相态研究

相态研究（共5篇）

相态研究 篇1

一、凝析气藏概述

凝析气藏是介于油藏和气藏之间的一种气藏。我们在天然气和石油的勘探工作中会发现:在地下深处的烃类气体本来是处于高温高压的环境中, 经过施工开采到达地面后, 地面的温度和压力相对于地下有很大降低, 烃类气体就会凝结出液态石油, 这就是我们所说的凝析油和凝析气藏。

1. 凝析气藏特征

凝析气藏的埋藏很深, 一般处于1500米以上, 而且处于高温高压的环境中。其组合成分中9成以上是甲烷、乙烷和丙烷。根据凝析油含量的不同, 一般分为低含凝析油、中等含凝析油、高含凝析油和特高含凝析油的凝析气藏。

2. 凝析气藏的开发

凝析气藏开发难度大, 与一般油气藏相比, 凝析油气臧难度更大。其在开发过程中伴随着复杂的相态变化和反凝析现象。

二、凝析气藏地层流体的相态研究:

随着社会的发展, 我们对油气等能源需求越来越大。地下深层凝析气藏的开发与利用更加显得重要了。随着勘探技术的不断进步, 今后会有越来越多的凝析气藏出现。我们开展凝析气藏地层流体的相态研究, 是为了更合理, 更科学的开发这些凝析气藏。根据凝析气藏的特点, 我们要研究地面取样、配样等方法。研究凝析气臧地层流体的相态。凝析气藏与一般气油田性质差别较大, 其液体相态占成分比例很小, 我们采取的设备的方法与一般气油田是不一样的。在计量技术上要能够精确计算这部分的少量液态相的量。凝析气相态研究只要内容有:凝析气藏的取样和配样的研究、如何分离油、气体以及其组织成分的研究、恒温下的P-V关系研究、采集率的研究等。

三、凝析气藏地层流体的相态研究方法

在凝析气藏的开发过程中, 我们知道凝析气藏的开发和研究比一般气藏复杂的多。随着压力、温度等因素的变化, 凝析气藏在流动过程中伴随这相态的变化。如何监测气组织成分的实时变化, 定期取样分析其组织成分显得非常重要。

1. 相态特征确定

根据凝析气藏流体相态确定油、气藏类型。汽油比例450-1500立方/1立方时, 要运用相态研究方法确定是油藏还是气藏, 油含量少于50千克/立方时, 要区别是凝析气藏还是湿气气藏, 然后再确定其油气贫富性质。确定凝析气藏开发过程中的相态变化, 组织成分变化, 确定凝析气藏开发过程中, 各组织成分产量以及随着压力、温度变化的变化, 确定地面油气分离的最佳条件, 提高其他成分的回收率。

2. 早期取样注意事项

要在勘探前, 取得性质处于原始状态的具有代表性的样品;适当选择地下储层中不同埋藏深度和位子进行取样研究;选择的取样井, 要求井的结构完整, 干净, 无污染物;在取样运送到实验室过程中, 要采取好防护措施, 防止样品的走样, 保障其合格性。最后要编写取样报告, 内容包括:井的情况、仪表设备情况、流程、取样具体位子描述、测试和取样记录、现场取样质量分析说明;

3. 凝析气藏相态研究计算方式

利用现有的先进科技和技术, 确保计算结果的正确性, 在确定所有数据可靠的前提下, 进行PVT实验数据计算。不同状态方程软件包, 要调整不同的参数, 最常用的是调整相对分子质量、密度等参数。在有些情况下, 可以对组成进行少量调整。在凝析气开发过程中, 主要运用P-T相图来描述油气的相态, 相图虽然能够直观给予各相态变化, 由于受到工作温度、压力等因素的限制, 还不能得到完整的相图和全部的参数。我们通过流体相平衡物理平衡方程和热力学平衡方程以及状态方程的开发和应用来描述、预测凝析气藏相态特征和变化规律。首先计算出温度、压力、偏心因子等参数和压力, 在对照实验室数据进行调整。分别计算在地下压力值不同的情况下的相对体积, 并作出相应的关系曲线图。分别计算在不同底层压力下反凝析油损失、采出流体的组织成分变化、地层剩余流体组织成分的变化以及相关参数等。

4. 凝析气藏相态研究计算相关软件

A相图计算:通过观察流体在不同压力和温度下的性质变化, 判断其类型。还可以用于凝析气藏开发阶段, 为开发方式的选择, 相关工作流程制度的制定提供依据;

B恢复相图计算:根据动态相图的运行特点, 估算出相图, 用于气藏储量计算

C动态相图计算:预测气藏在不同压力下地面采出流体相图、剩余流体相图变化等

D常温分离计算:预测气藏在不同地层压力下的凝析油产量。可用于评价产量变化, 优选分离器等工作;低温分离计算, 计算不同地层压力下常温分离器分离出的气相组成油气比例, 用于评价和选择分离器制度

总结

流体相态研究是凝析气藏开发过程中的一项重要工作。通过科学合理的计算方式和方法提高对凝析气藏相态的研究水平, 把研究的成果在实际开发中运用, 预测气藏储量, 为气藏的开发提供支持和帮助。

摘要：凝析气藏是具有很高经济价值的特殊类型气藏。流体相态的研究在该类气藏的开发过程中非常重要。本文介绍了流体相态研究在凝析气藏开发过程中的作用以及影响凝析气相态的几种因素。

关键词：凝析气藏,流体相态,毛细凝聚,润湿性,有机固相沉积

参考文献

[1]张家良.凝析气藏流体样品恢复方法及应用.天然气地球科学.2005.

[2]郭平;李中春.凝析气藏地层流体相态研究.天然气工业.1999.

[3]钟太贤;袁士义.凝析气流体的复杂相态.石油勘探与开发.2004.

相态研究 篇2

关键词：暴雪,降水相态,0℃层,风廓线产品,辽宁锦州

辽西地区初春强降雪天气不是很多, 但实际业务中强降雪落区预报和雨雪相态转变仍是预报中的难点。特别是冬春转换之际, 降水形式复杂多变, 存在雨、雪﹑雨夹雪、雨转雪、冻雨等多种不同相态的降水, 给预报员预报带来困难。不同的降水相态会给农业生产带来不同的影响, 尤其是在春季干旱少雨的背景下, 一场好雨可以缓解前期的旱情, 但当降水相态发生变化时则往往带来严重的灾情。不同学者进行了很多相关研究, 刘宁微等[1]对北上低涡引发辽宁历史罕见暴雪天气过程进行分析;陶祖钰等[2]对2008年初冰雪灾害和华南准静止锋之间的关系进行分析;王建中等[3]对一次华北强降雪过程的湿对称不稳定性进行研究;张小玲等[4]对“96.1”暴雪期中尺度切变线发生发展进行动力诊断Ⅰ:涡度和涡度变率诊断;赵思雄等[5]对北京“12.7”降雪过程进行了分析研究;朱爱民等[6]对一次冬季暴雪过程锋生次级环流进行诊断分析;姜学恭等[7]对北方一次强降雪过程进行中尺度数值模拟;周雪松等[8]对华北回流暴雪发展机理个例进行研究。近些年, 降水相态研究已引起了更多气象研究人员的重视。李江波等[9]对一次春季强寒潮的降水相态变化进行分析;许爱华等[10]分析了2005年3月的一次寒潮天气过程;许彤等[11]对桃仙机场雷雨转雨夹雪天气进行了分析;张立等[12]研究了东营一次初冬寒潮天气的降水相态。

2012年3月5—7日, 辽宁省出现了一次大范围的雨转大雪到暴雪天气过程, 除朝阳西部雨雪总量在10 mm以下, 其他各地雨雪总量均超过10 mm。锦州地区降水从3月4日20:00开始, 前期的降水强度较小, 降水相态较为复杂, 出现了多次的雨雪转换, 到5日夜间转为大范围的强降雪天气, 6日10:00全区降雪结束。此次过程锦州市区降雪14.7 mm, 凌海市降雪17.5 mm, 北镇市降雪11.8 mm, 黑山县降雪15.6 mm, 义县降雪10.1 mm。此次降水过程给锦州地区工农业生产、交通及人民生活造成了较大的影响。现对此次天气过程进行分析, 以供借鉴。

1 天气背景

1.1 高空环流形势

降水前期500 h Pa高空, 亚欧中高纬度为两槽一脊型, 贝加尔湖以东受高空冷涡控制, 以西受一强大的高压脊控制, 脊前西北气流引导冷空气下滑在新疆北部地区堆积, 形成横槽, 辽宁地区受弱高压脊控制。3月5日8:00, 巴尔喀什湖地区的高压脊东移加强, 极地干冷空气沿脊前偏北气流南下, 促使贝加尔湖地区冷涡加强, 冷空气不断南下。新疆地区横槽东移至内蒙古地区, 横槽受冷空气补充加深转竖, 移至河套地区, 辽宁省大部分地区处于槽前20 m/s以上的西南气流控制。3月5日20:00亚欧大陆中高纬度环流仍为两槽一脊型, 随着巴尔喀什湖北部地区的高压脊缓慢东移, 贝加尔湖地区冷涡加强, 中心位于黑龙江北部, 河套地区高空槽东移加深, 冷空气到达辽宁省, 该省大范围强降雪拉开序幕。到3月6日8:00高空槽移至辽宁东部, 对锦州地区的影响结束, 辽东地区的强降雪仍在持续。而后高空槽减弱北抬, 到6日20:00辽宁省均转为槽后的西北气流控制。

1.2 低空环流形势

700 h Pa为小槽加深发展型, 槽前暖平流明显, 低空急流开始建立, 大量暖湿空气涌来, 使当地明显增温增湿, 为暴雪天气的产生提供充足的水汽条件和必要的能量储备。850 h Pa虽然没有明显的急流生成, 但东南风带也将海上的水汽向辽宁省输送, 2条水汽带在该省南部汇合。

1.3 地面形势

锦州地区出现暴雪天气的地面主要影响系统有蒙古气旋、倒槽 (华北气旋) 、江淮气旋。锦州市气象局鲁建东同志通过对1960—2010年锦州地区共出现的13次暴雪天气过程 (日) 分析发现, 其共同特点是进入关键区对当地产生影响 (图1) 。此次过程的地面影响系统为倒槽, 周围为高压系统所环绕, 使地面关键区内低值系统移动缓慢, 较长时间影响当地, 形成暴雪天气。后期地面冷锋进入倒槽与暖锋结合, 形成气旋。

2 物理量场分析

2.1 动力条件

垂直速度分析:5日8:00, 辽宁地区上空为负值区, 有垂直上升运动, 上升运动区从850 h Pa一直向上伸展到250h Pa, 到5日20:00, 锦州地区的上升运动达到最强, 位于负值中心, 最大上升速度出现在500 h Pa层上, 为40×10-3h Pa/s, 700 h Pa层为20×10-3h Pa/s, 高层的垂直速度大于低层, 这使得垂直上升运动能够维持, 而且也有利于低层辐合上升运动的加强 (图2) 。

注:a—500 h Pa;b—700 h Pa。

散度场分析:5日20:00低层到高空的散度场发现锦州地区位于低层辐合、高层辐散区, 且高层辐散大于低层辐合, 这种高低空配制有利于垂直运动的发展, 产生较强降水 (图3) 。

注:a—300 h Pa;b—850 h Pa。

2.2 水汽条件

沿北纬41°做700 h Pa的水汽通量剖面图, 可以发现辽宁省自西向东水汽通量逐渐增大, 从时间上来看, 4日夜间水汽通量开始增加, 在5日夜间水汽条件最好, 之后逐渐下降, 这也与辽宁省的降水实况相一致。另外, 通过锦州站的比湿高度—时间剖面图 (图4) 单独分析锦州站的水汽条件变化情况也可以发现水汽主要集中在500 h Pa以下, 5日白天到夜间锦州地区的水汽条件较好, 在5日20:00前后比湿达到最大, 与锦州地区较强降雪出现时间相对应。

3 风廓线资料分析

锦州没有多普勒天气雷达, 此次降雪过程使用营口的SA型新一代天气雷达21模式。这是一次稳定性降雪过程, 风廓线高度资料比较好地反应了当次过程的特征。通过PPI风场资料分析, 在3月4日20:00到3月5日白天, 4.0 km以下一直维持偏南气流, 由图5可明显看到中低空西南急流和低空的东南气流, 风向随高度呈顺时针旋转, 有明显的暖平流。到3月5日夜间, 2.7 km以下中低空逐渐转为西北风, 3.4~3.7 km为西南风, 后期随着高空槽过境, 高低空均转为西北风。

注:a—3月5日7:03, b—3月5日23:05。

4 降水相态分析

4.1 降水相态转换

此次过程的降水相态比较复杂。由于地面受倒槽影响, 4日午后, 降水首先从辽宁东南部开始, 而后逐渐向西向北蔓延至全省, 4日夜间到5日白天辽宁中东部的大部分地区为降雨或雨夹雪, 辽西和大连地区为降雪, 到5日夜间由于冷空气东移, 全省均转为降雪。锦州地区的降水更为复杂, 出现了多次雨﹑雪﹑雨夹雪之间的相互转换, 锦州5个站的降水形式也并不一致。此次过程是研究辽宁地区初春时节降水相态预报问题一个很好的范例。以锦州站和黑山站为例, 锦州站在4日21:00开始降小雪, 22:00转为雨夹雪, 23:00又转为降雪, 且一直持续到5日11:00, 12:00—16:00为雨夹雪, 17:00后转为降雪且一直到降水过程结束。黑山站4日21:00—22:00为降雨, 23:00至次日00:00为雨夹雪, 5日1:00—9:00为降雪, 10:00—13:00转为雨夹雪, 14:00—18:00转为降雨, 19:00至次日1:00为雨夹雪, 2:00之后转为较强降雪, 一直持续到过程结束。由此可知, 锦州站仅出现较短时间的雨夹雪天气, 且降水量较小, 主要过程以降雪为主, 而黑山站的降水相态却要复杂得多。

4.2 降水相态与地面气温的关系

分析2012年3月5日20:00地面气温与降水实况图 (图6) , 可以看到辽宁省辽河流域以西地区为降雪, 以东地区除大连外均为降雨或雨夹雪, 可知此次过程底层的冷空气主要是由西向东侵入辽宁省, 而且雨雪的分界线非常明显, 是以0℃线为界。

分析锦州地区降水相态转换与地面气温的关系, 从4日20:00至6日8:00降水期间的逐小时地面气温和降水相态分析可知 (图7、8) :此次过程锦州南部地区的气温要低于北部地区, 锦州站在大规模冷空气南下之前, 气温一直维持在-1~0.5℃, 变化范围很小, 降水以雪和雨夹雪为主。北部地区前期的暖区降水形势比较复杂, 气温存在明显的日变化, 夜间温度低, 以降雪为主, 白天气温有所回升, 以降雨和雨夹雪为主, 到5日半夜锋面过境, 气温明显下降, 强降雪开始。锦州南部与北部的气温表现出与平时相反的趋势, 可能与此次过程是受南部倒槽系统影响有关。

综合分析可知当地面气温小于0℃时均为降雪, 气温高于1℃时, 将不会出现降雪。气温高于2℃时, 均为降雨, 气温低于0℃时, 不会出现降雨。雨夹雪主要出现在气温在0~2℃时。由此表明, 地面气温≥2℃可以作为出现降雨的依据, 地面气温≤0℃可以作为出现降雪的依据, 当地面气温在0~2℃时, 则3种降水相态均有可能出现。

4.3 降水相态与各高度层温度的关系

锦州站和营口站相距120 km左右, 营口位于锦州的东南方, 虽然两地相距不远, 但在此次过程中的降水相态却有明显不同。锦州市区在4日21:00降水开始时即为降雪, 而营口市区前期均为降雨, 一直到5日半夜才转为降雪。分别选取锦州站和营口站做温度高度-时间剖面图 (图9) , 可以看出, 两地的高空温度场变化基本一致, 均在5日半夜开始降温, 而最大的不同在于锦州850 h Pa以下的温度明显低于营口。锦州在4日夜间1 000 h Pa温度已降至0℃以下, 925h Pa温度在-2℃以下, 而营口地区的0℃线在5日半夜才降至1 000 h Pa以下。可以发现, 降水性质主要取决于850 h Pa以下的低层温度, 尤其是0℃层在边界层内的高度, 可以导致降水性质的不同。

4.4 Wrf模式降水相态预报检验

针对此次过程各家数值预报产品的预报都是比较准确统一的, 但此次过程的预报难点主要在于对于降水形式的预报, 在这方面东北区域气候中心开发的Wrf模式具有独到的优势。Wrf模式的站点预报不但预报了逐小时雨量, 而且还预报了降水相态。4日20:00 Wrf模式对锦州站的预报情况是夜间降雪, 5日白天到前半夜为雨夹雪, 后期又转为降雪。与实况对比发现Wrf模式对于5日白天到夜间, 降水由雨夹雪转为降雪的时间预报偏晚, 实际上在5日傍晚锦州市区就已转为降雪。但从整体情况来看, Wrf模式的降水相态预报仍然很有参考价值。

5 结论

(1) 南部倒槽系统发展北上带来海上底层暖湿的水汽, 是此次暴雪发生的前提条件。北方强冷空气不断南下, 与暖湿空气在我国东北地区上空相遇, 是造成此次暴雪的重要原因。

(2) 此次暴雪过程是500 h Pa高空槽、850 h Pa低涡和切变线及地面倒槽共同作用的结果。西南急流和东南急流在我国东北地区南部上空形成较强的水汽辐合, 强降雪落区位于急流汇合处。

(3) 在冬春和秋冬转换季节, 降水相态是预报难点, 可将地面气温≥2℃作为出现降雨的依据, 气温≤0℃作为出现降雪的依据。另外, 0℃层在边界层内的高度变化, 可以导致降水性质的不同。

(4) 此次降水过程各家数值预报产品预报的比较一致。预报的难点主要是降水相态的转换, Wrf模式独具的降水相态预报在此次过程中发挥了较大的作用, 但仍需在今后更多地进行检验, 使其产品得到更好的解释应用。

参考文献

[1]刘宁微, 齐琳琳, 韩江文.北上低涡引发辽宁历史罕见暴雪天气过程的分析[J].大气科学, 2009, 33 (2) :275-284.

[2]陶祖钰, 郑永光, 张小玲.2008年初冰雪灾害和华南准静止锋[J].气象学报, 2008, 66 (5) :850-854.

[3]王建中, 丁一汇.一次华北强降雪过程的湿对称不稳定性研究[J].气象学报, 1995, 53 (4) :451-459.

[4]张小玲, 程麟生.“96.1”暴雪期中尺度切变线发生发展的动力诊断I:涡度和涡度变率诊断[J].高原气象, 2000, 19 (3) :286-294.

[5]赵思雄, 孙建华, 陈红, 等.北京“12.7”降雪过程的分析研究[J].气候与环境研究, 2002, 7 (1) :7-21.

[6]朱爱民, 寿绍文.一次冬季暴雪过程锋生次级环流的诊断分析[J].南京气象学院学报, 1994, 17 (2) :183-187.

[7]姜学恭, 李彰俊, 康玲, 等.北方一次强降雪过程的中尺度数值模拟[J].高原气象, 2006, 25 (3) :476-483.

[8]周雪松, 谈哲敏.华北回流暴雪发展机理个例研究[J].气象, 2008, 34 (1) :18-26.

[9]李江波, 李根娥, 裴雨杰, 等.一次春季强寒潮的降水相态变化分析[J].气象, 2009, 35 (7) :87-95.

[10]许爱华, 乔林, 詹丰兴, 等.2005年3月一次寒潮天气过程的诊断分析[J].气象, 2006, 32 (3) :49-55.

[11]许彤, 田丰.桃仙机场雷雨转雨夹雪天气的分析[J].广西气象, 2006, 27 (4) :34-36.

相态研究 篇3

本文针对HDPE/LDPE/SBS三元高分子合金复合体系, 通过幂律方程和JRG流变本构方程对实验数据进行研究, 为HDPE/LDPE/ SBS三元复合材料的加工及应用提供理论依据。

1实验部分

1.1实验方法

高分子合金制备:先将超细CaCO3用白油和OL-T671的1∶1混合液在高速混合机中混合均匀, 再将混合后的CaCO3与它材料按配方0#～10#称量好。共混时, 先将两辊温度升至140℃, 辊隙:0.5～1mm。加料顺序是:HDPE-LDPE-SBS, 混炼2min, 再加入CaCO3、硬酯酸、防老剂264、PDS混炼3min, 共5min, 出料厚度约1～1.5mm, 编号0#～10#, 共混物组成配方见HDPE/LDPE/SBS复合材料亚微相态-力学性能-流变性能的研究 (I) [5]表1。

流变实验:将共混好的物料切成小碎片, 用Instron3211毛细管流变仪按165℃, 175℃, 180℃分别进行挤出流变实验。

耐环境应力开裂性实验:耐环境应力开裂实验按GB1842-80方法测试, 本文研究材料具有耐应力开裂时间 (见表1) 。

1.2实验仪器

CH-10型高速混合机, 上海机床仪器厂制造, 最大容量是:10L, 有效容量:6L, 浆叶转速:750～2500转/min, 电动机:Y100L2-4。

双辊筒炼塑机, SK-160B型, 上海橡胶机械厂制造, 规格:160*320mm, 辊筒速比:1∶1.2。

Instron 3211毛细管流变仪, 英国制造, 柱塞下降速度有六档, 0.06、0.2、0.6、2.0、6.0、20.0cm/min, 毛细管:L=2英寸, L/D=2/0.05。

2结果与讨论

2.1幂律本构方程

在通常高分子材料加工过程中, 常用如下剪切应力与剪切速率之间幂律型本构方程:undefined, 式中K和n为材料参数。由于该方程形式上简单, 参数的物理意义不够明确, 故在加工工程应用上受到一定限制[6,7]。

从幂律方程可以得到不同配比下样品的表观粘度ηa随组成变化的关系, 对加工条件的控制有一定的参考意义, 但不能反映HDPE/LDPE/SBS三元复合材料在流变过程中的内在流动机理。

2.2对JRG流变本构方程的考察

考虑到幂律方程无法显示HDPE/LDPE/SBS三元复合体系流变机制, 对比考察了各种本构方程, 最终选定了江体乾[8]在《工业流变》一书中所推荐的JRG流变本构方程。我们发现该式的计算精度超过了其它本构方程的精度, 且在变化很大的范围内△E0 保持很好的常数性, 其主要特征表现在:α>0时, 该本构方程很好地描述假塑性流动全程;当α<0时, 描述胀塑型流动全程;α=0代表牛顿流体。β是材料固有的指数, 与材料的结构有关。ΔE0、α、β是不随τ、undefined变化的本构参数。

JRG流变本构方程是从粘流活化能随剪切速率的增加而减少而得到的本构方程, 通过大量的试验已证实该方程适合于对各种体系流变实验数据的拟合[9,10,11,12]。其形式见式如下:

undefined

由JRG本构方程 (2.1) 变形得到

undefined (2)

由Arrhenius方程可以得到

undefined (3)

在HDPE/LDPE/SBS三元复合材料1#～5#样品中, SBS为变量, LDPE基本不变。 利用前面实验数据, 通过方程 (3) , 以undefined作图, 线性回归求出Eη, 所得数据列表如下:

通过表2所得Eη, 利用公式 (2) , 由undefined线性关系, 求出α、β、E0, 所得结果见图3、图4、图5。

由JRG方程可知, α值反映的是颗粒破碎所需要的能量大小, α值越大, 颗粒越容易破碎。图3反映的是不同配比HDPE/SBS与α关系, 曲线先减小后增加, 在HDPE/SBS≈25处出现一个最小值, 即2#样品α值最小, 但此时α<0, 证明2#样品容易形成高分子之间缠结型流团, 流团不易破碎, 所需的粘流活化能变得最大。5#样品α值最大, 最容易破碎, 4#样品次之。

β表示的是流体的非牛顿性, 与材料的结构有关。图4反映的是不同配比HDPE/SBS与β关系, 从图中得知, 曲线先增加后减小, 然后再增加。对于1#样品, 由于加入SBS弹性体, 流体的非牛顿增加;对于2#样品, 虽然其中加入更多的SBS, 但由于其形成高分子流团, 流团的内弹性大, 所以β值最小。3#、4#、5#由于SBS含量过大, 表现较大的非牛顿流体的行为。

E0为零剪切速率下颗粒破碎所需要的能量。从图5可知, logE0与SBS含量成线性关系, 即随着SBS含量的增加, 零剪切速率下颗粒破碎所需要的能量越来越大, 这是由于复合材料中弹性体增加, 整体的粘弹性增加所致。

由上分析可知, 2#样品黏度最小, 即2#样品流动性最好, 有利于加工, 但2#耐环境应力开裂时间仅为98小时, 耐环境应力开裂性差。而5#样品耐环境应力开裂好, 但是由于其α、E0大, 不利于加工。因此, 在1#～5#样品中综合考虑, 4#样品同时具有较好的流变加工性和耐环境应力开裂性。

在HDPE/LDPE/SBS三元复合材料6#～10#样品中, LDPE为变量, SBS基本不变。利用前面实验数据, 通过方程 (3) , 以undefined作图, 线性回归求出Eη, 所得数据列表如下:

通过表3所得Eη, 利用公式 (2) , 由1/Eη- 线性关系, 求出α、β、E0, 所得结果见图6、图7、图8。

根据α定义可知, α值越大, 流团越容易剪切流动, 图6从HDPE/LDPE与α关系中可知, 曲线先增加后减小, 当HDPE/LDPE配比在3.3～5区间时, 7#、8#样品的α值最大, 即7#、8#样品的流团越容易剪切流动;而9#、10#样品α值最小, 所以9#、10#样品的流团不易剪切流动;6#样品α值居中。

图7反映的是不同配比HDPE/LDPE与β关系, 从图中可以看出曲线先增加后减小, 然后趋于不变, 最后增加, 其中7#、8#样品的β值最小, 所以7#、8#样品的非牛顿性最大。

E0为零剪切速率下流体所需要的粘流活化能。图8反映的是不同质量百分含量LDPE与logE0关系, 曲线先增加后减小, 当LDPE的百分含量在14.4～20.1区间时, 出现一个峰值, 所以在5个样品中7#、8#所需零剪切速率下流团所需要的能量最大。9#、10#样品E0最小, 6#样品E0介于中间, 偏向9#、10#。

由上分析可知, 9#、10#的α、E0最小, 有利于加工, 但从表2知, 9#、10#耐环境应力开裂时间分别为285小时, 91小时, 耐环境应力开裂性差。而7#、8#样品α、E0最大, 样品黏度大不利于加工, 而从表2可知7#、8#样品耐环境开裂性好。因此, 在6#～10#样品中综合考虑, 6#样品同时具有较好的流变加工性和耐环境应力开裂性。

3结论

(1) JRG本构方程 (式2.2) 的三个参数ΔE0、α、β更好地反映了HDPE/LDPE/SBS三元复合材料的流变性能, 其中2#、10#样品流变性能最好。

(2) 由JRG本构方程 (式 (2) ) 知, 4#、6#样品同时具有较好的流变加工性和耐环境应力开裂性。

参考文献

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大涝坝凝析气藏注气驱相态模拟 篇4

关键词：反凝析,注气,氮气,混相压力

1 引言

位于塔里木盆地东北库车坳陷阳霞凹陷南缘的大涝坝构造带上的大涝坝凝析气田属于高含凝析油型凝析气田,具有深层高温、高压、高含蜡、高含盐的特征,呈现高含凝析油凝析气藏衰竭式开采特征。由于大涝坝凝析气田地露压差小,凝析油含量高,边底水能量弱,采用衰竭式开发方式开发两年以来,压力和产量下降较快,反凝析现象严重,严重影响生产的平稳运行及凝析油的最终采收率。鉴于此,采取部分保持压力,注气提高凝析油的采收率。研究表明,大涝坝注入外输气能有效降低凝析气藏反凝析油的析出,改善其开发效果。

2 注入气-目前井流物反凝析相态特征

模拟注入气为来自大涝坝凝析气藏轻烃回收装置的外输气。利用Eclipse[1]软件对DLK1X井地层凝析气流体富含凝析水的高压PVT实验数据进行了拟合计算。为气藏组分模拟提供完整的地层流体相平衡计算状态方程参数场,并在此基础上进行注气驱过程注入气与地层凝析油气体系配伍性相平衡[2]扩展研究。

通过定容衰竭实验模拟得到压力为43MPa下的DLK1X井采出井流物组成,如表1所示。通过注入不同比例的干气或氮气,研究注入气与采出井流物之间的相态特征。

模拟计算向目前井流物中注入一定比例的外输气后反凝析特征如图1所示,注气后露点压力略有降低,反凝析液量明显降低。注入气比例越大,反凝析液饱和度越低。说明注入外输气能有效降低凝析气藏反凝析油的析出,改善其开发效果。

注入N2后的反凝析特征如图图1所示,由图可见,N2的注入也降低了体系的反凝析液量,但同时使体系的露点压力显著增加,这使得注N2气后引起反凝析提前。

3 注入气-地层反凝析油多次接触相平衡模拟研究

DLK1X井反凝析油是指DLK1X井地层流体在地层压力约43MPa下与地层凝析气平衡共存的凝析油。分别进行了DLK1X井地层反凝析油注入干气的膨胀实验模拟,注气P-X相图模拟,注气过程多级接触拟三元相图模拟,注气过程向前接触和向后接触相平衡模拟研究。

通过原始地层流体闪蒸到43MPa地层压力和地层温度条件下,近似得到该压力下的平衡油相组成(表2),利用模拟数据研究注入气对平衡油的相态影响特征[2]。

3.1 注入干气与DLK1X井反凝析油注气膨胀模拟

3.1.1 注外输气

模拟研究了注入外输气含量的增加对平衡油的饱和压力和膨胀系数变化的影响,结果如图2和图3所示。随着膨胀过程注入气摩尔含量的增加,注入气完全溶于地层反凝析油的饱和压力会有较显著增加,表明注入气溶入油中时所需增溶压力较高。

而从图2看出,当注入气摩尔比达到70%以上时,才能与地层反凝析油实现一次接触混相,相应的一次接触理论混相压力约为65MPa,混相压力偏高。因此应在凝析油析出前早期注气保持地层压力开采。图3所给出的膨胀因子变化程度则可看出,当注入气摩尔比超过40%时,反凝析油体积膨胀较为明显,有利于注气驱替反凝析油。

3.1.2 注N2气

注入N2气含量的增加对平衡油的饱和压力和膨胀系数变化的影响结果如图4所示。由图可见,随着膨胀过程注入N2气摩尔含量的增加,注入气完全溶于地层反凝析油的饱和压力会急剧增加,对比表明N2气溶入油中时所需增溶压力远高于注外输气。

从图4所给出的膨胀因子变化程度则可看出,注入N2气过程反凝析油体积增溶膨胀程度也明显低于注外输气。注入N2气与地层反凝析油实现一次接触混相的理论混相压力至少要达到200MPa以上。

3.2 注入外输气对反凝析油物性影响的模拟

模拟研究了地层压力43MPa和地层温度141.7℃下,注入不同气量后体系的相态特征,包括油气两相的粘度和密度变化规律等,规律如图5所示。

由模拟结果可知,在地层压力条件下,注入气少量溶于地层反凝析油同时抽提油中中间组分和轻油组分,引起平衡剩余油密度和粘度增加。气继续注入,油气成两相,油相的轻质组分被抽替到气相,故油相密度、粘度增加。

3.3 多级接触溶解-抽提相平衡模拟

3.3.1 注外输气拟三元相图

图6给出了地层压力43MPa时注入气与地层油多级接触溶解-抽提气、液两相相平衡变化过程,可知在43MPa条件下气、液两相不能达到混相,组成轨迹显示注入气被加富,反凝析油被重质化。图7给出了43MPa时注入气与地层油多级接触溶解-抽提气、液两相相平衡变化过程,可知在43MPa条件下气、液两相通过多次接触溶解-抽提可达到混相状态[4]。

3.3.2 注N2气拟三元相图

地层压力43MPa时注入N2气与地层油多级接触溶解-抽提气、液两相相平衡变化过程,可知在43MPa条件下气、液两相范围很宽,难以达到混相,组成轨迹显示注入气被加富,反凝析油被重质化(见图8)。

3.4 向前接触相平衡模拟

3.4.1 注入外输气

图9～图13分别给出注入外输气与地层反凝析油向前接触驱替过程平衡气、液两相各组份摩尔含量、密度、粘度、界面张力变化规律。由图可见,随着接触次数的增加,气相中C1和CO2组份降低,C2-C6以及C7+等中间烃和重质组份含量增加,显示出注入气在前缘不断被加富的过程,而液相中C1以及C2-C6含量增加,C7+等重质组份含量降低,显示出气液两相组成逐渐接近的过程。向前多级接触抽提引起液相密度、粘度、气相密度、粘度略有增加,界面张力降低。这有利于注入气蒸发重质组份。增加压力,可达到向前接触混相。

3.4.2 注入N2气

注入N2气与地层反凝析油向前接触驱替过程平衡气、液两相各组份摩尔含量、密度、粘度、界面张力变化规律与注外输气类似,其规律如下:

随着接触次数的增加,气相中C1、C2-C6等轻质烃和中间烃组份含量增加,显示出注入气在前缘不断被加富的过程,而液相中C1、C2-C3以及iC4-nC4等摩尔含量增加。向前多级接触抽提引起液相密度、粘度降低,气相密度、粘度略有增加,油气界面张力降低。整个过程显示出气液两相组成和性质逐渐接近的过程,这说明向前接触有利于注气蒸发重质组份,增加压力,可达到向前接触混相。

3.5 向后接触实验模拟

3.5.1 注入外输气

图14～图18分别给出注入外输干气与地层反凝析油向后接触驱替过程平衡气、液两相密度、粘度、界面张力变化规律曲线。向后多级接触抽提引起气相轻质组份含量增加(如C1等),中间烃和重烃含量降低(如C2-C6,以及C7+等);液相密度、粘度、界面张力增加;气相密度、粘度略有降低。整个注干气向后接触过程使得油气性质差异更大,不利于注气对油气性质的改变。

3.5.2 注N2气

注N2气向后多级接触模拟的气液两相密度、粘度和界面张力变化结果与注外输气类似。随着注N2气向后接触次数的增加,液相密度增加,气相密度降低;液相粘度增加,气相粘度略有增加;而且,气液界面张力增加。这说明注N2向后接触使得油气的性质向差异更大的方向发展,不利于油气混相。与外输气相比,其效果更不利于油气混相。

4 结语

向大涝坝气藏目前井流物中注入一定比例的外输气后模拟计算的反凝析特征显示,注气后地层流体露点压力降低,反凝析液量明显降低。注入气比例越大,反凝析液饱和度越低。表明注入外输气能有效降低凝析气藏反凝析油的析出,改善其开发效果。

参考文献

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相态研究 篇5

国内有关注气对原油相态和物性影响方面的研究主要集中于注入气为N2,CO2和CH4等烃类气体的情况[6,7,8,9]。以饱和压力为例,注入N2或CH4的影响通常大于CO2[10]。然而当回注溶解气高含H2S和CO2酸性气体时鲜见报道,酸性气体组分H2S对原油相态和物性的影响规律亦不明确。

本文以目标区块为例,通过PVT实验拟合确定了原油组分划分和拟组分临界参数;基于相平衡理论模型和原油物性计算方法[11]建立模拟注气膨胀实验,研究了溶解气及主要气体组分(H2S、CO2和CH4)对原油相态与物性(饱和压力、膨胀系数、原油密度和原油黏度)的影响规律。

1 原油PVT参数拟合与组分划分

目标区块为异常高压含酸气挥发油藏,油藏压力为77.72 MPa,温度为373.15 K;地层原油密度为608 kg/m3,黏度为0.21 m Pa·s,饱和压力为28.39MPa;溶解气油比为513 m3/m3。目标区块酸气组分经地面原油脱气后大部分以溶解气形式存在,因此回注溶解气中酸气组分比例进一步提高,其中H2S为17.42%,CO2为4.92%。

在流体相态实验的基础上,运用PVT相态分析软件,对原油组分进行了劈分和合并。组分划分对于PVT拟合的临界参数有一定影响,针对目标油藏原油特征,可以将原油划分为9组分。分组原理为将主要的研究对象H2S、CO2和CH4分别单独一组根据摩尔组成的分布规律将C2分为一组,C3和C4分为一组,C5和C6分为一组,将C7以后的物质分为C7+、C11+和C20+共3个组分。通过PVT相态拟合得到了拟合后的临界参数。原油和溶解气的组成和拟合参数结果见表1。

2 回注溶解气对原油相态的影响

为对比分析注含酸气溶解气对原油相态的影响规律,基于三参数PR状态方程的气液相平衡理论模型,分别模拟了注入气为H2S、CO2、CH4和溶解气的注气膨胀实验。注入气摩尔分数均为30%,绘制p-T相图,如图1所示。其中每个相图自临界点出发从左向右依次为泡点线、等气液摩尔分数线和露点线。

在注入不同气体的过程中,为分析原油相态特征的变化情况,统计p-T相图重要参数,见表2。表中Db-50定义为油藏温度下泡点线至等气液摩尔分数线无因次距离,Db-50越小,表示流体挥发性越强。

由图1和表2可以看出,初始原油临界温度和临界凝析温度较高,分别达到了529.26 K和686.13K,在373.15 K的油藏温度下对应的饱和压力为28.39 MPa,Db-50为0.41。当注入H2S时,相图包络线所围面积即两相区明显收缩,临界温度和临界压力均大幅度降低,分别达到-11.57%和-10.89%,Db-50小幅度降低26.38%至0.30,表明原油在注入H2S后饱和压力明显降低,注气效果好,但挥发油特征稍有加强。当注入CO2时,相图变化幅度较小,泡点线和露点线与初始原油相图有交叉,临界温度降低15.22%至448.71 K,临界压力升高10.38%至32.57 MPa,Db-50减小至0.20,变化幅度较大,表明原油在注入CO2后挥发油特征变的更加明显,但在油藏温度下的饱和压力基本没有变化。当注入CH4时,泡点线和临界点显著上移,临界温度降低15.60%至446.70 K,临界压力升高至39.93 MPa,变化幅度高达35.34%,Db-50大幅度减小57.93%至0.17,表明原油在注入CH4后在油藏温度下的饱和压力大幅升高,原油挥发性显著增强,注气效果较差。当注入溶解气时,相图变化与注CO2相似,Db-50中等幅度减小42.08%至0.24,表明原油在注入溶解气后受到H2S、CO2和CH4组分的综合作用,相态特征变化不大,原油挥发性增强,油藏温度下的饱和压力略有提高。

3 回注溶解气对原油物性的影响

为研究注入溶解气对原油物性的影响规律,利用相平衡计算模拟注气膨胀实验,在油藏温度下对流体进行多次注气;每次注入气体后,流体组分发生变化,基于流体物性计算模型计算得到饱和压力,膨胀系数,原油密度和原油黏度。同时为分析溶解气主要组分对原油物性影响,除模拟注入溶解气外,还设置注入H2S、CO2和CH4,注入气比例均从0至40%。

3.1 注气对饱和压力的影响

饱和压力是挥发油藏的重要参数,直接影响着开发方案的选择和实施的效果。油藏压力在开发过程中一旦低于饱和压力就会导致原油大量脱气,一方面生产气油比急剧升高,原油产量下降,另一方面轻质组分大量脱出后,原油黏度增大,流动性变差,采出难度增加。回注溶解气作为弹性气驱的一种方法并不能阻止压力的衰竭,因此注气后应尽可能地降低或维持原始的饱和压力,以获得较高的溶解气回注采收率。

对不同气体分别计算得到注气膨胀过程中的饱和压力,如图2所示。可以看出,注入H2S后,泡点压力大幅度下降到18.9 MPa,变化幅度为33%;注入CO2后,饱和压力基本保持不变;注入CH4后,饱和压力大幅度上升至43.4 MPa,变化幅度为53%;注入溶解气后,饱和压力略微上升至30.7 MPa。这说明酸气中的CO2对饱和压力影响很小,CH4使饱和压力显著增大,而H2S可以起到显著降低饱和压力的作用;H2S注入40%时的饱和压力变化幅度小于CH4,说明CH4对饱和压力的影响更明显;注入溶解气时,流体H2S和CH4含量同时增加,基于二者综合作用导致饱和压力略微上升。

3.2 注气对膨胀系数的影响

膨胀系数指注气后流体在饱和压力下的体积与原始流体在饱和压力下的体积之比,表示注气后流体膨胀的能力,其中原始流体的膨胀系数为1。膨胀系数越大,原油获得的弹性能量越大,同时促使原油脱离岩石孔喉的束缚,降低残余油饱和度,有利于提高注气增油效果。

对不同气体分别计算得到注气膨胀过程中的膨胀系数,如图3所示。可以看出,膨胀系数随着注气量增加而增大,并且增大趋势随注气量增加而变显著;注入气比例在40%时的膨胀系数从大到小依次为溶解气(1.500 9)>CO2(1.464 1)>H2S(1.4345)>CH4(1.407 4)。这说明原油注入酸性组分H2S和CO2后的膨胀能力高于注入CH4,有利于能量的补充和膨胀驱油;而溶解气除了含有酸性组分外,还有较多的中间烃类,因此使原油体积膨胀效果最明显。

3.3 注气对原油密度的影响

原油密度是重要的物理性质,也是计算黏度的重要参数,受注气膨胀特性和组分摩尔质量影响。对不同气体分别计算得到注气膨胀过程中的原油密度,如图4所示。可以看出,注入H2S后,原油密度基本保持不变;注入CO2后,原油密度较大幅度升高至553 kg·m-3;注入CH4和溶解气后,原油密度均大幅度降低,分别至442 kg·m-3和457 kg·m-3。这是因为CO2和H2S的摩尔质量较大,分别为44 g·mol-1和34 g·mol-1,高于CH4和溶解气的16 g·mol-1和26 g·mol-1;另外,溶解气的注气膨胀能力较强,导致密度降低趋势与CH4相近。

3.4 注气对原油黏度的影响

原油黏度是影响油藏流体流动的重要物理性质。注气开发方式存在气油流度比高的问题。原油注气后黏度降低可以增加原油流动性,并且降低气油流度比,减少注入气黏性指进,有利于提高波及效率,改善注气效果。

对不同气体分别计算得到注气膨胀过程中饱和压力下的原油黏度,如图5所示。可以看出,原油黏度随着注气量增加而降低,且基本呈线性关系;注入气比例在40%时的原油黏度从大到小依次为H2S(0.088 4 m Pa·s)>CO2(0.083 2 m Pa·s)>溶解气(0.075 2 m Pa·s)>CH4(0.074 1 m Pa·s),其中CH4和溶解气的降黏幅度接近。这说明酸性组分具有一定的降黏能力,注H2S和CO2的降幅分别为20.86%和25.51%;而CH4的降黏能力更加显著,降幅达到33.66%;溶解气中CH4的比例较高,因此同样具备较好的降黏效果。

4 结论

(1)注入溶解气与注入CO2均对p-T相图影响不大;注入H2S使p-T相图两相区缩小,原油饱和压力大幅降低;注入CH4使p-T相图两相区扩大,原油饱和压力大幅升高。注入4种不同气体后原油挥发性由弱到强依次为:H2S<溶解气<CO2<CH4。

(2)注入溶解气后原油饱和压力略微增大,低于注CH4,高于注H2S和CO2;原油膨胀系数高于注其他气体;流体密度略高于注CH4,低于注CO2和H2S;流体黏度与CH4接近,低于注H2S和CO2。

(3)溶解气中的酸性气体组分在降低原油饱和压力、降低原油挥发性和膨胀原油体积方面有利于提高增油效果;在原油降黏能力方面低于CH4。因此高含酸性气体组分的挥发油藏回注溶解气可以取得较好的开发效果。

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