稠油火驅(qū)二次點(diǎn)火主控因素及點(diǎn)火策略*

梁金中， 魯 笛， 黃小雷， 高忠敏

(1. 中國石油大學(xué)(北京) 石油工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 102249； 2. 中國石油遼河油田分公司 曙光采油廠， 遼寧 盤錦 124109)

稠油火驅(qū)二次點(diǎn)火主控因素及點(diǎn)火策略*

梁金中1， 魯 笛2， 黃小雷2， 高忠敏2

(1. 中國石油大學(xué)(北京) 石油工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 102249； 2. 中國石油遼河油田分公司 曙光采油廠， 遼寧 盤錦 124109)

為了實(shí)現(xiàn)火驅(qū)開發(fā)過程中熄火油層再次燃燒，保障火驅(qū)開發(fā)效果，通過一系列室內(nèi)物理模擬實(shí)驗(yàn)和油藏?cái)?shù)值模擬計(jì)算，開展包括點(diǎn)火溫度、通風(fēng)強(qiáng)度、地下含油飽和度分布、結(jié)焦帶等影響二次點(diǎn)火的主控因素的研究，給出了合理的二次點(diǎn)火溫度和通風(fēng)強(qiáng)度的范圍，同時結(jié)合注氣井地下空氣腔規(guī)模給出了不同條件下啟動油層二次燃燒的點(diǎn)火策略.結(jié)果表明，電點(diǎn)火溫度應(yīng)控制在450 ℃以上，點(diǎn)火期間通風(fēng)強(qiáng)度應(yīng)維持在10 m3/(m2·h)以上，對于需要注燃料油進(jìn)行二次點(diǎn)火的注氣井，燃料油的用量不低于已燃區(qū)空氣腔體積的2/7.

火驅(qū)； 二次點(diǎn)火； 通風(fēng)強(qiáng)度； 點(diǎn)火溫度； 物理模擬； 數(shù)值模擬； 點(diǎn)火策略； 滅火條件

火驅(qū)是一種重要的稠油熱采方法，在羅馬尼亞、美國、加拿大、印度等國進(jìn)行了大量的礦場試驗(yàn)和工業(yè)化應(yīng)用[1-2].目前國內(nèi)勝利油田、遼河油田、新疆油田也正在開展火驅(qū)礦場試驗(yàn)[3-5].遼河杜66區(qū)塊為典型的薄互層稠油油藏，2005年區(qū)塊在進(jìn)入吞吐開發(fā)后期瀕臨廢棄的基礎(chǔ)上，開展了火驅(qū)試驗(yàn)并獲得成功，十年來火驅(qū)規(guī)模已擴(kuò)大至92井組[6].隨著火驅(qū)規(guī)模逐步擴(kuò)大和開發(fā)的不斷深入，現(xiàn)場因注氣壓力升高導(dǎo)致的注氣井停注的情況逐年增多.注氣井停注后，前緣燃燒狀況持續(xù)變差，甚至導(dǎo)致滅火，同時氣腔壓力水平逐步下降，嚴(yán)重影響了火驅(qū)效果，必須及時實(shí)施復(fù)注.如何判斷復(fù)注過程中是否需要實(shí)施二次點(diǎn)火，以及如何實(shí)現(xiàn)滅火油層再次燃燒已成為保障火驅(qū)開發(fā)效果亟待解決的問題.本文通過室內(nèi)一維火驅(qū)實(shí)驗(yàn)和油藏?cái)?shù)值模擬方法，開展了包括點(diǎn)火溫度、通風(fēng)強(qiáng)度、地下含油飽和度及結(jié)焦帶分布情況等影響二次燃燒的主控因素研究，同時結(jié)合地下空氣腔規(guī)模給出了注氣井不同停注模式下啟動油層二次燃燒的點(diǎn)火策略.

1 二次點(diǎn)火影響因素研究

燃燒的關(guān)鍵參數(shù)包括著火溫度、助燃劑和燃料.對于火驅(qū)來說，這3種參數(shù)分別對應(yīng)了點(diǎn)火操作過程中的點(diǎn)火溫度、通風(fēng)強(qiáng)度和含油飽和度分布，本文利用室內(nèi)實(shí)驗(yàn)對以上因素進(jìn)行了分析.

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置及流程

根據(jù)石油行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《SY/T 6898-2012火燒油層基礎(chǔ)參數(shù)測定方法》，利用一維火驅(qū)實(shí)驗(yàn)裝置進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究.一維火驅(qū)實(shí)驗(yàn)裝置主要包括注入系統(tǒng)、模型本體、測控系統(tǒng)和產(chǎn)出系統(tǒng)，實(shí)驗(yàn)裝置結(jié)構(gòu)如圖1所示.其中，燃燒管模型本體(其結(jié)構(gòu)如圖2所示)為圓柱體，長度為72 m，內(nèi)徑為7.5 cm，在燃燒管的內(nèi)部，沿軸向均勻布置了16組溫度傳感器(間隔4.5 cm)，用于檢測火驅(qū)過程中的溫度場展布.同時，燃燒管模型本體具有熱跟蹤功能，測控系統(tǒng)依據(jù)燃燒管內(nèi)溫度傳感器的溫度來控制管外跟蹤加熱器的加熱功率，盡可能地減少燃燒管徑向方向的散熱，從而最大限度地模擬油藏內(nèi)的真實(shí)狀態(tài).產(chǎn)出系統(tǒng)對產(chǎn)出的氣液進(jìn)行分離，并實(shí)時監(jiān)測記錄產(chǎn)出氣體中各個組分的含量.

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure diagram of experimental device

圖2 燃燒管模型Fig.2 Model for combustion tube

1.2 不同點(diǎn)火溫度對燃燒前緣的影響

為了測試點(diǎn)火溫度對燃燒前緣的影響，火驅(qū)實(shí)驗(yàn)分別在450和350 ℃條件下進(jìn)行點(diǎn)火.燃燒前緣的溫度場分布如圖3所示，在高溫點(diǎn)火模式下(450 ℃)啟動火驅(qū)，其燃燒前緣峰值溫度達(dá)到480 ℃以上，燃燒前緣的條帶較窄，燃燒前緣推進(jìn)穩(wěn)定；在低溫點(diǎn)火模式下(350 ℃)啟動火驅(qū)，燃燒前緣反應(yīng)帶明顯變寬，峰值溫度無法到達(dá)400 ℃以上.較低溫度致使原油高溫裂解不充分，形成的燃料較多，燃燒前緣推進(jìn)速度較慢，對火驅(qū)開發(fā)不利.對于二次點(diǎn)火的注氣井來說，在點(diǎn)火器性能允許的條件下，應(yīng)盡可能提高點(diǎn)火溫度來實(shí)現(xiàn)油層的高溫燃燒.

圖3 不同點(diǎn)火溫度下燃燒前緣溫度分布Fig.3 Temperature distribution of combustion front at different ignition temperatures

1.3 不同通風(fēng)強(qiáng)度對火驅(qū)燃燒狀態(tài)的影響

為了研究通風(fēng)強(qiáng)度對燃燒狀態(tài)的影響，本次實(shí)驗(yàn)在高溫(450 ℃)、高通風(fēng)強(qiáng)度(80 m3/(m2·h))下點(diǎn)火啟動火驅(qū)，然后逐漸降低通風(fēng)強(qiáng)度，測試80、40、30、20 m3/(m2·h)通風(fēng)強(qiáng)度下燃燒前緣峰值溫度.實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖4所示，隨著通風(fēng)強(qiáng)度的降低，燃燒前緣的峰值溫度逐漸減小.

圖4 不同通風(fēng)強(qiáng)度下燃燒前緣峰值溫度Fig.4 Peak temperature of combustion front at different air flux

當(dāng)通風(fēng)強(qiáng)度降低為10 m3/(m2·h)時，點(diǎn)火啟動火驅(qū)，油層無法達(dá)到高溫燃燒狀態(tài)(450 ℃以上).在該狀態(tài)下熱前緣不明顯，但仍能消耗掉注入空氣中的氧氣，并產(chǎn)生與高溫燃燒相當(dāng)?shù)奈矚饨M分(CO2>12%，O2=0%)，然而熱前緣很難維持；點(diǎn)火1 072 min后(尾氣含氧4.5%)提高通風(fēng)強(qiáng)度到30 m3/(m2·h)，能夠使熱前緣進(jìn)入高溫氧化狀態(tài)，在該過程中產(chǎn)出端氧氣含量迅速上升后再降低(4.5%—10.6%—0%).在實(shí)驗(yàn)室內(nèi)能夠通過增大通風(fēng)量使低溫燃燒狀態(tài)重新達(dá)到高溫燃燒狀態(tài)，但是在現(xiàn)場若想通過增大通風(fēng)量使燃燒由低溫模式逆轉(zhuǎn)到高溫燃燒狀態(tài)，必定有一個較長時期的氧含量超標(biāo)過程.

1.4 飽和度分布對二次點(diǎn)火的影響

針對注入時間較長，燃燒前緣推進(jìn)較遠(yuǎn)的滅火井，由于近井地帶的飽和度幾乎為零，可設(shè)想通過注入部分燃料原油來進(jìn)行二次點(diǎn)火，注入燃料的燃燒把熱傳導(dǎo)到滅火位置以達(dá)到復(fù)燃的目的.

二次點(diǎn)火實(shí)驗(yàn)飽和的混配燃料原油主要集中在燃燒管模型前端，位于測溫點(diǎn)1至測溫點(diǎn)2之間.在通風(fēng)強(qiáng)度20 m3/(m2·h)、注氣壓力3 MPa條件下，燃料油最高峰值溫度可達(dá)500 ℃，推進(jìn)到第7根熱電偶溫度僅為320 ℃，燃燒推進(jìn)到第7根熱電偶以后，產(chǎn)出氣體的氧含量升高，溫度下降，即使提高通風(fēng)強(qiáng)度也不能使火燒前緣溫度升高，二次點(diǎn)火后燃燒前緣溫度變化曲線如圖5所示.火驅(qū)高溫前緣可以推進(jìn)到注入燃料油位置的3.5倍左右，在礦場進(jìn)行注氣井二次點(diǎn)火時，可根據(jù)空氣腔的實(shí)際大小調(diào)整燃料油的用量.

1.5 結(jié)焦帶對二次點(diǎn)火的影響

在平面上火驅(qū)儲層從空氣注入端(點(diǎn)火井)到出口端(生產(chǎn)井)可以劃分為已燃區(qū)、燃燒帶、結(jié)焦帶、油墻和原始油區(qū)5個區(qū)帶[7-9]，其中，結(jié)焦帶在燃燒帶前緣一個很小的范圍內(nèi)(實(shí)驗(yàn)室內(nèi)約2～3 cm)，是由原油高溫裂解后形成焦炭狀物質(zhì)粘附在巖石顆粒表面所形成，為火驅(qū)過程提供燃料，其結(jié)焦形態(tài)如圖6所示.在火燒驅(qū)油過程中，這個區(qū)域溫度僅次于火墻，由于溫度較高，該區(qū)域幾乎沒有液相存在，只存在氣相和固相，因此，該區(qū)域在火燒驅(qū)油過程中不會形成明顯的壓力降落.然而，在注入燃料油二次點(diǎn)火實(shí)施過程中，燃料油注入及氣流進(jìn)入生產(chǎn)井前都要穿過注氣過程中形成的結(jié)焦帶，因此，需要對二次點(diǎn)火過程中結(jié)焦帶對滲透率的影響進(jìn)行評估.在每次火燒結(jié)束后，將模型管分別恒溫到90、100、115、135 ℃，由燃燒管反向注入原始油并測試注采壓差，測試得到的壓差變化如圖7所示.與火驅(qū)前模型飽和原油相比，90 ℃時火驅(qū)后注采壓差增大了20%，且壓差增幅隨流量升高逐漸減小.在礦場實(shí)驗(yàn)過程中，結(jié)焦帶對注入燃料油二次點(diǎn)火的影響較小.

圖5 注入燃料油二次點(diǎn)火后燃燒前緣溫度分布Fig.5 Temperature distribution of combustion front after fuel oil injection for re-ignition

圖6 室內(nèi)實(shí)驗(yàn)結(jié)焦帶形態(tài)Fig.6 Coking zone morphology in indoor experiment

2 火驅(qū)二次點(diǎn)火模式分類及點(diǎn)火策略

2.1 油層燃燒狀態(tài)判斷

圖7 結(jié)焦帶對壓差變化的影響Fig.7 Effect of coking zone on permeability of pressure changes

為了確定二次點(diǎn)火的方式，必須對注氣井停注后火驅(qū)前緣的燃燒模式進(jìn)行判斷.本文主要采用數(shù)值模擬手段來研究燃燒狀態(tài)，數(shù)模采用CMG軟件的STARS火驅(qū)模塊，地質(zhì)原型為遼河杜66井區(qū).數(shù)模過程中對長管火驅(qū)實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了反復(fù)擬合，并結(jié)合原油組分分析結(jié)果，最終確定的7種火驅(qū)數(shù)值模型的基本組分參數(shù)如表1所示.

表1 杜66井區(qū)火驅(qū)數(shù)值模擬基本組分參數(shù)Tab.1 Basic component parameters for numerical simulation of fire flooding in Du 66 well block

火驅(qū)過程中的燃燒狀態(tài)由以下4個反應(yīng)式控制：

1) 重質(zhì)油→輕質(zhì)油+焦炭+吸收熱量；

2) 焦炭+O2→H2O+CO2/CO+放出熱量；

3) 重質(zhì)油+O2→H2O+CO2/CO+放出熱量；

4) 輕質(zhì)油+O2→H2O+CO2/CO+放出熱量.

理論數(shù)值模型徑向方向網(wǎng)格數(shù)分布為3×0.2 m、3×0.4 m、20×1 m、20×6 m，垂向網(wǎng)格分布為18×1 m.數(shù)值模擬過程中操作條件如下：電點(diǎn)火啟動模式；點(diǎn)火期間日注氣10 000 m3，每月提升注氣量3 000 m3；累計(jì)注氣量達(dá)到設(shè)計(jì)值后停注空氣，關(guān)閉注氣井.本文分別模擬了累計(jì)注氣量為30萬m3、85萬m3、110萬m3、140萬m3、170萬m3、210萬m3、250萬m3、300萬m3情況下溫度場的展布與燃燒前緣溫度的變化.

圖8為累計(jì)注140萬m3空氣停注后油層溫度展布曲線.當(dāng)注氣井停注空氣后，原燃燒前緣的溫度會迅速降低，當(dāng)峰值溫度移動到已燃區(qū)后原燃燒前緣的溫度變化變得緩慢.設(shè)定350 ℃為滅火界限，分別觀察不同累計(jì)注氣量停注后燃燒前緣的降溫情況，即可獲得如圖9所示不同停注條件下滅火時間的變化曲線.

圖8 油層溫度展布曲線Fig.8 Temperature distribution curves for oil layer

圖9 不同累計(jì)注氣量條件下滅火時間曲線Fig.9 Extinguishing time curve under different cumulative gas injection conditions

2.2 點(diǎn)火方式設(shè)計(jì)

對于停注前處于低溫燃燒模式的注氣井，無論停注多長時間均需要二次點(diǎn)火，對于處于高溫燃燒模式的通過滅火時間曲線判斷是否滅火，未滅火的直接復(fù)注，已滅火的需要二次點(diǎn)火.

1) 直接復(fù)注空氣.燃燒模式為高溫燃燒模式，停注時間在滅火極限時間之內(nèi)，若未滅火，可直接復(fù)注空氣重啟高溫燃燒模式.

2) 初期滅火井(燃燒半徑小于5 m).根據(jù)近井5 m不含油電加熱10 d溫度場分布來看(如圖10所示)，點(diǎn)火溫度為500 ℃，10 d之內(nèi)只能使0.5 m處達(dá)到著火點(diǎn)，因此，對于燃燒半徑小于0.5 m火井，可以不用其他輔助措施直接二次點(diǎn)火啟動高溫燃燒模式.點(diǎn)火方式可選擇電點(diǎn)火(450 ℃)，注氣強(qiáng)度大于維持高溫燃燒模式的最小通風(fēng)強(qiáng)度.

3) 中期滅火井(燃燒半徑小于25 m).對于此類二次點(diǎn)火井，必須輔助注入燃料油才能夠?qū)崿F(xiàn)二次點(diǎn)火，此類二次點(diǎn)火井的主要影響因素為：注入燃料油量、點(diǎn)火溫度和注氣強(qiáng)度.注入燃料油的量不少于空氣腔孔隙體積的2/7，注入燃料油后點(diǎn)火方式可以選擇電點(diǎn)火(450 ℃)，注氣強(qiáng)度必須在能夠維持火燒前緣穩(wěn)定推進(jìn)的最小注氣強(qiáng)度以上.

圖10 近井不同加熱時間的溫度展布Fig.10 Temperature distribution in no oil saturated layer at different heating time

4) 晚期滅火井(燃燒半徑大于25 m).對于此類井，由于燃燒前緣推進(jìn)較遠(yuǎn)，還需要從經(jīng)濟(jì)角度進(jìn)行論證，如果此時井組的采出程度較低，經(jīng)濟(jì)上不可行則不進(jìn)行二次點(diǎn)火操作；如果經(jīng)濟(jì)上可行則采用中期滅火井的處理方式.

3 結(jié) 論

通過上述分析，可以得出以下結(jié)論：

1) 火驅(qū)二次點(diǎn)火操作中點(diǎn)火溫度越高，點(diǎn)火效果越好，電點(diǎn)火溫度應(yīng)控制在450 ℃以上.

2) 通風(fēng)強(qiáng)度越大，燃燒前緣的峰值溫度越高，點(diǎn)火溫度越高越容易形成高溫燃燒模式，點(diǎn)火期間通風(fēng)強(qiáng)度應(yīng)維持在10 m3/(m2·h)以上.

3) 對于需要注燃料油進(jìn)行二次點(diǎn)火的注氣井，燃料油的用量應(yīng)不低于已燃區(qū)空氣腔體積的2/7.

4) 停注前處于低溫燃燒模式注氣井，必須進(jìn)行二次點(diǎn)火.停注前處于高溫燃燒模式的注氣井則需首先判斷是否滅火，未滅火的直接復(fù)注；已滅火的可按照初期滅火、中期滅火和晚期滅火的點(diǎn)火模式進(jìn)行二次點(diǎn)火操作.

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(責(zé)任編輯：景 勇 英文審校：尹淑英)

Main controlling factors of re-ignition and ignition strategies in heavy oil fire flooding

LIANG Jin-zhong1, LU Di2, HUANG Xiao-lei2, GAO Zhong-min2

(1. Key Laboratory of Petroleum Engineering of the Ministry of Education, China University of Petroleum-Beijing, Beijing 102249, China; 2. Shuguang Oil Production Plant, Liaohe Oilfield Branch Company of China National Petroleum Corporation (CNPC), Panjin 124109, China)

In order to realize the re-ignition of the extinguished oil layer in the process of fire flooding development and ensure the fire flooding effect, such main controlling factors of re-ignition as the ignition temperature, air flux, underground oil saturation distribution in oil layer and coking zone were investigated with a series of indoor physical simulation experiments and numerical simulation calculation of oil reservoir. In addition, the reasonable ranges of ignition temperature and air flux were provided. At the same time, in combination with the scale of the underground air chamber of gas-injection well, the re-ignition strategy of the oil layer under different conditions was given. The results show that the electrical ignition temperature should be controlled at higher than 450 ℃, and the air flux should be maintained at more than 10 m3/(m2·h). Furthermore, for the gas-injection wells which need to be injected with fuel oil for re-ignition, the amount of fuel oil should be not less than 2/7 of the air chamber volume in the burned area.

fire flooding; re-ignition; air flux; ignition temperature; physical simulation; numerical simulation; ignition strategy; fire extinguishing condition

2016-06-03.

國家科技重大專項(xiàng)課題資助項(xiàng)目(2011ZX05012-003).

梁金中(1984-)，男，山東嘉祥人，講師，博士，主要從事稠油開發(fā)基礎(chǔ)理論與應(yīng)用技術(shù)等方面的研究.

17∶39在中國知網(wǎng)優(yōu)先數(shù)字出版.

http：∥www.cnki.net/kcms/detail/21.1189.T.20161222.1739.014.html

10.7688/j.issn.1000-1646.2017.01.08

TE 6

A

1000-1646(2017)01-0038-05