适合低渗透砂岩油层的新型磺基甜菜碱表面活性剂的研究

报道了以中部有芳环的长链烷基为亲油基的一种新的驱油用磺基甜菜碱SLB-13，给出了化学结构，讨论了亲油基最佳结构。45℃时该表面活性剂水溶液在0．05～3．0g／L宽浓度范围可产生超低（10^-3mN／m）油水界面张力。在尺寸4．5×4．5×3．0（cm）、纵向渗透率变异系数0．72、平均渗透率29×10^-3～45×10^-3μm^2的石英砂胶结岩心上，使用黏度10mPa·s的模拟油，在45℃考察了水驱之后注入0．3PV化学剂段塞提高采收率的幅度及段塞注入性和提高波及体积能力（通过Ps／Pw值即注剂注水最大压差比），结果如下。1．0和3．0（g／L）SLB-13段塞仅提高采收率4．62％和3．41％，Ps／Pw值为0．37和0．43，注入性好但不能提高波及体积；0．4HPAM（M=4．8×10^6）段塞提高采收率7．22％，Ps／Pw=1．05；3．0＋0．4、1．0＋0．4、1．0＋0．8SLB-13＋HPAM复合段塞分别提高采收率8．68％、11．74％、16．20％，Ps／Pw值分别为1．04、1．37、2．30，最佳段塞为1．0＋0．4S阻13＋HPAM。SLB-13可用于大庆低渗油藏提高采收率。表3参6。     

游梁式抽油机运动参数的精确解

根据游梁式抽油机四连杆机构的几何关系和运动特点,建立了游梁的摆动方程,并由该方程得出了游梁摆角变化规律以及悬点运动的位移、速度和加速度的计算公式,从而给出了求游梁式抽油机悬点运动参数精确解的一种计算方法.以CYJ10-3-37HB型抽油机为例,计算了其悬点运动参数,并给出了与简化为简谐运动和曲柄滑块机构运动的对比曲线;分析表明,悬点的上、下死点位置不是常规认为的180°和360°(或0°)曲柄转角,因而按常规计算时悬点位移将出现负值.为此,给出了确定悬点运动死点位置的方法,并计算出CYJ10-3-37HB型抽油机在给定条件下的上、下死点位置为178°7'3"和358°2'37"曲柄转角.该方法既适用于曲柄任意方向旋转的游梁式抽油机,也适用于前置式抽油机,同时还可供研究其它类型抽油机运动规律时参考.     

地热水驱温度对稠油采收率影响实验研究

针对J-99块毗邻J1-01井地热水的实际情况,为了提高J-99块稠油开发效果,在对地热水水质及其与该块油层配伍性研究的基础上,室内开展了地热水驱提高稠油采收率实验研究。研究结果表明,60～85℃范围是提高采收率幅度对地热水温度变化最敏感的区域,其间地热水驱采收率的提高幅度由3.39%增大至9.84%;不同温度地热水有一个有效注入量,地热水温度越高,有效注入量越大,实际注入地热水为70～85℃时,累计注入量以1.5PV为宜。该项研究为J-99块普通稠油利用地热水驱提高采收率提供了依据。     

低渗——特低渗透油层气体段塞组合驱比较研究

针对低渗、特低渗油层气驱提高采收率,在对低渗、特低渗油层CO;-N;驱和富气-N;驱进行数模及物模研究的基础上,对两种气驱进行了比较研究。在实验室岩芯中完全混相驱条件下,数模计算和物模驱油实验均表明,CO;-N;驱的合理前置段塞尺寸小于富气-N;驱的合理前置段塞尺寸,采收率比富气-N;驱的采收率低,但CO;-N;驱的最终投入产出比是富气-N;驱的2.0~2.69倍。在实际油层五点法井网部分混相驱条件下,数模计算结果表明,CO;-N;驱的合理前置段塞尺寸是富气-N;驱合理前置段塞尺寸的三分之二,但其采收率却比富气-N;驱的高,且投入产出比是富气-N;驱的2.6倍。     

油气集输中转站用能分析

油气集输中转站是把来自油井的油、气、水混合液分离成原油、天然气、含油污水。将原油加热、增压送往联合站,将含油污水加热、增压送往油井掺水和洗井,因此,中转站要耗用大量的电能和天然气。中转站具有数量多、分散、耗能大的特点,为了搞好能量的综合利用,我们对 N-5-1、N-5-2、N-5-3和 N-5-4四个中转站进行     

特低渗透油层CO_2与N_2驱替方式

针对特低渗透油层CO_2驱效果好而气源有限、N_2驱气源广而效果差的实际情况,以YS油田为实际背景,依据该油田地层及流体物性参数,对连续注CO_2、CO_2和N_2混注以及CO_2前置段塞+N_2等三种驱油方式进行了一维数值模拟,研究了CO_2混入N_2后与原油最小混相压力的变化规律,分析了不同尺寸CO_2前置段塞+N_2驱油过程中CO_2和N_2在油相气相中的分布规律,以及C2—C4和C+22在油相中的摩尔分数变化,对比了不同驱油方式的驱油效率。结果表明:特低渗透油层CO_2与N_2复合驱不宜采用CO_2与N_2混合气驱方式,而应采用CO_2段塞+N_2的驱油方式;且一次注入的CO_2段塞至少应有0.3 PV才能有效地阻止N_2的窜逸对最终采收率的影响;于此同时,0.3 PV CO_2段塞+N_2的驱油方式不仅可以减少CO_2用量,而且可以充分发挥CO_2与N_2各自的优势,获得与连续注CO_2驱相同的驱油效果。     

分离器冲砂系统的设计与运行

本文对分离器冲砂系统进行了研究。理论分析表明，砂层流化是冲砂系统的重要特性，为此对冲砂系统定义了一个新的参数——流化系数F（或称冲破系统效率），并导出了用无因次群表示的冲洗时间和分离器中的砂体积。广泛的实验资料表明，新的无因次群对研究冲砂系统的特性是非常有用的，用这些无因次群可以将表示冲砂系统特性的有关数据缩减为一条通用的砂衰减曲线。注化系数有一个临界值，当冲砂系统的流化系数F大于该临界值时，冲砂系统属于超安全设计；当冲砂系统的流化系数F大于该临界值时，冲砂系统属于于无效设计。实验还获得了有关砂子在分离器中的纵向迁移率和排污口间隔方面的重要数据。研究表明，对于每个排污口，最好用低的隔离板将其隔离开，而冲洗流的大小需要根据适当的注化系数F来确定。同时还发现，冲洗大直径的分离器会更困难些，一般要用两、三排冲洗管。经排污口排出的砂-水浆中砂的沈度可以用工业用的伽马射线密度计测定，且该浓度值（以用来控制冲砂时间。根据本研究结果设计的冲砂系统已在北海的Forties油田的分离器中进行了试验，并用红外线热图像显示了其工作状况，结果表明，新设计的冲砂系统能够有效地解决分离器中的砂堆积问题。     

非圆形通道中气液两相铅直向上流动的压降计算

本文介绍Sadatomi等关于非圆形通道中气液两相错在向上流动外压降计算方法。     

不加热油气集输管线的管径选择

管径的选择不仅决定整个管网系统的运行状况,而且影响着整个管网系统的经济效益。介绍了管径对于不加热油气集输管线流动规律的影响、管径选择的方法,并用示例进行了分析,说明了管径选择的必要性。     

油气集输管线中气液两相团状流

针对油气集输管线中气液两相团状流的流动机理和特点,将每一段塞单元划分为带液层的气塞区和液塞区两个区域.对气塞区,采用分流模型建立了其水力计算模型;对液塞区,采用均流模型建立了其水力计算模型,并用实验数据关联了液塞区气液混合物的沿程阻力系数与雷诺数之间的相关式.通过气塞区和液塞区水力计算模型的结合,给出了团状流的水力计算模型.经大庆油田12井次实际生产数据检验,该水力计算模型所预测的压力梯度比传统的按流动状态所预测的压力梯度更符合实际值.