對(duì)較高，隨水蒸汽的連續(xù)注入，伊利石和伊/蒙混層逆向轉(zhuǎn)化成高嶺石[27]。

天然巖心與不同方式火驅(qū)后黏土礦物體積分?jǐn)?shù)見(jiàn)表3。由表3可知，火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)的伊/蒙混層體積分?jǐn)?shù)相對(duì)降低，伊利石體積分?jǐn)?shù)呈增加趨勢(shì)，即黏土膠結(jié)性能發(fā)生變化，儲(chǔ)層物性隨之改善。一定程度上保證原油具有良好的滲流通道，有利于空氣在儲(chǔ)層中流動(dòng)，使高溫燃燒階段持續(xù)穩(wěn)定推進(jìn)，進(jìn)一步改善火驅(qū)效果。在該條件下主要存在高嶺石向蒙皂石轉(zhuǎn)化、蒙皂石向伊利石轉(zhuǎn)化、高嶺石向伊利石轉(zhuǎn)化三種反應(yīng)，轉(zhuǎn)化方程式分別為

表3 天然巖心與不同方式火驅(qū)后黏土礦物體積分?jǐn)?shù)

(2)

(3)

(4)

式(2-4)中：E為Na+、Ca2+等陽(yáng)離子。

2.5 提高采油速度

根據(jù)SY/T 6898—2012《火燒油層基礎(chǔ)參數(shù)測(cè)定方法》[28]，計(jì)算火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)的驅(qū)油效率。實(shí)驗(yàn)結(jié)束后取出模型內(nèi)巖心，僅模型產(chǎn)出端有部分結(jié)焦，模型內(nèi)大部分巖心被火線、高溫區(qū)域波及，呈黃灰土色(見(jiàn)圖6)。根據(jù)產(chǎn)出油量計(jì)算火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)驅(qū)油效率為78.6%，單一方式火燒驅(qū)油效率為75.9%。

圖6 火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)后巖心分布特征Fig.6 Core distribution characteristics after fire-steam flooding

由不同方式火驅(qū)階段采油速度對(duì)比曲線(見(jiàn)圖7)可知，火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)階段采油速度明顯比單一方式火燒的高，且峰值靠前。由于火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)過(guò)程中，空氣密度小于水蒸汽，優(yōu)先占據(jù)油藏上層部位，水蒸汽帶動(dòng)下方冷油區(qū)受熱，相同注氣強(qiáng)度下，較單一方式火燒提高熱利用率，實(shí)現(xiàn)高溫區(qū)域溫度持續(xù)穩(wěn)定，加快階段采油速度，對(duì)改善開(kāi)發(fā)效果有一定促進(jìn)作用。

圖7 不同方式火驅(qū)階段采油速度曲線Fig.7 Curves of oil recovery rate in different fire drive stages

3 數(shù)值模擬及生產(chǎn)預(yù)測(cè)

3.1 數(shù)值模擬

以遼河油田G3塊火燒試驗(yàn)區(qū)為目標(biāo)區(qū)，利用熱采數(shù)值模擬CMG軟件的STARS火驅(qū)模塊，結(jié)合地質(zhì)模型擬合蒸汽吞吐開(kāi)采歷史。建立與G3塊油藏物性條件相近的火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)數(shù)值模型，采用正交均勻網(wǎng)格系統(tǒng)，設(shè)計(jì)直井注入井一口、直井生產(chǎn)井一口。模擬單一方式火燒和火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)兩種開(kāi)采方式。

通過(guò)數(shù)值模擬對(duì)兩種開(kāi)采方式進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，單一方式火燒點(diǎn)火后連續(xù)注入空氣6 a的溫度場(chǎng)見(jiàn)圖8(a)，單一方式火燒1 a后轉(zhuǎn)火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)5 a的溫度場(chǎng)見(jiàn)圖8(b)，單一方式火燒階段注氣速度相同(6.0×104m3/d)。由圖8可以看出，同一開(kāi)采時(shí)刻，火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)燃燒帶溫度明顯高于單一方式火燒的，且高溫區(qū)域?qū)挾却笥趩我环绞交馃摹Ｍ瑫r(shí)，數(shù)值模擬得到的火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)采收率較單一方式火燒的高2%。數(shù)值模擬與物理模擬實(shí)驗(yàn)特征規(guī)律一致。

圖8 數(shù)值模擬不同方式火驅(qū)溫度場(chǎng)特征Fig.8 Numerical simulation of temperature field characteristics after different fire flooding modes

3.2 生產(chǎn)預(yù)測(cè)

對(duì)于遼河油田某一試驗(yàn)區(qū)，油層埋深為800～1 000 m，油層平均厚度為42.10 m，平均孔隙度為25.5%，平均滲透率為780×10-3μm2，溫度為50 ℃時(shí)，平均脫氣原油黏度為0.300～2.000 Pa·s。采用五點(diǎn)井網(wǎng)，井距為71 m。前期以蒸汽吞吐開(kāi)發(fā)為主，地層平均壓力為1.2 MPa，地下存水量大，回采水率為32.3%，井間剩余油飽和度為44.5%。

根據(jù)物理模擬研究結(jié)果和剩余油飽和度，確定單一方式火燒階段注氣強(qiáng)度、火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)階段注氣(汽)強(qiáng)度。先對(duì)油層進(jìn)行單一方式火燒開(kāi)采，以2.0 m3/(m2·h)(標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下)的通風(fēng)強(qiáng)度向油層注入空氣，根據(jù)生產(chǎn)井產(chǎn)出氣(CO2、CO、O2等組分)變化判斷油層燃燒狀態(tài)，當(dāng)達(dá)到穩(wěn)定燃燒1 a后轉(zhuǎn)入火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)開(kāi)采，控制水蒸汽與空氣比例，使汽氣比小于16 kg/m3(標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下)。一般以0.7～1.3 m3/(m2·h)(標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下)的通風(fēng)強(qiáng)度注入空氣，根據(jù)優(yōu)化的汽氣比及注入空氣強(qiáng)度確定注入水蒸汽量。對(duì)注入井壓力、生產(chǎn)井產(chǎn)出尾氣組分進(jìn)行監(jiān)測(cè)，根據(jù)尾氣中O2和CO2含量調(diào)整空氣和水蒸汽的注入強(qiáng)度，保證注入壓力穩(wěn)定。預(yù)測(cè)火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)生產(chǎn)13 a可提高采收率40%，最終采收率達(dá)到63%。

4 結(jié)論

(1)對(duì)遼河油田G3塊火驅(qū)試驗(yàn)區(qū)天然巖心，進(jìn)行一維火燒復(fù)合驅(qū)物理模擬實(shí)驗(yàn)。對(duì)比單一方式火燒油層和火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)的驅(qū)替特征、生產(chǎn)特征、產(chǎn)出流體及儲(chǔ)層礦物變化特征，分析火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)技術(shù)優(yōu)勢(shì)，應(yīng)用數(shù)值模擬進(jìn)行特征驗(yàn)證和生產(chǎn)預(yù)測(cè)。

(2)火燒—蒸汽復(fù)合驅(qū)比單一方式火燒燃燒反應(yīng)多放出150 kJ/mol熱量，火線最高溫度提高150℃以上，高溫區(qū)域擴(kuò)大2倍以上，具有火線溫度高、波及范圍廣等特征；原油輕重比相對(duì)單一方式火燒的提高至2.281，改質(zhì)效果好；階段產(chǎn)出氧氣濃度較高，水蒸汽在燃燒過(guò)程中參與反應(yīng)，減少空氣耗量；加熱原油同時(shí)加熱儲(chǔ)層巖石，黏土膠結(jié)性能發(fā)生變化，改善儲(chǔ)層物性。

(3)數(shù)值模擬與物理模擬實(shí)驗(yàn)特征規(guī)律一致?；馃羝麖?fù)合驅(qū)開(kāi)采可提高采油速度、擴(kuò)大火驅(qū)波及體積，達(dá)到進(jìn)一步改善火燒開(kāi)發(fā)效果的目的。