賈虎，趙金洲，楊懷軍，李玥洋，蒲萬芬

（1.西南石油大學(xué)油氣藏地質(zhì)與開發(fā)工程國家重點實驗室；2.中國石油大港油田公司）

0 引言

有關(guān)世界各大油田空氣驅(qū)項目的報道較多[1]。中國廣西百色油田、長慶馬嶺油田、靖安油田五里灣ZJ53井區(qū)、大慶貝爾油田希11-72井區(qū)等都相繼開展了空氣驅(qū)先導(dǎo)試驗[2-3]。中原油田胡12斷塊砂巖油藏是空氣泡沫調(diào)驅(qū)成功實施的代表之一，現(xiàn)場應(yīng)用表明，氧氣沒有過早突破，項目實施 3 a后階段采收率提高 3%～4%[4]。延長石油集團甘谷驛油田“三低”油藏唐80區(qū)塊也成功實施了空氣泡沫驅(qū)，現(xiàn)場試驗表明，原油低溫氧化反應(yīng)程度較高，大部分生產(chǎn)井含氧量低于5%，最低為0.4%[5]。

空氣驅(qū)技術(shù)也面臨許多挑戰(zhàn)，尤其是空氣驅(qū)在注水開發(fā)前后油藏的適應(yīng)性值得探討。本文利用數(shù)值模擬方法揭示影響空氣驅(qū)實施效果的因素，旨在為空氣驅(qū)現(xiàn)場應(yīng)用提供理論支撐。

1 地質(zhì)模型

以塔里木盆地K油藏為原型建立地質(zhì)模型，油藏溫度80 ℃，地層壓力16 MPa，油藏物性參數(shù)見表1，原油為輕質(zhì)油，原油性質(zhì)及組成見文獻(xiàn)[6-7]。儲集層受注入水沖刷前后滲透率變異系數(shù)分別為0.33和2.14，表明注入水沖刷后儲集層層間非均質(zhì)性增強。儲集層在長期注入水沖刷下易形成大孔道，高滲透層含水飽和度較高，層間矛盾突出，這種現(xiàn)象在水驅(qū)開發(fā)中比較常見[8]。本文采用數(shù)值模擬方法研究 K油藏注水前后實施空氣驅(qū)的適應(yīng)性，同時分析層間非均質(zhì)性對應(yīng)用效果的影響。

表1 油藏基本物性參數(shù)

本次模擬采用正方形油藏模型，在油藏對角線上分布一注一采 2口直井，油藏基本模型網(wǎng)格數(shù)目為30×30×6，注入井所在平面位置為網(wǎng)格（1，1），生產(chǎn)井所在平面位置為網(wǎng)格（30，30），水平網(wǎng)格主體尺寸為5 m×5 m。縱向網(wǎng)格數(shù)為小層數(shù)，生產(chǎn)井和注入井6個小層均射開。反應(yīng)動力學(xué)模型中溫度項通常采用平均網(wǎng)格溫度，網(wǎng)格尺寸較大時，將會在燃燒帶出現(xiàn)較低的平均溫度，不能真實反映熱前緣溫度。因而數(shù)值模擬中對近井地帶采用局部加密網(wǎng)格，以更準(zhǔn)確地描述空氣驅(qū)中形成的局部熱前緣、氣體超覆等現(xiàn)象。

2 模擬組分

本文以塔里木K油藏輕質(zhì)原油為例，采用8組分來模擬：①H2O；②C7+（原油擬組分：輕質(zhì)和重質(zhì)組分）；③CH4（溶于油相）；④CO2（溶于油相）；⑤CO（不溶于油相）；⑥O2（不溶于油相）；⑦N2（不溶于油相）；⑧焦炭。根據(jù)原油組分?jǐn)?shù)據(jù)計算得到脫氣原油C7+擬組分摩爾質(zhì)量為211.6 g/mol，地面脫氣原油密度為0.805 g/cm3。采用相態(tài)擬合和熱動力學(xué)系數(shù)匹配最優(yōu)化多元回歸擬合方法，可計算出模擬組分的臨界參數(shù)。對常規(guī)的H2O、CH4等組分，Win-Prop PVT模塊中已給定相應(yīng)數(shù)值，采用 Lee-Kesler方法校正。擬組分 C7+的氣液平衡常數(shù)計算采用溫度范圍為 50～450 ℃，壓力范圍為500～24 500 kPa，平衡常數(shù)值按1 mol擬組分C7+和4 mol空氣反應(yīng)比例計算。油、氣、水相對滲透率通過Corey經(jīng)驗?zāi)Ｐ筒逯涤嬎恪?/p>

3 反應(yīng)歷程

3.1 反應(yīng)模式

原油氧化、燃燒歷程極其復(fù)雜，在不同溫度范圍內(nèi)包含數(shù)百種中間產(chǎn)物和反應(yīng)。單一反應(yīng)模式不能代表復(fù)雜的燃燒過程。Ren等[9]指出，充分燃燒的過程非常復(fù)雜，但總體上可由氧化（消耗氧并生成氧化產(chǎn)物）和分解（生成碳氧化合物）反應(yīng)來描述。對于原油，通常用 C1?3，C4?6，C7+分別代表氣相、揮發(fā)性油、參與反應(yīng)的油（Reactive Oil），僅擬組分C7+被認(rèn)為是參與了各種反應(yīng)，反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)可從各種熱分析實驗中獲取；de Zwart等[10]提出動力學(xué)反應(yīng)模式由一個裂解反應(yīng)和 3個燃燒反應(yīng)組成，但當(dāng)前許多反應(yīng)動力學(xué)模型均未考慮氣相燃燒過程。

筆者通過大量氧化管實驗研究發(fā)現(xiàn)，K油藏輕質(zhì)原油氧化后氣體組成中 CH4含量較高[11]；絕熱性能良好的熱效應(yīng)監(jiān)測實驗產(chǎn)出氣中幾乎沒有CO，已充分反應(yīng)生成 CO2[12]。由于原油氧化、燃燒反應(yīng)復(fù)雜，只能簡化處理，本文研究將原油反應(yīng)模式分 3類：原油裂解、氣體燃燒、焦炭燃燒。反應(yīng)式為：輕質(zhì)組分裂解，C7+→CH4+焦炭+熱量；中質(zhì)組分裂解（碳鍵剝離反應(yīng)），C7++O2→H2O+CO+焦炭+熱量；焦炭燃燒，焦炭+O2→H2O+CO+熱量；甲烷燃燒，CH4+ O2→H2O + CO+熱量；一氧化碳燃燒，CO+O2→CO2+熱量。

3.2 氧化動力學(xué)參數(shù)

在熱采數(shù)值模擬中化學(xué)反應(yīng)速率根據(jù)阿倫紐斯定律來進行計算，通過熱分析實驗獲取原油氧化活化能和阿倫紐斯常數(shù)用于歷史擬合。稠油氧化活化能一般高于100 kJ/mol[13]。K油藏輕質(zhì)原油氧化熱動力學(xué)實驗表明[6-7]，該原油氧化活性較高，在低溫氧化和高溫氧化階段活化能分別為26.68 kJ/mol和153.06 kJ/mol，阿倫紐斯常數(shù)分別為 37.15 min?1和 7.76×109min?1；加入儲集層巖屑后低溫氧化和高溫氧化階段活化能分別為31.42～47.02 kJ/mol和 69.84～84.22 kJ/mol，兩階段的阿倫紐斯常數(shù)分別為85.11～724.44 min?1和0.78×103～8.13×103min?1。

4 歷史擬合

針對塔里木K油藏空氣驅(qū)機理，主要開展了細(xì)管低溫氧化及驅(qū)油實驗，充填介質(zhì)為塔里木K油藏巖屑，粒徑 0.25～0.30 mm，孔隙度 18%，滲透率 120×10?3μm2，在油藏溫度、壓力條件下飽和原油和地層水。通過低速注入空氣，讓原油與氧充分反應(yīng)，不至于過早氣竄，定期收集氣樣分析并計量產(chǎn)出油體積。

本文主要闡述數(shù)值模擬研究的過程和結(jié)果，僅對必要的物理模擬實驗條件和結(jié)論作簡要敘述，具體實驗數(shù)據(jù)參見文獻(xiàn)[11-12]。歷史擬合結(jié)果見圖1。

圖1 空氣驅(qū)細(xì)管實驗歷史擬合曲線

由圖1可見，實驗結(jié)果和模擬計算擬合程度較好。通過對反應(yīng)歷程和氧化動力學(xué)參數(shù)這兩個因素合理取值與匹配，能夠確保較好的采收率擬合程度，同時也證明了反應(yīng)歷程的合理性，為后續(xù)空氣驅(qū)機理數(shù)值模擬研究奠定了基礎(chǔ)。

5 數(shù)值模擬研究

5.1 未注水儲集層空氣驅(qū)效果

5.1.1 自燃及溫度分布規(guī)律

對于未注水開發(fā)的原始油藏，空氣注入（以下討論中除特別說明外，空氣地面注入速率均為 42 000 m3/d。）初期注入井底壓力瞬間升高，說明近井地帶原油發(fā)生了自燃。由溫度場（見圖2）可見，局部加密區(qū)域能精確表征注入井附近儲集層溫度變化，網(wǎng)格中溫度峰值約為 160 ℃。重油就地燃燒時油藏局部峰值溫度一般可達(dá)到350～600 ℃[14]，而輕質(zhì)油藏注空氣不一定能達(dá)此溫度。

圖2 局部加密區(qū)空氣注入不同時間溫度場

由圖 2可見，紅色高溫區(qū)主要集中在儲集層中下部，主要原因在于：①上部儲集層含水飽和度相對較高（見表1），吸收熱量較多，原油自燃形成的溫度峰面被削弱；②上部儲集層孔隙度較高，原油在氧化放熱或燃燒過程中產(chǎn)生熱損失。

圖3為第3小層溫度隨時間變化剖面，沿注入井和生產(chǎn)井軸線部位出現(xiàn)典型的溫度峰面推移模式。初期，溫度峰面不斷向前推進，注入井附近首先達(dá)到高溫，然后向四周輻射，在燃料不斷沉積作用（輕質(zhì)組分裂解生成焦炭）下，原油很快氧化至燃燒而達(dá)到峰值溫度。當(dāng)燃燒前緣蔓延至生產(chǎn)井突破后，高溫區(qū)從儲集層中部開始慢慢消退，溫度降低范圍逐漸擴大，反映出儲集層中部的燃料消耗效率較高，燃料沉積量不足以維持穩(wěn)定的燃燒。以上分析說明不應(yīng)單純地將輕質(zhì)油藏空氣驅(qū)當(dāng)作等溫非混相驅(qū)，熱效應(yīng)也具有積極作用。

圖3 空氣注入不同時間第3層溫度分布圖

5.1.2 氣相飽和度及產(chǎn)出氣濃度分布

圖4為不同注入時間氣相飽和度分布圖。注入30 d時，第3、4層波及效率非常高，120 d內(nèi)注入氣基本呈均勻推進。隨后儲集層中部出現(xiàn)了明顯的氣體超覆，注入640 d時儲集層頂部第1、2、3層出現(xiàn)了較高的氣相飽和度，而儲集層低部位的第 4、5、6層幾乎沒有出現(xiàn)大面積的高濃度氣相聚集區(qū)。在注入后期，生產(chǎn)井附近氣體超覆愈發(fā)明顯，中上部儲集層氣相飽和度遠(yuǎn)高于下部儲集層。

產(chǎn)出氣中O2濃度監(jiān)測是安全性考慮的重要因素，由圖 5a可見，生產(chǎn)井各小層 O2的濃度均不到 0.01 mol/L，即使到注氣終期各小層 O2濃度之和也僅為0.039 mol/L，說明地層中氧利用率高。儲集層埋深越大，O2突破滯后性越強。

圖4 不同注氣時間各小層氣相飽和度分布（1～6為小層序號）

圖5 b為第3層產(chǎn)出氣中CH4、CO2、CO濃度隨時間變化關(guān)系。CO2濃度在397 d（2013-01-31）時急劇攀升至高位（0.50 mol/L），反映此階段原油燃燒程度較高，之后 CO2濃度急劇降低漸至穩(wěn)定，主要是因為儲集層溫度降低范圍逐漸擴大，導(dǎo)致燃料沉積不足；另外，也與CO2溶解于原油有關(guān)。CO濃度始終保持低位，最高也僅為0.024 mol/L，同樣也證明存在高效燃燒現(xiàn)象。

圖5 生產(chǎn)井各小層產(chǎn)出氣濃度曲線

5.1.3 注氣速率對空氣驅(qū)效果影響的敏感性分析

5.1.3.1 注氣速率對氣體突破時間影響

注氣速率對產(chǎn)氣量的影響見圖 6。注氣速率為5 000，20 000，30 000和42 000 m3/d時氣體突破時間分別為 105 d（2012-04-15），57 d（2012-02-26），48 d（2012-02-17）和 40 d（2012-02-09），氣體突破后生產(chǎn)井日產(chǎn)氣量急劇上升，第 1個日產(chǎn)氣高峰出現(xiàn)時間隨著注氣速率的增加而提前。

低注氣速率（5 000 m3/d）下，日產(chǎn)氣量穩(wěn)定時間較長，維持在4 000 m3/d左右，而42 000 m3/d注氣速率下，達(dá)到第1個日產(chǎn)氣高峰時間為215 d （2012-08-02）；同時也發(fā)現(xiàn)在高注氣速率下，日產(chǎn)氣量經(jīng)歷第 1個高峰值后迅速下降，表明高注氣速率下原油與O2反應(yīng)效率較高，隨著空氣不斷注入，后期日產(chǎn)氣量逐漸趨于平穩(wěn)，說明大部分原油被不同程度氧化，不再繼續(xù)耗氧。

圖6 不同注氣速率下日產(chǎn)氣量隨時間變化關(guān)系

5.1.3.2 注氣速率對燃燒峰面推進速率影響

圖 7為注入井與生產(chǎn)井連線上不同位置溫度隨時間變化規(guī)律（以每個網(wǎng)格的中心為基點）。由圖7可見，各注氣速率下，形成峰值溫度的時間間隔基本一致，表明熱前緣均勻推進。根據(jù)網(wǎng)格之間距離和形成峰值溫度的時間差可計算出燃燒峰面的推進速率：20 000，30 000和42 000 m3/d注氣速率對應(yīng)的燃燒峰面推進速率依次為0.307，0.464，0.464 m/d，基本上隨著注氣速率增加而略顯增加。高注氣速率（30 000和 42 000 m3/d3）下燃燒峰面推進速率相等，表明注氣速率對燃料沉積速率的影響可能存在一個臨界值，較低注氣速率下燃料沉積速率隨注氣速率增加而增加，為燃燒峰面迅速推進提供了必要條件；當(dāng)繼續(xù)增加注氣速率時，燃料沉積速率漸趨于穩(wěn)定，因此燃燒峰面推進速率也不再增加。

圖7 不同注氣速率下注入井與生產(chǎn)井連線上典型網(wǎng)格溫度隨時間變化曲線（第3小層）

由圖 7還可看出，沿注入井與生產(chǎn)井連線方向溫度峰值逐漸降低，原因在于高溫下輕質(zhì)組分不斷蒸餾并伴隨裂解反應(yīng)，蒸發(fā)的輕質(zhì)組分制約燃燒前緣傳遞。隨著輕質(zhì)組分的蒸餾，焦炭生成量較少，不足以維持較高的峰值溫度。

5.1.3.3 注氣速率對燃燒溫度影響

圖8 不同注氣速率下網(wǎng)格(6，6，3)溫度隨時間變化關(guān)系

以網(wǎng)格（6，6，3）為例，分析不同注氣速率下峰值溫度。由圖 8可見，注氣速率越高，網(wǎng)格峰值溫度也越高。高注氣速率下高溫持續(xù)時間較長，有利于發(fā)揮熱效應(yīng)的提高采收率作用，且高注氣速率下能很快達(dá)到峰值溫度，如5 000 m3/d注入速率下達(dá)到峰值溫度時間為182 d，此段時間內(nèi)主要為低溫氧化模式，不利于提高空氣驅(qū)效果；而42 000 m3/d注氣速率下達(dá)到峰值溫度僅需 60 d，短時間內(nèi)能達(dá)到溫度峰值，更有利于熱前緣驅(qū)替。

圖9 注氣速率對各層溫度分布影響（注入120 d，1～6為小層序號）

圖 9為不同注氣速率下各層溫度分布。高溫區(qū)域主要集中在近井地帶的中部，溫度前緣為均勻推進模式。高注氣速率下溫度波及區(qū)域更廣，且高溫區(qū)范圍也較大，但主要集中在第4、5小層?？諝庾⑷牒蠼貛У脑桶l(fā)生氧化-裂解-燃燒等反應(yīng)生成大量氣體，而O2密度相對較高，會出現(xiàn)重力分異，燃燒前緣的形成及運移取決于氧的傳輸速率，高溫區(qū)范圍及溫度特征取決于該區(qū)域的燃料沉積總量，而燃料沉積量與含油飽和度密切相關(guān)，由表1可見，第4、5小層含油飽和度較高，故高溫區(qū)范圍較大。

5.1.3.4 注氣速率對采收率影響

不同注氣速率下油、氣、水產(chǎn)出特征數(shù)據(jù)見表2。原油采收率隨注氣速率增加而增加，但增幅不明顯（51.1%～56.4%），因此在方案設(shè)計中不能單純追求高注氣量。累計產(chǎn)氣量和最高氣油比也隨注氣速率增加而增加。本研究中注氣速率為30 000 m3/d時，實施3 a（2015年1月）氣油比已達(dá)3 000 m3/m3，通常認(rèn)為氣油比在3 000～8 000 m3/m3時，開始出現(xiàn)氣體干擾[15]。通過在生產(chǎn)井側(cè)鉆水平井的方式可提高產(chǎn)量和降低氣油比，但會延長施工周期。地層水的采出程度也隨注氣速率的增加而增加（見表2），但增幅不明顯，因此不會大幅增加水處理成本。

表2 不同注氣速率下油氣水產(chǎn)出特征

5.2 高含水油藏空氣驅(qū)效果

高注氣速率下原油容易實現(xiàn)自燃，利于發(fā)揮空氣驅(qū)效果。以下主要討論注氣速率42 000 m3/d時高含水油藏空氣驅(qū)效果。

5.2.1 儲集層溫度分布

由第3小層溫度平面分布圖（見圖10）可看出，注入初期溫度峰面穩(wěn)定持續(xù)地向前推移，最高溫度達(dá)215 ℃（見圖10b），溫度峰值隨時間延續(xù)而逐漸降低，到后期儲集層溫度峰面不再向生產(chǎn)井推進（見圖10g），且中部高溫區(qū)逐漸消散，這是因為儲集層含油飽和度低，燃料沉積不足以維持高溫推進；其次，高含水飽和度下產(chǎn)生的熱量很容易損失。

圖10 不同注入時間第3層溫度平面分布圖

5.2.2 氣相飽和度及產(chǎn)出氣濃度分布

圖11為高含水儲集層注入空氣不同時間氣相飽和度分布?？梢?，高滲層波及效率較高，低滲層明顯次之，即使在終期，第 6層仍有未波及區(qū)域；同時氣體超覆也較明顯，空氣優(yōu)先進入高含水的高滲層，不利于挖潛低滲層采收率。

圖11 高含水儲集層不同注氣時間氣相飽和度分布（1～6為小層序號）

圖12 生產(chǎn)井第3層產(chǎn)出氣濃度曲線

圖12 為第3層產(chǎn)出氣濃度曲線。O2濃度始終處于低水平，說明即使在高含水層，氧利用率也非常高。2013年1月之前各氣體濃度均較低，隨后CO2濃度明顯升高，而 CO濃度一直處于較低水平，表明原油氧化程度較高。整個過程可解釋為：原油低溫氧化生成的熱量不斷積累，氧化形成的復(fù)雜產(chǎn)物濃度不斷增加，當(dāng)攝入充足能量時，發(fā)生抽提生成H2O2，這些高活性物質(zhì)迅速裂解成自由基—OH，加速反應(yīng)并迅速積累熱量，最終產(chǎn)生烷烴和烯烴。這些物質(zhì)和熱量積累到一定階段后充分燃燒或發(fā)生碳鍵剝離生成 CO2，一部分溶于原油和地層水，剩余部分被產(chǎn)出。

5.2.3 高含水油藏采收率特征

由表 2可見，相同注氣速率下，注水開發(fā)后的油藏空氣驅(qū)采收率比未注水開發(fā)油藏低6.3%，但地層水采出程度高達(dá)54.5%，是未注水開發(fā)油藏的2.4倍；累計產(chǎn)氣量為 4.26×107m3，最高氣油比高達(dá) 13 000 m3/m3，顯著高于同等注氣速率下未注水開發(fā)油藏，增加了處理成本，特別是當(dāng)遇到高滲裂縫帶時，O2會過早突破，帶來安全隱患。對于此類油藏，采取空氣泡沫/凝膠復(fù)合調(diào)驅(qū)技術(shù)是一種行之有效的方法[16-18]。

5.2.4 生產(chǎn)井堵水/堵氣必要性

由圖13可見，沿注入井與生產(chǎn)井連線方向峰值溫度逐漸遞減。由于生產(chǎn)井附近一段距離內(nèi)儲集層溫度達(dá)不到120 ℃，而當(dāng)前許多聚合物凝膠堵劑在120 ℃內(nèi)可保持較長的封堵有效期。因此對于非均質(zhì)性較強的高含水儲集層空氣驅(qū)，當(dāng)氣、水產(chǎn)量過高時，可用聚合物凝膠進行封堵。

圖13 注入井與生產(chǎn)井連線方向溫度隨時間變化曲線（第3小層）

6 結(jié)論及建議

本文建立的原油反應(yīng)模式能較好描述空氣驅(qū)原油氧化、燃燒歷程。未注水開發(fā)油藏實施空氣驅(qū)時，高溫區(qū)主要集中在近井地帶的中下部儲集層，當(dāng)燃燒前緣推進至生產(chǎn)井突破后，高溫區(qū)從儲集層中部開始消退，范圍逐漸擴大；而注水開發(fā)后的油藏高滲透層優(yōu)先形成高溫區(qū)，前期快速向前推進，之后高溫區(qū)不再推移而逐漸消散。

氣體超覆為空氣驅(qū)中存在的普遍現(xiàn)象，但注水開發(fā)后的油藏氣體超覆程度更明顯。兩種情形下，O2產(chǎn)出濃度均處于低水平，說明地層原油耗氧能力較高。注氣速率越高，燃料沉積速率越快，但最終趨于穩(wěn)定。高注氣速率下原油容易實現(xiàn)自燃且獲得較高溫度峰值。

未注水開發(fā)油藏實施空氣驅(qū)時原油采收率隨著注氣速率增加而增加，但增幅不明顯，因此在方案設(shè)計中不應(yīng)單純追求高注氣量。相同注氣速率下，注水開發(fā)后的油藏空氣驅(qū)采收率比未注水開發(fā)油藏低6.3%，但地層水采出程度高達(dá) 54.5%，是未注水開發(fā)油藏的2.4倍；此外，空氣驅(qū)中生產(chǎn)井氣油比在后期顯著增加，可考慮采取空氣泡沫/凝膠復(fù)合調(diào)驅(qū)技術(shù)，將氣油比降至合理范圍。非均質(zhì)性強的高含水油藏可采取聚合物凝膠封堵措施，對高滲層先期調(diào)堵，提高低滲層波及效率。

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