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CN104011331B - 伴加氧的蒸汽辅助重力泄油方法 - Google Patents

伴加氧的蒸汽辅助重力泄油方法 Download PDF

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CN104011331B CN201280063455.7A CN201280063455A CN104011331B CN 104011331 B CN104011331 B CN 104011331B CN 201280063455 A CN201280063455 A CN 201280063455A CN 104011331 B CN104011331 B CN 104011331B
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Abstract

一种伴加氧的蒸气辅助重力泄油方法，所述方法包括：在烃储层中建立水平生产井；将在第一流中的含氧气体通过第一注井和将在与所述第一流分开的第二流中的蒸汽通过第二注井、但同时且连续地注入所述烃储层中以使加热的烃和水通过重力排泄到水平生产井；当注入所述含氧气体和所述蒸汽时，将氧气/蒸汽注入气体的比率保持在0.05到1.00(v/v)；和从烃储层去除不可冷凝的燃烧气体以避免所述烃储层中不合需要的压力，其中所述不可冷凝的燃烧气体从至少一个单独的排气井中去除。

Description

伴加氧的蒸汽辅助重力泄油方法
技术领域
通过分开地将氧气和蒸汽注入沥青储层中进行改进的SAGD过程来回收沥青的方法；以及根据需要去除燃烧产生的不可冷凝的气体以控制储层压力的方法。在本发明的一个方面，局地提供热电联产(cogeneration)作业以供应氧气和蒸汽需求。
本文中使用的首字母缩写词：
SAGD 蒸汽辅助重力泄油
SAGDOX SAGD+氧气
SAGDOX(9) 在蒸汽+氧气中有9％(v/v)氧气的SAGDOX
ISC 原地(in Situ)燃烧
EOR 强化油采收
LTO 低温氧化(150-300℃)
HTO 高温氧化(380-800℃)
ETOR 能量与油比率(MMBTU/bbl)
ETOR(蒸汽) 蒸汽组分的ETOR
VT 竖(井)
HZ 水平(井)
OBIP 原始沥青地质储量
STARS 蒸汽热和高级储层模拟器(Steam Thermal and Advanced ReservoirSimulator)(CMG，Calgary)
SOR 蒸汽与油比率(bbl/bbl)
PG 产生的(不可冷凝)气体
ASU 空气分离装置(用于产生氧气)
JCPT 加拿大石油技术杂志(Journal of Canadian Petroleum Technology)
OGJ 石油与天然气杂志(Oil&Gas Journal)
JPT 石油技术杂志(Journal of Petroleum Technology)
SPE 石油工程师协会(Society of Petroleum Engineers)
COFCAW 正向燃烧与水驱结合
CAGD 燃烧辅助重力泄油
CHOA 加拿大重油协会(Canadian Heavy Oil Association)
DOE (美国)能源部((US)Department of Energy)
GOR 气体与油比率
背景技术
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当今(2011)，从油砂储层采收沥青的领先的原地EOR方法，例如见于加拿大亚伯达省(Alberta)的Athabasca地区的，是SAGD(蒸汽辅助重力泄油)。沥青是非常重质的油类型，它在储层条件下基本不动，因此难以采收。原地燃烧(ISC)是一种替代方法，迄今为止，在沥青采收中的应用甚少。
SAGDOX(SAGD伴氧气)是沥青EOR的另一种替代方法，它可被视为结合了SAGD(蒸汽)和ISC(氧气)的属性的混合工艺。SAGDOX利用有额外的井或分隔的注井系统的改良SAGD几何结构，以允许分开地连续注入氧气和蒸汽并去除燃烧产生的不可冷凝气体。
1.现有技术综述-沥青EOR
2.1SAGD
在蒸汽EOR的早期，焦点是在重油(不是沥青)和两种方法类型上，利用竖井几何结构-蒸汽驱(SF)，其中蒸汽注井将加热和驱动油到生产井(加利福尼亚重油EOR使用这种方法)，和周期蒸汽模拟(CCS)，其中利用单个竖井注射蒸汽，经常在使储层破裂的压力下。这之后是渗透期，让油有通过传导加热的时间，然后是开采周期(冷湖(Cold Lake)，亚伯达石油利用这种方法采收)。
但是，与这些方法和重油比较，沥青造成一些困难。在储层条件下，沥青粘度大(>100,000cp)，沥青不会流动并且气体/蒸汽注入度很差或接近零。竖井几何结构对沥青EOR将不容易奏效。我们需要短路径的新几何结构用于沥青采收和启动所述过程的方法，使得我们可以注入蒸汽来加热沥青。
在1970-1980年代，利用新技术来定向钻井并精确定位所述井，这变得有可能钻出短路径几何结构的水平井。此外，在1970年代早期，Roger Butler博士发明了SAGD方法，利用水平井采出沥青(Butler(1991))。图1显示了基本的SAGD几何结构，利用分开约5m的平行的双水平井，下部的水平井接近储层底(超过底面约2到8m)，并且进网长度约500到1000m。所述SAGD方法以流通蒸汽开始，直到所述水平井对可以连通并且形成包含两个井的蒸汽(气体)腔。图17显示所述方法如何起作用。蒸汽通过上部的水平井注入并且上升到所述蒸汽腔。蒸汽在凉的腔壁(沥青界面)处/附近冷凝并向沥青和基质岩释放潜热。热沥青和冷凝的蒸汽通过重力排泄到下部的水平生产井并泵送(或传送)到地表。图18显示了SAGD如何成熟——不成熟的蒸汽腔已经从陡侧和从腔顶部泄油。当腔增长并碰到顶限(纯油层的顶部)时，从腔顶的泄油停止并且侧面变得较平，从而沥青排泄变慢。
蒸汽注入(即能量注入)由压力目标控制，但是也可以有液压限。蒸汽/水界面控制在蒸汽注井和水平生产井之间。但是当流体沿着生产井移动时，有天然的压降，将使所述水/蒸汽界面倾斜(图13)。如果所述界面涌进蒸汽注井，我们就降低有效长度。如果所述界面碰到生产井，我们就缩短所述过程并产生一些活蒸汽，降低过程效率。用通常的管子/管道，这可将长度充分限制到约1000m。
SAGD具有另一个有意思的特征。因为它是饱和蒸汽过程并且只将潜热直接贡献给沥青加热，如果压力提高(高于天然储层压力)的话，饱和蒸汽的温度也增加，沥青可被加热到更高的温度，降低粘度并增加产量。但是，在高压下，蒸汽的潜热含量降低，因此能量效率降低(SOR增加)。这是一种折衷。但是，产量支配经济学，因此大多数生产井试图在最高可行压力下运行。
对于沥青SAGD而言，我们预期采收率为约50至70％OBIP，而蒸汽波及腔中的残留沥青为孔容积的约10至20％，取决于蒸汽温度(图19)。自从大约1990年以来，SAGD现在已变成开采加拿大沥青的主导的原地方法，并且开采量增长是指数式的(图20)。加拿大现在已经超过美国EOR蒸汽重油开采量并且是世界领先者。
现行的SAGD方法仍然与最初的概念相似，但是仍然期待将来的改进(图21)。所述改进集中在2个领域——利用蒸汽添加剂(溶剂或不可冷凝气体)，例如Gates(2005)，或改进/改变SAGD几何结构(Sullivan(2010)，Kjorholt(2010)，Gates(2010))。
2.2原地燃烧(ISC)
原地燃烧(ISC)始于1950年代的油田试验(Ramey(1970))。ISC是EOR的“圣杯”，因为它潜在地是低成本方法。早期的应用是针对中油和重油(不是沥青)，这种情况下所述油具有一定的原地流动性。简单的竖井用于注入压缩空气，其将“推”出热油去往竖生产井。第一种形式的ISC是只利用压缩空气作为注入物的干式燃烧(Gates(1977))(图24)。燃烧波及区在燃烧面的后面。燃烧面的下游依次是有油馏分和过热蒸汽的汽化区、油和蒸汽冷凝的冷凝区、以及被注入气体“推”向竖生产井的油墙。所述汽化区分馏油并热解残留物以产生“焦炭”作为燃料来消耗。
另一种形式的ISC也出现了，称为湿式燃烧或COFCAW。在干式燃烧期之后，液态水与压缩空气一起注入(或交替注入)。理念是水将捕集燃烧波及区中负载的热，在燃烧面之前产生蒸汽。这将提高产量和效率(Dietz(1968)，Parrish(1969)，Craig(1974))。图31显示了湿式燃烧如何利用与干式燃烧相同的简单竖井几何结构进行工作。液态水区在燃烧波及区前面，否则机制与如图24所示的干式ISC相似。湿式燃烧过程的操作者必须当心不要在所述过程中过早注入水或不要注入太多的水，否则所述水区会压倒燃烧面并使HTO燃烧骤灭。
干式和湿式ISC的原理在早期就是公知的(Doschner(1966)，Ramey(1970)，Chu(1977))。所述机制被充分记载。还认识到这些机制是两种类型的原地燃烧——低温氧化(LTO)，从约150至300℃，其中氧化不完全，一些氧气可窜到生产井，形成含氧有机化合物，产生酸和乳液并降低每单位注氧的放热；和高温氧化(HTO)，从约400至800℃，其中大部分(全部)氧气被消耗，产生燃烧气体(CO2，CO，H2O...)，并且每单位所消耗的氧的放热被最大化。通常赞同HTO是理想的而LTO是不理想的(Butler(1991))。[对于Athabasca沥青，LTO是从150至300℃和HTO是从380至800℃(Yang(2009(2))]。ISC的筛选指导(Chu(1977))(S0>50％， API<24，μ<1000cp)指示，利用竖井几何结构的ISC最好应用于重或中油，而不是沥青。
尽管数十年的油田工程试验，但因种种原因，ISC只看到有限的成绩。在1999年的DOE综述(Sarathi(1999))中，ISC北美洲油田试验大半被认为“失败”。到世纪更替之时，世界ISC工程总数降至28(表12)。
在几个油田工程中尝试了利用氧气或富氧空气的ISC(ISC(O2))。在1980年代EOR的“鼎盛时期”，在北美洲中有10个ISC(O2)工程在起作用——美国4个和加拿大6个(Sarathi(1999))。使用氧气的优点声称是更高的注能性，产生几乎纯的CO2气体作为燃烧产物，CO2在油中的一定溶解性降低了粘度，封存一些CO2，改善燃烧效率，波及系数更好和所产生的油的GOR降低。利用氧气的缺点声称是安全性、腐蚀、资金成本更高和LTO风险(Sarathi(1999)，Butler(1991))。
只有几个ISC试验从事利用竖井几何结构的沥青采收。对于真实的沥青(原地粘度>100,000cp)，气体注入度(空气或氧气)很差。因此，即使沥青很有反应性并且具有比其他油更低的HTO和LTO温度而且HTO可在非常低的氧气/空气通量率下维持(图25)，沥青ISCEOR方法仍然很困难。利用水平井的新的井几何结构，用短路径进行沥青采收并且也许用重力泄油采收机制，可改善沥青ISC EOR的前景。
目前正进行油田试验的一种这样的方法是利用水平生产井和水平或竖直空气注井的THAI方法(图22，Graves(1996)，Petrobank(2009))。迄今为止，成绩只是有限的。另一种几何结构是图23显示的COSH或COGD方法(New Tech.Magazine(2009))。
其他人(Moore 1999，Javad(2001)，Belgrave(2007))提议在SAGD过程产生的蒸汽波及重力排泄腔中传导沥青ISC，在SAGD过程之后利用蒸汽波及区中的残留沥青作为ISC燃料已经成熟或达到了它的经济极限。这些研究得出结论，ISC对于这些条件是可行的。
2.3蒸汽+氧气
可以认为，COFCAW(ISC的水+空气/氧气注入)可能类似于蒸汽+氧气方法。利用COFCAW和空气或氧气的ISC，当水在燃烧面之前(或之后)的燃烧波及区中蒸发时，可以产生蒸汽+氧气或蒸汽+CO2混合物。但是，如果我们有适合于沥青采收的现代几何学的话，我们就让井之间具有短路径。如果注入液态水，我们将有熄灭HTO反应的严重风险。COFCAW对于竖井几何结构奏效(例如Parrish(1969))，因为注井和生产井之间的长距离并且能够从燃烧区封存液态水直到它蒸发。
对于蒸汽+氧气没有很多的文献，但是蒸汽+CO2一段时间以来已经考虑用于EOR。假定我们有良好的HTO燃烧，蒸汽+氧气混合物将在储层中产生蒸汽+CO2混合物。同样，有一些集中于利用地面或井下设备产生蒸汽+氧气或蒸汽+烟道气混合物(Balog(1982)，Wylie(2010)，Anderson(2010))。二氧化碳通过提供其他采收机制——例如溶气驱动或气体驱动机制可以改善只有蒸汽的方法。例如，Balog(1982)利用数学模拟模型评价了蒸汽+CO2用于CSS方法。与蒸汽相比，蒸汽+CO2(约9％(v/v)CO2)产量提高35至38％、效率(OSR)提高49至57％并显示储层中可观的CO2滞留——在3个CSS周期之后约1.8MSCF/bbl重油。
只有为数不多的蒸汽+O2的研究。燃烧管试验已经利用蒸汽和氧气的混合物进行(Moore(1994)(1999))。结果是肯定性的，显示了良好的HTO燃烧，即使在混合物中氧浓度非常低的情况下(图28)。所述燃烧是稳定的并且比其它氧化剂混合物更完全(图29)。所述混合物中的氧浓度从正好低于3％(v/v)改变到超过12％(v/v)。
Yang((2008)(2009(1))提议在SAGD方法中使用蒸汽+氧气作为蒸汽的替代。所述方法利用引入燃烧动力学的改良STARS模拟模型进行模拟。Yang示范了对于所有氧气混合物来说，燃烧区都包含在气体/蒸汽腔中，利用残留沥青作为燃料并且燃烧面决不与蒸汽腔壁相交。图30显示了利用从0至80％(v/v)氧气变化的蒸汽+氧气混合物的开采量预测。但是，所述蒸汽/气体腔不包括提供去除不可冷凝的气体。因此，利用蒸汽+氧气混合物，所述气体腔中的回压抑制了气体注入和沥青生产，比只有蒸汽(SAGD)时的性能更差(图30)。还有，没有考虑水平井中注入蒸汽+氧气的腐蚀问题，也没有利用长水平井注入O2时引发和维持HTO燃烧的最低氧气流量的任何考虑。
Yang((2008)，2009(1))还提出了交替蒸汽/氧气方法，作为连续注入蒸汽+O2混合物的替代。但是，没有解决腐蚀、最低氧气通量保持、着火风险和燃烧稳定性维护的问题。
Bousard(1976)提出了与热水或蒸汽一起注入空气或氧气以传播LTO燃烧，作为将热注入重油储层的方法。但是如上所述，HTO是理想的，而LTO是不理想的。
Pfefferle(2008)建议在SAGD方法中使用氧气+蒸汽混合物，作为减少蒸汽需求和部分升级重油的方式。燃烧据声称发生在沥青界面(腔壁)处，燃烧温度通过调节氧浓度控制。但是，如同Yang所表明，燃烧不会发生在腔壁处。它将发生在蒸汽腔内部，利用残留沥青产生的焦炭作为燃料，而不是来自腔壁/腔壁处的沥青。此外，燃烧温度几乎与氧浓度无关(Butler，1991)。它取决于燃料(焦炭)通过所述燃烧/热解过程的沉积(lay-down)速率。Pfefferle还建议在水平井的全长上注氧，而没有解决腐蚀的问题，如果使用长水平井注入的话，也没有解决保持最低氧气通量率的问题。
Pfefferle，W.C."Method for CAGD Recovery of Heavy Oil"美国专利2007/0187094A1，2007年8月16日描述了一种类似于重油采收的SAGD的方法，利用蒸汽腔。描述了2种形式。第一种形式，利用SAGD蒸汽注井注入蒸汽+氧气混合物。第二种形式将氧气注入与SAGD井对平行的新的水平井，但是在储层的上半部中完成。用单独的氧气注井，将蒸汽从上部SAGD井注入储层中，以限制氧气进入下部的SAGD生产井。Pfefferle(2007)提出，燃烧发生在腔壁处(即蒸汽-冷沥青界面)，而且燃烧温度可通过改变氧浓度来控制。提议将腔壁处的燃烧温度提高到足以裂化和升级油。
但是Pfefferle(2007)
(1)没有集中在沥青上，而是使用了期油(term oil)或重油。
(2)没有提供去除燃烧产生的不可冷凝气体
(3)除了所述方法的第二种形式之外，没有分隔氧气和蒸汽以控制/最小化腐蚀
(4)没有考虑氧气/蒸汽比或氧浓度的优选范围
(5)在两种情况下，氧气注入都在长水平井上展开。在第一种情况下，氧气还用蒸汽稀释。没有考虑限制氧气-储层接触以确保和控制氧气通量率。
Pfefferle(2007)宣称燃烧将发生在蒸汽腔壁处(权利要求1，2，7，9)。实际上这决不会发生。燃烧将始终发生在蒸汽波及区，利用残留沥青的焦炭馏分作为燃料。即使没有注入蒸汽，蒸汽波及区也将利用来自储层的原生水形成。燃烧区将始终远离蒸汽腔壁。
Pfefferle(2007)还宣称燃烧温度可通过改变氧浓度来调节(权利要求2，7，9)。这是不可能的。燃烧温度由发生燃烧处的基质中的焦炭浓度控制。这已经通过实验室燃烧管试验证实。燃烧温度基本上与燃烧部位处的氧浓度无关。
最后，Pfefferle(2007)还宣称腔壁处的温度可由氧浓度控制(权利要求7，9)，甚至达到在所述壁处裂化和升级油的程度。鉴于以上的论述，这不会发生。
Pfefferle,W.C."Method for In Situ Combustion of In-Place Oils"，美国专利7,581,587B2，2009年9月1日，描述了利用竖井和水平生产井进行干式原地燃烧的几何结构。所述竖井具有双层完井(dual completion)并位于生产井的跟部附近。竖井中的下部的完井靠近水平生产井并且用于注入供ISC的空气。同心的上部完井靠近储层顶部并且用于去除燃烧产生的不可冷凝气体。调节开采量，使得下部的水平井始终充满液体(油+水)。放气井(气体去除井)也可以具有水平段。还提出了多个放气井。这是跟部到端部方法。利用水平生产井的大部分ISC方法(例如THAI)是端部到跟部方法。这种方法用于干式ISC并且实际上也许除了井结构之外并不适用于SAGDOX。
在文中描述的SAGDOX形式中没有一个是用于跟部到端部(heel-to-toe)方法。SAGDOX始终有蒸汽注入。Pfefferle没有讨论蒸汽作为添加剂或作为可选项。
因此长久以来感到需要提供有效的SAGDOX过程，它是能量有效的并且可用于在许多年中从储层采收沥青直到储层耗尽。
因此，本发明的主要目的是提供SAGDOX过程，其中氧气和蒸汽被分开地注入沥青储层。
本发明的另一个目的是提供至少一个井以从所述储层排放所产生的气体，以控制储层压力。
本发明的又一个目的是提供延伸距离大于1000米的生产井。
本发明的又一个目的是提供基本上为35％(v/v)的量的氧气和65％的相应蒸汽水平。
本发明的又一个目的是从位于SAGDOX工艺附近的当地热电联产和空气分离装置提供氧气和蒸汽。
当考虑以下发明内容和本文中说明的优选实施方式的更详细说明时，本发明的另外和其他目的对本领域技术人员将是显而易见的。
发明内容
根据本发明的主要方面，提供了从烃储层采出烃、即沥青(API<10；原地粘度>100,000cp)的方法，所述方法包括：
在所述储层中建立水平生产井：
分开地将含氧气体和蒸汽连续注入所述烃储层中以使加热的烃和水被重力排泄到水平生产井，氧气/蒸汽注入气体的比率控制在0.05到1.00(v/v)的范围；
从至少一个单独的排气井去除不可冷凝的燃烧气体，所述排气井建立在所述储层中以避免所述储层中不合需要的压力。
在一种实施方式中，蒸汽注入水平井中，所述水平井长度与生产井相同，并且利用例如典型的SAGD几何结构，在生产井的正上方相隔4到10m与所述生产井平行。
优选注氧和排气竖井建在储层中。
在另一种实施方式中，用于注氧和去除排气的所述竖井不是单独的井，而是将油管柱插入现有的水平蒸汽注入井内贴近所述井的竖段，并且用封隔器来隔开注氧和/或排气口。
优选所述含氧气体具有95至99.9％(v/v)的氧含量。在另一种实施方式中，含氧气体是氧含量20至95％(v/v)的富氧空气。
在另一种实施方式中，含氧气体具有95至97％(v/v)的氧含量。或者，所述含氧气体是空气。
在一种实施方式中，所述方法还包括所述井在储层内长度小于50m的氧接触区部分，并且所述区在其中实行选自射孔、割缝衬管和裸眼的特征。
在另一种实施方式中，水平井是现有SAGD采收方法的一部分，并在SAGD运行之后添加增加的SAGDOX井用于注氧和用于去除不可冷凝的排气。
在另一种实施方式中，所述方法还包括SAGDOX过程，所述过程通过在SAGD过程中运行水平井对开始，并随后在增加的SAGDOX井中流通蒸汽直到全部的井都连通为止，然后开始注氧和去除排气。
优选所述SAGDOX过程通过在所有的井中流通蒸汽开始，直到所有的井连通为止，然后开始注氧和去除排气。
在另一种实施方式中，SAGDOX过程通过选自下列的步骤来控制和操作：
i.调节蒸汽和氧气流量以达到预定的氧气/蒸汽比和能量注入率目标，
ii.调节排气去除速率以控制过程压力和改善/控制一致性，
iii.控制沥青和水生产速率以达到汽阻温度(sub-cool)目标，假定接近生产井的流体是蒸汽饱和的(汽阱(steam trap)控制)。
蒸汽EOR或SAGDOX的汽阱控制(也称为汽阻温度控制)用于控制生产井速率，使得只生产液体(沥青和水)，而不生产蒸汽或其他气体。它实行的方式如下：
(1)假定井周围的区域主要是饱和蒸汽。对于SAGD而言，这是容易的，因为蒸汽是唯一的注入物。对于SAGDOX而言，这意味着，燃烧产生的不可冷凝气体靠近远离生产井的储层顶部。这已经被若干实验室试验和一些油田试验证实。
(2)在注蒸汽井处或生产井处测量压力。饱和蒸汽T利用测得压力计算。
(3)控制生产井流体生产速率(泵送或气升速率)，使得平均T(或跟部T)小于所计算的饱和蒸汽T，通常小于汽阻温度的10至20℃。
优选氧气/蒸汽比率以约0.05(v/v)开始并随着所述过程成熟而渐升至约1.00(v/v)。
在优选实施方式中，所述氧气/蒸汽比率在0.4和0.7(v/v)之间。
优选当实行SAGDOX时，井网的水平井长度与最初SAGD设计相比时伸长。
在一个例子中，水平井长度延伸超过1000m。
在一种实施方式中，所述方法还包括将相邻的井网连通的成熟SAGD工程转变成利用3个相邻井网的SAGDOX工程，其中中央井网的蒸汽注井转变成氧气注井并且边缘井网的注井继续用作蒸汽注井。
优选所述氧气/蒸汽比率在0.05和1.00(v/v)之间。优选所述气体作为单独的流由一体化的ASU:热电联产(Cogen)设备产生。
在另一种实施方式中，其它过程步骤选自以下：
i.氧气/蒸汽的比率在0.4和0.7(v/v)之间，
ii.含氧气体中的氧纯度在95和97％(v/v)之间，
iii.蒸汽和氧气在一体化的ASU:热电联产设备中产生，
iv.与储层的氧气接触区小于50m。
在所述方法的另一种优选实施方式中，注氧井与储层的接触不超过50m，以避免氧气通量率下降到低于启动点火或维持燃烧所需要的通量率。
在所述方法的另一种优选实施方式中，蒸汽直接向储层提供能量并且氧气通过燃烧包含燃烧区的蒸汽腔中的残留沥青(焦炭)来提供能量；残留沥青被热燃烧气体加热、分馏并最后热解，从而产生燃烧的实际燃料——焦炭。
优选所述沥青和水生产井利用汽阱控制假定饱和状态来控制，而不生产大量活蒸汽、不可冷凝的燃烧气体或未用的氧气。
在另一种实施方式中，SAGDOX过程中蒸汽腔的蒸汽波及区还包括：
残留沥青和原生水基本为零的燃烧波及区，
燃烧面，
被燃烧气体加热的沥青带，
过热蒸汽区，
饱和蒸汽区，和
气体/蒸汽沥青界面或腔壁，在其中蒸汽冷凝并释放潜热。
在一种实施方式中：
沥青从热沥青带并从沥青界面通过重力排泄，
水从饱和蒸汽区并从沥青界面通过重力排泄，并且所述热沥青和所述过热蒸汽区中的能量(热)部分用于回流一部分蒸汽。燃烧的燃料和热沥青区中的沥青源是蒸汽波及区中的残留沥青，燃烧包含在蒸汽腔内部并优选其中除了蒸汽机制之外，热燃烧气体也向沥青传送热。
在另一种实施方式中，作为燃烧产物产生的二氧化碳可溶解到沥青中并降低粘度。
在一种备选实施方式中，氧纯度降到基本上95-97％的范围，因此从ASU生产氧气需要的能量减少约25％并且SAGDOX效率明显改善。
在所述方法的优选实施方式中，SAGDOX过程直接利用水作为注入的蒸汽，但是它也从2个来源直接产生水，即作为燃烧产物产生的水和在燃烧波及区蒸发的原生水。
优选最大氧气/蒸汽比率是1.00(v/v)，氧浓度为50.0％。
在所述方法的另一种实施方式中，随着SAGDOX过程成熟，燃烧面将移动得更远离氧气注井，并且需要增加氧气速率来维持高温氧化反应。
优选地，SAGDOX气体混合物是氧气在蒸汽/氧气混合物中为20和50％(v/v)之间。
更优选所述SAGDOX气体混合物是氧气在蒸汽/氧气混合物中为35％氧气(v/v)。
在优选实施方式中，注氧点需要预热到约200℃，因此氧气将自发与残留燃料反应。
根据本发明的又一个方面，提供了启动本文中描述的SAGDOX过程的方法，包括以下步骤：
1.开始注氧和降低蒸汽流量以在与SAGD相同的能率下达到禁止的氧浓度目标，
2.随着储层压力接近目标压力，部分打开一个(或多个)生产的气体(PG)去除井以去除不可冷凝的燃烧气体并控制P，
3.如果提供分开的/多个PG井的话，调节PG去除速率来改善/优化O2一致性，
4.如果在PG去除井气体中存在氧气，则所述井应该被回填或关闭，
5.如果在水平生产井流体中存在不可冷凝的气体(CO2，CO，O2...)，则开采速率应该减慢和/或调节氧气一致性和/或增加PG去除速率。
附图说明
图1是SAGD几何结构。
图2是SAGD开采量模拟。
图3是SAGDOX几何结构1。
图3A至3E提供关于图3的SAGDOX几何结构的补充细节。
图4是SAGDOX沥青饱和示意图。
图5是SAGDOX几何结构2。
图6是SAGDOX几何结构3。
图7是SAGDOX几何结构4。
图8是SAGDOX几何结构5。
图9是SAGDOX几何结构6。
图10是SAGDOX几何结构7。
图11是SAGDOX几何结构8。
图12是SAGDOX几何结构9。
图13是SAGD液压限。
图14是SAGD/SAGDOX井网延伸。
图15是SAGDOX-3个井对井网。
图16是热电联产电力生产(Cogen/ASU)。
图16A是用于SAGDOX过程的一体化的ASU&COGEN的示意图。
图17是SAGD蒸汽腔。
图18是SAGD阶段。
图19是蒸汽波及区中的残留沥青。
图20是SAGD生产史。
图21是SAGD技术。
图22是THAI工艺。
图23是COSH、COGD工艺。
图24是原地燃烧示意图。
图25是ISC最低空气通量率。
图26是利用蒸汽+CO2的CSS：产量。
图27是利用蒸汽+CO2的CSS：气体滞留(蒸汽混合物中9％CO2)。
图28是蒸汽+氧气燃烧管试验I。
图29是蒸汽+氧气燃烧管试验II。
图30是利用蒸汽+氧气混合物的SAGD。
图31是湿式ISC。
具体实施方式
解决的问题
3.1SAGD问题
(1)蒸汽昂贵
(2)SAGD使用大量水(0.25至0.50bbl水/bbl沥青)
(3)生产井(沥青+水)压力梯度会限制SAGD产量和能量(蒸汽)注入度。对于1000m的典型水平井长度而言，利用通常的管子/管道尺寸，流体产量限于约4000bbl/天，否则液体/气体界面(蒸汽/水)会淹没蒸汽注井的端部和/或蒸汽会窜到生产井跟部。或者对于上述产率而言，有效的井长度限于约1000m，因此也限制了井网大小。如果井的间隔从比方说5米增加到10米，则可增加有效的井长度(或注入度)，但是启动期明显延长。如果增加井/管道尺寸来增加井长度或注入度，则资金成本和热损失增加。
(4)从SAGD蒸汽锅炉排放的二氧化碳是可观的(约0.08吨CO2/bbl沥青)。放出的CO2不容易捕获进行封存。它在锅炉烟气中、或在热电联产烟道气中稀释。
(5)蒸汽不能经济地输送超过约5英里。中央蒸汽设备只能供应有限的面积。
(6)SAGD是只有蒸汽的饱和蒸汽工艺。温度由操作压力决定。
(7)SAGD不能通过汽化调动原生水。
(8)SAGD不能回流储层中的蒸汽/水。它是一次通过性(once-through)水过程。
(9)SAGD在蒸汽波及区中留下(不可回收的)孔容积的10到20％(v/v)作为残留沥青。
(10)当SAGD达到它的经济极限时，未波及储层区(“楔形油”)没有采收。
(11)如果我们按照产生的净能量百分比来测量能量效率的话，考虑到在地面上用于生产沥青的能量和所述开采的沥青的燃烧值，SAGD是比较低效的。
3.2SAGDOX问题
(1)饱和蒸汽和氧气的混合物对于碳钢和其他合金是非常腐蚀性的。需要新井或分隔系统来保持氧气和蒸汽在注入储层中之前分离。
(2)一种建议(Yang(2009))是使用SAGD蒸汽注井用于交替蒸汽和氧气的体积。但是为了维持HTO燃烧，我们需要不断的供应和最低通量的氧气，否则我们将使氧气窜到生产井或启动LTO燃烧。
(3)还有建议(Yang(2009)，Pfefferle(2008))，我们对于SAGD可简单混合氧气与蒸汽并使用水平蒸汽注井。除了上面(1)记录的严重腐蚀问题以外，氧气通量率是一个顾虑。如果氧气与蒸汽混合并注入长水平井，则氧气通量经过水平井的长度(～1000m)被稀释，氧气的通量在一些区域中可能过低，不能引发和维持HTO燃烧。即使平均通量率令人满意，但在储层中的不均匀性可能导致一些区域氧气耗尽。结果，氧气窜到生产井或者低通量氧气可导致LTO氧化。
(4)需要分开控制氧气和蒸汽速率以调节来自每种组分的能量输入速率和相对贡献。
(5)氧气需要首先注入蒸汽波及区中(或附近)，因此发生剩余燃料组分的燃烧并且注入度没有严重的限制。所述区还需要预热(在启动时)，使得发生自发HTO点火(不是LTO)。
(6)井结构应该确保氧气(和蒸汽)主要包含在井网容积内。
(7)如果新的SAGDOX井离蒸汽波及区太远，可延长从SAGD转变到SAGDOX的启动时间。因为SAGDOX能量没有SAGD昂贵，所以对于迅速启动SAGDOX是理想的。
如何停止SAGDOX过程
因为氧气作为EOR向沥青储层提供能量的方式远没有蒸汽昂贵，并且在正常SAGDOX运行期间我们已经在储层中积聚了大量蒸汽存量，当所述过程达到它的经济极限时(即当氧气+蒸汽成本＝所生产的沥青价值时)，建议以下停止程序：
(1)停止注蒸汽
(2)继续以之前的速率注O2
(3)继续对生产井使用汽阻温度控制
(4)当所述过程达到它的新的经济极限时(当O2成本＝开采的沥青价值时)，关闭氧气注井
(5)继续开采沥青，直到开采速率低于预定目标(例如10bbl/天)
SAGDOX技术描述
4.1SAGD模拟
SAGD是使用2个平行水平井的方法，所述水平井分开约5m，每个最多约1000m长，下部的水平井(沥青+水生产井)在储层底部上方约2至8m(参见图1)。在蒸汽在每个井中流通以达到所述井之间连通的启动期之后，将蒸汽注入上部的水平井并从下部的水平井生产沥青+水。
我们已经利用以下假设模拟了SAGD方法：
(1)均匀的含沥青砂岩(或砂)储层
(2)Athabasca沥青的一般性质
(3)25m的均质产层
(4)800m的SAGD井对，间隔100m，平行水平井之间间隔5m
(5)10℃汽阻温度用于生产控制(即在储层P下，所生产的流体比饱和蒸汽T低10℃)
(6)2MPa压力用于注入控制
(7)在SAGD启动之前有4个月蒸汽流通
(8)离散化井眼模型
图2显示了模拟生产。经济极限取作在第10年结束时SOR＝9.5。以下是所述模拟的要点：
(1)沥青采收＝33.6km3＝2.099MM bbl
(2)平均沥青产量＝575bbl/d
(3)使用的蒸汽＝1124.9km3＝7.078MM bbl＝2.477x 1012BTU
(4)平均蒸汽速率＝1939bbl/d
(5)平均SOR＝3.37；平均ETOR(能量与油比率)＝1.180MMBTU/bbl
(6)采收率＝63.4％OBIP
(7)井网的OBIP＝3.31MM bbl
我们将利用这些结果作为SAGDOX比较的基础。
4.2SAGDOX
SAGDOX是利用类似于SAGD水平井来注蒸汽和生产沥青+水的沥青EOR方法，用额外的竖井注入氧气和除去不可冷凝的燃烧气体(图3)。蒸汽和氧气作为能量源分开和连续地注入沥青储层。表1总结了蒸汽/氧气混合物的性质，假定1000BTU/lb蒸汽和480BTU/SCF氧气(Butler，1991)用于原地燃烧。所述热假设包括直接释放到储层的热和从采出流体回收的热，假定所生产的流体热回收是有效的。储层通过在水平井中进行SAGD过程或通过在SAGDOX额外井中蒸汽流通而被蒸汽预热，直到在所述井之间建立连通为止。然后氧气和蒸汽在分开或分隔的注井中被引入，否则腐蚀可能成为问题。注氧井(或分隔段)与储层的接触应该不超过50m，否则氧气通量率可能下降到小于启动点火或维持燃烧所需要的通量率(图25)。蒸汽直接向储层提供能量。氧气通过燃烧蒸汽腔中的残留沥青(焦炭)提供能量。燃烧区包含在蒸汽腔内。残留沥青被热燃烧气体加热、分馏并最后热解，产生焦炭，其是燃烧的实际燃料。形成包含注入蒸汽、燃烧气体、回流蒸汽和蒸发的原生(地层)水的气腔。
加热的沥青从所述气腔(残留沥青)和所述腔壁排泄。冷凝的蒸汽从饱和的蒸汽区和腔壁排泄。冷凝水和沥青由下部的水平井收集并传送(或泵送)到地面。在这方面请参见图3A至D。
图3显示了适合于SAGDOX的一种几何结构。SAGD水平井对(井1和2)增加了3个新的SAGDOX竖井——2个用于去除不可冷凝的燃烧气体的井(井3和4)和分开的注氧井(井5)。所述除气竖井在井网边界上并且被相邻的井网共享(即只有1个净井)。注氧井(井5)靠近SAGD端部，并且在产层中足够低处终止，以确保注氧到蒸汽波及区中。
所产生的气体去除井单独地操作，以控制一致性和储层压力，同时最小化蒸汽和/或未用的氧气的产生。控制氧气和蒸汽注入以达到氧气/蒸汽比目标(氧气“浓度”)和能量注入速率。所述沥青+水生产井利用汽阱控制假定饱和状态来控制，而不产生大量活蒸汽、不可冷凝的燃烧气体或未用的氧气。
所述SAGDOX过程可以认为是利用井1和2的SAGD方法与利用井3、4和5的同时原地燃烧(ISC)方法。当然，图3中显示的几何结构不是SAGDOX的唯一的供选方案(参见4.10)。
4.3氧化化学
SAGDOX通过燃烧在储层中产生一些能量。通过热燃烧气体分馏和热分解残留沥青而制备的“焦炭”，可由简式CH.5表示。这忽略了痕量组分(S，N，O...等)并且它不意味着分子结构，只是指“焦炭”的H/C原子比为0.5。
让我们假设：
(1)产物气中的CO是燃烧的碳的约10％
(2)在储层中发生水-气变换反应
CO+H2O→CO2+H2+热量
这种反应通过较低的T(低于燃烧T)和高浓度蒸汽来促进(即SAGDOX)。与燃烧相比，放热少。
然后，如下确定我们的净燃烧化学计量：
燃烧：CH0.5+1.075O2→0.9CO2+0.1CO+.25H2O+热量
变换：.1CO+.1H2O→.1 CO2+.1H2+热量
净值：CH.5+1.075O2→CO2+.1H2+.15H2O+热量
特点如下：
(1)放热＝480BTU/SCF O2(Butler(1991))
(2)产生的不可冷凝气体＝所用氧气的102％(v/v)
(3)产生的燃烧水＝所用氧气的14％(v/v)
(4)产生的氢气＝所用氧气的9.3％(v/v)
(5)产生的气体组成((v/v)％)：
湿 干
CO2 80.0 90.9
H2 8.0 9.1
H2O 12.0 -
总计 100.0 100.0
(6)燃烧温度由“焦炭”含量控制。通常HTO燃烧T在约400和800℃之间(Yang(2009(2)))。
4.4SAGDOX机制/产量
SAGDOX注入蒸汽和氧气二者。各自可向沥青储层输送热。表1显示了各种蒸汽+氧气“混合物”的性质。术语“混合物”不意味我们注入了混合物或者我们预期在储层中的混合良好。它只是一种便利的方式来标记分开注入的蒸汽和氧气的净性质。我们使用术语SAGDOX(z)，其中z是蒸汽+氧气“混合物”中氧气的百分浓度(v/v)。
SAGDOX的机制是评价所述方法的预期产量的重要因素。图4显示了基于模拟的成熟SAGDOX过程的沥青饱和图，垂直于水平井平面，纯产层的约一半(Yang，(2009(1))。所述图显示了SAGDOX与SAGD相比的额外方法机制。除了蒸汽波及区(蒸汽腔)之外，SAGDOX还具有残留沥青为零并且没有原生水的燃烧波及区、燃烧面、燃烧气体加热的沥青带、过热蒸汽区、饱和蒸汽区、和蒸汽冷凝和释放潜热的气体/蒸汽沥青界面(腔壁)。沥青从所述热沥青带和从所述沥青界面通过重力排泄。水从所述饱和蒸汽区和从所述沥青界面通过重力排泄。热沥青中和过热蒸汽区中的能量(热)部分用于回流一部分蒸汽。
在一维中，(图4)所述热沥青带表现为尖峰；在二维中，对于均质储层而言，它表现为圆(晕圈)，和；在三维中，它表现为球体。燃烧的燃料和热沥青区中的沥青源是蒸汽波及区中的残留沥青。燃烧包含在蒸汽腔内部。
水/蒸汽是传热的重要因素。与热的不可冷凝气体相比，蒸汽在传热上有两个重要的优点——它因为潜热而含有多得多的能量，并且当它冷凝时，它产生瞬时低压区，帮助吸入更多的蒸汽。
将这些机制纳入考虑，以下问题有可以潜在地降低SAGDOX与SAGD相比的产量：
(1)与SAGD注蒸汽相比，我们直接注入的蒸汽较少
(2)特别是，与SAGD相比，在SAGDOX的饱和蒸汽区中，蒸汽被燃烧气体稀释并且蒸汽偏压降低，降低了温度。沥青界面处较低的温度增加了加热沥青的粘度并降低了排泄速率
(3)不可冷凝气体可阻滞蒸汽通向冷沥青界面
(4)一些热量(蒸汽)将在所产生的气体去除井中从过程中除去(图3)
(5)流型(例如对流)可被不可冷凝气体破坏并损害一致性。
另一方面，对于相同的能量注入，与SAGD相比，SAGDOX产量可因以下因素提高：
(1)除了注入的蒸汽之外，还通过汽化原生水并作为燃烧产物产生额外的蒸汽。
(2)因为燃烧温度(380-800℃)大于饱和蒸汽温度(200-250℃)，平均一部分蒸汽/水将回流。(表6显示需要多少回流才能保持蒸汽存量与SAGD相似)。
(3)除了蒸汽机制之外，热燃烧气体也可向沥青传热。
(4)在燃烧面附近生成热沥青带(图4)，成为蒸汽波及区留下的残留沥青的来源。该沥青可排泄到生产井，增加产量并且它可促进蒸汽回流。
(5)分开控制注氧和燃烧气体去除可改善一致性(或最小化一致性较差的损害)。
(6)作为燃烧产物产生的二氧化碳可溶解到沥青中并降低粘度。
(7)从上至下气体驱动和溶气驱动机制可增加产量。
(8)不可冷凝气体在气腔的顶区处/附近蓄积。这可绝缘所述顶区并减少热损失。
所有这些机制组合的结果难以预料。如果蒸汽传热是主要机制，我们将预期SAGD的每单位注入的能量比SAGDOX有更高的产量。
为了反映这种观点，表2提供了对于相同沥青产量所凭借的方案，SAGDOX的能量与油比率(ETOR)随着氧含量增加(或随着蒸汽含量降低)而增加——从SAGD的1.18MMBTU/bbl增加到SAGDOX(75)的1.623MMBTU/bbl。这种方案本文中用于不同的比较(表)。
4.5SAGDOX井几何结构
图3显示了适合于SAGDOX的简单井结构。SAGD井对(井1和2)是常规的，其中平行的水平井长度为400-1000m并且相隔4-6m。下部的水平井在沥青储层的底部上方2-8m。上部的井是蒸汽注井而下部的水平井是沥青+水生产井。沥青和冷凝蒸汽从蒸汽注井(1)上方形成的蒸汽腔通过重力排泄到下部的井。氧气注井(5)是竖井，它不在井网的末端，但是距末端大约5到20m。射孔区小于50m长。
两个所产生的气体去除井(3和4)在井网侧边界接近水平井对的跟部区域上。所述井在储层顶部附近(顶区下面1至10m)终止。
这种结构使得能够分开控制氧气和蒸汽注入，分开氧气/蒸汽并在储层中混合，氧气封锁在井网中。
如果注氧少和/或储层是“渗漏”的并且可包含或分散一部分不可冷凝气体而不蓄积压力，我们可以不需要任何所产生的气体去除井。图5显示了这样的方案。
如果启动拖延或者如果我们关心在井网体积中保持氧气，我们可在井网的中心附近注入氧气，如图6中井4所示。我们也不一定需要在井网边界处去除所产生的气体。图6显示所产生的气体去除井移近井网的中心。作为替代方案，我们可将气体去除井移到井网边界并且与相邻的井网共用所述井(图7)。
我们还可以将气体去除井移到井网边界的末端，以便与相邻井网共用(图8)。
我们还可以具有双重用途井。图9显示了井网末端(端部)附近的氧气注井(6)，并且中央井(5)起初可作为所产生的气体去除井操作而在所述过程建立之后它可转变为第二氧气注井以便更好的氧气一致性控制。
更好的O2一致性还可以用如图10所示的双O2注井实现。
我们不需要钻新的竖井用于注氧和/或去除所产生的气体。图11显示了封隔物在蒸汽注井(井1)中分隔井端部以供在分开的氧气流中注氧。如果封隔物没有良好密封的话，水平注井的端部可能因腐蚀而损失，后果甚小。
图12显示了另一个封隔物分隔蒸汽注井(井1)竖直上升段的一部分以供去除所产生的气体。这种形式的SAGDOX没有新的SAGDOX井。注氧和去除所产生的气体是小体积应用并且不需要占用很多蒸汽注井容量，尤其是在蒸汽+氧气混合物中氧浓度较低的情况下。
显然，利用图1、3、5、6、7、8、9、10、11、12中显示的井结构的组合的其他几何结构是可能的。
4.6能量效率
我们把EOR能量效率定义为：
E＝[(B-S)/B]x 100
其中E＝能量效率(％)；B＝沥青的燃料值(6MMBTU/bbl)；和S＝地面上用于开采沥青的能量(MMBTU/bbl)
对于SAGD而言；B＝6并且对于85％锅炉效率和10％蒸汽分配损失(75％净效率)而言
E(SAGD)＝[(6-ETOR/.75)/6]x 100
对于我们的SAGD模拟(4.1)来说，我们的平均ETOR＝1.18MMBTU/bbl沥青，因此我们的平均SAGD效率＝73.8％
对于SAGDOX而言，效率计算更复杂。蒸汽组分(ETOR(蒸汽))将类似于SAGD。如果我们假定我们的ASU设备使用390kWh/吨O2(99.5％纯度)而且从燃气联合循环发电设备以55％的效率发电，那么对于在发电厂消耗的每MMBTU气体来说，生产的氧气(在480BTU/SCF下)向储层释放5.191MMBTU的燃烧热。SAGDOX效率如下：
E(SAGDOX)＝([6-(ETOR(蒸汽)/.75)-(ETOR(O2)/5.191)]/6)x 100
表3显示了利用表2的能量消耗的各种SAGDOX过程的效率。以下点值得注意：
(1)SAGDOX在所有情况下都比SAGD更有效。
(2)效率提高随着SAGDOX混合物中氧含量的增加而增加。
(3)SAGD能量损失是26％。SAGDOX的同样损失是6至16％，取决于氧含量。这改善了10至20％或1.6至4.3倍。
(4)如果我们将氧纯度降到95-97％的范围(参见5.2)，从ASU生产氧气需要的能量下降约25％并且SAGDOX效率明显改善(参见表3)。
4.7CO排放
对于SAGD和SAGDOX，我们可预期来自以下来源的CO2排放：
(1)锅炉烟道气—在空气中使用甲烷燃料，我们可预期对于化学计量的燃烧来说，烟道气中的CO2浓度高达12％(v/v)。
(2)所产生的气体—在氧气燃烧下，我们预期所产生的气体主要是CO2，或者有少量氢气。
(3)焚烧—所产生的气体可能(或许)包含一些酸性气组分(例如H2S)。至少，这种气体应该在排出之前焚烧。假定我们使用燃气焚烧炉，我们需要约10％的干气体体积作为焚烧炉燃料。这将增加所产生的气体体积和增加CO2排放。如果我们捕集所产生的气体在储层中进行封存或保留，我们的CO2排放降低两倍——直接通过捕集和间接通过焚烧炉气体节约。
(4)电力使用—我们使用电力从空气中分离氧气。作为间接CO2源，我们可认为CO2与发电有关。我们将假定，作为利用联合循环的燃气发电厂，以总体效率为55％来计算间接CO2排放。
对于SAGD，我们将假定燃气锅炉的效率为85％并且在分配中还有10％蒸汽损失。那么对于输送到储层的每个MMBTU蒸汽，我们需要1.333MMBTU的锅炉气体燃料或1333SCF/MMBTU的CO2排放或0.070吨CO2/MMBTU。
利用我们前面的SAGDOX化学(4.3)，我们的CO2产生由于储层中燃烧所致的是.9302SCF/SCF O2或1937.9SCF/MMBTU，或者0.1018吨CO2/MMBTU。
如果我们还焚烧我们的所产生的气体，那么我们的增量CO2排放又是213SCF/MMBTU(O2)。
我们总的直接CO2排放是2151SCF/MMBTU(O2)或.1130吨/MMBTU(O2)。我们还有来自用于制造O2的电力的间接CO2。如果我们假定95-97％O2纯度，那么我们的电力耗费是292.5kWh/吨O2。如果我们假定55％效率的联合循环设备，我们的CO2排放是145SCFCO2/MMBTU(O2)或0.0076吨CO2/MMBTU(O2)。
表4显示了对于SAGD和不同形式的SAGDOX的预期CO2排放。表5显示了如果所述纯CO2流被现场捕集或封存的话，预期的CO2排放。以下意见值得注意：
(1)如果我们利用最坏情况假设——所有燃烧气体被生产和焚烧并且我们计算来自用电的间接CO2——那么最少的CO2排放是来自SAGD，而SAGDOX排放从SAGD的142到234％变化。
(2)如果我们不包括间接CO2，SAGD仍然是最低的，而SAGDOX从SAGD的136到219％变化。
(3)如果我们捕集和封存来自SAGDOX的“纯”CO2排气并且退出相关的焚烧CO2增量，则SAGDOX是最低的CO2排放者，为SAGD排放的19到58％。
(4)伴捕集的最低排放者是SAGDOX(75)，是SAGD CO2排放的19％。
4.8SAGDOX水的使用/产生
SAGDOX直接用水作为注入的蒸汽，但是它还从2个来源直接产生水——作为燃烧产物产生的水和在燃烧波及区中蒸发的原生水。我们的净燃烧化学(4.3)是：
CH0.5+1.075O2→1.0CO2+0.15H2O+热量
其中CH0.5是焦炭的简式，产生的氢来自燃烧区下游的转移反应(由过量蒸汽促进)。燃烧产水是0.140SCF/SCF O2或.0351bbl/MMBTU(O2)。
如果我们的储层有80％初始沥青饱和度，则原生水占孔隙空间的20％。在有15到20％残留沥青的蒸汽波及区中，开采的每bbl沥青我们的原生水是0.308到0.333bbl/bbl沥青。假定所有原生水被燃烧调动，我们将产生0.31到0.33bbl水/bbl沥青。表6显示了SAGDOX产水，假定蒸汽波及区中20％残留沥青并且所有注入的蒸汽作为水产生。
根据注入蒸汽的百分比，SAGDOX产生20到260％的过量水(对于注入的蒸汽过量)。SAGDOX蒸汽发生器应该不需要补充的水。
4.9能量注入度
SAGD蒸汽(能量)注入通常受储层的目标压力控制(即，我们可增加蒸汽注入速率直到我们达到目标压力)。如果储层没有“渗漏”并且我们可将压力增加到超过最初天然储层压力的话，这可能奏效。但是，如果我们有“渗漏”储层或甚至如果我们有内含的腔，那么我们的注入速率可能受到我们生产井中的液压效应限制。水平生产井中的沥青和水流动不能产生压降，所述压降引起蒸汽/水界面倾斜并且淹没蒸汽注井的端部或让气体/蒸汽进入生产井的跟部附近(图13)。这可对SAGD的能量注入度(蒸汽)产生根本的限制。根据实际的井几何结构和储层特性，这种限制可能取代我们的压力目标限制。
SAGDOX可具有相同的行为。所述方法仍然在下部的水平井中产生沥青和水混合物。但是，因为注入的能量的相当一部分是由于氧气，它与蒸汽相比产生的水很少，所以改变了能量注入的限制。此外，如果我们具有分开的井去除所产生的气体(例如图3)，那么我们可通过所产生的气体去除速率来控制压力。因此，如果我们的能量注入度被生产井中的流体流动限制的话，表10显示了潜在的沥青产量增加，假定生产井中流体流动速率不变。对于我们的优选氧浓度范围(5至50％(v/v))，额外的沥青产量潜力从21到148％变化。我们的优选情形(SAGDOX(35))可超过两倍沥青产量。
4.10井网延伸
如同以前的论述，SAGD的蒸汽(能量)注入度可受两个因素之一的限制——储层中的压力或生产井的液压限。如果生产井中的压降是限制因素，并且如果我们将SAGD转变为SAGDOX，我们可增加能量注入度，因为注入SAGDOX的每单位能量在生产井中比SAGD产生较少的水和较少的流体。
如果储层压力是限制因素，我们不能增加我们的水平生产井每单位长度的能量注入度，但是我们肯定可以在不碰到液压限下增加生产井的长度，并且我们因此还可以增加沥青产量和增加储量(通过增加井网大小)。
以上所述是平衡行动。SAGD操作者安排5m的井距，这对于正常管道尺寸设定了对于沥青生产速率约1000bbl/天时在大约1000m井长度上的液压限。转变到SAGDOX将降低水的产生并在相同的液压限下允许可能的井延长(或更长的初始井长度)。表7显示了在我们的SAGDOX情况中沥青和水的估算生产体积。以下点值得注意：
(1)对于相同的沥青产量，随着注氧增加，所产生的流体体积从SAGD的100％下降到SAGDOX(75)的35％。
(2)我们的优选情况SAGDOX(35)具有SAGD流体体积的46％。
(3)产生的流体中的含沥青量从SAGD的23％上升到SAGDOX(75)的57％。
因此，如果我们打算操作SAGDOX并且如果压力是我们的注入度限制的话，我们可以钻更长的水平井并且达到更高的产量和储量。表10显示，对于每个我们的SAGDOX例与SAGD相比，每单位沥青产量预期的生产体积(水+沥青)。有2个竞争性因素将决定生产井中的压降：
(1)随着蒸汽中氧含量增加，生产体积降低，即使包括原生水生产和通过燃烧直接产生的水。随着我们从SAGDOX(5)进展到SAGDOX(50)混合物，与SAGD相比，产生水+沥青体积减少18到60％。本身，这可以显著减少生产井中的压降并且如果希望的话，使井长度能够延长。压降是体积生产量的强函数(比线性关系更强得多)。
(2)随着我们进展到更高的氧含量，生产井中的含油量增加。对于SAGD，预期含油量是23％。对于SAGDOX，含油量从SAGDOX(5)的28％增加到SAGDOX(50)的57％(表10)。对于水连续乳液(水包油乳液)而言，这应该对压降没有剧烈的作用，但是它将增加本体粘度。水连续乳液可以稳定直到约80％含油量，因此我们可以预期所有的SAGDOX情况都表现出低粘度流动。
我们的预期是第一种效应(1)将占优势，而且我们预期SAGDOX情况在生产井的水平段比SAGD的相等井长度具有低得多的压降。因此，对于相同尺寸的管道，如果我们转变成SAGDOX的话，我们可以延长SAGD井网相当的距离。
4.11多井网选项
如果我们将SAGDOX应用于成熟SAGD工程的话，相邻井网是连通的。我们可以通过利用中央蒸汽注井用于注氧(图15)并在相邻井网的边界上布置所产生的气体去除井，来利用它。这将SAGDOX增加的井减少到每个井网小于1.0。
显然，对于井网之间已经建立连通的成熟SAGD井网而言，利用图3、5、6、7、8、9、10、11、12、14和15中表现的原理，其他几何结构是可能的。
4.12SAGDOX的区别性特征
(1)适用于沥青(不是重油)。
(2)避开了SAGD的液压限。
(3)在蒸汽和O2中有优选的O2浓度范围。
(4)分开地注入蒸汽和氧气。
(5)具有优选的O2纯度范围(95到99.9％)。
(6)用于去除不可冷凝气体的单独的井。
(7)启动燃烧组分的程序。
(8)控制/操作SAGDOX的程序。
(9)渐缩的注氧策略。
(10)专门提出的SAGDOX井几何结构。
(11)开采蒸汽和氧气的优选方式。
(12)与SAGD相比效率更高。
(13)与SAGD相比CO2排放降低(伴一部分CO2捕集)。
(14)与SAGD相比用水减少。
(15)单独(或分隔的)氧气注井，有限制的储层暴露(高通量率)。
(16)可加入到现有的SAGD。
(17)认识到蒸汽/氧气协同作用。
(18)与SAGD相比，对于注入的相同能量而言，SAGDOX产生的流体较少；这可允许更高的能量注入速率或加长的井网。前者将加快沥青生产；后者将加快生产和增加储量。
5.优选实施方式
5.1沥青
沥青和重油之间的差异是本发明的重要区别。沥青在储层中是基本不动的。大部分沥青储层没有初始气体注入度，因此在没有预先蒸汽加热和移动沥青以产生一定气体注入度的情况下，很难(不可能)用燃烧组分启动EOR过程。SAGD可实现这个目标。
虽然，原则上SAGDOX可对重油储层(其中有一定初始气体注入度)起作用，但优选的是沥青储层，在这种情况下利用SAGD方法启动SAGDOX。
出于本文件的意图，我们将定义“沥青”为比重≤10API和原地粘度≤1百万厘泊。重油则定义为10和20API之间和1百万厘泊。
5.2单独注氧
已有建议利用常规SAGD几何结构的EOR可以在氧气+蒸汽混合物取代蒸汽下进行(Yang(2009)；Pfefferle(2008))。出于两个原因，这不是个好主意：
(1)氧气与蒸汽相比，它的有效性不同。蒸汽不管通量率如何低或不管浓度如何低，都具有积极的效果(增加热量)。氧气要引发和维持所希望的HTO燃烧，有最低的通量率(图25)。这种最低的速率预计取决于储层流体的性质、储层的性质和储层的条件。如果氧气通量过低，则氧气将未经使用就窜到所产生的气体去除井或生产井或留在储层中，或者氧气将引发不期望的LTO反应。如果氧气与蒸汽混合并注入长水平井(500到1000m)，则氧气通量在长距离上被分散/稀释。即使平均氧气通量适合引发和维持HTO燃烧，但储层中的不均匀性可导致局部通量率低于所需要的最小值。
(2)氧气和蒸汽混合物非常有腐蚀性，特别是对碳钢。常规SAGD蒸汽注井的冶金不能承受换到蒸汽和氧气混合物而不发生可(迅速)危害井完整性的显著腐蚀。腐蚀已经被引为使用富氧空气或氧气的ISC工程的问题之一(Sarathi(1999))。
针对这些问题的SAGDOX优选实施方式是在分开的井中注入氧气和蒸汽以最小化腐蚀。第二，注井(单独的竖井或水平井的分隔部分)应该具有约50m的最大射孔区(或有割缝衬管的区)，以便氧气通量率可最大化。这方面请参考3A、3B、3C和3D。
5.3氧浓度范围
蒸汽/氧气注入混合物中的氧浓度是定量氧水平和标识SAGDOX过程的便利方式(例如SAGDOX(35)是混合物中具有35％氧气的方法)。但是，实际上我们预期将氧气和蒸汽作为分开的气流注入，没有任何在储层中混合或者平均或实际的原地气体浓度的真实预期。与其控制“浓度”，倒不如在实践中我们将控制氧气/蒸汽(或反之)的流量比。因此SAGDOX(35)将是其中氧气/蒸汽的流量比是0.5385(v/v)的SAGDOX过程。
用以下推理，我们的SAGDOX优选范围具有最低和最大氧气/蒸汽比：
(1)我们的最低氧气/蒸汽比是0.05(v/v)(氧浓度约5％)。低于此我们开始得到如下问题的增多：
i.HTO燃烧开始变得不稳定。它变得更难以达到维持HTO的最低氧气通量率，特别是对于燃烧面远离注井的成熟SAGDOX过程。
ii.它还变得难以汽化和调动全部原生水。
(2)我们的最大氧气/蒸汽比是1.00(v/v)(氧浓度为50.0％(v/v))。超过这个限度我们开始得到以下问题：
iii.储层中维持蒸汽存量的回流速率超过总蒸汽的70％(表2)。这在实践中可能难以达到。
iv.通过氧化消耗的净沥青(“焦炭”)燃料开始超过遗留在SAGD蒸汽波及区中的残留燃料。因此与SAGD相比，SAGDOX(50+)可能具有较低的采收率和储量。
v.超过这个限度，它变得难以(不可能)从一体化的ASU:热电联产设备生产蒸汽和氧气。
因此氧气/蒸汽比的优选范围是0.05至1.00(v/v)，相当于混合物中5至50％(v/v)氧气的浓度范围。单独的经济研究显示，混合物中氧气/蒸汽比的优选范围是约0.4至0.7(v/v)或平均浓度约35％(v/v)氧气。SAGDOX(35)是我们的优选情况。
5.4渐缩的氧气策略
作为将能量(热量)注入沥青储层中的方式，氧气比蒸汽更成本有效。输送每单位热量，总氧气成本(包括资本费用)是等量蒸汽成本的约三分之一。因此，至少最终，对于最大化我们SAGDOX气体混合物中的氧浓度有经济诱因。此外，随着SAGDOX过程成熟，燃烧面将进一步远离氧气注井移动。在3-D中，所述燃烧面将呈现为不断膨大的球。为了在球表面维持氧气通量率，我们可能需要增加氧气速率来维持HTO反应。
但是，接近开始，出于安全原因我们可能希望最小化氧气速率。此外，在早期的SAGDOX运行中，注氧可产生回压(注入度)约束，聚集不可冷凝的燃烧气体。
因此，出于至少几个原因，以低氧浓度(>5(v/v)％)开始并且随着所述工程成熟浓度逐渐上升(<50(v/v)％)来进行SAGDOX过程，有合理的基础。
对于预期无限期地持续(>一周)的运行，我们的氧水平应该在规定的(优选的)范围内。但是，在逐渐减慢的运行阶段(接近经济极限)，我们可利用储层中现有的蒸汽存量，通过关闭注蒸汽并且继续注氧直到当每桶所生产的沥青的氧气成本＝沥青收益时，我们达到了更有利的经济极限。
5.5氧纯度
低温空气分离装置(ASU)可产生纯度从约95至99.9(v/v)％氧浓度变化的氧气。高端(99.0-99.9％)纯度产生化学级氧气。所述纯度范围的下端(95-97％)每单位所产生的氧气消耗的能量(电)少约25％(Praxair，(2010))。“污染”气体主要是氩气。氩气和氧气的沸点接近，因此低温分离变得困难且昂贵，如果空气中的氩气和氮气保持不分离，所得的混合物是95.7％“纯”的氧气(参见表8)。
对于EOR而言，氩气是惰性气体，对该过程应该没有影响。
氧纯度范围是95至99.5％(v/v)纯度。
优选的氧浓度是95-97％纯度(即在ASU运行中消耗的能量最少)。
5.6氧气/蒸汽生产
SAGDOX的氧气和蒸汽可在分开的蒸汽发生器(锅炉)和ASU设施中产生。蒸汽发生器(锅炉)需要燃料——通常是天然气——并且ASU需要电力来运行。作为分开生产的替代方案，我们可整合蒸汽发生和氧气生产。热电联产(cogen)设备可产生蒸汽和电力，蒸汽用于SAGDOX蒸汽且电力用于ASU氧气生产。净效应是利用天然气产生SAGDOX需要的蒸汽和氧气体积。一体化的热电联产:ASU设备的优点是降低成本、改善能量效率、改善可靠性(与电网购买电力相比)和减少地面占用空间(footprint)。图16A是用于SAGDOX过程的一体化的ASU&COGEN的示意图。
为了分析所述一体化的系统的适用性，我们将做以下假设：
(1)所述热电联产设备有20％能量浪费，输入的天然气80％转化为蒸汽或电力。
(2)在分配到井口中有10％蒸汽损失。
(3)我们有两种氧气情况涉及ASU设备的设计——99.5％纯度的氧气，使用390kWh(电)/吨O2；和95至97％纯度的氧气，使用292.5kWh(电)/吨O2。
(4)储层中的氧气放热是480BTU/SCF(Butler，(1991))。
(5)蒸汽放热(或净蒸汽释放)是1000BTU/lb。
利用这些假设，我们可计算热电联产的总气体需求量(MMBTU/bbl沥青)和热电联产能量输入中产生电力的分数(即燃气轮机的效率)。图16显示氧纯度范围在约95至99.5％之间的这种曲线。
如果我们考虑到传统的燃气轮机效率从约20-45％变化，我们的相关SAGDOX气体氧浓度范围从约20至50％。这个范围与氧纯度几乎无关(图16)。
因此，如果我们希望通过从一体化的热电联产&ASU设备生产SAGDOX气体混合物来降低成本和最大化效率，我们的优选SAGDOX气体混合物是在蒸汽/氧气混合物中氧气在20和50％(v/v)之间。
我们优选的SAGDOX(35)符合这个范围的中间值。
5.7SAGDOX操作
为了利用图3、5、6、7、8、9、10、11、12、14或15中显示的结构之一开始SAGDOX，我们需要满足以下标准：
(1)当首先注入氧气时，注入点(完井)在蒸汽波及区附近或内部，因此我们可以最小化所述井处/附近的温度，消耗在只有蒸汽的方法中原本将生产不出的沥青，并且我们具有良好的气体注入度。
(2)注入点需要预热到约200℃，因此氧气将自发与残留燃料反应(“自燃”)。
(3)我们分别控制氧气和蒸汽注入。
(4)SAGD和SAGDOX之间的启动时间最小化。
(5)在所有井之间、或至少一个氧气注井、一个所产生的气体去除井和水平井对之间建立连通。蒸汽流通或蒸汽注入用于SAGDOX竖井。
(6)氧气通量率高得足以引发和维持HTO原地燃烧。
如果我们满足了上述标准，我们就如下启动SAGDOX：
1)在与SAGD相同的能量速率下开始氧气并减少蒸汽以达到禁止氧浓度(参见表1)。
2)一会儿之后，或随着储层压力接近目标压力，部分打开一个(或多个)所产生的气体(PG)去除井以除去不可冷凝的燃烧气体和控制P。
3)如果我们有分开的/多个PG井(即图3、7、9、10、11、14、15)，我们可调节PG去除速率以改善/优化O2一致性。
4)在PG去除井气体中氧气应该没有/很少。如果有，所述井应该回填或关闭。
5)在水平生产井流体中不可冷凝气体(CO2，CO，O2...)应该没有/很少。如果有，应该减慢生产速率和/或调节氧气一致性和/或增加PG去除速率。
对于稳态SAGDOX操作而言，我们需要监测以下各项：
(1)PG去除井中的P、T、气体浓度和蒸汽含量。
(2)注蒸汽的P和速率。
(3)注氧的P和速率(还有氧纯度)。
(4)水平生产井中的T、水、沥青、P、流体速率和蒸汽/气体浓度。
优选的稳态操作策略包括以下：
(1)调节蒸汽和氧气速率以满足能量注入和氧气/蒸汽目标。
(2)调节PG去除井速率以控制井网压力并控制/优化氧气一致性。
(3)调节水平井生产速率用于汽阱控制，假定井周围区域在储层压力下是蒸汽饱和的(即汽阻温度控制)。
这些监测的测量结果可用于调节操作目标和优化波及/一致性。
6.SAGDOX独特性
对SAGDOX注入气体的优选氧浓度范围应该有限度。在低端(5％(v/v)氧气)时，原地燃烧的稳定性没有广泛研究也没有报告。也没有报告由于蒸汽“帮助”(参见(2))，低端浓度低于用相同氮气量稀释的氧气。在高端(50％(v/v)氧气)时，所述限度由于作为残留沥青或从一体化的ASU:热电联产设备生产的燃料可利用性而在文献中没有，它们也不是显而易见的。
氧气和蒸汽的协同效益没有被充分认识。氧气通过如下帮助蒸汽：
i.通过在氧气中输送能量，直接减少了地面蒸汽需求量。
ii.通过氧气热经由烃氧化、原生水汽化和水/蒸汽的回流而生成额外蒸汽。
iii.这改善了总体能量效率(参见4.6)。
iv.不可冷凝的燃烧气体迁移到产层顶部并绝缘所述顶区以减少热损失。
v.不可冷凝气体可增加气(蒸汽)腔的侧向生长速率。
vi.因为SAGDOX混合物成本低于纯蒸汽，对于相同的能量含量而言，生产可延伸超过SAGD经济极限并增加最终采收率。
vii.如果储层中保留一些CO2的话，与SAGD相比可减少CO2排放。
蒸汽也可以通过如下帮助氧气/燃烧：
i.蒸汽预热储层，使得氧气将自燃以启动燃烧。
ii.燃烧区附近，蒸汽可添加OH和H基团以改善和稳定燃烧反应(与无烟火炬技术相似)(参见Kerr(1975))。
iii.添加(和生成)的蒸汽是有效传热流体，将热运送到冷沥青界面。这可改善EOR产量。
iv.蒸汽刺激增加燃烧完全性(更多CO2，较少CO)。
v.蒸汽促进HTO超过LTO燃烧。低温氧化(LTO)可产生造成乳液和处理问题的酸。LTO消耗每单位O2释放的热量也少于HTO。
(3)氧气比空气更有效。在空气中，氧气被在储层中无益的氮气稀释。虽然压缩空气可能没有氧气昂贵，但如果所产生的气体在排放之前必须进行处理(例如焚烧)的话，空气的总成本可以容易地超过氧气成本。
(4)SAGDOX的井结构是独特的。
(5)SAGDOX可具有比SAGD更高的能量注入度。
(6)SAGDOX可产生比SAGD更长的水平井(即更大的井网)。
(7)没有人提议/考虑过一体化的ASU/热电联产设备来制造SAGDOX气体。
(8)其他人考虑过使用蒸汽和氧气“混合物”(Yang(2009)，Pfefferle(2008))，但是提出的方案不能奏效，因为：
i.没有提供所产生的气体去除井(二者)。
ii.没有关心如果使用蒸汽和氧气混合物时的腐蚀(二者)。
iii.没有提供与SAGDOX相似的具体氧浓度范围(二者)。
iv.没有在腔壁处燃烧(Pfefferle(2008))。
v.没有通过增加氧浓度来控制氧化温度(Pfefferle(2008))。
vi.没有提供集中的高通量注氧(二者)。
vii.没有特别针对沥青(二者)。
表1
SAGDOX注入气体
其中：
(1)蒸汽热值＝1000BTU/lb
(2)O2热/燃烧值＝480BTU/SCF O2
(3)SAGD＝纯蒸汽
表2
SAGD产量/气体注入
其中：
(1)SAGDOX(5)-在蒸汽和氧气混合物中5％(v/v)O2。
(2)ETOR(O2)-由于O2燃烧引起的储层热。
(3)480BTU/SCF O2；1000BTU/lb蒸汽。
(4)条目是基于SAGD模拟的平均性能。
(5)假定全部有相同的产量(SAGD)。
(6)总ETOR基于SAGDOX中O2含量在SAGD和对SAGDOX(75)而言的1.375xSAGD之间按比例分配。
表3
SAGDOX能量效率
其中：
(1)ETOR取自表2。
(2)能量效率在文本中定义。
(3)99.5％纯度O2使用390kWh/吨O2
(4)95-97％纯度O2使用292.5kWh/吨
表4
SAGDOX CO2排放
其中：
(1)ETOR来自表2。
(2)假定所有所产生的气体都用10％气体体积的燃料用量焚烧并排放燃料气体(没有封存/留存)。
(3)锅炉CO2排放＝1333SCF/MMBTU(蒸汽)，在储层中。
(4)焚烧炉CO2＝213SCF/MMBTU(O2)，在储层中。
(5)燃烧CO2＝1938SCF/MMBTU(O2)，在储层中。
(6)间接发电(IndElect.)CO2＝144.5SCF/MBTU(O2)，在储层中。
表5
伴封存的SAGDOX CO2排放
其中：
(1)如果捕集和封存纯CO2，则不需要焚烧燃料。
(2)其他假设参见表4。
表6
SAGDOX水生成
其中：
(1)％额外水＝与蒸汽冷凝水相比的％过量。
(2)蒸汽为1000BTU/lb。
(3)无回流
(4)与沥青相关的所有原生水被生产出来。
(5)所有注入的蒸汽作为蒸汽冷凝水被生产出来。
(6)ETOR根据表2。
表7
SAGDOX所产生的流体体积
其中：
(1)ETOR(MMBTU/bbl沥青)根据表2。
(2)假定在稳态中没有净回流。
(3)所有原生水被生产出来。
(4)所有燃烧水被生产出来。
(5)SAGD＝100％蒸汽。
表8
空气组成(干基)
％(v/v)
N2 78.084
O2 20.946
CO2 0.033
Ar 0.934
其它 0.003
总计 100.000
其中：
(1)来源-'Handbook of Chemistry and Physics'第58版，1977-79.
(2)“其它”包括Ne、He、Kr、Xe、H2、CH4、N2O。
表9
储层中SAGDOX蒸汽用量(存量)
其中：
(1)ETOR根据表2。
(2)砂层表面蒸汽＝0.7x井口蒸汽(反映井下损失)。
(3)蒸汽波及区中的所有原生水都蒸发为蒸汽。
(4)假定80％的初始沥青饱和度和20％残留沥青。
(5)燃烧蒸汽根据4.3。
(6)回流蒸汽＝插入同一总蒸汽用量。
(7)回流％＝总蒸汽的％。
表10
SAGDOX潜在产量(能量注入)增加
其中：
(1)假定所有原生水和燃烧水都冷凝并在水平生产井中产出。
(2)ETOR取自表2。
(3)原生水和燃烧水根据表7.
表11
蒸汽辅助重力泄油(SAGD)艾伯塔工程
公司 项目 规模(mbopd)) 生产时间
ConocoPhillips Surmount 100 2006-2012
Total Joslyn 45 2010
Devon Jackfish 35 2008
Encana Christina Lake 18 20008
Encana Foster Creek 40-60 现在
Husky Sunrise 50-200 2008-
Husky Tucker Lake 30 2006
JACOS Hangingstone 10 现在
MEG Energy Christina Lake 25 2008
North American Kai Kos Dehseh 10 2008
Petro Canada MacKay River 30-74 现在-2010
OPTI/Nexen Long Lake 72 2007
Suncor Firebag 1&2 70 现在
(CHOA，2007年6月)
以上总能力＝530-744KBD
表12
世界现行的ISC项目(1999)
(Sarathi(1999))
因此对本发明的实施方式在不背离其范围的情况下可以做出许多改变。要考虑到，本文中包含的全部内容应被认为是说明本发明的而没有限制意义。

Claims (34)

1.一种伴加氧的蒸气辅助重力泄油方法，所述方法包括：
在烃储层中建立水平生产井；
将在第一流中的含氧气体通过第一注井和将在与所述第一流分开的第二流中的蒸汽通过第二注井、但同时且连续地注入所述烃储层中以使加热的烃和水通过重力排泄到水平生产井；
当注入所述含氧气体和所述蒸汽时，将氧气/蒸汽注入气体的比率保持在0.05到1.00(v/v)；和
从烃储层去除不可冷凝的燃烧气体以避免所述烃储层中不合需要的压力，其中所述不可冷凝的燃烧气体从至少一个单独的排气井中去除。
2.权利要求1所述的方法，其中所述蒸汽通过水平注井注入所述烃储层中，所述水平注井位于所述水平生产井上方4到10米，其中所述水平注井和所述水平生产井彼此平行且长度基本上相同。
3.权利要求1所述的方法，其还包括：
将注氧和排气竖井建在所述烃储层中。
4.权利要求3所述的方法，其中所述注氧和排气竖井包括油管柱，所述油管柱插入水平注井内贴近所述水平注井的竖段，并且其中封隔器隔开注氧和排气口中的一者或二者。
5.权利要求1所述的方法，其中所述含氧气体具有95至99.9％(v/v)的氧含量。
6.权利要求1所述的方法，其中所述含氧气体是富氧空气，其中所述富氧空气的氧含量为22至95％(v/v)。
7.权利要求1所述的方法，其中所述含氧气体具有95至97％(v/v)的氧含量。
8.权利要求1所述的方法，其中所述含氧气体是空气。
9.权利要求1所述的方法，其还包括：
在所述烃储层内且贴近所述生产井的一部分的氧接触区，其中所述氧接触区长度小于50米。
10.权利要求2所述的方法，其中所述水平生产井和水平注井是现有SAGD采收方法的一部分，并且所述方法还包括：
在现有SAGD采收方法中建立所述生产井和排气井。
11.权利要求1所述的方法，其还包括：
在现有SAGD过程中运行水平井对；
在增加的SAGDOX井中流通蒸汽直到全部所述增加的SAGDOX井都连通为止；并且
在全部所述增加的SAGDOX井都连通之后，开始注氧和去除排气。
12.权利要求1所述的方法，其还包括：
在所述水平生产井、水平注井、注氧井和排气井中流通蒸汽，直到所述水平生产井、水平注井、注氧井和排气井连通为止；和
在所述水平生产井、水平注井、注氧井和排气井连通之后，开始注氧和去除排气。
13.权利要求1所述的方法，其还包括以下的一者或二者：
i.调节含氧气体和蒸汽以达到预定的氧气/蒸汽比和能量注入率目标；和
ii.控制沥青和水生产速率以达到汽阻温度目标。
14.权利要求1所述的方法，其中所述氧气/蒸汽注入气体的比率为0.4至0.7(v/v)。
15.权利要求2所述的方法，其还包括：在现有的SAGD设计中，伸长水平井长度。
16.权利要求15所述的方法，其中所述水平生产井长度延伸超过1000米。
17.权利要求1所述的方法，其还包括：
将相邻井网连通的成熟SAGD工程转变成利用3个相邻井网的SAGDOX工程，其中中央井网的蒸汽注井转变成氧气注井并且其中边缘井网的注井继续用作蒸汽注井。
18.权利要求1所述的方法，其中所述氧气/蒸汽注入气体的比率为0.25至1.00(v/v)，并且其中所述含氧气体和所述蒸汽由一体化的ASU:热电联产设备分开地生产。
19.权利要求1所述的方法，其中所述方法还包括以下的一项或多项：
i.氧气/蒸汽注入气体的比率为0.4至0.7(v/v)；
ii.所述含氧气体含有95至97％(v/v)的氧；
iii.所述蒸汽和所述含氧气体在一体化的ASU:热电联产设备中产生；或
iv.所述烃储层含有与注氧井的一部分贴近的氧气接触区，其中所述氧气接触区的长度小于50米。
20.权利要求19所述的方法，其中所述注氧井接触不超过50米的烃储层。
21.权利要求20所述的方法，其中所述蒸汽向所述烃储层提供能量并且含氧气体通过燃烧在所述烃储层中包含的沥青来提供能量。
22.权利要求21所述的方法，其中控制所述沥青的燃烧以产生最小量的活蒸汽、不可冷凝的燃烧气体和未用的氧气中的一者或多者。
23.权利要求21所述的方法，其中所述沥青的燃烧还产生以下的一者或多者：
残留沥青和原生水基本为零的燃烧波及区；
燃烧面；
加热的沥青带；
过热蒸汽区；
饱和蒸汽区；
燃烧气体；
二氧化碳；和
气体/蒸汽沥青界面，在其中所述蒸汽冷凝并释放潜热。
24.权利要求23所述的方法，其中所述加热的沥青从所述气体/蒸汽界面和所述加热的沥青带通过重力排泄，并且其中水从所述饱和蒸 汽区和所述气体/蒸汽界面通过重力排泄，并且其中来自所述加热的沥青带和所述过热蒸汽区的热用于回流一部分蒸汽。
25.权利要求24所述的方法，其中所述蒸汽波及区为所述加热的沥青带和所述沥青的燃烧提供沥青源，并且其中所述沥青的燃烧基本上包含在蒸汽腔内部。
26.权利要求23所述的方法，其中热燃烧气体向所述加热的沥青带和蒸汽机制传送热。
27.权利要求23所述的方法，其中所述二氧化碳溶解到所述沥青中并降低所述沥青的粘度。
28.权利要求1所述的方法，其中所述含氧气体含有95至97％(v/v)的氧。
29.权利要求23所述的方法，其中所述蒸汽进一步通过所述沥青的燃烧和在燃烧波及区蒸发的原生水供应。
30.权利要求1所述的方法，其中所述氧气/蒸汽注入气体的比率是1.00(v/v)，并且其中所述含氧气体的氧浓度为50.0％。
31.权利要求21所述的方法，其中随着所述沥青的燃烧移动得更远离氧气注井，需要更大量的氧。
32.权利要求1所述的方法，其还包括：保持含氧气体和蒸汽的气体混合物含有20和50％(v/v)之间的氧。
33.权利要求32所述的方法，其中所述气体混合物含有35％(v/v)氧气。
34.权利要求9所述的方法，其中所述氧接触区被预热到200℃。
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