稠油火驅二次點火主控因素及點火策略*

梁金中， 魯 笛， 黃小雷， 高忠敏

(1. 中國石油大學(北京) 石油工程教育部重點實驗室， 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)

稠油火驅二次點火主控因素及點火策略*

梁金中1， 魯 笛2， 黃小雷2， 高忠敏2

(1. 中國石油大學(北京) 石油工程教育部重點實驗室， 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)

為了實現火驅開發過程中熄火油層再次燃燒，保障火驅開發效果，通過一系列室內物理模擬實驗和油藏數值模擬計算，開展包括點火溫度、通風強度、地下含油飽和度分布、結焦帶等影響二次點火的主控因素的研究，給出了合理的二次點火溫度和通風強度的范圍，同時結合注氣井地下空氣腔規模給出了不同條件下啟動油層二次燃燒的點火策略.結果表明，電點火溫度應控制在450 ℃以上，點火期間通風強度應維持在10 m3/(m2·h)以上，對于需要注燃料油進行二次點火的注氣井，燃料油的用量不低于已燃區空氣腔體積的2/7.

火驅； 二次點火； 通風強度； 點火溫度； 物理模擬； 數值模擬； 點火策略； 滅火條件

火驅是一種重要的稠油熱采方法，在羅馬尼亞、美國、加拿大、印度等國進行了大量的礦場試驗和工業化應用[1-2].目前國內勝利油田、遼河油田、新疆油田也正在開展火驅礦場試驗[3-5].遼河杜66區塊為典型的薄互層稠油油藏，2005年區塊在進入吞吐開發后期瀕臨廢棄的基礎上，開展了火驅試驗并獲得成功，十年來火驅規模已擴大至92井組[6].隨著火驅規模逐步擴大和開發的不斷深入，現場因注氣壓力升高導致的注氣井停注的情況逐年增多.注氣井停注后，前緣燃燒狀況持續變差，甚至導致滅火，同時氣腔壓力水平逐步下降，嚴重影響了火驅效果，必須及時實施復注.如何判斷復注過程中是否需要實施二次點火，以及如何實現滅火油層再次燃燒已成為保障火驅開發效果亟待解決的問題.本文通過室內一維火驅實驗和油藏數值模擬方法，開展了包括點火溫度、通風強度、地下含油飽和度及結焦帶分布情況等影響二次燃燒的主控因素研究，同時結合地下空氣腔規模給出了注氣井不同停注模式下啟動油層二次燃燒的點火策略.

1 二次點火影響因素研究

燃燒的關鍵參數包括著火溫度、助燃劑和燃料.對于火驅來說，這3種參數分別對應了點火操作過程中的點火溫度、通風強度和含油飽和度分布，本文利用室內實驗對以上因素進行了分析.

1.1 實驗裝置及流程

根據石油行業標準《SY/T 6898-2012火燒油層基礎參數測定方法》，利用一維火驅實驗裝置進行實驗研究.一維火驅實驗裝置主要包括注入系統、模型本體、測控系統和產出系統，實驗裝置結構如圖1所示.其中，燃燒管模型本體(其結構如圖2所示)為圓柱體，長度為72 m，內徑為7.5 cm，在燃燒管的內部，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，測控系統依據燃燒管內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的真實狀態.產出系統對產出的氣液進行分離，并實時監測記錄產出氣體中各個組分的含量.

圖1 實驗裝置結構圖Fig.1 Structure diagram of experimental device

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

1.2 不同點火溫度對燃燒前緣的影響

為了測試點火溫度對燃燒前緣的影響，火驅實驗分別在450和350 ℃條件下進行點火.燃燒前緣的溫度場分布如圖3所示，在高溫點火模式下(450 ℃)啟動火驅，其燃燒前緣峰值溫度達到480 ℃以上，燃燒前緣的條帶較窄，燃燒前緣推進穩定；在低溫點火模式下(350 ℃)啟動火驅，燃燒前緣反應帶明顯變寬，峰值溫度無法到達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，燃燒前緣推進速度較慢，對火驅開發不利.對于二次點火的注氣井來說，在點火器性能允許的條件下，應盡可能提高點火溫度來實現油層的高溫燃燒.

圖3 不同點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 不同通風強度對火驅燃燒狀態的影響

為了研究通風強度對燃燒狀態的影響，本次實驗在高溫(450 ℃)、高通風強度(80 m3/(m2·h))下點火啟動火驅，然后逐漸降低通風強度，測試80、40、30、20 m3/(m2·h)通風強度下燃燒前緣峰值溫度.實驗結果如圖4所示，隨著通風強度的降低，燃燒前緣的峰值溫度逐漸減小.

圖4 不同通風強度下燃燒前緣峰值溫度Fig.4 Peak temperature of combustion front at different air flux

當通風強度降低為10 m3/(m2·h)時，點火啟動火驅，油層無法達到高溫燃燒狀態(450 ℃以上).在該狀態下熱前緣不明顯，但仍能消耗掉注入空氣中的氧氣，并產生與高溫燃燒相當的尾氣組分(CO2>12%，O2=0%)，然而熱前緣很難維持；點火1 072 min后(尾氣含氧4.5%)提高通風強度到30 m3/(m2·h)，能夠使熱前緣進入高溫氧化狀態，在該過程中產出端氧氣含量迅速上升后再降低(4.5%—10.6%—0%).在實驗室內能夠通過增大通風量使低溫燃燒狀態重新達到高溫燃燒狀態，但是在現場若想通過增大通風量使燃燒由低溫模式逆轉到高溫燃燒狀態，必定有一個較長時期的氧含量超標過程.

1.4 飽和度分布對二次點火的影響

針對注入時間較長，燃燒前緣推進較遠的滅火井，由于近井地帶的飽和度幾乎為零，可設想通過注入部分燃料原油來進行二次點火，注入燃料的燃燒把熱傳導到滅火位置以達到復燃的目的.

二次點火實驗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1至測溫點2之間.在通風強度20 m3/(m2·h)、注氣壓力3 MPa條件下，燃料油最高峰值溫度可達500 ℃，推進到第7根熱電偶溫度僅為320 ℃，燃燒推進到第7根熱電偶以后，產出氣體的氧含量升高，溫度下降，即使提高通風強度也不能使火燒前緣溫度升高，二次點火后燃燒前緣溫度變化曲線如圖5所示.火驅高溫前緣可以推進到注入燃料油位置的3.5倍左右，在礦場進行注氣井二次點火時，可根據空氣腔的實際大小調整燃料油的用量.

1.5 結焦帶對二次點火的影響

在平面上火驅儲層從空氣注入端(點火井)到出口端(生產井)可以劃分為已燃區、燃燒帶、結焦帶、油墻和原始油區5個區帶[7-9]，其中，結焦帶在燃燒帶前緣一個很小的范圍內(實驗室內約2～3 cm)，是由原油高溫裂解后形成焦炭狀物質粘附在巖石顆粒表面所形成，為火驅過程提供燃料，其結焦形態如圖6所示.在火燒驅油過程中，這個區域溫度僅次于火墻，由于溫度較高，該區域幾乎沒有液相存在，只存在氣相和固相，因此，該區域在火燒驅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火實施過程中，燃料油注入及氣流進入生產井前都要穿過注氣過程中形成的結焦帶，因此，需要對二次點火過程中結焦帶對滲透率的影響進行評估.在每次火燒結束后，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.與火驅前模型飽和原油相比，90 ℃時火驅后注采壓差增大了20%，且壓差增幅隨流量升高逐漸減小.在礦場實驗過程中，結焦帶對注入燃料油二次點火的影響較小.

圖5 注入燃料油二次點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 室內實驗結焦帶形態Fig.6 Coking zone morphology in indoor experiment

2 火驅二次點火模式分類及點火策略

2.1 油層燃燒狀態判斷

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

為了確定二次點火的方式，必須對注氣井停注后火驅前緣的燃燒模式進行判斷.本文主要采用數值模擬手段來研究燃燒狀態，數模采用CMG軟件的STARS火驅模塊，地質原型為遼河杜66井區.數模過程中對長管火驅實驗進行了反復擬合，并結合原油組分分析結果，最終確定的7種火驅數值模型的基本組分參數如表1所示.

表1 杜66井區火驅數值模擬基本組分參數Tab.1 Basic component parameters for numerical simulation of fire flooding in Du 66 well block

火驅過程中的燃燒狀態由以下4個反應式控制：

1) 重質油→輕質油+焦炭+吸收熱量；

2) 焦炭+O2→H2O+CO2/CO+放出熱量；

3) 重質油+O2→H2O+CO2/CO+放出熱量；

4) 輕質油+O2→H2O+CO2/CO+放出熱量.

理論數值模型徑向方向網格數分布為3×0.2 m、3×0.4 m、20×1 m、20×6 m，垂向網格分布為18×1 m.數值模擬過程中操作條件如下：電點火啟動模式；點火期間日注氣10 000 m3，每月提升注氣量3 000 m3；累計注氣量達到設計值后停注空氣，關閉注氣井.本文分別模擬了累計注氣量為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為累計注140萬m3空氣停注后油層溫度展布曲線.當注氣井停注空氣后，原燃燒前緣的溫度會迅速降低，當峰值溫度移動到已燃區后原燃燒前緣的溫度變化變得緩慢.設定350 ℃為滅火界限，分別觀察不同累計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 點火方式設計

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，未滅火的直接復注，已滅火的需要二次點火.

1) 直接復注空氣.燃燒模式為高溫燃燒模式，停注時間在滅火極限時間之內，若未滅火，可直接復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)，點火溫度為500 ℃，10 d之內只能使0.5 m處達到著火點，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火啟動高溫燃燒模式.點火方式可選擇電點火(450 ℃)，注氣強度大于維持高溫燃燒模式的最小通風強度.

3) 中期滅火井(燃燒半徑小于25 m).對于此類二次點火井，必須輔助注入燃料油才能夠實現二次點火，此類二次點火井的主要影響因素為：注入燃料油量、點火溫度和注氣強度.注入燃料油的量不少于空氣腔孔隙體積的2/7，注入燃料油后點火方式可以選擇電點火(450 ℃)，注氣強度必須在能夠維持火燒前緣穩定推進的最小注氣強度以上.

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，由于燃燒前緣推進較遠，還需要從經濟角度進行論證，如果此時井組的采出程度較低，經濟上不可行則不進行二次點火操作；如果經濟上可行則采用中期滅火井的處理方式.

3 結 論

通過上述分析，可以得出以下結論：

1) 火驅二次點火操作中點火溫度越高，點火效果越好，電點火溫度應控制在450 ℃以上.

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

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

4) 停注前處于低溫燃燒模式注氣井，必須進行二次點火.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，未滅火的直接復注；已滅火的可按照初期滅火、中期滅火和晚期滅火的點火模式進行二次點火操作.

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(責任編輯：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.

國家科技重大專項課題資助項目(2011ZX05012-003).

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

17∶39在中國知網優先數字出版.

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