基于動力學參數的火驅效果影響分析

蔣海巖, 王 姣, 趙黎明, 袁士寶, 任宗孝

(1.西安石油大學，西安 710065；2.中國石化西北油田分公司采油一廠，烏魯木齊 830011)

原油氧化動力學是注空氣提高采收率技術的基礎理論，隨著對火驅理論的認識不斷加深，人們逐漸意識到化學反應動力學參數在火驅工程計算上的重要性。合理的活化能和指前因子，不僅可以提高點火成功率，還能幫助石油工作者更好地設計火驅方案、認識火驅狀態(tài)以及調整火驅效果。

原油氧化動力學參數主要包括活化能、指前因子及反應機理函數，通過積分法[1]、燃燒池試驗[2]、熱重實驗[3-4]、加速量熱儀實驗[4]等均可以得到火驅中的動力學參數大小。然而，這些研究大多只針對動力學參數的求取，并沒有就氧化動力學參數大小對火驅效果的影響這一方面進行專項研究。利用油藏數值模擬軟件(CMG)建立火驅模型，結合Arrhenius方程分析原油氧化動力學參數的改變對火驅效果的影響，為火驅的理論研究提供了新的理論支撐。

1 火驅動力學分析

1.1 火驅中的化學反應

圖1 原油地下燃燒過程示意圖Fig.1 Schematic diagram of underground combustion process of crude oil

作為提高采收率技術之一，火驅燃料以重質油的裂解產物為主，助燃劑為富氧氣體，點火方式以自燃或人工點火為主，使重質油在高溫作用下裂解為輕質油，從而流向生產井被采出[4]。原油地下燃燒過程如圖1所示。由圖1可知，原油燃燒首先通過低溫氧化積累熱量，使重質油在高溫下裂解進而形成結焦帶，在達到燃點后點燃結焦帶，從而完成點火過程。點火燃燒后，地下原油的燃燒主要是裂解、焦炭沉積和燃燒的閉路過程，如果反應中出現某一環(huán)節(jié)的中斷，反應又會從頭開始。原油氧化反應階段可大致分為以下4類[5]。

1.2 氧化動力學參數

原油氧化反應機理復雜，涉及的中間反應極多[6-8]，其化學反應動力學參數對火驅的工程計算就顯得尤為重要，這些參數包括活化能、指前因子等[6]。通過熱重實驗可以求取這些參數，令α為轉化率[7]，它可以表示為

(1)

式(1)中：α為t時刻試樣的失重百分比；m、m0、m∞分別為試樣在反應t時刻、初始時刻、結束時刻的質量，mg。

原油氧化的反應速率可由轉化率的快慢表示[9]，對α求導得：

(2)

目前氧化動力學參數常用計算方法是Arrhenius方程[9]，k用Arrhenius方程表示為

(3)

所以

(4)

式中：k為Arrheniu方程速率常數；T為溫度，K；E為活化能，kJ/mol；R為氣體常數，8.314 J/(mol·K)；A為指前因子，min-1；f(α)為反應機理函數。

基于以上認識，可以認為火驅效果受原油氧化動力學參數的影響，即受活化能和指前因子的影響。

2 建立數值模擬模型

為準確認識實際生產中各參數與火驅效果之間的關系，以原油氧化實驗結果為依據，將其與現場情況相結合，通過CMG軟件建立火驅模型，分析活化能和指前因子的改變對各生產參數的影響，進一步揭示了這些參數對火驅效果的影響。

結合油藏實際情況，采用 CMG軟件建立火驅模型。在此模型中選擇直角網格系統，其中網格數量為35×20×3，步長為5 m×5 m，設計儲層埋深為600 m，令原始地層壓力保持在8 MPa，同時保持油藏溫度為20 ℃。規(guī)定油藏滲透率為350 mD，孔隙度為25%，地層原油黏度為1 176.5 mPa·s，平均含油飽和度為65%，地層原油密度為0.946 4 g/cm3。在本模型中需要考慮的組分包括以下7種：COKE、LIGHT OIL、HEAVY OIL、WATER、CO/N2、CO2、O2。其中COKE、LIGHT OIL、HEAVY OIL、CO2為油相組分。規(guī)定本模型以排狀井網的方式進行開采，其中注采井距70 m。

原油氧化動力學參數的大小受溫度、壓力以及油藏特性等因素影響，一般可以由室內實驗得到[10-11]。給定模型初始參數值如表1所示。

為便于研究氧化動力學參數與火驅效果之間的關系，要選取合適的注氣速度保證模型的合理性[12-13]。不同注氣速度下的模擬結果如圖2和圖3所示。

表1 模型初始參數值

圖2 日產液量變化曲線Fig.2 Daily liquid production curve

圖3 采收率變化曲線Fig.3 Recovery curves

由圖2、圖3可知，原油的最大日產油量隨注氣速度的增大而上升，生產時間隨注氣速度的增大而縮短，在注氣速度達到6 000 m3/d時采收率最高，同時，注氣速度在3 000 m3/d和6 000 m3/d時采收率基本相同，而6 000 m3/d的注氣速度下生產時間縮減至3 000 m3/d的一半。綜合考慮最終采收率與生產時間的影響，認為火驅的合理注氣速度為6 000 m3/d。

圖4 活化能對原油采收率的影響Fig.4 Effect of activation energy on oil recovery

3 活化能對火驅效果的影響

3.1 活化能對火驅采收率的影響

設定模擬注氣速度為6 000 m3/d，并改變各反應活化能大小，模擬結果如圖4所示。

由圖4可知，在氧化過程中，裂解反應、輕質油氧化、重質油氧化3個反應的原油采收率基本不受活化能變化的影響，但是在焦炭燃燒反應中，采收率隨活化能的增大明顯降低，生產時間也隨之大幅縮短。觀察圖4(a)可知，當焦炭活化能達到110～160 kJ/mol時，采收率在72%左右，生產時間可達16 a；而當焦炭燃燒活化能大于160 kJ/mol時，其采收率僅達到28%，生產時間也僅為2 a左右，這是因為當活化能過大時，生產井溫度迅速增加，很快超過了300 ℃，達到模型的邊界條件值，使運算停止。因此，在火驅中焦炭燃燒的活化能不宜過大，保持在130～140 kJ/mol為宜。

3.2 活化能對注采關系的影響

進一步討論不同活化能下注氣速度的改變對采收率和生產時間的影響，得到模擬結果如圖5、圖6所示。

圖5 不同活化能下采收率變化曲線Fig.5 Recovery curves at different activation energies

圖6 不同活化能下生產時間變化曲線Fig.6 Production time curves at different activation energies

由圖5和圖6可知，采收率隨注氣速度的增加逐漸降低，生產時間也逐漸縮短。原油氧化過程中裂解反應、輕質油氧化、重質油氧化反應中，在不同活化能下，采收率仍表現出隨注氣速度升高而降低的現象，其合理注氣速度仍保持在6 000 m3/d左右，但是在焦炭燃燒反應中，這種現象發(fā)生了明顯的變化，尤其當是焦炭燃燒活化達到160 kJ/mol時，注氣速度在3 000 m3/d時的采收率只有28%，生產時間也僅有1 000 d，而當注氣速度提升到6 000 m3/d時采收率達到了74%，生產時間也提高到4 000 d，說明在焦炭燃燒反應中，活化能的改變使火驅空氣需要量發(fā)生變化，需要提高注氣速率來增加反應中的氧氣含量。適當地提高注氣速度可以改變原油采收率和生產時間。

3.3 焦炭燃燒中合理的注氣速度

為進一步討論焦炭燃燒反應中注氣速度與活化能大小的關系，模擬了活化能不同(110～200 kJ/mol)時不同注氣速度下的采收率，結果如表2、圖7所示。

由表2可知，在焦炭燃燒反應中，火驅的合理注氣速度隨活化能的增大變化明顯，從6 000 m3/d上升至18 000 m3/d。當反應活化能較低(110～140 kJ/mol)時，隨著活化能增大，火驅的合理注氣速度范圍逐漸增寬，但此時即使注氣速度較低也能取得較高的采收率；而反應活化能較高(170～180 kJ/mol)時，達到穩(wěn)定火驅的注氣速度大幅增加。這是由于原油氧化所要跨越的能壘隨著活化能越大逐漸升高，為提高原油采收率，需要提高注氣速度，增加反應的含氧量；但反應活化能過大(190～200 kJ/mol)時，即使注氣速度達到最大，原油采出程度依舊較差。這是因為活化能過大，空氣帶走了大部分的熱量，導致生產井溫度迅速超過300 ℃，達到模型邊界值，運算停止，導致原油采收率較低。

從圖7(e)可以看出，在反應活化能較大的情況下，較低的注氣速度也能取得較高的采收率。這是因為活化能較高，地層溫度并未達到焦炭燃點，焦炭未被點燃。而高采收率則是因為輕質油氧化釋放熱量，降低了原油黏度，同時由于注氣速度較低，只帶走了少部分的地層熱量，進而提高了采收率。雖然采收率較高，但是由于注氣速度低，注氣量小，地層壓力恢復緩慢，大大增加了開采時間。綜合分析，在焦炭燃燒的最佳活化能(130～140 kJ/mol)下，火驅的合理注氣速度為4×103～8×103m3/d。

表2 合理注氣速度范圍隨焦炭燃燒活化能變化

圖7 不同焦炭燃燒活化能下注氣速度與采收率的關系Fig.7 Relationship between gas injection rate and recovery at different activation energies of coke combustion

4 指前因子對火驅效果的影響

4.1 指前因子對火驅采收率的影響

設定模擬注氣速度為6 000 m3/d，并改變各反應指前因子大小，模擬結果如圖8所示。

分析圖8可以看出，在氧化反應中，焦炭燃燒、輕質油氧化和重質油氧化3個反應中采收率基本不受指前因子影響，而在裂解反應中，生產時間和最終采收率隨著指前因子的增加而提高。所以可認為指前因子對于火驅采收率的影響主要是由原油氧化過程中裂解反應指前因子的變化引起的。

為分析不同裂解反應指前因子變化對采收率影響的原因，模擬出裂解反應中不同指前因子下的焦炭分布圖如表3所示。

圖8 指前因子對原油采收率的影響Fig.8 The influence of pre-exponential factors on oil recovery

觀察表3可得，當指前因子較小時，裂解反應只產生少量焦炭，尤其是第一層幾乎無焦炭產出，在第二、三層只有少量的焦炭，這是由于活化能不變，較小的指前因子導致反應中分子碰撞頻率較小，反應難以進行，而當指前因子較大時，圖中各層的焦炭分布幾乎相同，沒有原油氧化反應中焦炭逐漸生成的痕跡。造成這種現象的原因是過大的指前因子使軟件在數值模擬過程中出現錯誤，使地層原油瞬間轉化為焦炭而出現這種情況，這并不符合實際。所以裂解段的指前因子過大或過小都不符合原油正常氧化規(guī)律。

4.2 指前因子對注采關系的影響

進一步討論不同指前因子下注氣速度的改變對采收率和生產時間的影響，得到模擬結果如圖9、圖10所示。

圖9 不同指前因子下采收率變化曲線Fig.9 Recovery curve under different pre-exponential factors

由圖9和圖10可以看出，原油氧化反應中焦炭燃燒、輕質油氧化和重質油氧化3個反應模型中采收率生產時間隨注氣速度的增加而降低，生產時間則逐漸縮短，而在裂解反應中，尤其是指前因子達到3×107～3×109min-1時，隨著注氣速度的增加，采收率降低趨勢平緩，指前因子越大采收率隨注氣速度變化越小，出現這種現象的原因是隨著指前因子的增大，氧化反應中分子間的碰撞頻率增加，達到較高采收率的注氣速度也就越大。此外，裂解反應中，生產時間隨注氣速度的變化較為平緩，在相同的注氣速度下，指前因子越大，生產時間越長。建議在火驅中指前因子的合理范圍為3×105～3×108min-1。

4.3 原油裂解中合理注氣速度

為進一步討論裂解反應中指前因子的變化對注氣速度的影響，模擬出裂解反應中指前因子不同時，不同注氣速度下的采收率變化曲線，如圖11所示。

由圖11可知，火驅合理注氣速度范圍隨著指前因子的增大而增大，當指前因子過大(大約3×1010min-1)時，無論注氣速度是多少，均能取得較高的采收率，注氣速度不再影響最終采收率的大小，由前文可知，此時的氧化并不符合原油正常氧化規(guī)律。

圖10 不同指前因子下生產時間變化曲線Fig.10 Production time curve under different pre-exponential factors

圖11 不同指前因子下注氣速度與采收率關系Fig.11 The relationship between gas injection rate and recovery under different pre-exponential factors

5 結論

(1)注氣速度的變化對采收率的影響較大，合理的注氣速度對燃燒具有促進作用，可以保證火驅取得較好的采出效果，同時也能縮短生產時間，減少生產成本。

(2)活化能對于火驅采收率的影響主要是由焦炭燃燒中活化能的改變引起的。焦炭燃燒活化能的增大使火驅空氣需要量增多。建議焦炭燃燒合理的活化能值為130～140 kJ/mol，此時合理的注氣范圍最大，有利于火驅的順利進行。

(3)指前因子對于火驅采收率的影響主要是由裂解反應的指前因子改變引起的。指前因子越大采收率隨注氣速度變化越小。過大或者過小的指前因子均會造成數值模擬結果與現場實際偏離。建議在火驅中指前因子的合理范圍為3×105～3×108。