火驅高溫與低溫氧化轉換界限研究

戶昶昊

(中國石油遼河油田分公司，遼寧 盤錦 124010)

0 前 言

火驅是一種重要的稠油熱采技術，具有成本低、驅油效率高、油藏適用范圍廣等優勢。火驅過程中原油氧化存在低溫氧化(LTO)、高溫氧化(HTO)2種動力學模式。低溫氧化模式下，原油反應生成復雜的加氧化合物，成分中芳烴含量減少，膠質、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，國內外學者研究發現，原油低溫氧化的驅油機制主要為煙道氣驅[5]，燃燒前緣不穩定，無法穩定傳播，極易熄滅[6-7]。總之，低溫氧化環境不利于稠油開采。高溫氧化模式下，原油反應主要生成碳氧化合物和水，通過化學改質、物理升溫的方式，有效降低原油黏度，通過尾氣與原油混溶、膨脹驅替，可大幅提高火驅采收率，氧化過程熱效率高。因此，火驅過程中規避低溫氧化、實現高溫氧化是項目經濟可行的必要前提和重要保障[8]。

為明確火驅高溫與低溫氧化的轉換界限，首先開展原油的反應動力學研究，進而建立能夠表征其燃燒行為的動力學模型。國內外學者開展原油的化學反應動力學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動力學參數[13]準確、便于數值模擬模型建立與校正等優點，該文采用燃燒池裝置對目標區塊原油進行動力學研究。在建立動力學模型的基礎上，明確火驅效果關鍵影響因素，并針對關鍵因素，明確高溫與低溫氧化轉換的界限。近年來，相關學者通過室內一維燃燒管實驗，定性地研究了影響火驅開發效果的關鍵因素。研究發現：通風強度是影響火驅效果的關鍵因素之一，通風強度越大，火驅前緣溫度越高，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；含油飽和度對火驅的燃料值及前緣溫度影響較小。但火驅過程中高溫與低溫氧化轉換的界限仍然不清，缺乏定量指標，有待進一步研究。因此，以杜66塊火驅為研究對象，通過室內火驅實驗及數值模擬相結合的方法，建立了精確可靠的化學反應動力學模型。在此基礎上，對火驅的高低溫氧化界限進行了深入研究，以此指導現場規避低溫氧化、低溫氧化后高溫重啟等實踐，進一步改善火驅油藏的生產效果，提高油藏采收率。

1 火驅反應動力學表征

大量實驗結果表明[7-8]，當溫度達到350 ℃左右時，地層中的燃料和氧氣發生燃燒氧化產生H2O、CO和CO2等基本產物；而在高溫氧化反應過程中，燃料與氧氣發生反應生成H2O和煙道氣等基本產物。高溫氧化過程的化學計量方程式可以表示為：

式中：CHn為火驅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的量分數，%；YO2-D為煙道氣中氧氣的物質的量分數，%；YCO2為煙道氣中CO2的物質的量分數，%；YCO為煙道氣中CO的物質的量分數，%。

一般情況下，高溫氧化反應條件下的視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主導地位。

1.1 燃燒池實驗

燃燒池系統主要由測控系統和反應系統組成。測控系統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、產出氣體組分等參數進行實時采集。反應系統主要由長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，關閉背壓閥，對系統進行氣密性檢查；⑤將溫度區間設為25～600 ℃，設定不同的線性升溫速率，待氣體流量和壓力穩定后，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，對數據進行解釋分析，解釋原油反應動力學特征。

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參數，并建立相應的反應動力學模型，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。實驗結果如圖1所示，其中，耗氧量雙峰分別對應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

分析實驗數據發現，杜66塊原油高溫與低溫氧化存在明顯的溫度區間，且具備相應的視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，溫度區間為350～500 ℃。

1.2 燃燒池數值模擬及歷史擬合

利用燃燒池實驗數據，建立對應的化學反應動力學模型。4組化學反應分別為加氧反應、低溫氧化反應、中溫氧化反應和高溫氧化反應，反應動力學參數如表1。其中，Oil為原油組分，Coke1 為低溫氧化反應物，Coke3為中溫氧化反應物，Coke2為高溫氧化反應物。

表1 原油反應動力學參數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

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

圖3 燃燒池實驗CO2產量擬合結果Fig.3 The fitting results of CO2 output in combustion cell experiment

圖4 燃燒池實驗CO產量擬合結果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，其測控系統與燃燒池系統相同。燃燒管作為一維系統，主要用于測試分析原油的燃燒驅替特征，如火驅前緣推進速度、空氣耗量、燃料值、驅油效率等參數。

通風強度、前緣初始溫度為火驅高溫與低溫轉換的主控因素，對比進行了5組杜66塊原油燃燒驅替特征燃燒管實驗，獲取杜60塊原油實驗條件下高溫與低溫氧化轉換的界限。為了模擬真實的地層火驅狀況，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果如表2所示，實驗結果表明：燃燒管高溫與低溫氧化轉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強度為53 m3/(m2·h)。

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

分析實驗結果發現，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，難以在熱損的基礎上提供維持低溫氧化或跨越至高溫燃燒，導致燃燒管低溫氧化難以維持，進而轉為熄滅；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束后的油砂形態如圖5、6所示。由圖5、6可知，實驗3在0～95 min內主要為高溫氧化，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，燃燒管內的油砂轉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驅替后的油砂形態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 燃燒管火驅高溫與低溫氧化界限研究

在燃燒池與燃燒管實驗的基礎上，利用擬合的反應動力學數值模擬模型，預測了不同條件下的燃燒管高溫與低溫氧化轉換行為。將數值模擬預測的高溫與低溫氧化轉換界限與室內物模實驗得到的轉換界限進行對比，發現兩者具有良好的一致性，進一步證實了該動力學模型的可靠性，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 燃燒管實驗及數模高溫與低溫氧化界限對比

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

2.2 杜66塊油藏火驅高溫與低溫氧化界限研究

基于建立的反應動力學模型，借鑒杜66塊典型井組油藏數值模擬模型，建立了高精度的二維多層火驅模型。為確保能夠捕捉火驅過程中狹窄的燃燒前緣，避免網格尺寸效應帶來的數值誤差，該模型在驅替方向上包含1 000個網格，網格尺寸為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強度的數值模擬，最終確定杜66塊火驅高溫與低溫氧化轉換的臨界前緣初始溫度及臨界通風強度分別為280 ℃和1.0 m3/(m2·h)，并構建了高溫與低溫氧化轉換界限圖版。根據不同參數下火驅效果，將多層火驅高溫與低溫氧化轉換圖版劃分為4個區間，如圖8所示。紅色表示總體氧氣利用率高于70%，多層火驅過程高溫氧化占主導。圖9表示在前緣溫度為380 ℃、通風強度為4.0 m3/(m2·h)下20 d時礦場尺度多層火驅數值模擬情況。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%，多層火驅油藏高溫氧化略占主導；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℃、通風強度為2.0 m3/(m2·h)下20 d時礦場尺度多層火驅數值模擬情況。由圖10可知：多層火驅油藏只有少數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 不同參數下多層油藏火驅高溫與低溫氧化受效圖版

圖9 高通風強度下20d時礦場尺度多層火驅數值模擬

圖10 低通風強度下20 d時礦場尺度多層火驅數值模擬

2.3 高溫與低溫氧化轉換技術對策

在火驅方案設計時，建議選取合適的初始點火溫度和通風強度，快速建立穩定的高溫氧化前緣。在火驅低溫氧化發生后，則應在前緣溫度低于臨界溫度前提高通風強度，進而將火驅參數由圖版中的左下角移至右上角，幫助前緣跨入高溫氧化。多層火驅過程中，由于層數多、各油層物性差異大，籠統注氣易引發各層位縱向吸氣不均，空氣沿物性好的油層突進，進而導致層間燃燒狀態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量有限的情況下，可以采用分層注氣的策略代替籠統注氣，并始終滿足臨界通風強度的需求。

3 結 論

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

(2) 杜66塊原油高溫與低溫氧化存在明顯的前緣溫度區間，且具有相應的視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的燃燒狀態。

(3) 建立了能夠表征杜66塊原油燃燒特性的反應動力學模型，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) 數值模擬和室內實驗表明，杜66塊原油燃燒管實驗的高溫與低溫氧化轉換的臨界條件為通風強度為53 m3/(m2·h)、前緣初始溫度為300 ℃。當實驗條件低于臨界值時，火驅以低溫氧化為主，且此時低溫氧化不穩定，并最終熄滅。

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