稠油油藏火驅驅替特征實驗研究

李 秋 ，何厚鋒，關文龍，蔣有偉，唐君實，席長豐，鄭浩然，王曉春

（1.中國石油勘探開發研究院，北京 100083；2.中國地質大學（北京）能源學院，北京 100083；3.提高采收率國家重點實驗室，北京 100083）

中國稠油資源較為豐富，主要分布在遼河、新疆、勝利、塔河、吐哈等油田區塊［1-3］。隨著中國大部分稠油油藏相繼進入蒸汽吞吐或蒸汽驅中后期，稠油老油田面臨開發年限較長、采出程度較高、可采儲量開發殆盡等問題，經濟效益變差［4-6］，油田亟待進一步大幅度提高采收率的接替技術。然而，由于稠油黏度高、地下流動性差、油藏壓力低等特點，絕大部分提高采收率技術對稠油油藏的適用性較差，提高采收率效果有限［7-8］?；馃蛯蛹夹g也被稱為火驅（In-situ combustion），是一種重要的稠油熱力采油技術，其機理是通過注氣井向地層連續注入空氣并點燃油層，實現層內燃燒，從而將地層原油從注氣井推向生產井［9-10］?；馃蛯蛹夹g因其特殊的開采原理，具有熱效率高、能量消耗少、驅油效率高等特點。對稠油油藏，尤其是注蒸汽開發后的稠油油藏具有良好的適應性，是極具潛力的稠油油藏注蒸汽后續接替開發技術［11-12］。隨著火驅理論研究的深入和注氣、產出工藝的逐漸成熟，火驅應用規模正迅速增加。

火驅的驅替特征主要是指火驅開發過程中的注入和產出變化，是火驅開發方案設計和跟蹤調控的基礎［13-15］。研究火驅的驅替特征，可以加深火燒驅油機理的認識并對礦場火驅的開發效果進行判斷；并且可根據對驅替特征的認識，有依據地指導其他油藏進行火驅開發。由于發生了復雜的物理化學過程，火驅的驅替特征與水驅等常規油、氣、水三相滲流存在較大區別，主要表現為：①燃燒前緣造成的高溫區帶對孔隙中的所有流體具有無差別的驅掃效果。隨著燃燒前緣的擴展，已燃區內原有的油水被徹底驅掃。這與常規滲流過程中各相的飽和度逐漸變化不同，火驅燃燒前緣處的油水飽和度的變化是突變的，因此研究火驅的驅替特征無法直接套用常規的滲流理論。②前期實驗和礦場的經驗表明，火驅開發時生產井日產油量和含水率隨著持續注氣會逐漸達到穩定。而其他氣驅過程中，含氣率隨著生產井見氣后迅速增加直至達到100%（即礦場上的氣竄現象），均說明火驅過程具有獨特性和復雜性。因此，有必要利用綜合物理模擬技術，通過多組實驗研究火驅的驅替特征，預測火驅的礦場開發表現。

為此，筆者選取了新疆、遼河和國外某油田的具有代表性的4 種稠油油藏樣品，設計了多組燃燒管實驗。利用實驗結果并結合生產實際系統地探索了火驅的驅替特征，對火驅實驗點火前產液量、火驅過程產液動態、火驅含水率特征、火驅與煙道氣驅的聯系及火驅采出程度和注氣量的關系進行了研究和總結。

1 實驗部分

1.1 實驗原理

火驅開發有線性井網和面積井網2 種井網形式。線性井網條件下的火驅技術是采用行列井網，將一排井作為注氣井，相鄰的一排或多排井作為生產井，在地層中形成近似線性且與注采井排平行的燃燒前緣，從而將原油驅向生產井排的技術。當地層存在一定傾角時，通常選擇從構造高部位向構造低部位驅替。由于該井網具有注采關系簡單、平面波及效率高等特點而被廣泛采用。羅馬尼亞Supla?cu油田火驅項目和新疆油田紅淺1井區火驅項目均采用線性井網火驅技術［16-17］。

線性井網條件下，地層流體的流線呈近似平行的直線，其方向與燃燒前緣垂直。從燃燒前緣開始，沿流線方向取一個圓柱狀控制體作為研究對象，對其傳熱和燃燒過程進行分析。研究發現，當燃燒前緣向前推進時，控制體徑向的燃燒主要受軸向熱傳導過程的影響。隨著燃燒前緣的推進，控制體中軸向各處依次被點燃，出現溫度峰值。因此，對該控制體的研究有望揭示火驅的復雜物化驅油機理。

實驗室內通過填砂模型模擬上述控制體的多孔介質，即在填砂模型圓柱面上安裝加熱器，并通過控制系統實現加熱器溫度與填砂模型內部對應位置上的溫度相同，從而創造絕熱環境。此時填砂模型徑向傳熱可忽略不計，燃燒沿著軸向傳播。通過監測軸向溫度的變化規律可捕捉火驅的峰值溫度和升溫速率等信息，通過測量產出流體的流量和組分可刻畫火驅的驅替特征，這就是一維熱跟蹤燃燒管實驗平臺的基本原理。

由于火驅過程同時包含原油氧化反應、相態變化和非等溫多相滲流過程，其物理模擬需要考慮的相似準數極為繁雜。中外諸多學者對火驅實驗的相似準數作了相關研究［18-20］。然而，要想滿足所有相似準數是極難實現的。實際物理模擬過程中，需根據研究目的突出主要的相似準數，犧牲次要的相似準數。而絕熱條件下的一維燃燒管模型可以看作是對地層條件下垂直穿過燃燒前緣面的相等尺寸的圓柱形油藏空間的模擬。此外，火燒油層技術中原油與空氣在地層中的燃燒反應可以概括為：

從（1）式可以看出，火驅的機理復雜，包括氧化反應放熱以及產生煙道氣等。通過監測火驅過程中的燃燒溫度以及測定火驅過程中原油與空氣燃燒產生的尾氣成分可以推算出必要的燃燒參數以及地層的燃燒狀態［21-22］。

1.2 實驗裝置及儀器

實驗采用高溫高壓熱跟蹤補償一維燃燒管實驗平臺（圖1），一維燃燒管實驗裝置的參數包括：模型水平放置；燃燒管長度為115.0 cm，直徑為5.0 cm，耐壓為5 MPa，耐溫為650 ℃；高壓艙耐壓為25 MPa，耐溫為80 ℃；氣液分離器體積為800 mL，可監測O2，CO2，CO，CH4等氣體組分。一維燃燒管實驗分為注入系統、模型本體、采集控制系統、產出系統等4 個主要系統，通過實時監測燃燒過程中沿程燃燒溫度、沿程壓力、產出氣體組分、產出液體動態及組分等參數，為火驅技術機理和礦場應用提供必要技術參數［23-25］。

圖1 高溫高壓熱跟蹤補償一維燃燒管實驗平臺示意Fig.1 Schematic diagram of experimental platform of onedimensional combustion tube for heat tracking compensation under high temperature and high pressure conditions

燃燒管通過高壓艙模擬地層壓力，最高實驗壓力為25 MPa，涵蓋了絕大部分稠油火驅的應用案例。通過壁面加熱器自動跟蹤補償技術可以實現燃燒管壁面和內部巖心溫度同步，從而實現近絕熱環境，確保燃燒過程與地層具有極高的相似性。通過降低模型本體壁面厚度，減少熱量沿模型本體的軸向傳導，最大限度降低實驗誤差，實現對真實地層條件的模擬，從而確保測試數據的科學性、重復性和穩定性。

1.3 實驗樣品

為了增強實驗結果的普遍性和代表性，本次實驗選取了新疆、遼河和國外某油田的油樣共4份，分別編號為油樣1～4。每份樣品進行了多次燃燒管實驗，并選取典型實驗數據進行分析。由各油樣的黏溫曲線（圖2）可知，隨著溫度升高，油樣黏度逐漸降低。

圖2 各油樣的黏溫曲線Fig.2 Viscosity-temperature curves of oil samples

1.4 實驗設計

孔隙度 實驗采用石英砂填砂模型模擬地層多孔介質。在實驗準備階段，先對填砂模型進行抽真空，然后利用自吸作用飽和水并測量孔隙度。

含油（含水）飽和度 利用實驗原油進行油驅水過程直至出口端不再有水產出為止。通過計量注入和產出的油、水的體積計算初始含油（含水）飽和度。實驗條件下，稠油油藏樣品的初始含油飽和度一般大于85%。這是由于稠油油藏樣品黏度較高，油驅水過程的束縛水飽和度較低。實際條件下油藏初始含油飽和度較低，若稠油油藏已經經過長時間注蒸汽開發，地層已形成大量次生水體，在此基礎上火驅，其初始含油飽和度更低。為了揭示初始含油飽和度對火驅的影響，對油樣2進行火驅時，在油驅水過程結束后轉而進行了0.5 PV 的水驅油過程，將初始含油飽和度降低到68%。因此本實驗結果代表了較高初始含油飽和度條件下的情況，和實際火驅過程存在一定差異，對本實驗結果的應用和理解要考慮到初始含油飽和度的差異。

點火溫度 火驅礦場實踐中點火溫度一般在450 ℃以上。實驗過程中，由于填砂管尺寸較小，為了減少點火期間注入氣體對剩余油區的影響，縮短點火過程，將點火溫度提高至500 ℃。

初始實驗溫度 稠油油藏埋藏較淺，初始油藏溫度較低，約為30 ℃。經過長期注蒸汽開發后油藏溫度分布存在一定的非均質性，注入井周圍溫度較高（最高可能達到200 ℃），遠井區域溫度較低。為了兼顧實驗過程的可操作性和實驗結果的代表性，設置火驅前初始實驗溫度為80 ℃。

主要實驗參數如表1所示。為提高實驗結果的可信度，同一實驗組合條件進行多次實驗，檢查關鍵參數的可重復性。油樣1 進行了3 次實驗，其余油樣均進行了2次實驗。重復實驗的結果表明設計的實驗方法具有良好的重復性，2 次實驗結果的相對差別小于10%。

表1 主要實驗參數Table1 Main experimental parameters

2 結果分析與討論

2.1 火驅實驗點火前產液量

一維燃燒管實驗過程中，若直接開啟點火器，待其溫度達到點火溫度后注入空氣，易造成裂解結焦堵塞氣流通道而無法注入氣體的情況，因此，點火前為確保整體流體管匯系統的通暢，需要從燃燒管注入端以較低的速度注入氮氣。點火過程中，也需要注入氮氣以避免低溫條件下原油的氧化過程對后期燃燒產生的影響。點火器溫度達到點火溫度之前，向模型中注入的氮氣會驅掃出一定的油水混合物，稱為點火前產液量。實際火驅實踐中，注入的氮氣在地層條件下相對于地層孔隙空間而言是可忽略不計的，其對生產動態的影響較小。而實驗過程中這一階段注入的氮氣可達到油藏條件下1 PV 甚至更多。其對火驅動態也會產生不可忽視的影響，因此有必要對點火前產液量進行研究。

從4 組油樣點火前階段產液量對比（圖3）可以看出：隨油樣黏度的增加，點火前產液量顯著下降，說明點火前注氮氣對稠油燃燒管實驗影響較小，而對稀油實驗結果影響較大。另外，點火前階段產液量可近似看作氮氣驅的驅油效率。諸多學者已經從室內實驗證明了氮氣驅驅油效率與黏度相關性極高，這與本實驗的結論一致［26-27］。另一方面也說明氮氣驅對于原油黏度的敏感性，氮氣驅更適合應用于低黏油藏。

圖3 4種油樣點火前階段產液量Fig.3 Liquid production volumes of four kinds of oil samples before ignition

2.2 火驅產液動態特征

為了方便統一對比，將累積產液量和注氣量換算成油藏條件下所占孔隙體積的倍數，用孔隙體積倍數表征產液量和注氣量有利于實驗結果的橫向對比，并將結果匯總（圖4）。從圖4 可以看出，由于火驅實驗點火前會注入氮氣并驅出少部分液體，導致注氣量為0 時也具有產液速率，且黏度越低初始產液速率越高。在實驗初期，油樣1由于黏度最低，原油被吹出，因此初始產液速率最大，而之后驅替過程較為平穩。相反，油樣4黏度最大，其產液速率波動較大。隨著注氣量的持續增加，產液速率在初期極低，然后增加，再回落，最后大幅增加。這說明在高黏度條件下火驅時原油是一股一股產出的，是一種間歇性生產過程。這一特征與新疆油田紅淺1井區火驅先導試驗的生產動態特征一致［28］。

圖4 4組油樣的產液速率變化Fig.4 Liquid production rates of four groups of oil samples

油樣2 燃燒管實驗的初始含油飽和度較低，點火后不久便出現了產液量的小高峰，一度達到0.05 PV。油樣3 產液過程相對穩定，點火后不久即達到了產液量高峰期，然后維持該產液速率穩定生產。結合油樣1，2，3 的實驗發現，以油樣1，2，3 分別作為研究對象時，在前中期產液速率較大，之后產液速率逐步下降。說明當稠油油藏黏度較低時，火驅技術在稠油油藏開發前期即可較快地提高采收率。

油樣4 屬于超稠油，在油藏溫度條件下火驅產液量幾乎為0。說明當原油黏度過高時，原油在地層條件下流動性極差，火驅技術也無法將其驅動。實驗后期，燃燒前緣推進到燃燒管的后半段，燃燒管內部溫度超過150 ℃，此時超稠油流動性顯著增強，因此大量產液。故超稠油火驅主要在中后期產液。實際地層條件下，注采井間距離遠大于實驗條件，井間區域無法通過火驅進行有效加熱，地層溫度較低，原油流動性極差，幾乎不產液。除非有先遣技術實現注采井間的熱連通，在火驅之前將地層溫度大幅提高，否則火驅將難以動用超稠油油藏。

2.3 火驅含水率特征

利用蒸餾法將產出液進行油水分離，從而研究產出液的含水率。由于進行蒸餾所需的樣品量不能過少，因此只能根據產液量將相鄰的多個樣品合并，導致含水率的數據點明顯少于產液量（圖5）。從圖5 中可以看出，在束縛水飽和度條件下進行火驅時，點火初期含水率一般較低，不超過5%。與所用油樣的含水率近似，說明模型中的束縛水并未參與滲流過程。當模型存在可動水體時（油樣2），火驅初期含水率較高，達到40%左右。待可動水體大部分被采出以后，含水率逐漸下降并穩定在15%左右。說明當地層存在可動水時，地層水會優先采出。這是由于水相流度遠高于油相，氣驅過程中水會優先采出。當地層水排出殆盡，火驅逐漸恢復到以產油為主的生產過程。新疆油田紅淺1井區火驅先導試驗和遼河油田錦91 塊邊底水油藏火驅項目的生產動態也印證了該現象［29］。對于蒸汽吞吐技術開發的油田來說，多輪次的蒸汽注入會造成地層水含量較大的特點。在這種前提下，使用火驅技術可能會使油田含水率保持穩定或者下降，這有利于提高采收率。而其他熱采技術，對于高含水油藏并沒有像火驅技術一樣的良好適應性，表明若將火驅作為多輪次蒸汽吞吐后續開發技術，可以較好地挖掘油藏采油潛力。

圖5 火驅實驗4組油樣的含水率變化Fig.5 Water cuts of four groups of oil samples in fire flooding experiment

2.4 火驅采出程度與煙道氣驅采出程度對比

火驅剩余油區尚未受到燃燒前緣高溫的影響，主要受煙道氣驅作用，因此從提高采收率效果上來說，火驅與煙道氣驅關系密切。為了研究火驅和煙道氣驅的關系，在相同條件下進行火驅和煙道氣驅實驗。本次實驗的煙道氣由15%的CO2和85%的N2組成［30］，驅替速度設置為0.7 L/min。實驗結果表明（圖6），火驅和煙道氣驅在前期的采出程度曲線斜率相近，說明火驅初期的驅油機制與煙道氣驅相近。隨著氣體的持續注入，兩者均出現拐點（約1 PV），但火驅的采出程度與氣體注入量之間的斜率顯著高于煙道氣驅。后者在注氣量超過10 PV 后采出程度幾乎無增加，而火驅則表現出持續的采油過程。

圖6 采出程度與注氣量的關系Fig.6 Relationship between recovery and gas injection volume

為了研究煙道氣驅對于溫度的敏感性，進行不同溫度下的煙道氣驅實驗（圖7）?？梢园l現不同溫度條件下煙道氣驅實驗的生產特征曲線相似，初期采出程度隨著溫度的升高而顯著提高。相比火驅而言，煙道氣驅的驅油效率較低，最高僅為55%。說明煙道氣驅的主要采油期集中在開發初期，注氣量0.5 PV 以前的采出程度占總采出程度的75%以上。

圖7 不同溫度下煙道氣驅采出程度與注氣量的關系Fig.7 Relationships between recoveries by flue gas flooding and gas injection volumes at different temperatures

為了對比火驅和煙道氣驅的提高采收率效果差異，對實驗中相同注氣量條件下火驅與煙道氣驅采出程度的值作差。從相同注氣量下火驅對煙道氣驅的采出程度的差與注氣量的關系（圖8）可以發現，火驅對煙道氣驅的采出程度之差與注氣量之間呈現較好的線性特征。考慮到火驅過程中油墻的穩定推進對火驅采油的影響，可認為火驅是煙道氣驅和油墻的穩定驅油2個過程的疊加效應。

圖8 火驅對煙道氣驅的采出程度之差與注氣量的關系Fig.8 Relationship of difference in recovery between fire flooding and flue gas flooding with gas injection volume

2.5 火驅采出程度和累積注氣量關系

從火驅采出程度與累積注氣量的關系（圖9）可以看出，火驅的采出程度與累積注氣量之間呈近似線性的關系，而水驅或氮氣驅的采出程度曲線隨注水（注氣）量的變化往往不具有這樣的特點。當原油黏度較低時（油樣1），火驅特征曲線表現出上凸的特征，采出程度與累積注氣量之間呈凸函數關系，說明低黏度條件下，火驅一開始即有原油采出，前期采油速度較快，隨著火驅的進行而逐漸降低；當原油黏度較高時（油樣4），火驅特征曲線則表現為下凹的特征，說明當原油黏度較高時，火驅初期的一段時間幾乎不產油，只有當火驅進行到一定程度，地層溫度上升后，原油具備了足夠的流動性才能被采出。因此需要有針對性地對地層進行預熱開發，例如可考慮研究低輪次蒸汽吞吐能否提高火驅開發的采油效果。此外，對于火驅采出程度與累積注氣量關系，能否用數學方程對其進行較為精確的描述，將是我們下步研究工作的重點。

圖9 火驅采出程度與累積注氣量的關系Fig.9 Relationships between recovery by fire flooding and cumulative gas injection volume

3 結論

通過一系列不同原油黏度條件下的稠油油藏火驅一維燃燒管實驗較為系統地研究了火驅實驗的驅替特征，發現了火驅階段產液速率主要受原油黏度影響，黏度越大，火驅產液速率波動越劇烈，初期產液速率越小，產液階段越集中在中后期；實驗室條件下的油樣含水率較低，而礦場油藏含水率較高，更易出現初期只產水不產油的現象；將火驅實驗與煙道氣驅實驗的產油動態對比，發現當注氣量小于1 PV 時，二者生產動態特征相近。而當注氣量超過10 PV 后火驅可以持續產油，而煙道氣驅實驗的采出程度增加幅度極??；此外當原油黏度較低時，采出程度與累積注氣量之間呈凸函數關系，火驅初期就有原油采出，前期采油速率較快，隨著火驅的進行而逐漸降低；當原油黏度較高時，火驅特征曲線則表現為下凹的特征，火驅初期幾乎不產油。只有隨火驅進行，地層溫度升高，原油流動性增強，才開始產油。

總之，稠油油藏火驅開發的效果與稠油黏度相關，黏度過大不利于火驅開發。對比火驅和煙道氣驅的開發效果來看，火驅具有持續產出和采收率高的特點。另外，通過系列實驗認識到稠油油藏火驅的采出程度與注氣量呈近似線性的關系，這從機理上說明，若在礦場火驅開發中獲得較高的原油采收率，應當保證足夠的累積注氣量。針對火驅采出程度和注氣量的這種近似線性的關系，建議下一步對其進行深入理論研究及公式推導，期望推導并總結形成類似水驅特征曲線的火驅特征曲線，從而指導稠油油藏火驅的開發應用。

符號解釋

m——產出氣中CO2與CO含量的比值；

x——火驅燃料的碳原子數；

y——火驅燃料的氫原子數。