空氣/減氧空氣驅氧氣消耗規律分析*

齊 桓，李宜強，王文東，韓繼凡，閆 茜，張佳樂，劉哲宇

（1.油氣資源與探測國家重點實驗室（中國石油大學（北京）），北京 102249；2.中國石油大學（北京）石油工程學院，北京 102249；3.中國石油吐哈油田勘探開發研究院，新疆哈密 839000）

0 前言

目前，我國大部分油田已進入水驅開發的中后期階段，存在油井含水率高、投入產出比大、常規注水挖潛困難等諸多問題［1-3］?？諝?減氧空氣驅技術經過多年的室內研究及礦場試驗，已被證明是一種有效的提高油藏采收率技術［4-9］。該技術的關鍵是依據目標儲層條件設計注入合適氧含量的空氣或減氧空氣驅替原油，既能保證生產井的安全、高效生產，又能降低減氧空氣的生產成本和管道腐蝕的風險。

國內外大部分學者針對空氣/減氧空氣驅的研究重點多在原油與氧氣發生氧化反應時的熱效應上［10-12］，而氧氣在實際儲層中的消耗規律卻鮮有報道。由于氧氣在儲層中的溶解、消耗占比情況復雜［13］，可將氧氣的消耗類型簡化分為由原油氧化、還原性流體氧化等作用主導的化學消耗類型以及氣體溶解、吸附等作用主導的物理消耗類型。在空氣/減氧空氣驅油過程中，原油中不同類型的有機質、地層水中還原性物質以及不同類型的黏土礦物均會對氧氣消耗程度以及原油氧化反應程度產生影響［14-16］，同時注采井間的壓力降會導致不同位置氧氣的消耗強度不同，儲層中不同的溫度及含油飽和度也會對氧化反應速率產生影響。國內外對此并沒有系統全面的研究，而這些因素均會決定著氧氣的消耗情況。在實際礦場應用過程中，其低溫氧化作用貢獻評估、減氧成本控制、氣竄防控以及防腐蝕、爆炸［17］等關鍵技術問題仍未得到很好的解決。盡管注入相對較高氧含量的氣體可以降低減氧空氣的生產成本，理論上能增加原油的氧化程度，但由于氣竄和氧化反應的不充分，會造成生產井中氧氣含量過高，同時地層中的輕烴組分會運移至采出端。當生產井處的混合氣濃度達到一定范圍時可能會增加爆炸的風險［18］，也會加大井柱腐蝕的程度，增加生產操作過程中的安全風險。而當注入氣中的氧氣濃度較低時，又無法充分發揮驅油過程中低溫氧化提高采收率的作用，同時也會導致減氧空氣的生產成本大幅增加［19］。注入到儲層中的氧氣消耗情況不明確，既不能充分發揮原油低溫氧化對于進一步提高采收率的作用，又不能保證注入與生產的安全性。因此，為達到降低爆炸風險和節約成本的目的，同時明確注入到油藏中的氣體是否發揮作用，在使用空氣/減氧空氣驅油時研究氧氣的沿程消耗情況以及地層中實際耗氧規律就顯得十分必要。

基于上述問題，本研究以國內某高溫高鹽斷塊油藏為例，首先采用高溫高壓反應釜進行了原油靜態低溫氧化特征實驗，明確了原油與氧氣發生反應時體系壓力變化及產物情況；而后進行了不同反應物配比下的原油氧化對比實驗，明確了原油在實際儲層溫、壓條件下的氧化特征以及儲層中各因素的耗氧占比情況；最后針對目標油藏條件，基于20 m細長管動態驅油實驗研究了在不同壓力、溫度及含油飽和度條件下原油與氧氣在多孔介質中的沿程消耗規律，得出了氧氣濃度的一維分布狀況及氧化前緣的動態推進特征。明確氧氣在儲層中的沿程消耗規律以及儲層內的各因素的耗氧比例劈分，以期為空氣/減氧空氣驅適用條件篩選以及實際礦場實踐提供理論支撐，確保安全高效生產。

1 實驗部分

1.1 材料與儀器

原油取自國內某高溫高鹽斷塊油藏（儲層平均溫度89 ℃、壓力19.5 MPa），經過脫水、脫氣處理后的密度（89 ℃）為0.889 g/mL、黏度（89 ℃）為21 mPa·s，原油含53.85%飽和烴、23.94%芳香烴、19.93%膠質、2.28%瀝青質，含85.77% C 元素、11.53% H 元素、0.39% O 元素、2.31% N 元素；該油藏地層水礦化度為29 816 mg/L，離子組成（單位mg/L）為：K++Na+10 779、Mg2+65、Ca2+443、Cl-16 971、HCO3-1558；含氧21%的高壓壓縮空氣，北京永圣氣體科技有限公司；石英砂，粒徑80～125 μm（180～120 目），河南銘海石英砂廠；圓柱形尼龍高聚材料，廣東誠聯絕緣材料廠。

ISCO 泵，20 m 細長管，硅膠玻纖絕熱套層，恒溫箱，氣體增壓裝置，高壓活塞容器，高壓壓力表，高壓閥門，高精度回壓閥，高壓管線，集氣袋，Agilent 7890B 氣相色譜儀，整套實驗系統來自揚州華寶石油儀器有限公司。

1.2 實驗方法

1.2.1 靜態氧化實驗

原油靜態低溫氧化反應系統見圖1。反應系統主要由高溫高壓靜態氧化裝置、氣體增壓裝置、壓力監測系統、溫控裝置及分析裝置組成。其中高溫高壓靜態氧化裝置采用316 鋼制造，外圍包裹硅膠玻纖材質絕熱套以模擬地層絕熱環境，其中反應釜體積600 mL，耐溫350 ℃，耐壓70 MPa。

圖1 原油靜態氧化反應裝置示意圖

實驗流程如下。檢查高壓反應釜氣密性，按表1 實驗方案設計，于高溫高壓靜態氧化裝置中加入反應物（石英砂和油、氣、水等），隨后將反應裝置加熱至實驗溫度89 ℃；向反應釜中注入預先增壓的高壓氣體，當壓力達到實驗壓力19.5 MPa后停止氣體注入并關閉注入端閥門；打開壓力監測裝置記錄反應釜內的壓力變化；實驗結束后，采集反應釜中氣體樣品進行色譜分析；清理儀器，準備其他方案完成全部實驗。

1.2.2 動態驅替細長管實驗

動態驅替細長管實驗裝置流程見圖2。細長管在距注入端400 cm（A 點）、800 cm（B 點）、1200 cm（C 點）、1600 cm（D 點）及2000 cm（E 點，出口端）處設置取樣點，并用硅膠玻纖絕熱套包裹以模擬近似絕熱的儲層條件。實驗流程如下。細長管填砂后按照流程圖2安裝實驗裝置，檢查實驗裝置密封性；向細管中飽和地層水并計算孔隙度；在儲層溫度89 ℃、回壓19.5 MPa 下飽和脫水原油并計算注入原油量，使含油飽和度達到70%；回壓維持19.5 MPa，以0.01 mL/min 的速度向盤管中注入空氣，記錄驅替過程中出口產油量；在不同注入時刻于取樣點取樣并進行氣相色譜分析，確定氣樣中的組分及比例；改變實驗條件重復以上步驟，進行不同影響因素分析實驗。

圖2 空氣驅細長管驅替實驗裝置流程圖

2 結果與討論

2.1 原油靜態氧化耗氧特征

實驗結果表明原油發生低溫氧化反應后，反應體系的整體壓力降低，空氣中氧氣含量減少，CO2、CH4含量增加［20］。記錄油樣+空氣與油樣+氮氣在實際儲層溫度、壓力條件下，于高溫高壓靜態氧化裝置內的壓力變化，結果如圖3 所示。反應裝置內的壓力均存在不同程度的降低，氮氣不會與原油發生化學反應而被消耗，釜內壓力降低的原因是由于氮氣在原油中溶解所致。而空氣中的氧氣會與原油發生氧化反應從而被消耗，造成壓力降低是由于發生低溫氧化反應消耗氧氣導致氧分壓降低以及空氣溶解于原油這兩方面的原因［21］。由于氮氣與空氣在原油中的溶解能力相似，因此空氣與氮氣所導致的壓降差值可近似認為是發生低溫氧化反應導致壓力下降值。在明確低溫氧化作用導致的壓力損失后，利用式（1）計算單位體積原油的耗氧速率。當空氣與原油在儲層條件下接觸時，體系壓力出現了大幅度的降低，從原油+氮氣的壓降曲線可知該階段主要為氣體溶解階段。當原油中氣體溶解飽和，后續壓降主要為低溫氧化反應造成。反應進行120 h 后體系壓力幾乎不再降低，也證實了低溫氧化反應一般需要持續數天或數周才能達到將氧氣充分消耗的目的。

圖3 不同反應條件下體系的壓降曲線

其中，VO2—原油耗氧速率，mol/min；Vg—反應物中的氣體體積，mL；Voil—反應物中的原油體積，mL；Z—氣體壓縮因子，無量綱；R—氣體常數，8.314 J/（mol·K）；T—實驗溫度，K；p(t)—某一時刻反應體系的總壓力，MPa。

待反應體系內壓力不再降低，此時體系剩余壓力16.45 MPa。由于較高的壓力會導致部分氣體溶解于原油中，分別在體系壓力為16.45 MPa 及0.1 MPa 時采集反應釜內氣體進行氣相色譜分析。在兩種取樣壓力下測得CO2、CH4的相對百分含量分別為3.01%、7.04%和1.19%、3.25%。在較高壓力下生成的CO2及CH4部分溶解于原油中，而在低壓環境下發生逸出。在不同取樣壓力下均未檢測到O2的存在，證明溶解于原油中的氧氣全部與原油發生低溫氧化反應從而被消耗。

化學式（2）、（3）為碳氫化合物分子經歷低溫氧化反應的簡化模型［22］。在氧化反應階段，氧原子與碳氫化合物分子結合生成含氧的烴類化合物，如R—COOH（羧酸）、R—CHO（醛）、R—CO—R'（酮）、RR'R''—COH（醇或苯酚）、RR'R''—COOH（氫過氧化物）等物質。其中，羧基官能團的化學鍵能最大，性質最為穩定，而羥基、羰基所在碳原子的化學鍵能較低，可通過進一步的氧化反應生成羧酸根（加氧反應階段）。在脫羧反應階段，部分氧化產物繼續氧化，通過脫羧或脫碳，生成CO2、輕烴和水等物質。

2.2 儲層條件氧氣消耗定量表征

為探索空氣驅過程中氧氣在實際儲層中的消耗規律，提高空氣/減氧空氣驅的應用安全性，降低減氧空氣的生產成本和管道腐蝕的風險，該部分研究模擬了氧氣在實際儲層環境下的單因素消耗以及多因素消耗動態過程，監測每部分實驗的總壓力降，以壓力降低值表征注入氣體消耗的程度。研究表明，地層水會溶解一部分氧氣，又由于其中還原性離子的存在使得空氣中的部分氧氣發生氧化消耗。由于實際儲層中地層水礦化度較高，其中的金屬離子可對原油的低溫氧化作用起到一定的催化作用進而促進氧氣消耗。而儲層中的多孔介質也會吸附、滯留部分氣體，黏土礦物的存在也會起到催化作用促進原油消耗氧氣［23］。通過本研究明確實際儲層中注入氣體與儲層流體的作用機制，以及注入氧氣的多因素消耗定量劈分，能夠指導空氣驅礦場實踐，預測儲層不同部位的剩余氧氣含量，為確保安全生產提供依據。

實驗設計及結果如表1 所示，考慮到控制實驗變量，通過不同實驗間對比得到變量因素的耗氧情況。實驗1中與2的壓降差值反映了注入氣體溶解于水中的情況，計算氧分壓則需考慮氧氣在氣體中的百分含量。為保證各組實驗中的反應物體積占比相同，于實驗1中加入200 mL的高聚材料作為死體積（不與其他物質反應）。實驗2與3之間對比可消除水中溶解因素的影響，壓降差僅認為由地層水中的金屬離子或還原性物質因素造成。地層水存在的條件下體系總壓降更大，低溫氧化程度更高，有利于氧化反應的進行。實驗3與4的壓降差值代表黏土礦物消耗氧氣以及催化原油促進氧氣消耗造成的壓力降。實驗4則模擬了儲層中消耗氧氣的全部影響因素。以實驗4的總壓降代表實際儲層中的總氧氣消耗，定量計算各因素造成氧氣消耗的百分比分別為低溫氧化消耗87.84%、地層水物理溶解6.30%、地層水化學消耗3.90%、實際巖心消耗1.96%。由2.1節可知，溶解于原油中的氧氣會被全部消耗，可將溶解部分歸為原油氧化消耗的量。對于室內實驗而言，上述得到的儲層中不同因素的耗氧量結果在數值上或許會與實際地層中復雜的耗氧情況存在差異，但通過該實驗方法得到的不同因素耗氧量的相對大小仍存在一定的科學合理性。

表1 原油靜態氧化實驗設計與結果

該部分實驗結果表明，原油發生低溫氧化反應為儲層中氧氣消耗最主要的因素，但仍有近12%的氧氣被無效消耗。地層水中的物理溶解為導致氧氣消耗的第二大因素，當實際儲層中含水飽和度更高時，無效氧氣消耗占比會更大，注入氣中的氧氣會更多地溶解在地層水中。在實際開發生產過程中，高含水油藏采出端井口含水率較高，溶解于地層水的氧氣會在采出端逸出，雖然溶解于地層水中的氧氣量占總體注入氧氣總量較少，但較高的氧濃度仍會導致關井或提高井口的爆炸風險。

2.3 氧氣沿程消耗規律

氧氣和原油的氧化反應是極其復雜的化學反應，其反應程度主要受到原油的性質、油藏溫度、壓力、巖石性質以及巖石熱損失特性等影響［24-26］?？紤]到油藏不同位置以及不同時期的開發狀況，其溫度、壓力及含油飽和度均存在差異，基于20 m 細長管空氣驅實驗研究了注入壓力（15～25 MPa）、溫度（60～120 ℃）與含油飽和度（30%～70%）對注空氣過程中的氧氣沿程消耗及驅油效率的影響。在實驗過程中分別在A—E 點設置取樣點，將取得的氣樣通過高精度氣相色譜分析儀進行成分分析，從而得到該點處的氧氣濃度變化情況，以此得到原油發生氧化反應沿程消耗氧氣的程度及剩余氧氣濃度的變化規律。

2.3.1 注入壓力對氧氣動態消耗的影響

注入壓力對采出程度及氧氣動態消耗的影響見圖4。在實驗溫度為89 ℃、含油飽和度為70%的條件下，隨著注入壓力的提高，同一取樣點在同一時刻的絕對剩余氧氣濃度均逐漸減小，較高的壓力更易于氧氣與原油發生低溫氧化反應，促進氧氣溶解于原油中，同時也提高了空氣驅的采出程度。

當注入氣量為0.25 PV 時，由于注入氣體量較少，注入的氧氣可以在細管內與原油充分反應。在A 點與B 點，注入壓力25 MPa 時的剩余氧濃度最低，注入壓力15 MPa時的剩余氧濃度最高。D點之后經分析在不同注入壓力條件下采出氣中均不含氧氣，說明氧氣已被完全消耗，此時采出端未見氣。注入氣量為0.5 PV時，A、B點的剩余氧濃度相比0.25 PV時有較高地提升，但隨著氣體向前運移，大量的氧氣于細管中段消耗，細管尾端采出氣中剩余氧氣濃度仍較低。注入氣體0.75 PV 時，細管中前段剩余氧氣濃度均處于較高水平，氧氣消耗多發生在細管中后段，而出口端檢測到相對較高的氧濃度，可能是氣竄導致注入氣與發生氧化后的反應氣混合導致氧濃度偏高。注入氣體1 PV時，C點之前孔隙內氣體的驅油效率較大，剩余油量少導致氧氣幾乎不被消耗，而接近D點及以后剩余氧氣濃度降低，即使發生氣竄，細長管尾部的剩余油仍會消耗氧氣，但較低的剩余油飽和度下消耗氧氣能力較弱。

在實際儲層中，氧氣消耗最快的部位可以認為是空氣/減氧空氣驅過程中的氧化前緣。圖4（b）中曲線的斜率代表氧氣消耗的速率，斜率越大代表著氧化消耗速率越大。根據曲線斜率的變化，可以明顯看出氧氣在細長管內的氧化前緣（黑色加粗虛線）的推進過程。隨著氣體的不斷注入，0.25 PV 時氧化前緣處于400～800 cm 處，0.5 PV 時氧化前緣處于800～1200 cm 處，0.75 PV 時氧化前緣處于1200～1600 cm 處，1 PV 時氧化前緣處于1600～2000 cm 處。即使空氣驅過程為非活塞式驅替，仍存在氧氣與原油反應的氧化前緣，位于該前緣處的氧氣消耗量最多，氧氣消耗速率最大。

圖4 不同壓力下的采出程度曲線（a）和剩余氧氣濃度沿程動態變化曲線（b）

2.3.2 溫度對氧氣動態消耗的影響

在注入壓力為19.5 MPa、含油飽和度為70%的條件下，溫度對氧氣動態消耗的影響見圖5。隨著溫度的升高，氣驅最終采出程度同樣增加，但其增幅高于改變壓力造成的變化。同一取樣點在注入量相同時，剩余氧氣濃度明顯下降。隨著注入量的增加，60 ℃時各個位置的氧氣濃度幾乎不變，此時沒有氧氣的消耗，說明該溫度下原油不發生氧化反應消耗氧氣。而溫度升高到120 ℃時，同一取樣點的剩余氧氣濃度均低于89 ℃注入相同體積空氣時的實驗結果，升高溫度更有利于原油發生氧化反應消耗氧氣。

圖5 不同實驗溫度下的采出程度曲線（a）和剩余氧氣濃度沿程動態變化曲線（b）

對比不同實驗溫度下的采出程度曲線，當注入0.25 PV時3 種溫度下的采出程度大致相同。但隨著注入體積的增加，不同溫度下的采出程度出現差別。120 ℃下的采出程度逐漸增加，增幅大于其他兩種溫度，驅替1 PV 后120 ℃下的采出程度達到58.1%?？梢宰C明溫度的升高使得原油發生氧化能力增強、氧氣消耗量增多，原油的采出程度提高。

2.3.3 含油飽和度對氧氣動態消耗的影響

在注入壓力為19.5 MPa、溫度為89 ℃的條件下，細長管內的含油飽和度對氧氣動態消耗的影響見圖6。整體來看，在不同驅替階段下，較高的含油飽和度與氧氣消耗程度呈正相關關系。初始含油飽和度越高，氧氣消耗能力越強，且注入相同體積氣體時的采出程度越高。隨著含油飽和度的增加，同一取樣點在同一時刻下剩余氧氣濃度明顯減小。對于含油飽和度70%的細長管中，各取樣點在各個時刻的剩余氧氣濃度均低于含油飽和度30%的條件，儲層內剩余油飽和度對于氧氣消耗的影響較大。

圖6 不同初始含油飽和度下的采出程度曲線（a）和剩余氧氣濃度沿程動態變化曲線（b）

當注入0.25 PV 氣體時，A、B 點處在含油飽和度較高時的原油耗氧能力相對較強，含油飽和度較低時耗氧峰值相對滯后，但出口端未檢測出氧氣，3種條件下氧氣均能被完全消耗。當注入氣體量增至0.5、0.75 PV時，不同初始含油飽和度實驗條件下剩余氧氣濃度差值愈發增大，較低的含油飽和度導致氧氣消耗程度大幅降低。當注入氣體達到1 PV后，含油飽和度較低的細管內剩余氧氣濃度接近，而含油飽和度為70%的細管內的原油仍具備消耗氧氣的能力。比較同一初始含油飽和度下氧氣濃度隨注入氣量的變化，也可以明顯觀察到氧化前緣逐漸前推的趨勢。

3 結論

實際儲層中注入氧氣的消耗可分為物理消耗與化學消耗類型，可基于控制變量思想計算儲層中不同因素的耗氧情況。原油發生低溫氧化反應消耗的氧氣占比最高，地層水中溶解造成氧氣消耗占比其次，地層水中還原性物質消耗氧氣占比次之，實際巖心碎屑消耗氧氣占比最低。

在模擬實際儲層條件下，氧氣沿程均會發生不同程度的消耗，可觀察到明顯的氧化前緣推進動態。較高的注入壓力、溫度及含油飽和度均會促進原油的低溫氧化反應程度從而增加氧氣的消耗。在實際礦場應用空氣/減氧空氣驅技術時，除了要明確原油與空氣/減氧空氣反應時的熱效應，定量表征氧氣的有效及無效消耗對油田的高效安全生產以及控制投入成本也具有重要的意義。