基于實驗的原油氧化速率分析及應用

袁士寶，張喻鵬，蔣海巖，白 玉

(1.西安石油大學石油工程學院，西安 710065;2.陜西省油氣田特種增產技術重點實驗室，西安 710065)

火燒油層技術是開采稠油有效的技術之一，但其燃燒過程復雜且成功率并不高，主要在于對火驅階段的原油氧化速率認識不足，難以形成合理的理論指導，一直受到中外學者的關注[1]。早在1982年，Fassihi等[2]通過室內燃燒試驗得出原油的在多孔介質的燃燒存在多個連續的反應并確定了低溫、中溫和高溫氧化3種反應類型；Cinar等[3]建立一種火驅模型，從活化能的角度對氧化反應能量以及反應溫度進行分析，這為反應階段確定奠定了基礎；陳天然[4]利用高溫高壓氧化釜對杜66稠油低溫氧化階段點火參數進行分析，修正了空氣需求量的預測模型；蔣海巖等[5]利用CMG(computer modelling group) 數值模擬軟件，擬合室內高溫氧化的燃燒管實驗，分析研究燃燒管實驗的各項動態參數，為火驅開發提供了一定的指導和借鑒。但分階段原油的氧化速率的確定缺少成熟的方法，難以形成較為科學系統的火驅注氣方案設計?，F結合靜態燃燒釜實驗和動態燃燒管實驗，通過計算不同階段的耗氧速率，結合火驅現場給出較為合理的注氣速度范圍，能夠有效指導現場進行火驅方案設計。

1 低溫氧化靜態燃燒釜實驗

反應釜實驗是實驗室研究低溫氧化反應的重要手段[6]，通過壓縮機和增壓泵將空氣注入中間容器中，然后將反應釜抽空，將一定量的實驗用原油注入反應釜中，再通過中間容器將空氣注入反應釜中(112 mL)，在不同的恒溫箱溫度條件下(恒溫：70、120、180、250 ℃)，通過監測實驗過程中溫度壓力的變化及采集反應停止后反應釜內的氣體，測量氧氣和二氧化碳的含量，以分析低溫氧化速率。

實驗最高溫度為250 ℃，試驗裝置如圖1所示，其中實驗用砂為80～120目的石英砂，實驗用油取自杜66區塊的稠油在室溫下的油密度為0.945 g/cm3。

圖1 反應釜裝置Fig.1 Reactor device

實驗目的是為了研究低溫條件下原油的氧化速度，由于氧氣分壓及原油性質對反應速率均會產生影響，因此在控制其他變量的情況下，監測不同溫度下氧氣和二氧化碳的含量，其實驗結果如表1所示。

表1 靜態氧化反應釜實驗結果Table 1 Experimental results of static oxidation reactor

靜態氧化最大的優勢是能夠進行各溫度下反應速率的測定，這是燃燒管動態實驗無法達到的[7]。根據稠油氧化理論與靜態反應釜低溫氧化實驗反應過程，認為O2消耗與系統總壓力降有關，而反應產生少量的CO，忽略不計。在中外研究中，計算原油靜態氧化反應速率的方法主要采用壓力降法[8]。

(1)

式(1)中：x為單位烴類分子的碳原子數。

原油靜態氧化反應速率可以用單位體積原油在單位時間內消耗氧氣的量νLO2表示，單位為mol/[h·mL(oil)]，其表達式如式(2)所示：

vLO2=-dnO2/Voildt

(2)

式(2)中：nO2為消耗氧氣物質的量，mol；Voil為原油體積，L。

原油經過低溫氧化反應，則氧氣的消耗物質的量為Δn(t)，根據質量守恒定律，系統內氣體物質的量的減少值Δn(t)為

(3)

(4)

相應的，使用減少的物質的量Δn(t)表示氧氣參加反應的物質的量：

(5)

將式(5)代入式(3)，可得原油靜態氧化反應速率：

(6)

空氣中O2與油反應消耗O2，從而降低系統壓力。因次每單位體積原油的耗氧速率可以根據壓力變化計算。

根據氣體狀態方程：

PVg=ZRnT

(7)

式(7)中：P為反應氣體壓力，Pa；Vg為氣體體積，m3；Z為偏差因子；R為氣體常量(比例常數)，J/(mol·K)；n為氣體的物質的量，mol；T為體系溫度，K。

進行轉化：

ΔP(t)Vg=ZRΔn(t)T

(8)

式(8)中：ΔP(t)為氣體壓強的變化值，Pa。

可得：

(9)

對于原油來說，所含組分一般都比較重，烷烴CxH2x+2中x相對來說比較大，所以有：

(10)

將式(9)、式(10)代入式(6)，可得

(11)

又有壓力降ΔP(t)為

ΔP(t)=P(t)′Δt

(12)

式(12)中：P(t)′為P(t)對時間t的導數

將式(12)代入式(11)中得：

(13)

即氧化反應速率為

(14)

式(14)為原油氧化反應速率，通過表1低溫氧化反應測得高壓反應釜中的壓力隨時間的變化，可以計算任意時間點處的氧化反應速率，并且還可以計算平均氧化反應速率。經過計算，70 ℃的氧氣消耗約為1.34×105mol/[h·mL(oil)]，120 ℃的氧氣消耗速率為2.41×105mol/[h·mL(oil)]，低溫氧化階段的平均耗氧速率約為2.0×105mol/[h·mL(oil)]。

2 高溫氧化動態燃燒管實驗

燃燒管實驗是研究火驅穩定燃燒的重要實驗[9]，通過燃燒管實驗能夠直觀的測量到火燒油層反應區的溫度、壓力變化，并可以通過監測注入空氣的量以及產出氣體量等參數，分析并確定高溫階段耗氧速率。

2.1 試驗裝置及設計

選擇干式燃燒方式進行實驗，采用原油與石灰巖及石英砂的混合物為實驗工質，其試驗裝置如圖2所示。實驗用油為實驗用油采用杜66脫水原油，與低溫氧化原油一致。20 ℃下原油黏度為14 000 mPa·s，100 ℃下為30 mPa·s，密度為0.99 g/cm3。

2.2 實驗結果分析

點火前為燃燒管外保溫層加熱并保溫在60 ℃模擬地層溫度，燃燒實驗中，不間斷地測取軸心和外周部分注入空氣的流量、產出氣量并記錄，結果如表2所示。

2.3 高溫氧化階段反應速率分析

注入空氣與原油反應消耗氧氣，根據反應前后氣體中O2百分含量的變化可以計算出單位體積原油的動態耗氧速率。

圖2 用于火燒油層室內實驗裝置的示意圖Fig.2 Schematic diagram of laboratory experimental device for in-situ combustion reservoir

根據真實氣體狀態方程[10]，則對于反應前后的氣體中O2分別有：

PV1=Zn1RT

(15)

PV2=Zn2RT

(16)

式中：P為反應氣體壓力，MPa；Z為壓縮因子；R為通用氣體常數；T為絕對溫度，K；V1為反應前注入空氣中氧氣的體積，m3；V2為反映后采出氣體中氧氣的體積，m3；n1為反應前注入空氣中氧氣的物質的量，mol；n2為反應后采出氣體中氧氣的物質的量，mol。

兩式相減可得反應前后氧氣物質的量的變化：

(17)

式(17)中：Δn為反應前后氣體中氧氣的物質的量的變化，mol；q為反應中空氣的注入速度，mL/min；t為計算時刻的注入時間，h；ΔC為氧氣濃度變化值。

圖3 不同氧化階段的耗氧速率Fig.3 Oxygen consumption rate at different oxidation stages

從而可以計算出單位體積油的耗氧速率：

耗氧速率=氧氣消耗總量/(滯留時間 × 地層有效體積)

(18)

其中：

地層有效體積=總孔隙體積-束縛水體積-殘余油體積

(19)

則有高溫氧化實驗中，稠油的耗氧速率為

(20)

式(20)中：vHO2為高溫階段耗氧速率，mol/[h·mL(oil)]；ΔO2為反應前后氣體中氧氣百分含量的變化，%；q為反應中空氣的注入速度，mL/min；VR為地層有效體積,VR=PV-SW-SO,m3。

耗氧速率在一定程度上反映了氧化反應的速率，根據公式計算實驗不同時刻的耗氧速率如表3所示。

表3 耗氧速率計算結果Table 3 Calculation results of oxygen consumption rate

稠油的低溫氧化與高溫氧化有本質的區別，高溫氧化平均耗氧速率為6×105mol/[h·mL(oil)]，做出低溫和高溫階段的氧氣消耗速率，如圖3所示。

由圖3可知，發現高溫氧化的平均耗氧速率約為低溫氧化的3倍，不同的氧化速率的空氣需求量是不同的，所以為了達到較好的火驅效果，需要對注氣強度進行設計。

3 基于實驗分析的注氣速度設計

3.1 基于實驗的注氣速度研究

3.1.1 點火期間最低注氣速度

根據低溫氧化測定的氧氣消耗速率，為了維持低溫氧化，可以得到點火期間最低的注氣速度：

(21)

式(21)中：vLO2為低溫階段的耗氧速度，mol/[h·mL(oil)]；R′為預熱半徑，m；r為井筒半徑，m；H為油藏厚度，m；SO為油藏含油飽和度；ρ0原油密度，kg/m3；x為反應后尾氣氧氣含量，%；Φ為油藏孔隙度；qignition，min為注氣速度，m3/d。

3.1.2 點火期間最大注氣速度

空氣注入過快會形成吹掃和降溫的效果，通常需要在注氣階段保持低速空氣注入。按照傳熱學原理，考慮在點火期間的最大注氣速度不造成降溫，存在以下關系式[11]：低溫氧化產生熱量 >注入空氣的吸熱+油藏升溫吸熱。如式(21)所示：

qmaxρairCair(to-ts)+ρsCsπr2h(to-ts)≤

(22)

式(22)中：qmax為最大注氣速度,m3/d；ρair為空氣的密度,kg/m3；Cair為空氣的比熱,kJ/(kg·℃)；to為空氣與飽和水砂巖升高到的溫度,℃；ts為地面注入空氣溫度,℃；t為原始油藏溫度,℃；ρs為飽和油巖石密度,kg/m3；Cs為飽和油巖石比熱,kJ/(kg·℃)；r為燃燒帶寬度,m；M為原油的摩爾質量,kg/mol；k為燃燒每摩爾原油消耗的氧氣量,mL/mol(oil)；Q為低溫氧化反應中每摩爾氧氣生成的熱量,kJ。

3.1.3 穩定燃燒注氣速度

火燒油層過程中，油層穩定燃燒過程中，點火時的預熱儲層體積變為火線波及體積[11]，則穩定燃燒最小注氣速度為

(23)

式(23)中：qfire,min為穩定燃燒最小注氣速度，L/min；vH,O2為單位波及體積高溫階段耗氧速度，L/min；vf為火線推進速度，m/d；xO2為反應后尾氣氧氣含量，%；Vf為火驅波及體積，m3。

3.2 注氣速度范圍設計

結合對高溫和低溫的注氣速率推導和研究，為了保持單位統一，方便分析和比較，假定：油層溫度25 ℃，燃料耗量34 kg/m3，儲層比熱容cr=0.7 kJ/(kg·℃)，儲層密度ρr=1 700 kg/m3，原油比熱容co=1.27 kJ/(kg·℃)，原油密度ρo=946.4 kg/m3，空氣比熱容ca=1.004 kJ/(kg·℃)，空氣密度ρa=1.29 kg/m3，地層壓力下空氣密度ρa1=93.528 kg/m3，點火階段預熱半徑R=0.7 m，井筒半徑r=0.1 m，火線長度210 m，儲層厚度15 m，火線推進速度0.07 m/d，孔隙度0.23，含油飽和度0.6，計算注氣強度如圖4所示。

圖4 按照實驗測定氧氣消耗速度設計的注氣強度Fig.4 Design of gas injection intensity according to oxygen consumption rate measured by experiment

圖4中Ⅰ、Ⅱ區是根據實驗的注氣速度研究并結合所給現場數據得到的低溫、高溫的不同燃燒半徑的注氣強度區間。Ⅰ區是點火階段合理的注氣強度范圍，由實驗推導的點火期間最大注氣速度(考慮到低溫氧化的所需要的熱量且不會造成降溫，達到低溫氧化最高值)和火階段最小注氣速度(考慮到僅能維持低溫氧化，達到低溫氧化的最低值)構成，結合杜66區塊的實際，取預熱半徑為20 m時，可知注氣強度為140～340 m3/(h·m)，代入油藏數據計算得到在點火階段的注氣速度為2 100～5 100 m3。

Ⅱ區是穩定燃燒的合理注氣強度范圍，由點火期間最大注氣速度(考慮低溫氧化并達到高溫氧化最低值)和穩定燃燒注氣速度(考慮預熱體積變為燃燒體積，穩定燃燒達到高溫氧化的極限值)構成，結合杜66區塊的實際，取燃燒半徑為20 m時，可知注氣強度為340～780 m3/(h·m)，代入油藏數據計算得到在穩定燃燒階段的注氣速度為5 100～11 700 m3。

根據圖4，并結合實際區塊的情況，可知在點火階段和穩定燃燒階段注氣速度由于氧化機理差異，存在明顯的不同，在點火階段注氣速度為2 100～5 100 m3，穩定燃燒階段的注氣速度為5 100～11 700 m3。

4 結論

(1)不同氧化階段的反應速率是不同的，結合室內實驗測定，高溫氧化階段的平均反應速率約為低溫氧化階段反應速率的3倍。

(2)點火階段最小注氣速率的建立需要考慮低溫氧化的影響，結合具體區塊給出成功點火的合理的最小的注氣速度；穩定燃燒時，此時注氣范圍需要考慮到設計的火線推進速度結合實驗測定的高溫氧化耗氧速率，滿足到高溫階段空氣的耗量，達到穩定燃燒驅油的目的。