梁金中， 鲁 笛， 黄小雷， 高忠敏

(1. 中国石油大学(北京) 石油工程教育部重点实验室， 北京 102249； 2. 中国石油辽河油田分公司 曙光采油厂， 辽宁 盘锦 124109)

稠油火驱二次点火主控因素及点火策略*

梁金中1， 鲁 笛2， 黄小雷2， 高忠敏2

(1. 中国石油大学(北京) 石油工程教育部重点实验室， 北京 102249； 2. 中国石油辽河油田分公司 曙光采油厂， 辽宁 盘锦 124109)

为了实现火驱开发过程中熄火油层再次燃烧，保障火驱开发效果，通过一系列室内物理模拟实验和油藏数值模拟计算，开展包括点火温度、通风强度、地下含油饱和度分布、结焦带等影响二次点火的主控因素的研究，给出了合理的二次点火温度和通风强度的范围，同时结合注气井地下空气腔规模给出了不同条件下启动油层二次燃烧的点火策略.结果表明，电点火温度应控制在450 ℃以上，点火期间通风强度应维持在10 m3/(m2·h)以上，对于需要注燃料油进行二次点火的注气井，燃料油的用量不低于已燃区空气腔体积的2/7.

火驱； 二次点火； 通风强度； 点火温度； 物理模拟； 数值模拟； 点火策略； 灭火条件

火驱是一种重要的稠油热采方法，在罗马尼亚、美国、加拿大、印度等国进行了大量的矿场试验和工业化应用[1-2].目前国内胜利油田、辽河油田、新疆油田也正在开展火驱矿场试验[3-5].辽河杜66区块为典型的薄互层稠油油藏，2005年区块在进入吞吐开发后期濒临废弃的基础上，开展了火驱试验并获得成功，十年来火驱规模已扩大至92井组[6].随着火驱规模逐步扩大和开发的不断深入，现场因注气压力升高导致的注气井停注的情况逐年增多.注气井停注后，前缘燃烧状况持续变差，甚至导致灭火，同时气腔压力水平逐步下降，严重影响了火驱效果，必须及时实施复注.如何判断复注过程中是否需要实施二次点火，以及如何实现灭火油层再次燃烧已成为保障火驱开发效果亟待解决的问题.本文通过室内一维火驱实验和油藏数值模拟方法，开展了包括点火温度、通风强度、地下含油饱和度及结焦带分布情况等影响二次燃烧的主控因素研究，同时结合地下空气腔规模给出了注气井不同停注模式下启动油层二次燃烧的点火策略.

1 二次点火影响因素研究

燃烧的关键参数包括着火温度、助燃剂和燃料.对于火驱来说，这3种参数分别对应了点火操作过程中的点火温度、通风强度和含油饱和度分布，本文利用室内实验对以上因素进行了分析.

1.1 实验装置及流程

根据石油行业标准《SY/T 6898-2012火烧油层基础参数测定方法》，利用一维火驱实验装置进行实验研究.一维火驱实验装置主要包括注入系统、模型本体、测控系统和产出系统，实验装置结构如图1所示.其中，燃烧管模型本体(其结构如图2所示)为圆柱体，长度为72 m，内径为7.5 cm，在燃烧管的内部，沿轴向均匀布置了16组温度传感器(间隔4.5 cm)，用于检测火驱过程中的温度场展布.同时，燃烧管模型本体具有热跟踪功能，测控系统依据燃烧管内温度传感器的温度来控制管外跟踪加热器的加热功率，尽可能地减少燃烧管径向方向的散热，从而最大限度地模拟油藏内的真实状态.产出系统对产出的气液进行分离，并实时监测记录产出气体中各个组分的含量.

图1 实验装置结构图Fig.1 Structure diagram of experimental device

图2 燃烧管模型Fig.2 Model for combustion tube

1.2 不同点火温度对燃烧前缘的影响

为了测试点火温度对燃烧前缘的影响，火驱实验分别在450和350 ℃条件下进行点火.燃烧前缘的温度场分布如图3所示，在高温点火模式下(450 ℃)启动火驱，其燃烧前缘峰值温度达到480 ℃以上，燃烧前缘的条带较窄，燃烧前缘推进稳定；在低温点火模式下(350 ℃)启动火驱，燃烧前缘反应带明显变宽，峰值温度无法到达400 ℃以上.较低温度致使原油高温裂解不充分，形成的燃料较多，燃烧前缘推进速度较慢，对火驱开发不利.对于二次点火的注气井来说，在点火器性能允许的条件下，应尽可能提高点火温度来实现油层的高温燃烧.

图3 不同点火温度下燃烧前缘温度分布Fig.3 Temperature distribution of combustion front at different ignition temperatures

1.3 不同通风强度对火驱燃烧状态的影响

为了研究通风强度对燃烧状态的影响，本次实验在高温(450 ℃)、高通风强度(80 m3/(m2·h))下点火启动火驱，然后逐渐降低通风强度，测试80、40、30、20 m3/(m2·h)通风强度下燃烧前缘峰值温度.实验结果如图4所示，随着通风强度的降低，燃烧前缘的峰值温度逐渐减小.

图4 不同通风强度下燃烧前缘峰值温度Fig.4 Peak temperature of combustion front at different air flux

当通风强度降低为10 m3/(m2·h)时，点火启动火驱，油层无法达到高温燃烧状态(450 ℃以上).在该状态下热前缘不明显，但仍能消耗掉注入空气中的氧气，并产生与高温燃烧相当的尾气组分(CO2>12%，O2=0%)，然而热前缘很难维持；点火1 072 min后(尾气含氧4.5%)提高通风强度到30 m3/(m2·h)，能够使热前缘进入高温氧化状态，在该过程中产出端氧气含量迅速上升后再降低(4.5%—10.6%—0%).在实验室内能够通过增大通风量使低温燃烧状态重新达到高温燃烧状态，但是在现场若想通过增大通风量使燃烧由低温模式逆转到高温燃烧状态，必定有一个较长时期的氧含量超标过程.

1.4 饱和度分布对二次点火的影响

针对注入时间较长，燃烧前缘推进较远的灭火井，由于近井地带的饱和度几乎为零，可设想通过注入部分燃料原油来进行二次点火，注入燃料的燃烧把热传导到灭火位置以达到复燃的目的.

二次点火实验饱和的混配燃料原油主要集中在燃烧管模型前端，位于测温点1至测温点2之间.在通风强度20 m3/(m2·h)、注气压力3 MPa条件下，燃料油最高峰值温度可达500 ℃，推进到第7根热电偶温度仅为320 ℃，燃烧推进到第7根热电偶以后，产出气体的氧含量升高，温度下降，即使提高通风强度也不能使火烧前缘温度升高，二次点火后燃烧前缘温度变化曲线如图5所示.火驱高温前缘可以推进到注入燃料油位置的3.5倍左右，在矿场进行注气井二次点火时，可根据空气腔的实际大小调整燃料油的用量.

1.5 结焦带对二次点火的影响

在平面上火驱储层从空气注入端(点火井)到出口端(生产井)可以划分为已燃区、燃烧带、结焦带、油墙和原始油区5个区带[7-9]，其中，结焦带在燃烧带前缘一个很小的范围内(实验室内约2～3 cm)，是由原油高温裂解后形成焦炭状物质粘附在岩石颗粒表面所形成，为火驱过程提供燃料，其结焦形态如图6所示.在火烧驱油过程中，这个区域温度仅次于火墙，由于温度较高，该区域几乎没有液相存在，只存在气相和固相，因此，该区域在火烧驱油过程中不会形成明显的压力降落.然而，在注入燃料油二次点火实施过程中，燃料油注入及气流进入生产井前都要穿过注气过程中形成的结焦带，因此，需要对二次点火过程中结焦带对渗透率的影响进行评估.在每次火烧结束后，将模型管分别恒温到90、100、115、135 ℃，由燃烧管反向注入原始油并测试注采压差，测试得到的压差变化如图7所示.与火驱前模型饱和原油相比，90 ℃时火驱后注采压差增大了20%，且压差增幅随流量升高逐渐减小.在矿场实验过程中，结焦带对注入燃料油二次点火的影响较小.

图5 注入燃料油二次点火后燃烧前缘温度分布Fig.5 Temperature distribution of combustion front after fuel oil injection for re-ignition

图6 室内实验结焦带形态Fig.6 Coking zone morphology in indoor experiment

2 火驱二次点火模式分类及点火策略

2.1 油层燃烧状态判断

图7 结焦带对压差变化的影响Fig.7 Effect of coking zone on permeability of pressure changes

为了确定二次点火的方式，必须对注气井停注后火驱前缘的燃烧模式进行判断.本文主要采用数值模拟手段来研究燃烧状态，数模采用CMG软件的STARS火驱模块，地质原型为辽河杜66井区.数模过程中对长管火驱实验进行了反复拟合，并结合原油组分分析结果，最终确定的7种火驱数值模型的基本组分参数如表1所示.

表1 杜66井区火驱数值模拟基本组分参数Tab.1 Basic component parameters for numerical simulation of fire flooding in Du 66 well block

火驱过程中的燃烧状态由以下4个反应式控制：

1) 重质油→轻质油+焦炭+吸收热量；

2) 焦炭+O2→H2O+CO2/CO+放出热量；

3) 重质油+O2→H2O+CO2/CO+放出热量；

4) 轻质油+O2→H2O+CO2/CO+放出热量.

理论数值模型径向方向网格数分布为3×0.2 m、3×0.4 m、20×1 m、20×6 m，垂向网格分布为18×1 m.数值模拟过程中操作条件如下：电点火启动模式；点火期间日注气10 000 m3，每月提升注气量3 000 m3；累计注气量达到设计值后停注空气，关闭注气井.本文分别模拟了累计注气量为30万m3、85万m3、110万m3、140万m3、170万m3、210万m3、250万m3、300万m3情况下温度场的展布与燃烧前缘温度的变化.

图8为累计注140万m3空气停注后油层温度展布曲线.当注气井停注空气后，原燃烧前缘的温度会迅速降低，当峰值温度移动到已燃区后原燃烧前缘的温度变化变得缓慢.设定350 ℃为灭火界限，分别观察不同累计注气量停注后燃烧前缘的降温情况，即可获得如图9所示不同停注条件下灭火时间的变化曲线.

图8 油层温度展布曲线Fig.8 Temperature distribution curves for oil layer

图9 不同累计注气量条件下灭火时间曲线Fig.9 Extinguishing time curve under different cumulative gas injection conditions

2.2 点火方式设计

对于停注前处于低温燃烧模式的注气井，无论停注多长时间均需要二次点火，对于处于高温燃烧模式的通过灭火时间曲线判断是否灭火，未灭火的直接复注，已灭火的需要二次点火.

1) 直接复注空气.燃烧模式为高温燃烧模式，停注时间在灭火极限时间之内，若未灭火，可直接复注空气重启高温燃烧模式.

2) 初期灭火井(燃烧半径小于5 m).根据近井5 m不含油电加热10 d温度场分布来看(如图10所示)，点火温度为500 ℃，10 d之内只能使0.5 m处达到着火点，因此，对于燃烧半径小于0.5 m火井，可以不用其他辅助措施直接二次点火启动高温燃烧模式.点火方式可选择电点火(450 ℃)，注气强度大于维持高温燃烧模式的最小通风强度.

3) 中期灭火井(燃烧半径小于25 m).对于此类二次点火井，必须辅助注入燃料油才能够实现二次点火，此类二次点火井的主要影响因素为：注入燃料油量、点火温度和注气强度.注入燃料油的量不少于空气腔孔隙体积的2/7，注入燃料油后点火方式可以选择电点火(450 ℃)，注气强度必须在能够维持火烧前缘稳定推进的最小注气强度以上.

图10 近井不同加热时间的温度展布Fig.10 Temperature distribution in no oil saturated layer at different heating time

4) 晚期灭火井(燃烧半径大于25 m).对于此类井，由于燃烧前缘推进较远，还需要从经济角度进行论证，如果此时井组的采出程度较低，经济上不可行则不进行二次点火操作；如果经济上可行则采用中期灭火井的处理方式.

3 结 论

通过上述分析，可以得出以下结论：

1) 火驱二次点火操作中点火温度越高，点火效果越好，电点火温度应控制在450 ℃以上.

2) 通风强度越大，燃烧前缘的峰值温度越高，点火温度越高越容易形成高温燃烧模式，点火期间通风强度应维持在10 m3/(m2·h)以上.

3) 对于需要注燃料油进行二次点火的注气井，燃料油的用量应不低于已燃区空气腔体积的2/7.

4) 停注前处于低温燃烧模式注气井，必须进行二次点火.停注前处于高温燃烧模式的注气井则需首先判断是否灭火，未灭火的直接复注；已灭火的可按照初期灭火、中期灭火和晚期灭火的点火模式进行二次点火操作.

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(责任编辑：景 勇 英文审校：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.

国家科技重大专项课题资助项目(2011ZX05012-003).

梁金中(1984-)，男，山东嘉祥人，讲师，博士，主要从事稠油开发基础理论与应用技术等方面的研究.

17∶39在中国知网优先数字出版.

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