戶昶昊

(中國石油遼河油田分公司，遼寧 盤錦 124010)

0 前 言

火驅(qū)是一種重要的稠油熱采技術(shù)，具有成本低、驅(qū)油效率高、油藏適用范圍廣等優(yōu)勢?；痱?qū)過程中原油氧化存在低溫氧化(LTO)、高溫氧化(HTO)2種動力學(xué)模式。低溫氧化模式下，原油反應(yīng)生成復(fù)雜的加氧化合物，成分中芳烴含量減少，膠質(zhì)、瀝青含量增加，原油黏度、密度增大[1-3]，且氧化過程燃燒不充分，熱效率較低，形成的焦炭會使儲層滲透性變差[4]。另外，國內(nèi)外學(xué)者研究發(fā)現(xiàn)，原油低溫氧化的驅(qū)油機制主要為煙道氣驅(qū)[5]，燃燒前緣不穩(wěn)定，無法穩(wěn)定傳播，極易熄滅[6-7]。總之，低溫氧化環(huán)境不利于稠油開采。高溫氧化模式下，原油反應(yīng)主要生成碳氧化合物和水，通過化學(xué)改質(zhì)、物理升溫的方式，有效降低原油黏度，通過尾氣與原油混溶、膨脹驅(qū)替，可大幅提高火驅(qū)采收率，氧化過程熱效率高。因此，火驅(qū)過程中規(guī)避低溫氧化、實現(xiàn)高溫氧化是項目經(jīng)濟可行的必要前提和重要保障[8]。

為明確火驅(qū)高溫與低溫氧化的轉(zhuǎn)換界限，首先開展原油的反應(yīng)動力學(xué)研究，進而建立能夠表征其燃燒行為的動力學(xué)模型。國內(nèi)外學(xué)者開展原油的化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)研究多采用熱重分析儀[9-10]、差示掃描量熱儀[11]或燃燒池[12]。由于燃燒池具有測量原油反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)[13]準確、便于數(shù)值模擬模型建立與校正等優(yōu)點，該文采用燃燒池裝置對目標區(qū)塊原油進行動力學(xué)研究。在建立動力學(xué)模型的基礎(chǔ)上，明確火驅(qū)效果關(guān)鍵影響因素，并針對關(guān)鍵因素，明確高溫與低溫氧化轉(zhuǎn)換的界限。近年來，相關(guān)學(xué)者通過室內(nèi)一維燃燒管實驗，定性地研究了影響火驅(qū)開發(fā)效果的關(guān)鍵因素。研究發(fā)現(xiàn)：通風(fēng)強度是影響火驅(qū)效果的關(guān)鍵因素之一，通風(fēng)強度越大，火驅(qū)前緣溫度越高，前緣移動速度越快；黏土和金屬添加劑能夠起到催化劑作用，可有效降低高溫氧化的門限溫度；含油飽和度對火驅(qū)的燃料值及前緣溫度影響較小。但火驅(qū)過程中高溫與低溫氧化轉(zhuǎn)換的界限仍然不清，缺乏定量指標，有待進一步研究。因此，以杜66塊火驅(qū)為研究對象，通過室內(nèi)火驅(qū)實驗及數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，建立了精確可靠的化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)模型。在此基礎(chǔ)上，對火驅(qū)的高低溫氧化界限進行了深入研究，以此指導(dǎo)現(xiàn)場規(guī)避低溫氧化、低溫氧化后高溫重啟等實踐，進一步改善火驅(qū)油藏的生產(chǎn)效果，提高油藏采收率。

1 火驅(qū)反應(yīng)動力學(xué)表征

大量實驗結(jié)果表明[7-8]，當(dāng)溫度達到350 ℃左右時，地層中的燃料和氧氣發(fā)生燃燒氧化產(chǎn)生H2O、CO和CO2等基本產(chǎn)物；而在高溫氧化反應(yīng)過程中，燃料與氧氣發(fā)生反應(yīng)生成H2O和煙道氣等基本產(chǎn)物。高溫氧化過程的化學(xué)計量方程式可以表示為：

式中：CHn為火驅(qū)原油燃料的平均分子式；n為燃料的視H/C原子比；m為尾氣中CO/CO2體積比。

利用上式，通過尾氣組分含量以及注入的氧氣含量可以估算視H/C原子比n：

(1)

式中：YO2為注入空氣中氧氣的物質(zhì)的量分數(shù)，%；YO2-D為煙道氣中氧氣的物質(zhì)的量分數(shù)，%；YCO2為煙道氣中CO2的物質(zhì)的量分數(shù)，%；YCO為煙道氣中CO的物質(zhì)的量分數(shù)，%。

一般情況下，高溫氧化反應(yīng)條件下的視H/C原子比為0.5～2.0。如果計算得到視H/C原子比高于該范圍，則說明低溫氧化在燃燒過程中占據(jù)主導(dǎo)地位。

1.1 燃燒池實驗

燃燒池系統(tǒng)主要由測控系統(tǒng)和反應(yīng)系統(tǒng)組成。測控系統(tǒng)可以對注入氣體組分、速率及實驗壓力進行控制，并對實驗過程中的溫度、壓力、產(chǎn)出氣體組分等參數(shù)進行實時采集。反應(yīng)系統(tǒng)主要由長10 cm、直徑2 cm的燃燒池及外部熱補償裝置組成，實驗過程中可以最大限度降低燃燒池與外部系統(tǒng)的熱交換。實驗過程中，空氣由燃燒池的下端進口注入，尾氣從燃燒池上端出口排出，并通過測控系統(tǒng)實時記錄。其實驗步驟為：①將原油和油砂混合均勻；②用稱量紙稱量10 g混合均勻的油砂，裝填入放有濾網(wǎng)的燃燒池；③放入墊片，安裝燃燒池，連接好管線，檢查各處閥門是否打開；④打開氣瓶，關(guān)閉背壓閥，對系統(tǒng)進行氣密性檢查；⑤將溫度區(qū)間設(shè)為25～600 ℃，設(shè)定不同的線性升溫速率，待氣體流量和壓力穩(wěn)定后，開始加熱；⑥燃燒池線性升溫至600 ℃，記錄溫度的變化以及尾氣中各氣體組分的含量；⑦整理實驗裝置，對數(shù)據(jù)進行解釋分析，解釋原油反應(yīng)動力學(xué)特征。

為研究杜66塊原油高溫與低溫氧化的溫度、尾氣特征及燃燒動力學(xué)參數(shù)，并建立相應(yīng)的反應(yīng)動力學(xué)模型，進行5組不同升溫速率的燃燒池實驗，升溫速率分別為5.22、3.83、3.02、2.38、2.03 ℃/min，注氣速率保持2 L/min不變，實驗油砂采用杜66塊實際地層巖心與原油制備。實驗結(jié)果如圖1所示，其中，耗氧量雙峰分別對應(yīng)原油的低溫氧化和高溫氧化。

圖1 燃燒池實驗溫度及尾氣歷史Fig.1 The experimental temperature and tail gas history of combustion cell

分析實驗數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，杜66塊原油高溫與低溫氧化存在明顯的溫度區(qū)間，且具備相應(yīng)的視H/C原子比和CO/CO2體積比特征。低溫氧化下，原油視H/C原子比為3.0～5.3，CO/CO2體積比為0.5～1.3，溫度區(qū)間為195～350 ℃；高溫氧化下，原油視H/C原子比為0.5～2.0，CO/CO2體積比為0.13～0.40，溫度區(qū)間為350～500 ℃。

1.2 燃燒池數(shù)值模擬及歷史擬合

利用燃燒池實驗數(shù)據(jù)，建立對應(yīng)的化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)模型。4組化學(xué)反應(yīng)分別為加氧反應(yīng)、低溫氧化反應(yīng)、中溫氧化反應(yīng)和高溫氧化反應(yīng)，反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)如表1。其中，Oil為原油組分，Coke1 為低溫氧化反應(yīng)物，Coke3為中溫氧化反應(yīng)物，Coke2為高溫氧化反應(yīng)物。

表1 原油反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)Table 1 The kinetic parameters of crude oil reaction

Oil +0.50O2→6.00Coke1 +4.00Coke3

Coke1+1.60O2→0.60CO+0.90CO2+1.50H2O+1.00Coke2

Coke3+0.45O2→0.10CO+0.40CO2

Coke2+1.06O2→0.09CO+1.18CO2+0.50H2O

在此基礎(chǔ)上，對升溫速率分別為5.22、3.83 ℃/min 2組實驗的耗氧量、CO產(chǎn)量和CO2產(chǎn)量進行歷史擬合(圖2、3、4)，擬合誤差均在10%以內(nèi)，證明了該動力學(xué)模型的可靠性。

圖3 燃燒池實驗CO2產(chǎn)量擬合結(jié)果Fig.3 The fitting results of CO2 output in combustion cell experiment

圖4 燃燒池實驗CO產(chǎn)量擬合結(jié)果Fig.4 The fitting results of CO output in combustion cell experimen

1.3 燃燒管實驗

實驗所用的燃燒管內(nèi)徑為3.8 cm，長為60 cm，沿程布置5個間隔為12 cm的測溫點，其測控系統(tǒng)與燃燒池系統(tǒng)相同。燃燒管作為一維系統(tǒng)，主要用于測試分析原油的燃燒驅(qū)替特征，如火驅(qū)前緣推進速度、空氣耗量、燃料值、驅(qū)油效率等參數(shù)。

通風(fēng)強度、前緣初始溫度為火驅(qū)高溫與低溫轉(zhuǎn)換的主控因素，對比進行了5組杜66塊原油燃燒驅(qū)替特征燃燒管實驗，獲取杜60塊原油實驗條件下高溫與低溫氧化轉(zhuǎn)換的界限。為了模擬真實的地層火驅(qū)狀況，按照地層礦物比配置石英砂黏土混合物，與原油攪拌均勻裝填燃燒管，填充物的孔隙度為0.35，含油飽和度為0.52。

燃燒管實驗條件及結(jié)果如表2所示，實驗結(jié)果表明：燃燒管高溫與低溫氧化轉(zhuǎn)換的臨界前緣初始溫度為300 ℃；燃燒管高溫與低溫氧化的臨界通風(fēng)強度為53 m3/(m2·h)。

表2 各組燃燒管實驗條件及結(jié)果Table 2 The experimental conditions and results of each group of combustion tubes

分析實驗結(jié)果發(fā)現(xiàn)，較低的前緣初始溫度(實驗1、4、5)不利于高溫氧化燃燒的建立，且低溫氧化燃燒不穩(wěn)定，容易熄滅(實驗4、5)。這主要是由于燃燒管的初始熱量以及原油低溫氧化所釋放的熱量，難以在熱損的基礎(chǔ)上提供維持低溫氧化或跨越至高溫燃燒，導(dǎo)致燃燒管低溫氧化難以維持，進而轉(zhuǎn)為熄滅；反之，如果前緣初始溫度較高，即使初始時燃燒以低溫氧化為主，也可通過自身放熱跨入高溫氧化(實驗1)。實驗3的溫度變化、尾氣組分變化及實驗結(jié)束后的油砂形態(tài)如圖5、6所示。由圖5、6可知，實驗3在0～95 min內(nèi)主要為高溫氧化，峰值溫度為480 ℃，視H/C原子比為1.3，CO/CO2體積比為0.36～0.40，火驅(qū)過后的油砂較潔凈，焦炭殘留量低；95 min后以低溫氧化為主，前緣移動速度降低，峰值溫度逐步降低并最終熄滅，視H/C原子比及CO/CO2體積比逐漸上升至低溫氧化的范圍(視H/C原子比不小于3.0、CO/CO2體積比不小于0.5)，火驅(qū)過后的油砂焦炭大量殘留，油砂為黑灰色。這主要是由于通風(fēng)強度不足，燃燒所釋放的熱量逐漸減少，燃燒前緣溫度逐漸降低。隨著溫度的降低，燃燒管內(nèi)的油砂轉(zhuǎn)為低溫氧化并最終熄滅。

圖5 實驗3溫度及尾氣分析Fig.5 The analysis of temperature and exhaust gas in Experiment 3

圖6 實驗3驅(qū)替后的油砂形態(tài)Fig.6 The oil sand morphology after flooding in Experiment 3

2 高溫與低溫氧化界限研究

2.1 燃燒管火驅(qū)高溫與低溫氧化界限研究

在燃燒池與燃燒管實驗的基礎(chǔ)上，利用擬合的反應(yīng)動力學(xué)數(shù)值模擬模型，預(yù)測了不同條件下的燃燒管高溫與低溫氧化轉(zhuǎn)換行為。將數(shù)值模擬預(yù)測的高溫與低溫氧化轉(zhuǎn)換界限與室內(nèi)物模實驗得到的轉(zhuǎn)換界限進行對比，發(fā)現(xiàn)兩者具有良好的一致性，進一步證實了該動力學(xué)模型的可靠性，如圖7所示。圖中序號代表燃燒管實驗序號，A、B表示實驗過程中不同的階段。

圖7 燃燒管實驗及數(shù)模高溫與低溫氧化界限對比

數(shù)值模擬研究表明，燃燒管高溫與低溫氧化轉(zhuǎn)換的臨界通風(fēng)強度為53 m3/(m2·h)、臨界前緣初始溫度為300 ℃。當(dāng)實驗條件低于臨界值時，火驅(qū)以低溫氧化為主，且此時低溫氧化不穩(wěn)定，最終熄滅，這與燃燒管實驗中觀察到的現(xiàn)象一致。

2.2 杜66塊油藏火驅(qū)高溫與低溫氧化界限研究

基于建立的反應(yīng)動力學(xué)模型，借鑒杜66塊典型井組油藏數(shù)值模擬模型，建立了高精度的二維多層火驅(qū)模型。為確保能夠捕捉火驅(qū)過程中狹窄的燃燒前緣，避免網(wǎng)格尺寸效應(yīng)帶來的數(shù)值誤差，該模型在驅(qū)替方向上包含1 000個網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸為0.2 cm。油藏總厚度為62 m，有效砂體厚度為36 m，油藏初始含油飽和度為0.5，平均溫度為50 ℃，油藏向頂層和底層散熱。

通過開展不同溫度和通風(fēng)強度的數(shù)值模擬，最終確定杜66塊火驅(qū)高溫與低溫氧化轉(zhuǎn)換的臨界前緣初始溫度及臨界通風(fēng)強度分別為280 ℃和1.0 m3/(m2·h)，并構(gòu)建了高溫與低溫氧化轉(zhuǎn)換界限圖版。根據(jù)不同參數(shù)下火驅(qū)效果，將多層火驅(qū)高溫與低溫氧化轉(zhuǎn)換圖版劃分為4個區(qū)間，如圖8所示。紅色表示總體氧氣利用率高于70%，多層火驅(qū)過程高溫氧化占主導(dǎo)。圖9表示在前緣溫度為380 ℃、通風(fēng)強度為4.0 m3/(m2·h)下20 d時礦場尺度多層火驅(qū)數(shù)值模擬情況。由圖9可知：多個高滲主力層中高溫氧化燃燒前緣的推進；綠色表示總體氧氣利用率為30%～70%，多層火驅(qū)油藏高溫氧化略占主導(dǎo)；杏色表示總體氧氣利用率低于30%。圖10表示在前緣溫度為380℃、通風(fēng)強度為2.0 m3/(m2·h)下20 d時礦場尺度多層火驅(qū)數(shù)值模擬情況。由圖10可知：多層火驅(qū)油藏只有少數(shù)主力層位維持高溫氧化，效果差；藍色表示所有層均熄滅，多層油藏不存在高溫氧化。

圖8 不同參數(shù)下多層油藏火驅(qū)高溫與低溫氧化受效圖版

圖9 高通風(fēng)強度下20d時礦場尺度多層火驅(qū)數(shù)值模擬

圖10 低通風(fēng)強度下20 d時礦場尺度多層火驅(qū)數(shù)值模擬

2.3 高溫與低溫氧化轉(zhuǎn)換技術(shù)對策

在火驅(qū)方案設(shè)計時，建議選取合適的初始點火溫度和通風(fēng)強度，快速建立穩(wěn)定的高溫氧化前緣。在火驅(qū)低溫氧化發(fā)生后，則應(yīng)在前緣溫度低于臨界溫度前提高通風(fēng)強度，進而將火驅(qū)參數(shù)由圖版中的左下角移至右上角，幫助前緣跨入高溫氧化。多層火驅(qū)過程中，由于層數(shù)多、各油層物性差異大，籠統(tǒng)注氣易引發(fā)各層位縱向吸氣不均，空氣沿物性好的油層突進，進而導(dǎo)致層間燃燒狀態(tài)和火線推進距離差異大，如圖9所示。因此，在空氣壓縮機功率及數(shù)量有限的情況下，可以采用分層注氣的策略代替籠統(tǒng)注氣，并始終滿足臨界通風(fēng)強度的需求。

3 結(jié) 論

(1) 火驅(qū)低溫氧化過程熱效率低，燃燒不完全，導(dǎo)致大量焦炭沉積，造成原油及儲層物性變差，驅(qū)油效率低，不利于火驅(qū)項目的經(jīng)濟可行。

(2) 杜66塊原油高溫與低溫氧化存在明顯的前緣溫度區(qū)間，且具有相應(yīng)的視H/C原子比和CO/CO2體積比特征。高溫氧化時視H/C原子比為0.5～2.0，CO/CO2體積比為0.13～0.40，前緣溫度、視H/C原子比和CO/CO2體積比可用于判定火驅(qū)的燃燒狀態(tài)。

(3) 建立了能夠表征杜66塊原油燃燒特性的反應(yīng)動力學(xué)模型，其低溫氧化、高溫氧化的活化能分別為86 kJ/mol和96 kJ/mol，并對燃燒池實驗進行了歷史擬合，誤差小于10%。

(4) 數(shù)值模擬和室內(nèi)實驗表明，杜66塊原油燃燒管實驗的高溫與低溫氧化轉(zhuǎn)換的臨界條件為通風(fēng)強度為53 m3/(m2·h)、前緣初始溫度為300 ℃。當(dāng)實驗條件低于臨界值時，火驅(qū)以低溫氧化為主，且此時低溫氧化不穩(wěn)定，并最終熄滅。

(5) 通過精確的油藏尺度數(shù)值模擬，確立了杜66塊多層火驅(qū)的高溫與低溫氧化轉(zhuǎn)換的臨界條件為：前緣初始溫度為280 ℃，臨界通風(fēng)強度為1.0 m3/(m2·h)。構(gòu)建了杜66塊火驅(qū)高溫與低溫氧化轉(zhuǎn)換界限的圖版，提出了維持最低通風(fēng)強度、進行分層火驅(qū)等開發(fā)對策，為火驅(qū)設(shè)計提供了重要理論依據(jù)。