动态压力的分析研究

动态压力的分析研究（精选8篇）

动态压力的分析研究 篇1

国内外研究表明[1,2,3,4],低渗透油藏存在明显应力敏感现象(研究岩石应力敏感指数主要有两种观念[5]:基于 Terzaghi 有效应力和基于岩石本体有效应力)。同时,低渗透油藏渗流中还受到启动压力梯度影响。目前,针对低渗透油藏油井产能研究较多。宋付权等人[6,7,8]推导建立了考虑启动压力梯度和应力敏感效应的油井产能;但在油藏生产过程中,地层岩石受压缩,其中的微小孔道闭合,造成孔隙度和渗透率降低,引起启动压力梯度增大[9,10];而静态启动压力梯度表示方法忽略了启动压力梯度随渗透率变化。因此,考虑到渗透率变化对启动压力梯度的影响,引入动态启动压力梯度,基于稳定渗流理论,在分别考虑两种有效应力的应力敏感效应影响前提下,推导油井径向压力预测模型,并分析研究各参数对动态启动压力梯度的影响。

1 低渗油藏油井径向压力预测模型

假设均质各向同性圆形等厚地层中心有一口完善井,油藏的边界为定压边界,油藏中流体为单相流动,符合含启动压力梯度的达西渗流,流体流动忽略了重力和毛细管力的影响。在引入启动压力梯度情况下,流体的运动方程为

式(1)中:p为压力(MPa);G为启动压力梯度(MPa/m);v为渗流速度(m/s);K为渗透率(mD);μo为流体黏度(mPa·s)。

在介质变形的油气藏渗流理论研究中,大多数基于Terzaghi有效应力推导出应力敏感系数ak与渗透率呈指数变化规律[3]:

K=Kiexp[-ak(pe-p)] (2)

式(2)中:ak为介质变形系数(MPa-1);Ki为原始渗透率(mD);pe为地层压力(MPa)。

文献[5]认为渗透率变化不是基于Terzaghi有效应力变化,而是基于岩石本体有效应力变化,同样推导有

K=Kiexp[-akφ(pe-p] (3)

式(3)中:φ为孔隙度,小数。

根据稳态流理论,考虑变形介质(基于Terzaghi有效应力)和启动压力梯度的油井径向压力分布[6]有

式(4)中:Qo为油井产能(m3/d);Bo为原油体积系数(无因次);μo为原油黏度(mPa·s);Re为供给半径(m);R为径向距离(m)。

同样,考虑变形介质(基于岩石本体有效应力)和启动压力梯度的油井径向压力分布[6]有

$\begin{array}{l}p{}_{\text{e}}-p=-\frac{1}{\phi a{}_k}\ln [1-\frac{\phi a{}_{k}Q{}_{\text{o}}B{}_{\text{o}}\mu {}_{\text{o}}}{2\text{π}{\rm K}{}_{\text{i}}h}\exp (\phi a{}_{k}GR{}_{\text{e}})\times \\ \left(\ln \frac{R{}_{\text{e}}}{R}-\phi a{}_{k}G(R{}_{\text{e}}-R)\right)]+G(R{}_{\text{e}}-R)(5)\end{array}$

室内实验研究表明,启动压力梯度和渗透率之间的公式为[11]:

G=mKn (6)

式(6)中:m、n为实验中拟合的数据。

2 实例分析

以某低渗油藏为例,模拟计算基本参数:供给半径300 m,井半径0.1 m,储层有效渗透率8 mD,孔隙度14.56%,有效厚度6 m,原油黏度4.25 mPa·s,原油体积系数1.16,地层压力40 MPa,拟合的系数m为0.016 4,n为-0.538 1。

2.1 地层压力和渗透率分布

油井以10 m3/d生产,计算油井的地层压力和渗透率分布如图1—图2。从图1中可看出,在油藏的开采过程中,地层压力分布曲线呈“漏斗”形状;考虑启动压力梯度的影响,地层压力下降幅度大,其中考虑基于Terzaghi有效应力的启动压力梯度影响时的地层压力下降幅度明显大于考虑基于岩石本体有效应力的启动压力梯度的影响;在边界处考虑启动压力梯度的地层压力分布曲线重合在一起,而在井底附近,各种曲线出现差异化,其中考虑基于Terzaghi有效应力的动态启动压力梯度在井底附件引起地层压力下降幅度最大,其次是考虑基于Terzaghi有效应力的静态启动压力梯度。说明在油藏的生产过程中,在井底的附近,基于Terzaghi有效应力的应力敏感性造成“应力污染”更严重。

图2中说明考虑应力敏感影响时地层中渗透率分布曲线形成与压降漏斗相似的“渗透率漏斗”。在基于岩石本体有效应力的应力敏感影响时,考虑静态和动态启动压力梯度影响,地层中渗透率变化趋势基本一致,在边界处附近地层中渗透率没有发生变化,随泄流半径的减小,曲线下降幅度增加增大,但下降幅度较小,在半径R=1 m处,渗透率下降幅度只有3.7%;而基于Terzaghi有效应力的应力敏感影响时,地层中渗透率下降趋势较明显,考虑静态和动态启动压力梯度影响,在边界处附近两条曲线重合在一起,随泄流半径的减小,曲线的差异化逐渐增大,在半径R=1 m处,考虑静态启动压力梯度的渗透率下降幅度为25.5%,而考虑动态启动压力梯度的渗透率下降幅度为26.4%。说明了在油井的生产过程中,基于Terzaghi有效应力计算的地层渗透率下降较明显,而基于岩石本体有效应力计算的地层渗透率下降幅度小。

2.2 启动压力梯度分布

图3是不同产油量的情况下动态启动压力梯度分布曲线。从图3 可以看出,基于Terzaghi有效应力和基于岩石本体有效应力的动态启动压力梯度的变化趋势差异较明显,前者曲线上升幅度较大,且产油量越大,增加幅度越大。同时,基于岩石本体有效应力的动态启动压力梯度随产油量变化幅度不明显,在边界处附近曲线重合在一起,随泄流半径的减小,曲线略呈小幅上升趋势,在井底附近,动态启动压力梯度随产油量增加而增大,但增加幅度较小;而基于Terzaghi有效应力的动态启动压力梯度随泄流半径的减少,先呈近似线性的上升,后在井底附近呈“凹型”上升,曲线的直线部分上升幅度随产油量的增加而增加和“凹型”部分的曲率随产油量的增加而减少。说明在油井的生产过程中,提高油井产能,基于Terzaghi有效应力的动态启动压力梯度随之上升幅度明显,而基于岩石本体有效应力的启动压力梯度的上升幅度较小。

2.3 变形介质的渗透率对动态启动压力梯度的影响

图4是不同渗透率下启动压力梯度随有效应力的变化规律。由图4可看出,渗透率越小,基于Terzaghi有效应力和岩石本体有效应力的动态启动压力梯度增加的趋势越明显。同时,有效应力增大时,基于岩石本体有效应力的动态启动压力梯度呈近似线性上升,上升幅度较小,而基于Terzaghi有效应力的动态启动压力梯度呈“凸型”上升,“凹型”曲线的曲率随渗透率增大而减小。说明渗透率越低,基于Terzaghi有效应力的应力敏感性造成的影响越显著。

2.4 变形系数对动态启动压力梯度的影响

图5是不同介质变形系数下启动压力梯度随有效应力的变化规律。由图5可看出,基于Terzaghi有效应力的动态启动压力梯度随变形系数增大,其增加的幅度越来越大,其中变形系数较小时,有效应力变化对其的影响不大,随着变形系数增大,有效应力变化对其的影响越来越显著;而基于岩石本体有效应力的动态启动压力梯度随变形系数增大,其增加幅度较小,且有效应力变化对其的影响不大。

在油井生产过程中,井底附近压力下降较大,基于Terzaghi有效应力的应力敏感性伤害最严重。若提高油井产能而大幅度降低井底流压,基于Terzaghi有效应力计算的地层渗透率下降幅度和动态启动压力梯度上升幅度都大,将增大渗流阻力,反而导致油井产能降低,而基于岩石本体有效应力计算的地层渗透率下降幅度和动态启动压力梯度上升幅度都较小。

3 结论

(1)针对变形介质油藏特征,基于稳态流理论,引入动态启动压力梯度,基于两种有效应力概念分别推导了变形介质油藏考虑动态启动压力梯度的油井径向压力预测模型。

(2)在油井生产过程中,井底附近压力下降较大,应力敏感性伤害较严重,基于Terzaghi有效应力计算的渗透率下降幅度和动态启动压力梯度上升幅度较大,而基于岩石本体有效应力计算的下降或上升幅度较小。

(3)对于基于Terzaghi有效应力的动态启动压力梯度,渗透率越小,变形系数越大,有效应力变化对其影响越显著,而对于基于岩石本体有效应力的动态启动压力梯度,有效应力对其影响不大。

(4)针对两种有效应力的应力敏感性影响差异较明显,需进一步进行做理论和实验等方面研究,同时可进一步研究动态启动压力梯度对油井产能的影响。

摘要：大量研究表明,低渗透变形介质油藏存在压敏效应和启动压力梯度。针对低渗透油藏特征,基于Terzaghi有效应力和岩石本体有效应力的应力敏感指数,根据稳定流理论,引入动态启动压力梯度,推导建立了低渗透变形介质油藏的油井径向压力预测方程;并通过实例分析研究各参数对动态启动压力梯度影响。研究结果表明:基于Terzaghi有效应力计算渗透率和动态启动压力梯度的减小或增加幅度较大;而基于岩石本体有效应力计算的减小或增加幅度较小。基于Terzaghi有效应力动态启动压力梯度,渗透率越小,变形系数越大,有效应力变化对其影响越显著;而有效应力对基于岩石本体有效应力动态启动压力梯度的影响不大。针对两种有效应力计算的动态启动压力梯度影响差异大,需进一步的研究。

关键词：低渗透变形介质油藏,压敏效应,有效应力,动态启动压力梯度

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动态压力的分析研究 篇2

【关键词】 油管道;泄漏监测;压力波

一、油管道泄漏监测方法

按照API RP 1130～2007的划分,液体管道的泄漏监测方法可以分为外部检漏法和内部检漏法。外部检漏法是利用安装在管道外边的检测器,直接检测漏到管外的输送液体或其挥发气体,达到检漏目的。内部检漏法是指检测泄漏对管道运行参数造成的影响,如流体压力、流量的变化来判断是否发生泄漏,包括流量平衡法、实时模型法、统计检漏法、压力波方法等。基于计算机的在线实时检测泄漏一般采用监测管道运行参数变化的内部方法。流量平衡法比较管道首端流入量和末端流出量来判断是否有泄漏发生。安装流量计将造成管道动力损失,大部分管道并没有在管道首、末端都安装流量计,由于流量计的精度等级不高,判断管道泄漏的主要依靠对管道内的流体压力等参数进行分析。实时模型法需要建立管道运行模型,需要测量管道的压力和流量等参数,管道模型不仅复杂,模型求解时运算量大,对仪表精度要求高,管道运行条件变化时,还须修改模型。统计检漏法根据管道首、末端的压力和流量连续计算泄漏的统计概率。压力波方法通过安装在管道首、末端的声波传感器检测管道中泄漏引起的沿管道传播的低频声波来判断泄漏,并根据压力波传播到管道首、末端的时间差进行漏点定位。该方法具有快速的反应速度和很高的定位精度,能够及时检测出泄漏,防止泄漏事故扩大,减少流体损失赢得宝贵的时间,是一种受到广泛重视的泄漏监测方法。

二、压力波泄漏监测及定位方法

带压输送管道发生泄漏时,由于管道内外的压力差,泄漏点处压力下降,泄漏点两边的液体由于存在压差而向泄漏点处补充,这一过程依次向上、下游传递,根据这一现象进行泄漏监测的方法就是压力波法。由于管壁的波导作用,压力波传播过程衰减较小,可以传播相当远的距离,安装于管道上的传感器能监测出压力波到达测量点的时刻,利用压力波通过上下游测量点的时间差以及压力波在管线中的传播速度,可以确定泄漏位置。压力波技术包括两种,一种为基于静态压力测量的负压波技术,另一种为基于动态压力测量的音波技术。

三、泄漏监测现场试验

基于压力波技术的管道泄漏监测系统包含下位机、上位机以及网络通讯三大部分,软件系统由LabVIEW开发完成。(1)下位机。下位机是直接控制现场硬件设备并获取相关信息的嵌入式工控机。下位机接收上位机发出的控制指令并将其解释成相应的时序信号,实时获取现场压力变送器/音波传感器输出的标准电流信号(4～20 mA),通过信号转换采集器中的A/D模块将模拟量转换为数字量。采样频率根据需要的信号频段进行定制。流量、密度、温度及其它物理量通过软件方式直接从PLC中获取。随后,将转变后的信号进行软、硬件二级滤波、打包、存储本地,并传送上位机。(2)上位机。上位机主要是系统中心站软件和通讯硬件设备,包括网络通讯传输、界面显示、数据算法分析与处理、报警处理、数据库管理等模块。各模块利用多线程思想设计开发,具有灵活、高效、可靠的特点。其整体思路为:首先由通信模块接收各子站下位机传来的数据,将数据进行信号滤波,结合泄漏监测与定位算法进行分析和处理,判断泄漏并定位泄漏点;同时将音波、压力、流量等数据进行实时曲线显示,并将这些数据存储在数据库中,此外还包括用户管理模块和统计模块进行管理和人机交互。上位机是进行人机交互的最直接平台。在整个功能分配中,现场调度人员最关心的问题是何时报警、报警准确性与否以及定位地点在何处,这也是泄漏监测系统的三大核心功能:报警及时性、准确性以及定位准确性。在泄漏系统软件开发时,需要对这些关键技术算法进行研究。(3)网络通信。为了对管道进行实时监控,必须实时获得管线各站场/阀室的管道运行数据,通畅的数据通讯是必不可少的。在实际应用时,需要根据现场情况进行选择。

四、结果分析

动态压力的分析研究 篇3

光纤传感器在汽车工业、空气动力学、声学、流体控制及医学等领域应用时,要求能进行动态压力测量。传感器的动态行为不同于它的静态行为,要求光纤传感器采用不同的周期压力函数进行测试,同时光纤传感器在外界动态压力作用下会使测量系统出现严重的结构工程问题,动态光纤压力传感器需要定标,最初的动态压力定标装置原理直接源于声学测量。

基于光纤两个正交偏振模之间的偏振耦合效应的本征压力偏振传感器可广泛用于动态压力测量中[1]。这类传感器主要利用了光纤的双折射效应,要求光纤具有较高的双折射,传统的双折射光纤最大双折射值是有限的,而光子晶体光纤(PCF)可以提供更高的双折射,其值比传统边孔光纤的双折射值高一个数量级。PCF在近纤芯区域呈不对称微结构,利用PCF很容易实现高双折射,其双折射在10-3数量级。高双折射PCF有两类:一类是高双折射由纤芯不对称引入,典型结构为双芯或三个缺陷;另一类是光纤包层不对称引入双折射,典型结构为光纤包层椭圆空气孔,这类光纤可在很大的波长区域中获得双折射,其值可达10-2量级[2,3,4,5]。

本文提出了一种动态压力测量的PCF传感器的设计方案,采用差分平衡方程分析了这种传感器的基本原理和信号检测方法,并给出了这种传感器的定标方案。

1 PCF动态压力传感器设计原理

PCF动态压力传感器主要用于水下及油井压力监测。传感元件密闭于一个容器中,整个容器置于水下或油井中,外界波动压力作用于容器上,再通过容器中的硅油传递给敏感元件,传感元件分别通过导入光纤与激光光源相连接,通过导出光纤与传感器解码系统相接,其设计方案如图1所示。密闭腔中充满硅油,这可以使外界压力更好地耦合作用于敏感光纤上。

在外界动态压力作用下,PCF传感器传感元件需要保持平衡,如果忽略硅油的动力和粘滞力,则传感元件单元长度的差分平衡方程为

$\text{d}f{}_{\text{t}}+\text{d}f{}_{\text{g}}+\text{d}f{}_{\text{p}}=0,(1)$

式中,dft为PCF弹性作用力项;dfg为在外界压力作用下PCF的惯性项;dfp为外界波动压力项。式(1)表明,外界压力作用于敏感元件时,因PCF的弹性作用和惯性作用整个光纤处于平衡状态,它们可分别表示为

$\begin{array}{l}\text{d}f{}_{\text{t}}=AE\frac{\partial {}^{2}u(z,t)}{\partial z{}^2}\text{d}z,\text{d}f{}_{\text{g}}=-\rho {}_{\text{Ρ}}A\frac{\partial {}^{2}u(z,t)}{\partial t{}^2}\text{d}z,\\ \text{d}f{}_{\text{p}}=-A\frac{\partial f}{\partial z}\text{d}z,(2)\end{array}$

式中,A为PCF横截面积;E为PCF杨氏模量;u(z,t)为因为压力作用PCF发生的轴向位移,它是时间的函数;ρP为光纤质量密度;z为PCF径向坐标;f为外界动态作用力。将式(2)代入式(1)得

$E\frac{\partial {}^{2}u(z,t)}{\partial z{}^2}\text{d}z-\rho {}_{\text{Ρ}}\frac{\partial {}^{2}u(z,t)}{\partial t{}^2}\text{d}z=\frac{\partial f}{\partial z}\text{d}z。(3)$

设外界作用在PCF传感器敏感元件上的动态压力具有正弦周期性,其可表示为

$f=f{}_0\sin (\text{π}z/L)\sin \omega t,(4)$

式中,f0为压力振幅初值;L为PCF沿z方向的长度;ω为角频率。将式(4)代入式(3)并求解,得

$u(z,t)=\frac{f{}_0\frac{\text{π}}{L}}{\rho {}_{\text{Ρ}}\omega {}^2-E(\pi /L){}^2}\cos \frac{\text{π}}{L}z\text{s}\text{i}\text{n}\omega t,(5)$

上式表示在外界压力作用下,PCF沿轴向所发生的位移量,这个值与外界压力的周期性、PCF光纤长度和特性等相关。

2 PCF动态压力传感器输出信号检测原理

2.1 PCF传感器输出信号的检测

根据式(5),在PCF动态压力传感器中,因为压力作用造成传感元件产生位移,使PCF发生形变,PCF中双折射发生改变,导致PCF中传播的光脉冲的两个本征模相对相位出现延迟增量Δϕ=Δϕ1+Δϕ2,这些延时增量一部分是由PCF折射率分布波动引起的相位增量,另一部分是由PCF长度的微小变化引起的相位波动。两个本征模间相位波动增量可表示为

$\text{d}\text{Δ}\text{ϕ}=\frac{2\text{π}L}{\lambda }\text{d}\text{Δ}n+\frac{2\text{π}}{\lambda }\text{Δ}n\text{d}L,(6)$

式中,Δn为两个偏振模有效折射率间的差;dL为PCF的相对位移。根据弹光理论,联合式(5)和式(6),对于一个长度为L的本征PCF干涉传感器,相位波动对压力和PCF长度的敏感性可表示为

$\begin{array}{l}\frac{\text{Δ}\text{ϕ}}{\text{Δ}f}=C{}_{\text{p}}\frac{2\text{π}}{\lambda }\left\{\frac{2\gamma }{1-\gamma }+\frac{n{}^2}{2}\left[p{}_{11}+p{}_{12}\left(1-\frac{2\gamma }{1-\gamma }\right)\right]\right\}\cdot \\ \frac{1-\gamma }{E}L‚(7\text{a})\\ \frac{\text{Δ}\text{ϕ}}{\text{Δ}L}=C{}_{\text{E}}\frac{2\text{π}}{\lambda }\left\{1-\frac{n{}^2}{2}[p{}_{12}-\gamma (p{}_{11}+p{}_{12})]\right\},(7\text{b})\end{array}$

式中,Cp和CE为经验因子,它们是包层材料的函数;n为主折射率;γ、E分别为光纤泊松系数和杨氏模量;p11、p12为PCF材料弹性系数。式(7a)表明光纤的机械特性与光纤径向应力和轴向应变相联系,它们可以转换为相等的光程量,式(7b)表明光程差的变化与光纤几何伸长量成正比, PCF是一个应力计量计。

PCF传感器系统的输出信号必须由一个解码系统进行检测,如图1中的解码系统部分。压力引起的相位漂移由石英延迟板和分析仪组成的解码干涉仪探测,它们的偏振轴成45°,延迟板由两个可移动的壁组成,这样板的厚度可调节。PCF传感器与解码干涉仪通过高折射光纤连接在一起,高双折射光纤的输出端与石英板偏振轴成45°,这种排列确保干涉条纹的最大对比度等于0.5。解码系统有4个信道用于解码干涉信号,一个参考信道用于监测传感器输出的平均强度,其中某个探测信道探测的输出信息强度可表示为

${\rm I}={\rm I}{}_0[1+0.5\gamma (\text{Δ}R{}_{\text{s}}\pm \text{Δ}R{}_{\text{Q}})\sin (\text{Δ}\text{ϕ}{}_{\text{s}}\pm \text{Δ}\text{ϕ}{}_{\text{Q}})],(8)$

式中,I0为平均强度;γ为光源相干函数;Rs和RQ分别为由传感器和延迟板引入的整体群非平衡;Δϕs、ΔϕQ分别为因外界压力作用在光路中引入的相位差和延迟板引入的相位差,可由式(7)确定。

2.2 PCF动态压力传感器的校准

为了保证PCF传感器的动态压力测量范围和测量精度,需要对传感器进行校准。PCF波动压力测量校准分两步进行。第一步是测量传感器压力敏感性,考虑各向同性压力对传感器输出特性的影响,式(8)可改写为

${\rm I}={\rm I}{}_0\cos {}^2[\text{π}L/\lambda (\lambda /L{}_{\text{B}}+A\cdot C\cdot f)],(9)$

式中,LB为敏感元件PCF的偏振拍长;A为一个依赖于PCF类型和几何结构的常数;λ为光脉冲波长;C为PCF相关光弹性常数,C=n3(p11-p12)(1+γ)/(2E),可令Tp=λ/(L·A·C)且δ=πL/LB,则式(9)可简化为I=I0cos2[πf/Tp+δ]。根据式(9), PCF传感器输出信号脉冲强度是压力的周期函数,周期为Tp,其物理意义是引起观察到的输出偏振光2π相位漂移的压力波动量。传感器输出端输出信号与压力和PCF长度的关系如图2所示。根据式(9)可知,压力周期是光纤长度的函数,其关系如图3所示。

第二步是确定PCF传感器输出信号归一化强度的最大值和最小值,通过这个最大区间可确定波动压力的变化区间。根据式(8),PCF传感器输出信号与补偿石英板的厚度紧密相关,可以通过改变石英板的厚度来调节传感器初始相位漂移,直到系统运行在正弦特性的最佳线性部分,如图4所示。而在一个周期Tp内传感器的压力响应与传感器引起的相位漂移π/2和-π/2相对应,如图5所示。根据图5,在压力变化一个周期内,外界波动压力变化量可通过式(10)进行计算,即

$\text{Δ}f=\frac{1}{S{}_{\text{Ρ}}}\arcsin \frac{2[{\rm I}{}_{\text{Ν}}(\text{Δ}f)-{\rm I}{}_{{\rm N}}^0]}{{\rm I}{}_{\text{Ν}}^{\max }-{\rm I}{}_{\text{Ν}}^{\min }}。(10)$

3 结束语

在汽车工业、空气动力学、声学、流体控制及医学等领域的应用中要求对外界动态压力进行测量,这可以通过采用PCF动态压力传感器来完成。本文提出了一种动态压力PCF传感器的设计方案,分析了这种传感器动态压力作用的基本原理和信号检测方法。动态压力PCF传感器对外界压力的响应具有周期性,这个周期与波动压力和敏感元件长度相关。

参考文献

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动态压力的分析研究 篇4

关键词：通货膨胀,货币发行量,五环联动,动态均衡,均衡调整

一、中国当前面临的通货膨胀压力

从国际金融危机以来,欧、美、中、日等世界主要国家都采取了大规模的扩张政策,一些国家的物价在持续降落后开始出现了小幅的回升。中国的扩张干预力度非常大,在世界各国中经济态势较早地出现了复苏迹象。根据相关公开数据,我国的各种物价指数从2009年7月份开始止跌,同年9月份开始回升,到2010年初已经出现了通胀的势头。2009年7月至8月,我国的消费物价指数(CPI)稳定在98.8,到9月份小幅上升至98.9,从2010年1月份开始较大幅上升,截至2010年4月份达到102.4。2009年7月至10月,我国的零售物价指数(RPI)稳定在98.4,到11月份小幅上升至98.6,从2010年1月份开始较大幅上升,截止到2010年4月份达到102.3。

从货币供应量角度来看,我国2009年底开始的通货膨胀势头源于2008年的较大规模的货币扩张政策。根据中国人民银行数据,我国2008年广义货币发行量为475 166.6亿元,增幅达17.8%。2008年的GDP规模为300 670亿元,根据MV=PY公式,我国2008年的物价水平(指数)应为158。而这个通胀水平在2009年并未实现,因而将被极大地推迟到2010年或以后爆发。2009年的GDP规模是335 353亿元,M2为610 224.52亿元,依据上述公式,通胀指数为182。因此,2010年的通胀压力非常大[1]。我们可以发现,价格、实际工资、失业或就业、产出、货币可以近似构成一个封闭循环。关于P与w、w与N、N与Y、Y与M、M与P的关系,有许多经验研究和结论[2],为了分析的简单化,本文假定五大变量前后因素之间存在线性关系。更进一步,为了消除数据中可能存在的异方差问题,这里将每个变量的绝对额转换为相对变化率来求各对变量的线性关系。假定:

GM=B1+β1GY (1)

GP=B2+β2GM (2)

Gw=B3+β3GP (3)

GN=B4+β4Gw (4)

GY=B5+β5GN (5)

上式中,GP、Gw、GN、GY、GM 分别代表物价增长率、实际工资增长率、就业率、产出增长率、货币增长率; B1,B2,B3,B4,B5是常数;β1,β2,β3,β4,β5是系数。

(二)数据来源和特征描述

本文计量分析的数据全部来源于历年中国统计年鉴,其中用名义GDP代表Y,用广义货币量M2代表M,物价增长率、实际工资增长率和就业率皆来自原始数据并经过简单计算。具体数据,见表1。对表1中的数据进行特征描述,作1979年以来我国GDP增长率、货币供应量增长率、物价上涨率、实际工资增长率和就业率运行关系图,此处略。

(三)五大变量的相关性分析

接着,具体分析这五大组变量前后之间的交互关系,分别作图,此处略。从这些图中可以看出,这五组变量之间存在很明显的线性关系。但是,就业率与GDP增长率交互图中,就业率和GDP增长率呈现阶段性的线性关系,大概在1990年以前是负相关,1990年之后大致正相关,故而,在分析就业率和GDP增长率关系时只取1990-2008年的数据。通过对五组变量进行正态分布检验(作p-p图,此处略),检验通过,因此,五组变量是平稳的时间序列。进一步进行相关性检验,运用SPSS13.0对这五大变量进行相关分析,输出结果见表2,五大变量相互关系表。从表2中可以看出,上述五组变量的相关系数都得到了检验。

*样本数据为1990-2008年GDP增长率和就业率。

(四)五大变量的线性分析用SPSS13.0对上述数据进行线性回归,经过多次筛选,剔除未通过检验的回归关系,得到如下公式:

1.GM2=7.345+0.784GGDP (6)

T 2.983 5.611

Sig. 0.006 0

R2=0.529;调整的R2=0.512;F统计值=31.478(Sig.=0)。

2.GP=-12.832+0.891GM2 (7)

T -5.165 7.725

Sig. 0 0

R2=0.810;调整的R2=0.796;F统计值=59.67(Sig.=0)。

该公式是通过去掉1992年以前的M2增长率和物价上涨率数据,重新进行线性回归得到的。因为1992年前的原始数据中M2的统计口径不一致,故而造成了统计分析中的较大偏差,原始样本中的常数T统计值没有通过检验。

3.Gw=9.419-0.385GP (8)

T 7.705 -2.728

Sig. 0 0.011

R2=0.21;调整的R2=0.182;F统计值=7.444(Sig.=0.009)。

4.GN=99.244-0.084Gw (9)

T 602.945 -4.586

Sig. 0 0

R2=0.429;调整的R2=0.409;F统计值=21.033(Sig.=0)。

5.GGDP=-616.201+6.438GN (10)

T统计值 -2.257 2.318

Sig. 0.037 0.033

R2=0.24;调整的R2=0.195;F统计值=5.371(Sig.=0.033)。

将上述式(6)-式(10)联立构成一个五元一次方程组,解之得:

GN =98.7;Gw =6.7;GP=7.1;GM2=22.4;GGDP=19.2。

从中可以计算出,均衡状态下,实际的GDP增长率为11.3%。不少学者分析认为我国潜在GDP的增长率水平在8.6%-9.6%之间[3,4]。很显然,在没有外力的直接干预下,我国的GDP增长率会自然而然进入接近潜在产出水平的均衡状态。

(五)关于模型和实证的补充说明

“五环联动”模型并不意味着五大变量前后两者之间是百分之百的决定关系,这种关系是各大变量内部均衡形成之后的再一次更高层次的作用过程,相关系数的大小只是表明两者之间的同步程度,较小的系数并不能否定两者之间的相互决定关系。

“五环联动”模型中五大变量的相互关系可以扩展到多个变量之间的关系,也不一定就是线性关系,本文的上述假设只是为了使分析简单化,以便于把握五大变量之间的总体特征。也就是说,这种封闭循环关系在理论上更接近五大变量的逻辑关系本质。

来自中国宏观经济数据的实证分析并不是很完美,可能是计量模型的设计问题,也可能是中国数据本身的问题,还可能是对数据计量分析前的处理问题,但上述分析依然可以简单的勾勒出五大变量的总体关系,并能进行初步证明。

后文中据此进行的政策分析,量化指标上仅作参考,但逻辑关系依然适用上述分析。

三、中国通胀均衡的循环与预测

(一)中国经济运行中通货膨胀均衡的循环轨迹

通货膨胀的均衡变动要从到整个宏观经济的均衡变动上考察。理论上,GDP-M2-P-w-N依次循环,构成一个完美的宏观经济运行轨迹。但在现实中,因为各种可能的原因,五大变量的循环会出现一定的时滞。一次循环就是一次典型的短周期运动,大概要经过5年时间。参考宏观经济均衡时的各个变量值,通过观察表1数据,可以发现三轮的近似GDP-M2-P-w-N大循环和两轮局部的GDP-M2半循环。两轮大循环是:1984年GDP增长率20.9%-1985年M2增长率26.6%-1985年P增长率6.5%-1985年w增长率8.2%-1987年就业率99.48%-1988年GDP增长率24.7%-1991年M2增长率26.5%-1992年P增长率6.4%-1993年w增长率7.1%-1994年就业率99%-1995年GDP增长率26.1%-1996年M2增长率25.3%-1996年P增长率8.3%-1998年w增长率7.2%-1999年就业率98.08%。每一轮循环需5年左右,正好一个短周期。两轮半循环是:2004年GDP增长率17.7%-2005年M2增长率17.6%;2007年GDP增长率17.7%-2008年M2增长率17.8%。

仔细比较可以发现三轮大循环不再继续的可能原因在于:1999年后实际工资增长过快及就业不足。而且,首要可能原因是人均实际工资增长过快[5];收入两极化加速,低收入者工资“被增长”;政府对物价防涨性干预过强以及1997金融危机的后期影响造成我国物价相对较低;等等。

(二)物价波动及下一期物价上涨率预测

参考表1数据,1979年以来物价增长率超过7%的平均增长率为13.9%,低于6%的平均增长率为2.0%。基于上述研究的结论,考虑到宏观经济五大变量的动态均衡变化(约1年的滞后期),参考2008、2009年的实际值,这里依次计算出2009、2010年五大变量的可能值,并进行对比分析,见表3,2009年、2010年宏观经济中五大变量的预测值。对比表3中2009年的推测值和实际值,可以发现:就业率的推测值对实际值的偏差最小,仅为0.4%;名义GDP增长率和M2增长率的偏差稍大,分别为15.7%、-15.5%;w增长率暂时无法确定实际值,无法判断;P增长率出入较大。

根据2007年开始的GDP- M2循环,2009年的均衡通胀率没有形成(被人为的压低),来自于2008年的高货币发行增长率的压力极大可能会错后到2010年。2009年未得到释放的通胀高达3.73%(=3.03+0.7),如果加上2010年的11.8%的可能通胀,那么2010年的实际通胀水平将可能达到15.53%。但通货膨胀长期累积不利于宏观经济进入下一期循环,因此,当前的主要任务是治理通货膨胀,通货膨胀治理好后的主要任务将是治理实际工资增长率过高或收入分配不平衡的问题。

四、中国当前通胀压力的均衡调整措施

通过本文第三部分分析,可以发现,2009年未得到释放的通胀高达3.73%(=3.03+0.7),如果加上2010年的11.8%的可能通胀,那么2010年的实际通胀水平将可能达到15.53%。但通货膨胀长期累积不利于宏观经济进入下一期循环,因此,当前的主要任务是治理通货膨胀,通货膨胀治理好后的主要任务将是治理实际工资增长率过高或收入分配不平衡的问题。如果用三年时间将通货膨胀率控制在7%左右的水平,根据上述公式计算,可以采用如下措施:

第一,2010年的货币发行量增长率控制在17%-18%以内。假定2009年累积的3.73%通胀压力在2010年得到完全释放,2010-2012三年的平均通胀率为7%,那么,2010年的理论通胀水平只能有3.27%(=7%-3.73%)。根据式(7)计算,在通胀率是6.27%时,货币供给量的增长率为18.07%。但考虑到2009年较高货币发行量形成的通胀压力,18.07%的M2增长率仍然过高。

说明:*该项数据暂时无法公开获得,依据工资刚性原因估算。资料来源:《中华人民共和国2009年国民经济和社会发展统计公报》,中华人民共和国国家统计局,2010年2月25日。

第二,2011年的货币发行量增长率控制在18%-19%以内。2011的通胀压力取决于2010年通胀的释放程度。假定2010-2012年,通胀压力的释放比重为6:3:1,那么,2010年的可能通胀率为9.32%,2011年通胀压力可能为4.66,因而,2011年还可以有2.34%(=7%-4.66%)的通胀空间,则M2增长率可以达到17%。如果要保持名义GDP的增长率为17%,根据公式6计算,那么M2增长率至少要有20.7%。

第三,2012年的货币发行量增长率控制在19%-21%以内。如果2012年分担10%的通胀压力为1.55%,那么该年理论通胀水平可以达到5.45%(=7%-1.55%),则M2增长率可以达到20.5%。

第四,对货币发行量进行月度调控。货币政策的时滞可能长短不一,为了便于精确控制,最好能将年目标细分为月目标,三年按照36个月来进行月度调控,对货币发行量进行逐月修正。一旦通胀率连续数月接近7%的水平,即可以实施收入分配调整计划。

参考文献

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动态压力的分析研究 篇5

1. 测试井所在区域油藏沉积特征

塔19-34区块位于塔19合同区块内, 构造位于塔南凹陷西部构造带上, 主力含油层位为铜钵庙组油层Ⅰ、Ⅱ油组。铜钵庙二油组为多期扇体叠加而成, 从Ⅱ油组上部至Ⅰ油组扇体沉积中心逐渐由北向南迁移, 经历了水进-水退的沉积过程, Ⅱ油组沉积末期为最大湖泛时期。铜钵庙组油层主要发育河道砂、河口坝、水下分流河道等沉积微相, Ⅱ22号层以辫状 (扇) 三角洲沉积体系前缘水下分流河道沉积为主, Ⅱ25号层为多期扇三角洲前缘砂沉积, 岩性由下向上变粗, 断层较发育, “破碎”断带零星分布。

2. 测试井基本概况

T19-264-t166井于2008年9月14日投产, 开采层位为铜钵庙Ⅱ油组, 射孔井段为1720.4m-1776.2m, 射开砂岩厚度42.6m, 有效厚度41.4m (表1为该井的射孔情况) , 原始地层压力为16.28MPa。投产初期日产油13.6t, 含水0%, 地层压力12.0MPa, 到2010年10月日产油降至4.4t, 含水0%, 地层压力降至4.36MPa。该井于2009年11月, 2010年10月进行过两次偏心静压测试。

二、试井资料分析

1. 试井资料基本概况

该井于2009年11月, 2010年10月进行了两次偏心静压测试, 用压力计实测的方式下到油层中部测试, 测试曲线如图。

2. 试井资料分析

(1) 2009年资料分析

2009年测试曲线显示为圆形封闭边界, 从解释结果来看, 地层压力由6.77MPa下降到5.49MPa, 产液量由7.9t/d下降到5.5t/d, 而渗透率、流动系数和边界距离无明显变化。说明该井处于一个岩性全封闭的区域, 仅靠弹性能量开采, 地层能量逐渐损耗。

2009年10月测试的产液状况表显示, 该井的主产层为t II22和t II27层, 占全井产液量的50%以上。

从两个主产层的小层沉积微相平面图可知:该井四周均有断层, 三条断裂带紧靠主力生油凹陷中心, 且周围破碎断裂带比较发育, 该断块没有注水井, 在T19-264-t166井周围有T19-266-t167一口油井。从静态连通资料可知, 该井主产层t II27层井周围干层较发育。综合以上地质资料分析, 试井资料反映出的圆形封闭边界是断层和干层综合作用的结果。产量及压力明显下降是由于该断块处于一个较为封闭的区域, 周围没有注水井补充能量, 仅靠弹性能量开采, 地层能量逐渐亏空造成的, 因此建议地质部门采取措施在该断块补充地层能量。

(2) 2010年资料分析

2010年测试资料反映, 该井地层压力由6.77MPa下降到4.36MPa, 产量由7.9t/d下降到4.4t/d, 渗透率和流动系数无明显变化。说明地层能量继续亏空。但是此时试井曲线形态却发生明显变化, 导数曲线后期形态由下掉到上翘, 反映边界类型发生了变化 (见图2) 。结合小层沉积微相平面图及静态连通资料可知:该井2009年的两个主产层TII22层为次河道-河间-次河道连通类型, 而TII27层为油层-干层连通类型, 2010年导数曲线由下掉变为上翘, 显示三条封闭边界类型, 分析认为是TII27层由于长期弹性开采, 地层能量亏空, 已不再是主产层, 因而由干层引起的封闭作用减弱, 在试井资料上没有反映出来。此时TII22层应该变为主产层, 所以试井模型由全封闭边界变为三条封闭边界。

从产量和压力持续下降也说明了地层能量的损耗, 该区块急需能量补充。本次测试结束后, 建议地质部门在该区块增加注水井, 进行注水开发。2010年12月, 地质部门将生产井T19-266-t167转为注水井。T19-266-t167转注后, T19-264-t166井注水明显受效, 日产液量由4.4t/d上升到15.1t/d。

结论

1.该井2009年测试导数曲线下掉, 显示封闭边界类型, 是由主产层t II27层内存在的干层和井周边断层综合作用结果;而2010年测试曲线上翘, 显示三条U型封闭边界类型, 说明t II27层不再是主产层, 干层影响消失。测试期间产量和压力持续下降, 说明了弹性开采期间地层能量持续损耗, 地质部门在该区块增加了一口注水井后, 该井见到了明显效果。

2.对试井资料的分析不能只局限于一次资料, 也不能就试井谈试井, 而应该紧密结合地质动静态资料, 横向区域对比, 纵向历史分析, 才能最大限度地开发出试井资料蕴含的丰富信息, 真正为油田开发服好服务。

摘要：T19-264-t166井是塔19-34断块的一口生产井。2008年9月投产, 到2010年10月, 产液量已由开采初期的15.1t/d下降到了4.4t/d, 地层压力由12.0MPa下降到4.36MPa, 井口产液量和地层压力明显下降。在此期间共进行了三次偏心静压测试, 测试曲线形态变化较大, 前两次导数曲线后期明显下掉, 而第三次测试的导数曲线后期出现上翘现象, 曲线形态显示该井边界由全封闭变成了三边封闭。为弄清产量和压力下降及试井曲线形态变化的原因, 将测试及地质动、静态资料进行综合分析, 以便给地质开发方案调整提供依据。

关键词：偏心静压,压力导数曲线

参考文献

动态压力的分析研究 篇6

为此, 我们针对某型六缸柴油机气缸盖在燃气压力作用下的动态响应进行仿真研究, 选取若干工作循环进行瞬态动力学计算, 得到瞬态燃气压力作用下气缸盖的变形和应力应变分布情况, 可以为气缸盖可靠性设计以及动态热机耦合研究提供数据支撑。

1 装配体模型建立

根据发动机结构对称性, 选取其中某一缸进行分析。通过Pro/E建立气缸盖、气缸体、气缸套和8个螺栓 (主、副螺栓各4个) 的几何模型, 然后将模型分别导入ANSYS/DM模块进行装配并进行适当简化, 装配体几何模型见图1。由于气缸盖结构复杂, 不规则曲面较多, ANSYS自动划分网格较为困难, 故采用ICEM对气缸盖进行网格划分, 装配体网格见图2。由于气缸盖火力面最易产生裂纹而破坏, 研究时需要重点关注, 因而在网格划分时对火力面网格进行细化处理, 见图3。装配体有限元模型的网格节点数为4 823 403, 网格单元数为3 325 507。

2 边界条件施加

网格划分之后, 需要进一步确定模型的边界条件。边界条件施加合理与否对计算结果的准确性有很大影响。对该装配体施加的主要边界条件有约束边界条件、接触边界条件以及载荷边界条件3种[7]。

2.1 约束边界

考虑到发动机结构对称性, 建模时只选取了其中一个气缸, 因而需要在模型上施加对称约束, 主要施加在气缸盖、气缸体和主螺栓截面上, 见图4。选取气缸体、气缸套和主、副螺栓底面施加全约束, 见图5。施加全约束可以较好地清除这些位置处的位移分量, 使部件的固定方式更接近真实工况。

2.2 接触边界

两个相互独立的有限元模型表面互相碰触并且相切, 这种状态叫做接触状, 相互接触的表面定义为一个接触对[8]。该装配体包含较多的接触对, 在气缸盖与气缸体、气缸盖与螺栓等两两接触的部件之间设置面面接触, 接触类型设置为绑定。

2.3 载荷边界

该模型承受的载荷主要有两种:机械载荷和热载荷, 其中机械载荷包括缸内燃气压力和螺栓预紧力。

施加燃气压力时, 忽略其分布不均匀性, 将其以均布面力的形式直接施加在气缸盖火力面 (某型柴油机气缸盖的热机耦合分析) 。螺栓预紧力施加在8个螺栓的圆柱面上, 见图6, 图中A~H分别为8个螺栓上预紧力施加的位置。主螺栓上预紧力为98 k N, 副螺栓上预紧力为49 k N。因为在主螺栓上施加了对称边界, 所以主螺栓上施加的预紧力减半为49 k N。

3 气缸盖瞬态动力学分析

选取额定工况 (2 200 r/min) 作为计算工况点, 进行瞬态动力学计算与分析时, 选取额定工况下4个工作循环 (0.218 17 s) 进行研究, 燃气压力通过发动机缸内工作过程仿真获得, 四个工作循环内燃气压力随曲轴转角的变化, 见图7。图中A、B分别对应爆发压力时刻和最小燃气压力时刻。从图上可以看出, 额定工况时缸内最小燃气压力为0.203 MPa, 燃气爆发压力为12.31 MPa。

瞬态计算时采用自动时间步长的方法, 设置初始步数为100, 最大步数为200。4个工作循环的火力面燃气压力及“鼻梁区”最大应力分别见图8。

从图8中可以看出, 在第一个工作循环的计算初期难以收敛, 一段时间后计算收敛。从收敛后的计算结果看, 火力面鼻梁区最大应力波动周期性明显, 燃气压力峰值对应火力面鼻梁区应力的谷值。在爆发压力时刻鼻梁区最大应力值为19.84MPa, 在最小燃气压力时刻最大应力值为22.48MPa, 应力波动幅值约为2.7 MPa。燃气压力增加使得火力面最大应力略降低, 这是因为火力面的应力以预紧力产生的拉应力为主, 燃气爆发压力作用在火力面产生压应力, 二者相抵消使火力面危险点的应力水平降低。

图9为A时刻气缸盖整体应力分布云图, 从图中可以看出:在机械载荷作用下, 气缸盖上最大应力位于气缸盖顶面与螺栓接触的部分。但由于该部位结构强度较高, 实际运行中很少出现问题, 所以不作为研究的重点。气缸盖火力面最容易产生裂纹而破坏, 尤其是进、排气门“鼻梁区”, 所以以下分析主要针对该火力面区域。

图10和图11分别为施加爆发压力 (A时刻) 和最小燃气压力 (B时刻) 时火力面“鼻梁区”应力分布情况。从图中可以看出, 两种载荷下气缸盖火力面应力分布比较接近, 应力最大的区域为进气门之间的鼻梁区。

4 不同考察点位移分析

4.1 考察点分布

为了更准确地研究气缸盖的变形情况, 在气缸盖底面和顶面各选取5个具有代表性的考察点进行分析。底面考察点分布见图12。考察点1在主螺栓中心线的内侧, 考察点2和考察点3分别位于副螺栓连续的内侧和外侧, 考察点4, 5分别位于火力面“鼻梁区”。气缸盖顶部选择了加强筋上的考察点6、进排气孔中间的考察点7、螺栓孔附近的考察点8, 9, 10, 顶面考察点分布见图13。

4.2 气缸盖位移结果分析

气缸盖底面考察点位移时间历程曲线图见图14, 从图中可以看出气缸盖底部的位移变化具有周期性, 在爆发压力时刻-Y向位移量最小, 缸内燃气压力较小的时刻, -Y向的位移量也较大, 说明预紧力与燃气压力对气缸盖底面位移的影响作用相反;同时, 火力面上的考察点4, 5变化幅值较气缸盖底面其它考察点幅值大, 说明燃气爆发压力对火力面位移的影响较大。

气缸盖顶面考察点位移时间历程图见图15, 该位置处的5个考察点位移值均为负, 这些位置处也具有一定的刚体位移, 尤其在预紧螺栓孔接触面位置的考察点8, 9, 螺栓孔处受预紧力作用明显, 因而比其它考察点位移大。总体上看, 气缸盖顶面振动也具有周期性, 顶面考察点振动幅值相对底面的振动幅值要小, 但它们在振动过程中也具备底面考察点相同的规律。

5 结论

通过对某柴油机气缸盖在四个循环燃气压力作用下的瞬态动力学计算, 得到了气缸盖动态变形和应力分布情况。

a.爆发压力时刻鼻梁区最大应力值为19.84MPa, 最小燃气压力时刻最大应力值为22.48MPa, 应力波动幅值约为2.7 MPa。

b.火力面应力以预紧力产生的拉应力为主, 与预紧力作用相反, 燃气压力增加使得火力面最大应力略降低。

c.单独考虑机械载荷时气缸盖火力面应力最大的区域位于两进气门“鼻梁区”。

d.预紧力与燃气压力对气缸盖底面位移的影响作用相反, 火力面上位移变化幅值较气缸盖底面其它考察点幅值大, 顶面位移幅值相对底面要小, 但具备相同的波动规律。

参考文献

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动态压力的分析研究 篇7

苏里格气田气井采用放压生产和控制产量生产2种完全不同的生产模式,放压生产气井投产初期平均配产2.0×104m3/d,稳产半年,3a后日产气0.55×104m3/d,井口套压3.3MPa,累产气1089×104m3。控制产量气井投产初期平均配产1.5×104m3/d,稳产9个月,3a后日产气0.86×104m3/d,井口套压9.0MPa,累积产气1108×104m3。生产情况表明放压生产比控制产量生产在获得同样累积产气量需要消耗更大的地层能量,生产情况明显劣于控制产量生产气井。在深入探讨低渗透砂岩压力敏感性的基础上,结合气井生产动态,评价压敏对气井产能及后期开采效果的影响。

1 苏里格气田储层应力敏感特征

1.1 储层孔隙结构特征

低渗储层具有较强的应力敏感性,是由于低渗储层岩石孔隙结构复杂,孔隙喉道细小,其渗透性主要受喉道的大小和多少控制[1]。根据铸体薄片的观察,苏里格气田上古生界盒8、山1砂岩孔隙类型主要以岩屑溶孔为主,其次有晶间孔、杂基溶孔、粒间孔及粒间溶孔,并见少量的长石溶孔。储层孔喉结构非均质性较强,具有小孔喉、分选差、排驱压力高、连续相饱和度偏低和主贡献喉道小的特点(见表1)。根据砂岩储集岩分级表2[2],苏里格气田属于典型的致密低渗砂岩气藏。

1.2 储层应力敏感性实验室分析

气藏开发过程中,随着地层压力的下降,储层岩石骨架承受的有效上覆压力增大,导致岩石受压变形,孔隙结构发生变化,从而使岩石的物性特征(孔隙度、渗透率等)降低,苏里格气田通过采用增加围压方法进行实验室测试分析[3],以初始有效压力下(Peff0=3.45MPa)渗透率为基准,结果表明:苏里格气田不同有效压力下孔隙度(见图1)和渗透率(见图2)变化规律不同,储层存在较强的岩石应力敏感性,随着有效压力的增大,储层岩石孔隙度和渗透率变化差异越大,岩心渗透率越低,应力敏感性越强。

苏里格气田上古储层埋藏深,储层岩石在地下所受的压力与常规岩心分析施加的压力具有很大的差异[4],将常规岩心分析结果换算为原始地层条件下不同有效压力的无因次渗透率变化[5]见表3。分析表明:80%储层的有效渗透率在0.1×10-3μm2以下,当气田开发至衰竭压力2MPa时,渗透率变为原始值的68.2%,因此苏里格气田开发至后期,储层因压实变形渗透率总体降低约三分之一,因此苏里格气田储层在原始地层压力条件下的有效渗透率比常规岩心分析渗透率低一个数量级。

2 压力敏感性对气井生产动态的影响

2.1 应力敏感条件下的气井产能方程的建立

2.1.1 不考虑应力敏感条件下不同地层压力下气井产能方程

对于一般采用的气井稳定二项式产能方程

当不考虑地层应力敏感因素时,地层压力变化对产能方程系数的影响主要是天然气偏差因子Z和黏度μg,且不同地层压力条件下二项式系数满足

2.1.2 考虑应力敏感的不同地层压力下气井产能方程

对于储层渗透率应力敏感的实验分析规律,按Pedrosa(1986年)的定义,通过引入渗透率压力敏感系数α(或变异系数)[6,7]来表示:

式中p—储层孔隙中流体压力;

K—储层渗透率。

因此,考虑地层应力敏感时,地层压力变化对产能方程(1)的系数[8]影响满足

2.1.3 实例

苏S井为一口I类气井,根据修正等时试井数据确定初期二项式产能方程,A=28.95,B=0.057。取原始压力为28.4MPa,井底流压为0.101MPa,得初始无阻流量:qAOF=26.48×104m3/d。

如果考虑压力敏感对苏S井产能动态变化的影响,根据测试数据回归应力敏感常数,得到苏S井渗透率衰减公式(9),得苏S井的地层渗透率为1.04×10-3μm2,渗透率压力敏感参数为0.115MPa-1。

根据产量变化趋势图3,利用公式(9),结合压降法确定的累积产气与地层压力变化关系分析可得到不同地层压力条件下苏S井实际生产量。对比2种方法预测无阻流量1/4配产量,实测压敏修正产能预测拟合结果最好(图4),进一步对比压敏修正前后产能曲线(图5)。

结果表明:(1)苏S井具有严重压敏特征,具体表现是地层压力降低时,气井产能快速降低,考虑压敏产能下降速度远大于无压敏气井的产能下降速度;(2)如果压力降至原始地层压力2/3,高配产时,考虑压敏产能降幅为无压敏产能降幅的67%;低配产时,考虑压敏产能降幅为无压敏产能降幅的35%。因此,放压生产时,压敏对气井产能影响远大于控压生产情形。

2.2 压力敏感对气井产能影响

根据上述原理,可通过预置压敏参数,并逐步调整压敏参数来拟合气井生产产能-压力变化动态的方法[9],获得无压敏测试数据的气井渗透率压敏参数,从而达到分析气井开发后期生产动态的目的。通过该方法分析压敏特征实例井见图6。统计结果表明,苏里格气田的气井生产普遍存在地层渗透率压力敏感现象,严重的地层渗透率压敏参数超过0.05MPa-1以上,范围为0.02～0.115MPa-1,平均0.0675MPa-1;气田开发生产后期地层压力下降,气井产能明显降低;压力降至原始地层压力2/3时,气井产能仅相当初期的1/2;压力降至原始地层压力1/3时,气井产能仅相当初期的1/8。

2.3 压力敏感条件下生产压差对气井产量的影响

对于指数式低渗透气藏渗透率压力敏感模型公式(6),由于渗透率敏感参数α比较小,因此可将渗透率与压力的指数形式用一阶Talor级数近似表示:

采用拟压力函数表示:

基于拟压力表示的气井产量方程一般形式,代入拟压力函数,按采气指数的定义,考虑渗透率压力敏感的气井产量方程[10]可写为:

上式就是常规的单相气体流产量方程。用(12)与(13)方程左右端分别相除得到考虑地层压敏和不考虑地层压敏气井产能的比值,利用该式可评价压敏对气井产量的影响[11]。

苏里格气田气井存在压敏的渗透率敏感参数范围为0.01～0.2MPa-1,其中气井投产初期地层平均压力就是初始气藏压力,即,取pi=30MPa,分析不同压敏参数下生产压差对气井产能的影响(图7)。结果表明:当气藏储层物性存在压敏时,初期投产生产压差越大,压敏引起气井产能降低值越大;气井渗透率压敏参数越大,相同生产压差条件下,压敏引起气井产能下降越严重;压敏严重时,当生产压差大于某界限后,增大生产压差对气井产能提高幅度将越来越小。按照苏里格气田气井的平均压敏参数0.0675MPa-1,控制气井生产压差在8MPa内,可将压敏对产能的降低影响减小到20%的幅度范围内。

基于上述分析,对于苏里格气田来讲,初期单井配产越高,生产压差越大,压敏对气井产能的影响越严重。因此,气井的初期配产显得尤为重要,特别是压敏比较严重的井,初期不宜配产过高,否则,必然导致产能快速递减。

3 结论

通过系统分析与研究,对苏里格气田开发动态特征得出如下结论与认识:

(1)苏里格气田低渗储层岩石结构复杂,孔隙吼道细小,压敏实验表明,苏里格气田80%储层的有效渗透率在0.1×10-3μm2以下,属典型的低渗气藏,当气田开发至衰竭压力2MPa时,因岩石受压易变形,使储层渗透率总体降低约三分之一,储层敏感性强。

(2)苏里格气田气层砂岩介质具有变形介质特征,实际气井敏感系数范围0.02～0.115MPa-1,平均值0.067 5MPa-1。

(3)气田开发生产后期地层压力下降,气井产能明显降低,有压敏气井的产能下降速度远大于无压敏气井的产能下降速度。

(4)控制气井生产压差可以减小压敏对气井产能递减速度的影响,苏里格气田气井的平均压敏参数0.0675MPa-1,控制气井生产压差在8MPa内,可将压敏对产能的降低影响减小到20%的幅度范围内。

摘要：苏里格气田是典型的低渗砂岩气藏,储层岩石孔隙结构复杂,具有明显压敏特征;目前气井采用控制产量和放压生产2种方式,其动态特征差别较大,对压敏条件下气体渗流机理及其对气井产能的影响认识不清,2种生产方式对气井开采效果的影响有待进一步评价。在岩心实验分析的基础上,通过储层压力敏感性评价,建立压敏条件下气井渗流方程,定量评价压敏条件下气井产能特征,并结合实际动态资料,修正渗透率压敏参数,分析预测气井开发后期生产动态,量化对比不同生产方式下压敏对气井开采效果的影响,优化配产,提升气田开发水平。

关键词：应力敏感,渗流机理,气井生产方式,产能,生产动态

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动态压力的分析研究 篇8

在稠油溶解气驱中, 压力递减率和压力梯度都会影响开采效果。在资料所描述的实验中, 都试图了解稠油开采中各项参数在采收率变化中的共同作用。这个是很简单的, 因为当采收率增加时, 压力递减率和压力梯度都会增加。在研究工作中, 压力梯度和压力递减率的变化是独立的。

几个研究学者指出, 在高的压力递减率条件下将形成更多的气泡, 因为较高的压力递减率导致了更大的过饱和度和成核效率。Firoozabadi总结出高的压力递减率会激发更大规模的成核作用, 因此临界气体饱和度可以是低dp/dt下值的2～5倍。Chatenever等认为, 尽管气体成核作用本身对被驱替油的总体积贡献很小, 但它对开采的直接影响却非常明显。只有当气体是非连续相的时候, 气驱油才是最有效的。Bora等的微模型研究表明, 溶解气驱过程中, 在改变流动状态和分散状态方面压降率是最重要的影响因素之一。分散的气体流动只有在高的压降测试中才能观察到, 分散是由流动的气体残余破裂而形成的, 这也同时影响了采收率和压力递减率。

Sheng等表示, 在控制油的气体分散中, 压力梯度的作用更加重要。Turta等研究了稠油油藏溶解气驱进程中压力梯度的作用。他们应用了在三个不同的位置产生三个不同的压力梯度的特殊填砂模型。结果表明在油藏溶解气驱中, 压力梯度的增加对采收率的影响是非常重要的。

在许多初期研究中, 压力递减率和压力梯度是通过采收率联系起来的, 较高的采收率导致较高的度和界面弹性却减小了。聚合物使采出水黏度增高, 增大了电荷密度和界面弹性, 这不能帮助油珠聚并。

三元复合驱已经成为油田三次采油最具潜力的技术。但当使用已建设备, 包括沉降和气浮选设备处理采出水时, 采出水难以处理, 表面活性剂是采出水中油珠稳定的主要因素。添加化学剂使乳化的油珠失去稳定性, 这是最简单最有效的方法。虽然絮凝不适用于三元复合驱采出水处理, 但破乳可以。破乳剂DODY68对加速小油珠的聚并有明显作用, 当向采出水中加入破乳剂后, 界面张力降低, 表面电荷减少, 油珠的尺寸也明显增大。

由于破乳剂替代了表面活性剂, 所以负电荷减少, Zeta电位升高。因此, 油珠很容易聚并成更大的油珠。另外, 由于聚并过程中破乳剂分子的排水反应, 使得油珠间的水膜很容易被排除。虽然破乳剂对三元复合驱采出水油珠的去除有作用, 但破乳处理采出水增加了化学剂的成本。

采出水处理与采油是一对相反的过程。采油时, 化学剂用来驱油使油珠稳定, 而采出水中稳定的油珠需要在接下来的水处理过程失去稳定性。三元复合驱使用了大量的表面活性剂提高了采收率, 然而采出水中含有大量的残留表面活性剂使油珠稳定, 变得难以处理。结果, 已建的采出水处理系统无法处理三元复合驱采出水, 需要投入大量资金来解决这一问题。因此, 三元复合驱油技术应考虑整个油田开发系统, 进行认真细致的研究和评价。

资料来源于美国《Colloids and Surfaces A:Physicochem.Eng.Aspects》211 (2002) , 《Colloids and Surfaces A:Physicochem.Eng.Aspects》252 (2005) 压力递减率和压力梯度。在Talabi等的研究工作中, 这些因素在一个称为减压指数的无因次变量组中被结合在一起。作者表示, 较高的减压指数 (由较高的采收率产生) 会影响早期的气泡成核作用和气泡的增长, 它也许会因黏滞力的增加而影响晚期渗流。作者指出, 较快的开采速度产生小气泡, 减少了气泡合并和独立气相形成的机会。因此, 它会导致较低的气体流动, 较高的临界气体饱和度和较高的石油采收率。但是, 这项研究以及相关的研究却不能区分两个影响作用的不同之处。区分二者的作用是非常重要的, 因为:①在油藏条件下, 两个因素的相对重要性是随时间和空间变化的;②溶解气驱的力学模型要求区分二者对成核作用的影响 (例如压力递减率) , 以及这些影响下的气泡相互作用/合并和流动 (压力梯度) 。

2 实验

2.1 实验装置

研究中衰竭实验装置主要由两个恒温的空气浴组成。一个岩石夹持器将填砂模型固定在大的空气浴中。在填砂模型的出口有一密度计用来测量流体密度 (单相和两相) 。两个可视容器置于第二个空气浴中, 用来收集采出液体和测量自由气体体积。在下游安装射流泵 (ISCD 500D) 以恒定容积率产生流体。第二个射流泵用来控制轴向压力和围压 (和初始不同的压力递减率) 。在一个含气石油装置中准备了含气石油。收集在一个可视容器中的产出液的体积通过摄像系统测量并将数据储存在计算机中。自动测试资料包括压力、压力降、温度、ISCO泵的资料、产出气体体积和流体密度。更多的设备部件和它们的校正资料可在文献中查到。

2.2 流体和填砂

在衰竭实验中所用的石油是黏度为1 000 cS的甲基硅石油。为了测试含气石油的黏度, 在岩心进口处安装了毛细管黏度计。毛细管黏度计用水和脱气原油校正, 几何常数也已经确定。所测的含气原油的GOR是在泡点压力为487±5 psig (1 psig=6.895 kPa) 时测得的。在全部的实验中, 甲烷被用作气相。衰竭实验中的砂为水湿硅砂。砂的粒径分布为50～70 μm。

2.3 过程

衰竭实验中的砂是经过筛选的, 为了除去杂质用1∶1的氯甲烷和甲醇混合物提取一周, 然后获得水湿砂。所提取的砂在一个中温恒温器中烘干以清除溶剂的痕迹。在Viton套筒中塞入砂, 充填前套管插入岩心夹持器中。较薄的粗砂层至于两端, 这样可以使用大于砂粒中间尺寸的筛管, 避免砂粒进入出口流体。较大的筛管尺寸可以避免出口处气体的形成, 如果筛管的尺寸小于砂粒的尺寸将会有气体产生。 密度计可以通过已知的气体和流体密度来校正 (两个标准) 。

填砂模型是真空的, 用2%的盐水溶液饱和。几何测试用来检测孔隙度和波及不到的体积 (死区) 。绝对渗透率在不同流速下获得, 同时对毛细管黏度计进行校准。接下来, 体系中的盐水溶液用脱气原油驱替直到没有更多的水产生为止。这样大约注入了1.5 PV的脱气原油。共生水饱和度大约在4.5%。在不同流速下使脱气原油从填砂中脱出, 有效孔隙度就可以得到了。用脱气原油毛细管黏度计重新校正, 然后体系加压到含气原油的泡点压力以上。在含气原油合并单元中制备的含气原油是油和甲烷气体的混合物, 经几天混合直到容器中的压力恒定。

在残余水存在状态下测得的孔隙度、绝对渗透率、有效渗透率和岩心孔隙体积分别为39.5%、1.62 D (1 D=1.02 μm2) 、1.35 D和497 cm3。含气原油注入到填砂模型中, 模型在残余水状态下被脱气原油饱和。驱替油由回压调节计产出, 压力设置为60 psi, 在脱气原油泡点压力之上。定期测量气油比直至所测得的气油比等于制备含气原油的气油比。完成这个过程大约需要超过2 PV的含气原油。

当脱气原油完全被含气原油从填砂中驱替出来时, 填砂模型已经为衰竭实验做好了准备。接下来, 入口阀使填砂闭合, 出口阀打开给小的可视单元加压。小的可视单元与射流泵连接。然后将填砂模型静置1天使之平衡。这期间, 为了确保没有自由气体溶解在原油中和没有漏失, 要记录压力值。开始前填砂模型的压缩性也需要测出以确保填砂模型的单相条件。

在衰竭实验之初, 特定的采收率下, 射流泵安置在连续流回填模式下。衰竭实验在0.018 PV/d或0.145 PV/d (0.37cm3/h或3 cm3/h) 下开始进行。填砂流体被抽取到小的 (更精确的) 可视单元中。在所测试的一些点中, 气体开始向可视单元流动。在小的可视单元被气体充满之前, 流体直接向大的可视容器流动。所产生的自由气体量由记录油气界面的摄像机来测得。衰竭的填砂达到一个确定的体积时过程停止。所有的参数, 如温度、压力、压差等, 都由资料采集系统记录。

在衰竭实验完成后, 新的测试开始之前, 填砂要用2 PV的脱气原油和2 PV的含气原油在高于泡点压力的条件下进行彻底清洗, 以确保气体完全溶解于原油中。可视单元和射流泵也要清洗和进行真空处理。

3 结果和讨论

3.1 实验范围

以两个不同流速在一线性填砂模型中进行了7次衰竭测试, 流速可相差8倍。衰竭测试被划分为两个组:慢速测试和快速测试。在相同的采收率和不同的压力递减率下不断重复实验。通过向套筒周围的封闭空间里注入或从中产生流体可在填砂模型中产生不同的压力递减率。如此一来, 在同一采收率 (或压力梯度) 下会有不同的压力递减率。压力递减率逐级增加。在进程1～4中, 采收率在0.018 PV/d认为是慢进程;进程5～7中, 采收率为0.145 PV/d认为是快进程。进行的一个测试 (进程2) 是为了重复再现。

在整个测试中进程1和5是在超负荷、压力为1 140 psig时进行的。结果显示, 整个测试中泵以不同的小流速将流体射入封闭空间中。但是在进程3、4、6、7中, 围压并不恒定。在填砂模型中, 泵以恒定产出速率工作, 在达到临界气体饱和度之前, 围压是降低的。进程3、4、6中流体从超负荷空间中抽出, 在进程7中注入。

3.2 平均填砂压力

进程1～7的慢、快进程压力展开资料列于图1中。所有过程显示在单相流、超饱和条件下, 快进程压力降低;两相流的慢进程压力降低。压力递减率的变化导致最大饱和度的不同。在进程1中单相压力递减率是-23 psi/h, 所测的最大过饱和值是34 psi。进程3中的压力递减率几乎比进程1高出一个数量级, 因此也引起了较大的过饱和度 (58 psi) 。

快速测试中, 进程6的压力递减率为-554 psi/h, 过饱和度为90 psi。进程7中流体注入封闭空间降低了填砂中的压力递减率 (达到-25 psi/h) 。在快进程中这个压力递减率是最低的, 接近于慢速测试。所观测的过饱和度为15 psi。一般来讲, 测试采用高压力递减率, 显示高的过饱和度。此结论已经在几个研究学者的报告中给出。

一些慢速测试 (如进程3) 所显示的过饱和值 (和压力递减率) 与一些快速测试 (如进程5) 相似。也有一些快速测试 (如进程7) 显示出的过饱和压力递减率小于或近似于慢速测试。但正如我们了解的, 过饱和值和压力递减率 (作为从封闭空间中注入或产出的结果) 的变化对原油开采和气体流度的影响并不重要。

3.3 压差

进程中的压差测试列于图2中。进程6的结果没有显示, 因为在该实验中, 压差转换失败。图2也显示快速测试比慢速测试实验的压差高。在慢速实验 (进程1～4) 结束时, 通过填砂有较小的压力降落, 表明通过填砂的流体中含有大量的气体。这也意味着气体在慢速测试过程中无论压力递减率的高低都有较高的流度。在慢速测试结束时所测的压力降落是很小的, 并不受压力转换器测试精度的影响。我们认为有效压力梯度也很小。这个结论将在后面讨论。

除了在快速测试中压力降落值较高外, 快速测试与慢速测试相似。有些结果也表明了压力递减率的改变并不影响压差。当气体饱和度超过临界气体饱和度时, 当孔隙体积扩张在0.05～0.1 PV之间时, 通过填砂模型的压力降从高值 (大约为65 psi) 降低。在快速测试的最后, 通过填砂模型会有较大的压力降落。这个压力梯度表明流体通过填砂模型比慢速测试中有更高的含油量。压力梯度的定量分析会在文章的后面给出。

3.4 密度和自由气测试

在慢和快进程中产出的流体密度列于图3中。流动流体密度最初等于单相的密度 (大约为0.94 g/cm3) 。伴随着持续的扩大, 气体溶解和通过填砂模型以及密度计的最终流动, 导致测试密度的降低。进程1～7中通过填砂模型的压差已经在图2中给出。通过比较两组数据 (图4和图5) , 明显观察到密度的降低对应了压差的降低, 表明气体已经开始流动。

图3的结果表明了压力递减率的独立性, 快进程显示了在孔隙体积从0.05膨胀到0.1时密度的降低, 同时慢进程显示了孔隙体积从0.01膨胀到0.02时密度的降低, 明显反应出在较大的膨胀体积下, 大量的气体流动在快进程中产生。进一步, 快的衰竭实验显示密度逐渐减低到大约0.5 g/cm3, 然后缓慢降低到0.3 g/cm3。另一方面, 慢的衰竭实验中密度迅速降低到0.20 g/cm3, 然后缓慢降低到0.10 g/cm3。图3的结果证明了在慢测试中有更多的气体流动。如图4所示, 在恒定的膨胀体积下, 快速测试只有较少的气体产生。这里的压力递减率是独立变化的。

实验结果表明, 与慢速测试相比, 快速测试中的临界气体饱和度 (作为大量气体测试) 和气体流度都比较小。而且, 压力递减率的影响也较少。当压力递减率增加一个数量级, 流动状态并没有显著的变化, 而流速增加8倍对产出流体的流动有显著的影响。例如, 在高的压力递减率和大的饱和度下的慢速测试所产生的状态与其他测试相似。

3.5 气体分流量和气油比

在水平渗流和缺少毛细管力的条件下, 气体分流量与相对渗透率和黏度有关。在本研究中由于压力变化引起的油和气的黏度变化是很小的。在不同的实验中 (测试驱替效率) 气体分流量值列于图5中。气体分流量可以由以下公式计算得出:

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式中qg是所测产出气体的气体流率, qo是产出油的流率。

快速实验显示气体分流量较慢速实验的低, 说明驱替效率较高。更特殊的情况, 在气体饱和度为2% ～7%的快速试验中, 结果显示了气体分流量一 直较低 (相对稳定) 。图5中进一步显示了在快速实验中存在微小的不同 (随压力递减率的不同) 。相反, 慢进程驱替效率的较低。结果表明, 流速增加8倍会提高油的驱替效率, 相反增加压力递减率并不能影响同一状态下的驱替效率。

提高采收率的一个原因可能是气体的低流度。稳态 (或拟稳态) 条件下的流度由以下公式给出:

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式中Krg是气体相对渗透率, μg是气体黏度, Kro是油的相对渗透率, μo是油的黏度。

在本次研究所进行的实验中, 应用的是同一类型的原油和气体, 正如前面所提到的, 压力对黏度的影响是很小的。采用了不同黏度的油和气, 给出了油和气的相对渗透率。Pooladi-Darvish 和Firoozabadi用公式 (2) 研究了在稀油和稠油的衰竭试验中气和油的相对渗透率之比。

Tang和Firoozabadi提出了一个简单的数学模型用来估计一维流动的衰竭实验中的相对渗透率。通过该模型, 油和气的相对渗透率由下面的公式给出:

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式中μl为l相的黏度, ql为l相的流速, L为填砂长度, k是绝对渗透率, A是通过的横截面积。方程 (3) 与达西定律的简单形式的主要不同点是分母中多了一个系数2。这个系数只有当流动是拟稳态 (在衰竭下的流动, 边缘为非渗流边界) 时才出现。方程 (3) 经演化可以作为无渗流外边界的线性渗流体系下单相恒定速率产出的非稳态问题的晚期解。但是, 如果该公式扩展到两相流时需要做出以下假设:①均一的气和油饱和度;②通过岩心的平均压差接近于所给出的值;③单向渗流。Talabi等指出, 从以上公式所得出的值要与实验数据进行历史拟合。研究结果表明, 无论压力递减率如何, 在同一气体饱和度状态下, 快速实验的气体相对渗透率比慢速实验中的低。

用填砂模型中通过的油和气的速率可以计算出气油比。结果表明了慢测试和快测试间的明显不同。无论压力递减率如何, 慢速测试有较高的气油比, 而快速测试的气油比较低。慢速测试中的气油比在达到稳定的100之前是不断增加的。气油比开始增加之后, 它会随着气体分流呈线性变化, 显示了增加的压力梯度在提高慢速测试的气油比和衰竭中保持油藏能量上的重要性。

3.6 平均气体饱和度和采收率

填砂模型中的气体饱和度由其中的自由气的体积计算得到。填砂模型中自由气的检测是通过在可视容器中产生的气体抽提来确定的, 在泡点压力下孔隙体积的扩张来自于总体积的膨胀。计算中要考虑由于围压的变化引起的体积的扩大或者缩小。结果, 填砂模型中的平均气体饱和度可以作为原油采收率的一个量度。

慢速测试中无论压力递减率如何变化, 采收率都接近于0.04。另一方面, 相同条件下的快速测试的采收率介于0.12～0.14之间。在这些实验中, 流速 (压力梯度) 增加8倍会使采收率增加3倍。压力递减率增加一个数量级对采收率并不能产生相同的效果。

3.7 讨论

研究的结果表明, 在我们的实验当中, 早期的过饱和与气泡成核作用并不是控制石油开采的主要机理。这一发现在发展溶解气驱数学模型中是非常重要的, 特征气体流度作为压力梯度的函数比发现气泡成核的早期现象更为重要。但是这些发现因为特定的条件包含了一些限制因素。接下来的实验要求证明这些观察结果的正确性。该研究的发现有助于研究流体相对渗透率的函数关系, 这一点与Talabi 和 Pooladi-Darvish给出的方法相似。这些函数应用到油藏模拟模型中可以更好地指导稠油溶解气驱中的油藏工程设计。

4 结论

通过实验研究了压力梯度和压力递减率的作用, 实验流体在封闭空间里, 填砂流体连续产生。压力递减率和压力梯度的变化是相互独立的。

结果显示, 流速增加8倍时采收率增加3倍;但是压力递减率增加一个数量级时, 采收率并没有显著变化。结果还显示, 在快速衰竭实验中, 依靠降低压力递减率使之与慢速实验相似, 所得到的采收率与慢速实验也不相同。

原油采收率和气体分流量的计算值表明, 衰竭实验中应用较大的压力梯度比用小的压力梯度可以获得更高的气体驱替效率 (无论压力递减率如何) , 这就导致了在较大压力梯度下有较低的气体流度。

2008-04-22

摘要：稠油溶解气驱的采收率受几个相互作用因素的影响, 其中包括压力递减率和压力梯度。研究表明高的压力递减率 (dp/dt) 会产生较大过饱和度和较快的成核作用, 将导致更多分散的气泡, 同时, 高的压力梯度增加了作用于气相的黏滞力, 加速了气泡的破裂和气体的离散。二者相互作用导致较低的气体流动, 影响石油采收率;但是它们的相对重要性仍然未知。