超稠油注空气辅助蒸汽吞吐开发氧化结焦机制及其对生产效果的影响

王延永, 王晓光, 张 亮, 任韶然

(1.成都理工大学能源学院,四川成都 610059; 2.中国石油大学(华东)石油工程学院,山东青岛 266580)

注空气辅助蒸汽吞吐是开发超稠油资源的一项新工艺[1-3],该技术不仅可以作为一次采油技术,直接用于开发超稠油油藏,还适用于高轮次吞吐井,用于提高稠油的采收率[4-5]。相较于其他非凝析气或溶剂辅助注蒸汽技术,注空气辅助具有气源广、成本低等明显优势[6-8],在目前低油价形势下具有其独特的竞争力。在注空气辅助蒸汽吞吐过程中,单个轮次空气注入量相对有限,加之注蒸汽条件下油层温度相对较低,超稠油与氧气主要发生低温氧化反应,反应产物主要是部分含氧化合物、碳氧化物、水和焦炭[9-10]。与火烧油层过程高温带内稠油的裂解结焦有所不同[11],在注空气辅助蒸汽吞吐开发过程中由低温氧化生成的焦炭不能被进一步氧化消耗,将会沉积于孔隙结构表面,这会对储层孔隙度和渗透率产生一定的不利影响[12]。目前,关于超稠油油藏注空气开发低温氧化生焦机制及其对开发效果的影响认识尚不明确,进一步认识低温氧化生焦过程,探索焦炭沉积对储层物性以及开发效果的影响规律,对该技术的矿场应用具有重要指导意义。笔者从微观角度解释超稠油注空气低温氧化生焦机制,建立基于原油四组分及局部平衡反应的低温氧化反应及生焦模型,通过与宏观油藏数值模拟结合,评价焦炭沉积对注空气辅助蒸汽吞吐开发过程的影响。

1 超稠油-空气体系的临界结焦温度

在蒸汽吞吐工况温度条件下,超稠油-空气体系的低温氧化反应可能会生成石油焦。在注蒸汽环境下,当空气注入量有限时,超稠油-空气体系的氧化反应较难自发地由低温氧化转变为高温氧化[13-14]。因此低温氧化反应生成的焦炭难以被有效消耗。目前关于超稠油结焦行为的研究多针对火驱开发过程,其结焦条件主要是无氧惰性环境,对于氧化反应条件下超稠油的结焦机制及其表征方法研究相对较少。

针对有氧环境和惰性环境下超稠油的临界结焦温度,前期研究利用高温高压反应模拟试验进行了探索,具体试验方法与条件可参见文献[15]。结果表明,在氮气气氛下,当环境温度上升到400 ℃时,石英砂粒表面附着有大量的黑色甲苯不溶物,超稠油油样开始生焦(图1和2);在空气气氛下,当反应温度提高到280 ℃时,即有大量焦炭状物质生成。这说明受氧化反应影响,超稠油临界结焦温度由400 ℃下降到280 ℃。Xu等[12]利用油藏高温高压反应模拟试验,对比新疆油田某普通稠油样品在空气和氮气环境下的临界结焦温度,发现在注空气条件下稠油结焦温度比氮气环境低200 ℃(图2)。但是,新疆稠油的临界结焦温度明显低于辽河油田超稠油油样,需要结合低温氧化结焦机制做出解释。

图1 超稠油低温氧化结焦温度与裂解结焦温度对比

图2 不同稠油样品在空气和氮气气氛下临界结焦温度

2 超稠油微观氧化结焦机制

由低温氧化反应生成的焦炭是一种芳香度高、氢碳比低的甲苯不溶物。研究发现生焦过程不是瞬间完成的,而是存在一定的诱导期[16]。根据原油中各组分在不同溶剂中的溶解特性,可将稠油组分划分为饱和烃、芳香烃、胶质和沥青质。其中沥青质分子结构一般由单个中等大小的多环芳烃环系组成,环系外围具有环烷烃、支链和直链取代基[17]。由于杂原子的存在,多环芳烃存在一定程度的电荷分离,是发生分子间吸引的主要位置。在多环芳烃的强聚集倾向下,沥青质分子可形成具有单一、无序多环芳烃的纳米聚集体。烷烃取代基控制纳米聚集体的外部,同时产生一定的空间位阻效应,阻止嵌入分子内部的有吸引力的多环芳烃紧密接近。此外,纳米聚集体还可形成纳米聚集体簇。图3为一种典型的沥青质分子及其形成的纳米聚集体与聚集体簇(据文献[17]修改)。在油藏条件下,稠油可视为一种胶体分散体系,沥青质以纳米聚集体或聚集体簇的形式通过一层胶质分子胶溶于悬浮液中。该体系的稳定性取决于温度和所含组分之间的匹配性。

图3 沥青质分子及其形成的纳米聚集体和聚集体簇

在超稠油注空气辅助蒸汽吞吐开发过程中,原油中各组分与氧气发生一系列氧化反应,并产生焦炭沉积。结合上述稠油体系的特点,认为低温氧化微观生焦机制主要包括:稠油中的芳香烃及胶质分子经低温氧化转化为沥青质分子,并进入分散相,使体系中芳香烃和胶质含量减少,沥青质含量增多,降低了稠油胶体体系的匹配性;当沥青质含量超过其极限溶解度时便产生第二相,其为焦炭直接前身物,预示着超稠油大量结焦的开始;低温氧化过程中,沥青质分子环系外围的烷烃、支链或直链取代基发生断裂,形成次生沥青质,其芳香度更高且更难胶溶;次生沥青质的产生也将加速第二相的生成。

3 超稠油空气体系氧化反应动力学模型

3.1 基于四组分的低温氧化模型

稠油组分和组成极其复杂,其物性刻画一般借助拟组分。利用不同拟组分,相关学者建立了不同的低温氧化反应模型。基于单一拟组分的低温氧化模型使用较为方便,但不能准确描述反应过程中组分之间的转化及原油的物性变化[18]。利用SARA 4种拟组分表征稠油是目前较为常用的方法,基于四组分所建立的低温氧化模型[19-21],能够更加精确地描述稠油的低温氧化反应过程。模型中芳香烃被氧化生成次生胶质;次生胶质进一步与芳香烃或胶质发生聚合反应,生成沥青质,并产生CO2和水;沥青质通过裂解生成饱和烃、焦炭和CO2。目前,该模型能够较为全面地表征稠油低温氧化反应过程,其动力学参数如表1所示。

表1 低温氧化反应模型动力学参数

3.2 局部平衡反应模型

实际油藏条件下,超稠油中各组分的低温氧化反应速率由储层温度、指前因子、活化能、反应物浓度因子决定。各组分的通用氧化反应速率表达式[22]为

(1)

其中

式中,r为单位体积储层内化学反应速率,mol·m-3·d-1;A为指前因子;E为反应活化能,J·mol-1;R为通用气体常数,J·mol-1·K-1;T为绝对温度,K;nc为反应组分的数量;Ci为反应组分i的浓度因子;φf为网格中流体所占孔隙度;Sj为反应相j的饱和度;ρj为反应相j的物质的量浓度,mol·m-3;xj,i为反应组分i在j相中的物质的量分数;ni为反应组分i的反应指数;yi为反应组分i的气相物质的量分数;pg为气相压力,kPa;φv为储层原始孔隙度;Csi为固相组分i的物质的量浓度,mol·m-3。

本文中采用Sequera等[21]提出的模型表征注空气辅助蒸汽吞吐过程中超稠油-空气的低温氧化过程。芳香烃和胶质的氧化反应速率通过式(1)计算。对于生焦反应,认为当原油中沥青质浓度达到其溶解极限时开始有焦炭生成。为表征生焦诱导期,引入局部平衡反应方法,对沥青质在油相中的浓度因子进行修正,其反应速率表达式为

(2)

其中

式中,p为压力,kPa;a1～a5为相关系数。

当a1=a2=a4=a5=0时,可得

(3)

此时,由溶解极限可以直接得到a3。基于Sequera等[21]的研究结果,模型中沥青质在原油中的溶解极限取11%。

4 油藏数值模拟模型

参考辽河油田某典型超稠油油藏的相关地质物性,建立二维纵向均质模型。油藏顶部埋深为873 m,初始温度为33 ℃,初始压力为8.5 MPa。模型长度为200 m,宽度为50 m,厚度为20 m,初始孔隙度为0.3,水平方向的绝对渗透率为2 000×10-3μm2,垂直方向渗透率为水平方向渗透率的0.5倍。水平吞吐井位于油层底部上方1.25 m处。考虑开发过程中热量向盖层和底层散失,岩石体积热容及导热系数分别为2.35×106J·m-3·℃-1和1.05×105J·m-1·d-1·℃-1。油层岩石的体积热容和导热系数分别为2.45×106J·m-3·℃-1和1.5×105J·m-1·d-1·℃-1。水相、油相和气相的导热系数分别为5.35×104、1.15×104和3.2×103J·m-1·d-1·℃-1。PVT模型包含水、油、气、固4相共10个组分。利用相态模型拟合原油在常压下的密度和黏度,结果如图4所示。油相各组分的性质如表2所示。

图4 稠油黏温曲线与相对渗透率曲线

表2 油相中各组分基本物性及组成

气相组分在原油中的溶解量通过气液平衡常数进行计算。采用典型油水及气液相对渗透率曲线(图4),并根据Stone II模型计算3相中油相相对渗透率。为保证数值模拟结果的准确性,采用1 m×0.5 m网格。根据典型油藏地质及注采条件设置模拟方案。整个开采过程共23个轮次,前3个轮次为常规蒸汽吞吐,后20个轮次为注空气辅助蒸汽吞吐。注蒸汽速率为100 m3·d-1,蒸汽温度320 ℃,干度0.75,注汽周期为10 d,焖井时间为7 d,单个轮次持续4个月。在注空气辅助蒸汽吞吐轮次,气汽比为100。

在数值模拟中,不同组分的物质平衡计算式[23]为

(4)

油气水各相的能量平衡计算式[23]为

(5)

注空气辅助蒸汽吞吐开采过程中,焦炭沉积将对储层流体孔隙度及渗透率产生不利影响,进而影响实际开发效果。在数值模拟中,考虑焦炭沉积对储层孔隙度和渗透率的影响。网格内流体孔隙度与孔隙中焦炭沉积量间的关系为

(6)

式中,φf为当前流体孔隙度;φ0为原始孔隙度;Cs为单位体积储层中沉积的焦炭质量浓度,kg·m-3;ρs(p,T)为油藏条件下焦炭的密度,kg·m-3。

进一步采用Carman-Kozeny(C-K)模型由网格孔隙度计算其渗透率,即

(7)

式中,k0和k分别为原始和当前储层渗透率,10-3μm2;n为C-K指数,一般为0～10。

5 模拟结果分析

5.1 注空气辅助蒸汽吞吐开发效果

表3为不同情况下单井吞吐23个周期的开发效果。可以看出,在超稠油油藏注空气辅助蒸汽吞吐开发过程中,低温氧化结焦会对开发效果产生一定的不利影响。因此在数值模拟中,需考虑焦炭沉积对储层物性的影响;当不考虑渗透率变化时,模拟预测所得采收率结果偏高。

表3 不同情况下生产23个轮次原油采收率及累积汽油比

图5为注空气辅助蒸汽吞吐不同轮次近井储层结焦情况及其对流体孔隙度和渗透率的影响。可以看出,随着吞吐轮次的增加,近井储层结焦量逐渐增加,固相焦炭沉积在孔隙中会降低流体孔隙度,同时导致地层渗透率减小,进而对开发效果产生一定的不利影响。

图5 空气辅助蒸汽吞吐5、10和20轮次后近井地层结焦量及地层物性变化

图6为不同模拟条件下生产至第23个轮次时蒸汽腔的发育情况。可以看出,蒸汽吞吐和不考虑渗透率变化时空气辅助蒸汽吞吐的蒸汽腔均呈“液滴”状,而考虑渗透率变化情况下空气辅助蒸汽吞吐的蒸汽腔呈现“倒三角”状。这说明焦炭沉积引起的渗透率降低进一步限制了蒸汽腔的垂向扩展。

图6 不同条件下生产23个轮次蒸汽腔内温度分布

表4为稠油的原始组成和不同开发方式下累积产出的原油组成。可以看出,累积蒸汽吞吐开采23轮次采出的原油组成与原始组成基本接近,而注空气辅助蒸汽吞吐开采23个轮次,采出原油中饱和烃含量有所提高,而芳香烃、胶质及沥青质组分含量均降低。这是因为在注空气过程中,部分芳香烃与胶质组分经低温氧化转化为沥青质组分,沥青质进一步反应生成焦炭滞留在了地层中。

表4 不同开发模式下生产23个轮次累积产出原油物质的量组成

5.2 生焦诱导期对结焦的影响

沥青质在超稠油体系中存在一定的溶解极限,导致低温氧化生焦过程存在诱导期。目前,有关注空气辅助蒸汽吞吐过程低温氧化结焦的研究未考虑生焦诱导期的影响,其对开发效果的影响程度尚不明确。通过数值模拟,对比考虑和不考虑生焦诱导期情况下,注空气辅助蒸汽吞吐20轮次后,近井地层的结焦情况及流体孔隙度和储层渗透率变化(图7)。由模拟结果可以看出,不考虑生焦诱导期时,近井储层内结焦量要高于考虑生焦诱导期的情形,致使近井带储层内流体孔隙度及渗透率的降低程度相对较高,数值模拟预测采收率相对偏低(表5)。

图7 空气辅助蒸汽吞吐20轮次近井带结焦量、流体孔隙度和渗透率

此外,研究采用不同C-K指数时生焦诱导期对预测采收率的影响(表5)。可以看出,随着C-K指数的增大,模拟预测采收率逐渐降低,相对于考虑生焦诱导期,不考虑生焦诱导期时采收率降低程度逐渐增加。这是因为在结焦量相同的情况下,较大的C-K指数会进一步减小储层渗透率,降低预测采收率。针对具体孔隙型油藏的数值模拟,需合理选取C-K指数,一般情况下取3～4为宜。

表5 不同C-K指数下生焦诱导期对预测采收率的影响

5.3 注入气中氧气体积分数的影响

在注空气辅助蒸汽吞吐矿场实施过程中,注入气中的氧气体积分数不仅影响安全生产[24],也会对储层结焦程度及开发效果产生显著影响。为明确注入气中氧气体积分数对结焦及开采效果的影响,模拟不同氧气体积分数下的开采情况,结果如表6所示。

表6 不同氧气体积分数下空气辅助蒸汽吞吐不同机制的采收率

可以看出,当注入空气中氧气体积分数为0,即氮气辅助蒸汽吞吐时,原油采收率较高,达12.89%。随着注入气中氧气体积分数的增加,采收率呈先上升后下降的趋势。这是因为在氧气体积分数较低的情况下,增加注入气中氧气体积分数可使储层中更多原油参与氧化反应,提高低温氧化反应对采收率的贡献;当注入气中氧气体积分数提高到10%时,采收率达12.93%,稍高于氮气辅助;进一步提高氧气体积分数,储层孔隙中结焦量也随之增加(图8),其对采收率的消极影响将超过低温氧化反应的积极作用,使采收率降低。这说明在矿场生产过程中,注入减氧空气(氧气体积分数约为10%)辅助蒸汽吞吐能够降低氧化结焦的消极影响,在提高采收率的同时降低或消除生产过程的安全隐患。由于不同稠油的组分和组成有所不同,稠油-空气的低温氧化反应特征存在差异。因此在确定减氧目标时,可利用油藏数值模拟针对具体油藏开展相应的优化。

图8 不同氧气体积分数下空气辅助蒸汽吞吐20轮次近井地层结焦量

6 结 论

(1)对于注空气辅助蒸汽吞吐过程,在注蒸汽温度环境下,由于单轮次空气注入量有限,超稠油与空气主要发生低温氧化反应,产生的焦炭难以有效消耗并将沉积在地层孔隙中,影响储层物性和开发效果。

(2)基于四组分和局部平衡反应的低温氧化模型,能够表征注空气辅助蒸汽吞吐过程中超稠油-空气的低温氧化反应及生焦过程。结合油藏数值模拟,可定量表征氧化结焦对储层物性及注空气辅助蒸汽吞吐开发效果的影响。

(3)数值模拟中需考虑焦炭沉积对储层物性的影响,不考虑渗透率变化会使模拟预测采收率偏高;生焦过程的表征需考虑诱导期的影响,不考虑生焦诱导期将使预测采收率偏低;注入减氧空气(氧气体积分数约为10%)辅助蒸汽吞吐有助于降低氧化结焦的消极影响,在提高采收率的同时降低或消除生产过程的安全隐患。