高溫高壓條件下可燃氣體安全氧含量測定試驗研究

馬孝文，張亞明，尉海燕，郄曉敏，韓 也，梁昌晶

1.中國石油華北油田分公司第四采油廠，河北廊坊 065000

2.中國石油渤海鉆探第二鉆井工程分公司，河北廊坊 065000

3.中國石油華北油田分公司第一采油廠，河北任丘 062552

4.華北油田公司儲氣庫管理處，河北廊坊 065000

隨著油田的深入開發，一部分經過化學驅的油藏沒有合適的接替技術，另一部分低滲透和特低滲透油藏不適合常規水驅或化學驅。有研究表明，注空氣驅特別適合經過化學驅的油藏及低滲透油藏。美國、俄羅斯、歐盟等分別在HorseCreek、Buffalo和MPHM等油田開展了大規模的注氣驅試驗，平均采收率提高了20%，取得了良好的效果[1-2]。空氣與其他驅替介質（氮氣、CO2、穩定輕烴）相比，驅油效果相差不多，但易于獲得，成本低廉，操作簡單，注空氣驅是目前應用最為廣泛的三次采油技術。

當空氣注入地層后，空氣中的氧氣與原油發生低溫氧化反應，促使原油升溫、降黏、體積膨脹；但當氧化反應不完全時，原油中揮發出的可燃氣體就會混合有剩余氧氣，此時遇到足夠能量的點火源后，則存在爆炸風險。劉振翼等[3]在0.1 MPa的條件下，測試了15～100℃不同初始溫度對原油蒸氣爆炸極限和安全氧含量的影響。吉亞娟等[4]在常溫常壓下測試了多元混合氣體的爆炸極限和安全氧含量。楊釗等[5]對0.2～2 MPa、20～80℃條件下可燃氣體的安全氧含量進行了測定，并進行了溫度、壓力的敏感性分析。曾偉平等[6]對0.2～2 MPa、20～80℃條件下的甲烷爆炸極限和對應的臨界氧含量進行了測定。前人的研究中，壓力一般不超過2 MPa，溫度不超過100℃，缺少高溫高壓條件下的安全氧含量數據，而注氣過程中發生爆炸的風險點常位于生產井或注入井[7-8]。因此，采用理論和試驗手段研究高溫高壓下的安全氧含量，以期為現場安全生產和操作提供理論依據。

1 理論計算

1.1 公式法

取華北油田同口注氣區塊某生產井的套管氣，參照GB/T 13610—2014《天然氣的組成分析氣相色譜法》進行氣質組分分析，見表1。

表1 套管氣組分分析結果

當可燃氣體與氧氣發生完全反應后，方程式如下所示：

根據阿馬格分體積定律，可將多元混合氣體視為含C、H、O元素的單一氣體，則n=0.961 6+0.028 3×2+0.004 6×3+（0.002 9+0.002 6） ×4=1.054，m=0.961 6×4+0.028 3×6+0.004 6×8+ （0.002 9+0.002 6） ×10=4.108，λ=0。

當混合氣體在空氣中的爆炸下限為L1（4.76%，體積分數）時，體系為過氧狀態，臨界氧含量CO2等于1mol可燃氣體完全燃燒所需要的氧分子體積分數：

1.2 爆炸三角形法

作以代表可燃氣體（F）、氧氣（O）和氮氣（N）為頂點的等邊三角形ΔFON，在ON線右側找到氧氣體積分數21%的點A，連接FA，FA為空氣線，將可燃氣體在空氣中的爆炸下限L1和爆炸上限U1在FA線上標出，將可燃氣體在氧氣中的爆炸下限L2和爆炸上限U2在FO線上標出（其中爆炸下限和爆炸上限均根據查特里公式計算，該公式假定多元氣體之間無反應、無催化作用，單一氣體的爆炸極限值通過查詢化學品安全手冊確定），分別連接L1、L2和U1、U2并延長相交于C點。此時，由CL2U2圍成的三角形即為可燃氣體的爆炸區域，在C點作與FN的平行線，并與ON氧氣線相交的點即為安全氧含量限值，為12.17%（體積分數）。如圖1所示。

圖1 爆炸三角形確定安全氧含量

綜上所述，公式法的計算結果更為保守，但這兩種方法都是采用常溫常壓下的爆炸極限數據計算得到的安全氧含量，用于指導現場生產風險過大。

2 試驗研究

2.1 試驗裝置

試驗裝置由高溫高壓反應釜、高壓氣瓶、高能點火電極、溫度傳感器、壓力傳感器等組成，如圖2所示。

在爆炸容器的選取上，ASTM E 2079—2013推薦采用球形容器，點火位置更容易放置在中心，壁面所受的壓力波和火焰振面較均勻，但考慮到球形容器加工困難，價格較高，現場從井筒到地面集輸系統又皆為圓柱形管道，且有研究表明兩者的試驗結果相差不大[3]，殘差在可接受的范圍內；因此，采用長徑比4∶1的圓柱形高溫高壓反應釜，有效容積2.25 L，耐壓150 MPa，以確保發生燃爆時瞬間超壓造成的沖擊不會對容器造成損壞。點火電極采用高能點火裝置，火花頻率為10次/s，點火能量20 J，足夠克服可燃氣體的最小點火能量。

圖2 試驗裝置

2.2 試驗步驟和條件

（1）試驗前，打開閥1、閥2和閥6，關閉其他所有閥門，向反應釜中注入一定壓力的空氣，進行壓力試驗和氣密性試驗，完成后打開閥5進行持續輸送，對整個裝置進行沖洗。

（2） 試驗開始后，依次打開閥3、閥6和閥4，關閉閥5，按照道爾頓分壓定律向反應釜中輸入可燃氣體、氮氣和空氣，待均勻混合20 min后，開始點火，記錄溫度、壓力隨時間變化的數據。

（3）試驗結束或緊急情況發生時，只打開閥4和閥5，其余閥門全部關閉，對反應釜充入氮氣進行惰性保護。

由于在空氣注入系統、地面集輸系統、注入井和生產井等位置都存在燃爆的風險，因此取壓力1～30 MPa（步長 5 MPa，注入壓力在 20～30 MPa）、溫度40～120℃（步長20℃，一般采出井和注入井的溫度均在90℃附近，但考慮局部高溫情況，將溫度上限增加到120℃）進行試驗，按照體積分數分別為：96%的 CH4、2%的C2H4和 2%的C3H8，配置可燃氣體。

3 結果與討論

在可燃氣體被點燃的瞬間，氣體體積膨脹，壓力會在短時間內（2～3 s內）迅速上升，最大瞬間壓力可達初始壓力的5～9倍，最大瞬間溫度可達400℃，安全氧含量測定中可燃氣體的體積分數主要在爆炸下限附近，而爆炸下限對溫度的敏感程度不高，同時考慮到反應容器較小，因此以超壓值≥0.05 MPa作為判斷發生燃爆的主要指標，同時將溫差≥10℃作為判斷發生燃爆的輔助指標。

以1 MPa、40℃的條件為例，采用逐步逼近法找出可燃氣體燃爆與非燃爆的臨界點，用于確定安全氧含量的具體數值，見表2。

表2 1 MPa、40℃條件下安全氧含量測定試驗結果

在可燃氣體體積分數2.4%不變的條件下，氮氣體積分數從10%增加到40%，爆炸下限處的氧氣體積分數逐漸不足，惰性氣體的冷卻作用加強，在氮氣體積分數40%時不發生燃爆；隨后，在氮氣體積分數40%不變的條件下，調整可燃氣體體積分數增加至3%，此時可燃氣體體積分數超過此工況的爆炸下限，發生燃爆；采用上述方法，當不斷調整可燃氣體與氮氣之間的配比，最終在氮氣體積分數50%的條件下，由于惰性氣體的鈍化和分壓作用，促使爆炸下限小幅上移，爆炸上限大幅下移，最終匯集到一點（爆炸臨界點），此時無論可燃氣體體積分數如何增加，均不會發生燃爆，爆炸臨界點對應的氧氣體積分數即為安全氧含量，1 MPa、40℃的安全氧含量為9.76%，較之前兩種理論計算的數值小，安全性降低。

測試一組（序號為1～6的試驗）從燃爆到非燃爆區間超壓值隨氮氣體積分數的變化曲線，見圖3；反應釜觀察窗觀察到的火焰情況，見圖4。當氮氣體積分數在10%～20%之間時，超壓值呈直線減小趨勢，從3.5 MPa降為0.06 MPa，此階段氧氣體積分數較大，可燃氣體完全燃燒并伴隨爆炸，火焰呈亮白色；隨后超壓值緩慢降低，在氮氣體積分數為40%時降為0.015 MPa，此階段氧氣體積分數不足，可燃氣體從之前的爆炸轉為緩慢燃燒直至熄滅，火焰呈橙黃色。

圖3 超壓值隨氮氣體積分數的變化

按照上述方法分別對其余壓力、溫度條件下的安全氧含量進行測定，結果如圖5所示。

圖4 不同氮氣體積分數下的火焰情況

圖5 不同壓力、溫度下可燃氣體的安全氧含量變化曲線

在溫度相同的條件下，安全氧含量與初始壓力呈對數關系，隨著壓力的增加，安全氧含量呈下降趨勢，這是由于壓力升高，反應釜內的氣體被壓縮，內能增大，分子間的間距變小，反應活化能增加，反應所需的氧含量減小的緣故。在壓力相同的條件下，安全氧含量與初始溫度呈線性關系，隨著溫度的上升，安全氧含量呈下降趨勢，這是由于溫度上升，提高了惰性氣體完全鈍化所需的體積分數，分子間碰撞的機率加大，反應更容易進行。在壓力30 MPa、溫度120℃的極端條件下，安全氧含量測定值為6.68%，體系危險性大幅上升。

通過采用軟件Origin進行數據擬合（見表3），發現在不同溫度區間內的安全氧含量y與初始壓力P呈對數關系，與前面分析相符，可用于現場操作人員快速計算安全氧含量，當監測到的氧氣體積分數超過限值時，啟動應急預案和安全預警措施，如注入井停注、采出井關閉、吹掃管道等，待氧氣體積分數滿足要求后，恢復生產。

表3 Origin軟件擬合結果

4 結論與建議

（1）設計了一套用于測定安全氧含量的試驗裝置，為可燃氣體燃爆中所需的氧含量測定提供了基礎。

（2）安全氧含量與初始壓力呈對數關系，與初始溫度呈線性關系，溫度、壓力的升高均會造成安全氧含量的降低，其中30 MPa、120℃條件下不發生燃爆的安全氧含量為6.68%（體積分數），遠小于常溫常壓下的理論計算值10.08%和12.17%，體系危險性大幅增加。

（3） 安全氧含量與試驗中惰性氣體的選擇、點火源的形式、可燃氣體的種類等均有關，今后可針對不同因素進行敏感性分析。