CN103306648A - 稠油泡沫驱的方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种稠油泡沫驱的方法，属于稠油的采收技术领域。本发明将气/液比为1:1～1.5:1的起泡体系注入到注气井井底，其中起泡体系包括空气和有效浓度≥0.06%的起泡剂；起泡体系在井底形成泡沫，泡沫进入到油层孔隙空间内渗流。本发明通过泡沫在遇油破灭后，仍然具有较高的粘度，远高于地层条件下原油的粘度，使得满足驱油体系在进入目的油层后，满足流度控制的作用，防止驱油体系的气窜问题的同时，通过稠油泡沫驱来满足油层提高波及效率的作用，从而进一步提高稠油的采收率；另外解决的一个问题是将可燃气体控制在***范围以外，或者控制氧含量低于临界氧含量的最低值即安全氧含量，避免发生***。

Description

稠油泡沫驱的方法

技术领域

本发明涉及稠油的采收技术领域，尤其是一种对稠油使用泡沫驱的方法。

背景技术

稠油是指地层条件下，黏度大于50毫帕·秒，或在油层温度下脱气原油黏度为1000～10000毫帕·秒的高黏度重质原油。稠油具有黏度高，密度高的特点，稠油含轻质馏分少，胶质与沥青含量高。在地层中鲁克沁地层中，地面原油密度为0.9509-0.9696g/cm³,50℃时原油粘度为12000-36520mPa.s,地层温度(90℃)下粘度为916.1-6744mPa.s,含蜡量为0.9%-7.8%,凝固点为20-48℃，沥青质含量为7.9%-20.9%,非烃含量为9.5%-27.4%,属典型的芳香型稠油。

由于稠油具有特殊的高粘度和高凝固点特性，在开发和应用的各个方面都遇到一些技术难题。就开采技术而言，胶质、沥青质和长链石蜡造成原油在储层和井筒中的流动性变差，要求实施高投入的三次采油工艺方法。高粘、高凝稠油的输送必须采用更大功率的泵送设备，并且为了达到合理的泵送排量，要求对输送***进行加热处理或者对原油进行稀释处理。就炼化技术而言，重油中的重金属会迅速降低催化剂的效果，并且为了将稠油转化为燃料油，还需要加入氢，从而导致炼化成本大大增加，渣油量大，硫、氮、金属、酸等难处理组份含量高，也是炼油厂不愿多炼稠油的原因。可见，稠油的特殊性质决定了稠油的采、输、炼都是相对困难的。

现有原油的采收过程中，原油的采收率是波及效率与洗油效率的乘积，因此，提高采收率主要有两个途径，一是提高波及系数，主要可通过封堵高渗层及大孔道而提高小孔道的波及体积，或降低驱替剂流度等来实现的；二是提高洗油效率，主要方法是改变岩石表面的润湿性和减少毛细管现象的不利影响，一般利用表面活性剂。但是对于原油中的稠油，由于其粘度高密度大，常规的化学驱由于驱油体系的表观粘度大幅度下降以及体系稳定性差，导致驱油效果变差，甚至失败，不能大规模推广应用。

发明内容

本发明的发明目的在于：针对上述存在的问题，提供一种稠油泡沫驱的方法，解决的一个问题是在高温、高盐、低渗的稠油油田中，通过泡沫在遇油破灭后，仍然具有较高的粘度，远高于地层条件下原油的粘度，使得满足驱油体系在进入目的油层后，满足流度控制的作用，防止驱油体系的气窜问题的同时，通过稠油泡沫驱来满足油层提高波及效率的作用，从而进一步提高稠油的采收率；另外解决的一个问题是将可燃气体控制在***范围以外，或者控制氧含量低于临界氧含量的最低值即安全氧含量，避免发生***。

本发明采用的技术方案如下：

本发明的稠油泡沫驱的方法，采用泡沫发生器将气/液比为1:1～1.5:1的起泡体系同时注入到注气井井底，其中起泡体系包括空气和有效浓度≥0.06%的起泡剂；起泡体系在井底形成泡沫，泡沫进入到油层孔隙空间内渗流，其中起泡体系的起泡渗流速度＜1.0m/d，泡沫的视粘度随孔隙度的增大而升高；泡沫在孔隙中遇稠油时，泡沫粘于稠油的油滴上并发生破灭，使稠油的油滴变成油膜，其中泡沫体系在孔隙介质中的起泡含油饱和度≤21%，泡沫在孔隙空间内不断破灭与再生，使油膜在泡沫的聚并、分散过程中变成小油滴，并沿着泡沫的液膜边缘，绕过泡沫的阻挡不断向前运移。

由于稠油具有高粘度的特点，常规的化学驱由于驱油体系的表观粘度大幅度下降以及体系稳定性差，导致驱油效果变差，甚至失败，不能大规模推广应用，所以在提高采收率方面要求化学剂要达到一定的粘度才能起到驱替作用，而本发明中所采用的泡沫驱油体系，在高温高盐油层条件下，具有较高的视粘度（200-5000mPa.s,甚至更高）的特性，通过选取最佳的驱油参数，从而可以满足油层提高波及效率的作用，进一步提高稠油的采收率。在本发明的方法中，刚好可以通过泡沫粘度很大的特点，使泡沫能与稠油很好地粘附在一起，而泡沫具有遇油消泡的作用，即具有堵水不堵油的机理和作用，使得泡沫与稠油油滴粘附时，进入到稠油油滴中发送膨胀破灭，此时的稠油油滴就会被泡沫膨胀为油膜，由于泡沫在在孔隙空间内不断破灭与再生，使得油膜在泡沫的聚并、分散过程中变成小油滴，并沿着泡沫的液膜边缘，绕过泡沫的阻挡不断向前运移，从而实现对稠油的驱替。本发明正是采用了泡沫的粘度大的特性，使泡沫与稠油之间能轻易地粘附，并通过泡沫在孔隙介质中渗流时不断地破灭与再生，基本解决了化学驱油体系在油层渗流过程中存在的所谓长期有效性问题；另外泡沫在多孔介质中渗流时，具有很高的视粘度且视粘度随介质孔隙度的增大而升高，即：泡沫体系具有堵高不堵低的机理和作用。同时，通过本发明的稠油泡沫驱的方法，在遇油后，尽管泡沫有一定的破灭，但粘度仍然非常高，例如300-10000mPa.s，远远高于地层条件下原油的粘度，满足驱油体系在进入目的油层后流度控制的作用，防止驱油体系的气窜问题。在泡沫驱过程中，还需要严格控制泡沫驱替速度对起泡能力的影响，含油饱和度对起泡能力的影响，有效浓度对起泡能力的影响，气/液比对起泡能力以及发泡方式等主要因素，才能保证在高温、高盐、低渗的稠油油田中进一步提高稠油的采收率的目的。当起泡剂有效浓度为0.02%～0.06%时，形成的泡沫对填砂管的封堵作用不明显；当起泡剂有效浓度大于0.06%时，阻力系数较大。此时，泡沫在填砂管中形成的泡沫体系，具有理想的封堵作用。气/液比时影响泡沫性能的重要参数，当气/液比过小，由于形成泡沫所需的气体数量不足，故泡沫驱油体系的阻力系数不是太高。随着气/液比的增高，这种情况逐渐得到改善，因而阻力系数继续增大。但当进一步增大气/液比时，由于气体数量过多，泡沫的平均液膜厚度变薄，起泡的稳定性变差，因而泡沫体系的阻力系数随着气/液比的增大，达到最大值后，开始小幅度下降，经试验证实气/液比的最佳范围为1:1～1.5:1。泡沫具有“堵高不堵低”的作用和机理，由于鲁克沁油层非均质性严重，各层渗透率差异较大，泡沫的生成条件不同，因此，需要进一步研究渗透率对阻力系数的影响，当渗透率在256×10^-3μm²～463×10^-3μm²范围内，随着渗透率的增加，阻力系数迅速增大；因此无论渗透率高低，距离入口端距离越远，阻力系数越低，即起泡速度小于消泡速度。对于泡沫驱提高采收率技术来说，在注入井近井地带、油层深部以及油井井底，流体的渗流速度差异较大。对于目的层来说，高渗透层、低渗透层的吸水量不同，泡沫的渗流速度也不相同，因此，需要研究不同线速度条件下泡沫的阻力系数。随着线速度的增加，泡沫的阻力系数逐渐增大，说明线速度越高，起泡液的发泡能力越强；距离入口端距离越远，阻力系数越小，说明泡沫在孔隙介质中渗流时，起泡速度＜消泡速度；经实验证实起泡体系的临界起泡渗流速度＜1.0m/d。在渗流线速度从0.3m/d～3m/d逐渐增大过程中，对于泡沫驱目的层来说，由于长期注水开发，高渗透层、低渗透层的吸水量不同，其水驱采出程度也不同即含油饱和度不同。因此，还需研究含油饱和度对泡沫的阻力系数的影响，随着含油饱和度的增加，泡沫阻力系数逐渐降低，但在不同的含油饱和度下的降低幅度不同。含油饱和度在0%～16%的范围内，随着含油饱和度的增高，阻力系数降低幅度中等；含油饱和度16%～21%的范围内，随着含油饱和度的增高，阻力系数降低幅度大于含油饱和度0%～16%的范围内，随着含油饱和度增高，阻力系数降低的幅度。在含油饱和度21%～33%的范围内，随着含油饱和度的增高，阻力系数降低幅度与含油饱和度0%～16%的范围内，随着含油饱和度增高，阻力系数降低幅度基本相当。当33%≤含油饱和度≤55%时，随着含油饱和度的增加，阻力系数基本不再降低。因此，泡沫体系在孔隙介质中的临界起泡含油饱和度在21%左右，所述需要控制泡沫体系在孔隙介质中的起泡含油饱和度≤21%。地面或井底发泡的阻力系数随着线速度的增加而降低。这主要是由于泡沫进入到岩心以后，由于较高的视粘度，阻力系数较高，随着流速的增大，非牛顿泡沫流体的剪切稀释作用，视粘度降低；此外，还可能由于随着泡沫在岩心中渗流，因泡沫消泡速度大于起泡速度，泡沫数量级质量有所降低，因此，阻力系数逐渐降低。而对于气液交替注入泡沫驱来说，在低流速及初期条件下，由于发泡的量不够大，因此阻力系数不大。随着流体在孔隙介质中渗流及发泡作用的进一步增大，泡沫的作用逐渐增大，阻力系数也逐渐升高并达到高位条件下的基本平稳。因此，井底发泡泡沫驱油效果好于气液交替注入泡沫驱的效果。正是通过本发明中对泡沫各个参数的控制，从而选取最佳驱油参数，才能有效地提高稠油的采收率。

本发明的稠油泡沫驱的方法，其特征在于：所述起泡体系的气/液比为1.2:1，所述起泡剂的浓度为0.08%-0.1%，起泡体系的起泡渗流速为0.7m/d。

为了达到最佳的驱油效果，充分利用泡沫大粘度的特点，使泡沫在孔隙中能更好的驱替稠油，从而使泡沫最好的提高稠油的采收，需控制起泡体系的气/液比为1.2:1，所述起泡剂的浓度为0.08%-0.1%，起泡体系的起泡渗流速为0.7m/d，确保泡沫的起泡能力达到要求，确保泡沫具有理想的封堵作用；确保泡沫具有较高的阻力系数，确保泡沫的驱替效果，从而进一步提高稠油的采收率。

本发明的稠油泡沫驱的方法，在注入起泡体系的过程中，需控制井内可燃气体与氧气的混合气中，可燃气的浓度低于***下限，或者高于***上限，氧含量低于***的临界氧含量；

其中，单组分气体混合物的***极限可由下式计算：

$C_L=\frac{100}{4.76(N-1)+1}---\left(1\right)$

$C_U=\frac{400}{4.76N+4}---\left(2\right)$

式中：C_L—为单组分可燃性气体的***浓度下限，C_U—为单组分可燃性气体的***浓度上限，N—为混合物完全燃烧所需氧原子数；

其中，多组分气体的***极限介于单组分极限值之间，可用下式估算：

$C_{\min }=\frac{100}{\frac{V_1}{C_1}+\frac{V_2}{C_2}+\·\·\·+\frac{V_n}{C_n}}---\left(3\right)$

式中：C_min—多组分可燃性混合物的***极限（%），

V₁，V₂，V₃，…，V_n—各组分在混合气体中的体积百分数，

C₁，C₂，C₃，…，C_n—各组分气体的***界限（%）；

可燃性气体与氧气发生完全燃烧时，化学反应式如下：

$C_n{H}_m{O}_{\mathrm{\λ}}+(n+\frac{m-2\mathrm{\λ}}{4})O_2\⇔{\mathrm{nCO}}_2+\frac{m}{2}{H}_{2}O$

式中：n—碳的原子数；m—氢的原子数；λ—氧的原子数；

在可燃性气体体积分数为***下限L时，体积分数为L，理论最低临界氧含量为：

$C\left(O_2\right)=L(n+\frac{m-2\mathrm{\λ}}{4})=\mathrm{LN}---\left(4\right)$

式中：C(O₂)—可燃性气体的理论最低临界氧含量；

L—可燃性气体的***下限；

N—每摩尔可燃气体完全燃烧时所需要的氧分子个数。

由于采用了上述方法，可燃气体（液体蒸汽）发生燃烧和***的三个基本物质因素是：可燃气体（液体蒸汽）、氧气及点火能量。而燃烧***，不仅需要可燃气和氧气的存在，还需要一个重要条件就是可燃气和氧气适当的配合比例，既可燃气体与氧气的混合气中可燃气的浓度必须高于***下限，低于***上限，氧含量达到临界氧含量以上，只要这两个条件同时具备了，遇到足够的点火能量就会发生燃烧或***。常温常压下，甲烷在空气中的***范围限为5%～15%。当可燃性气体或液体蒸气与空气(或氧气)在一定浓度范围内混合，遇到火源会发生***，这个浓度范围即为其***极限。因此能使可燃性混合气体发生***所必需的最低可燃气体浓度，称为***下限；能使可燃性混合气体发生***所必需的最高可燃气体浓度，称为***上限。浓度在下限以下或上限以上的混合气体是不会着火或***的。这是因为可燃气浓度在下限以下时，体系内含有过量的空气，由于空气的冷却作用，阻止了火焰的传播，此时活化中心的销毁数大于产生数。同样，当浓度在上限以上时，空气是具有火灾或***危险的。故对上限以上的可燃气-空气混合气不能认为，含有过量的可燃性物质，空气（氧气）不足，火焰也不能传播，但此时供给是安全的。可燃气体的***极限没有一个固定的范围，影响***极限的因素很多，如：初始温度，***初始压力，氧含量，惰性气体（氮气、二氧化碳、水蒸气对***极限的影响依次增大），点火能量及容器大小等。因此可通过本发明中的公式进行计算，在注空气过程中，主要是原油中的天然气与空气混合容易发生***，所以天然气的成分决定了其***界限。估算天然气与空气混合***界限的步骤是先用式（l）和式（2）分别估算出单组分的***上、下极限；再由公式（3）计算多组分可燃性气体混合物的***界限。从而使得本发明将可燃气体控制在***范围以外，或者控制氧含量低于临界氧含量的最低值即安全氧含量，避免发生***。

临界氧含量是指当给以足够的点燃能量能使某一浓度的可燃气体刚好不发生燃烧***的临界最高氧浓度，即为***与不爆的临界点。若氧含量高于此浓度，便会发生燃烧或***，氧含量低于此浓度便不会发生燃烧或***。安全氧含量是指当给以足够高的点火能量都不能使任意浓度的可燃气体或液体蒸汽发生***的临界最高氧浓度，氧含量高于此浓度，对于某一浓度的可燃气体会发生燃烧***，但是若氧含量低于此浓度则对任意浓度的可燃气体都不会发生燃烧或***。通常最低临界氧含量即为安全氧含量。可燃性气体(或蒸气)与氧气发生完全燃烧时，化学反应式如下：

$C_n{H}_m{O}_{\mathrm{\λ}}+(n+\frac{m-2\mathrm{\λ}}{4})O_2\⇔{\mathrm{nCO}}_2+\frac{m}{2}{H}_{2}O$

式中：n—碳的原子数；m—氢的原子数；λ—氧的原子数；

在可燃性气体（或蒸汽）体积分数为***下限L时，此时反应为富氧状态，若体积分数为L，常温常压下理论最低临界氧含量等于下限浓度的可燃物刚好完全反应所需要的临界氧含量。而可燃气体在***上限时，其临界氧含量等于混合气中的实际氧含量。在没有具体实验依据时，可用可燃性气体的***下限达到完全燃烧时所需要的氧原子个数（即最小氧体积分数）来估算最低临界氧含量,根据公式（4）可得出天然气各组份最低临界氧含量。对大多数石油产物而言，常温常压下理论最低临界氧含量在10%左右，氧含量低于这个值，即使遇明火也不会发生***。

本发明的稠油泡沫驱的方法，所述鲁克沁地层中，***的临界氧含量为10.89%，在注入起泡体系的过程中，应控制氧含量低于该值。

根据实验数据绘制的***极限范围可知，鲁克沁油田的氧气的临界点为10.89%，也即***的临界氧含量为10.89%，当氧含量低于这个值时，即使遇明火也不会发生***，从而保证泡沫驱的安全，本发明中的泡沫驱在温度80℃，压力13MPa条件下，最终泡沫驱的氧气含量为3.2%，远远低于***的临界氧含量10.89%，因此是进行泡沫驱是安全的。

综上所述，由于采用了上述技术方案，本发明的有益效果是：

1、本发明的稠油泡沫驱的方法，在高温、高盐、低渗的稠油油田中进一步提高稠油的采收率；

2、本发明的稠油泡沫驱的方法，将可燃气体控制在***范围以外，或者控制氧含量低于临界氧含量的最低值即安全氧含量，避免发生***。

3、本发明的稠油泡沫驱的方法，泡沫在孔隙介质中渗流时不断地破灭与再生，基本解决了化学驱油体系在油层渗流过程中存在的所谓长期有效性问题；泡沫在多孔介质中渗流时，具有很高的视粘度且视粘度随介质孔隙度的增大而升高，即泡沫体系具有堵高不堵低的机理和作用；泡沫具有遇油消泡的作用，即具有堵水不堵油的机理和作用。

附图说明

图1是本发明中实验测得的甲烷-空气的***极限及***区域图。

具体实施方式

本说明书中公开的所有特征，或公开的所有方法或过程中的步骤，除了互相排斥的特征和/或步骤以外，均可以以任何方式组合。

本说明书（包括任何附加权利要求、摘要）中公开的任一特征，除非特别叙述，均可被其他等效或具有类似目的的替代特征加以替换。即，除非特别叙述，每个特征只是一系列等效或类似特征中的一个例子而已。

本发明的稠油泡沫驱的方法，采用泡沫发生器将气/液比为1:1～1.5:1的起泡体系（其中最优选为气/液比为1.2:1的起泡体系）同时注入到注气井井底，其中起泡体系包括可采用压力为10MPa的空气和有效浓度≥0.06%的起泡剂，优选为起泡剂的浓度为0.08%-0.1%，最佳效果为0.1%，当然根据实际需要也可以选择起泡剂的浓度为0.08%或0.09%或者其它浓度；起泡体系在井底形成泡沫，泡沫进入到油层孔隙空间内渗流，其中起泡体系的起泡渗流速度＜1.0m/d，最优为起泡体系的起泡渗流速度为0.7m/d；泡沫的视粘度随孔隙度的增大而升高；泡沫在孔隙中遇稠油时，泡沫粘于稠油的油滴上并发生破灭，使稠油的油滴变成油膜，其中泡沫体系在孔隙介质中的起泡含油饱和度≤21%，泡沫在孔隙空间内不断破灭与再生，使油膜在泡沫的聚并、分散过程中变成小油滴，并沿着泡沫的液膜边缘，绕过泡沫的阻挡不断向前运移。

本发明的稠油泡沫驱的方法，在油层温度（80℃）、注入水、地层水、石英砂、油层天然油砂等条件下，开展了岩心驱替试验。主要评价泡沫驱替速度对起泡能力的影响、含油饱和度对起泡能力的影响、有效浓度对起泡能力的影响、气/液比对起泡能力以及发泡方式等主要参数。

实验条件：

1、实验用水：模拟地层水及清水。

2、起泡剂：XHY-4，浓度根据具体实验内容确定。

3、实验用气体：空气，气体压力10MPa。

4、实验岩心：填砂管，直径5.08cm，长1.3m。

5、实验温度：80℃。

实验方法：

1、将填砂模型接入流程。

2、将模型抽真空至-720mmHg柱，饱和地层水。

3、以一定的注入速度开始水驱，测定填砂模型渗透率。

4、将起泡剂与空气交替注入填砂模型。

5、实时记录填砂管各处压力表示数。填砂管上均匀分布四个精密压力表，记录填砂管上压力分布，通过压力的变化体现出泡沫在孔隙介质中封堵能力的大小。

起泡剂浓度对阻力系数的影响

考虑到油田应用实际，通过考虑了上述2个影响条件的岩心驱替试验来进一步准确确定起泡剂有效浓度。

岩心表1给出了起泡剂有效浓度对阻力系数影响的岩心驱替试验数据，阻力系数反应了泡沫体系的起泡能力及封堵能力，岩心出口回压10MPa，以下驱替试验相同。

表1浓度对泡沫渗流特性影响

填砂管孔隙体积为700mL，孔隙度为28.6%，渗透率为463×10^-3μm²。RF₁₂为填砂管上压力表1与压力表2之间的填砂管阻力系数，同理，RF₂₃、RF₃₄分别为压力表2与压力表3、压力表3与压力表4之间的阻力系数，RF₁₄为整个填砂管的阻力系数。

可以看出，当起泡剂有效浓度在0.02%～0.06%内逐渐增加时，阻力系数RF₁₂、RF₂₃以及RF₁₄略有小幅度上升。例如RF₁₂仅由浓度为0.02%时的7.2小幅增大到浓度为0.06%时的16.2；RF₁₄仅由浓度为0.02%时的2.3小幅增大到浓度为0.06%时的6.8；当起泡剂有效浓度在0.06%～0.10%范围内逐渐增加时，阻力系数RF₁₂、RF₂₃以及RF₁₄明显上升。例如RF₁₂由浓度为0.06%时的16.2大幅度增大到浓度为0.10%时的45.7；RF₁₄由浓度为0.06%时的6.8急剧增大到浓度为0.06%时的31.4。这说明，起泡剂有效浓度为0.02%～0.06%时，形成的泡沫对填砂管的封堵作用不明显；当起泡剂有效浓度在大于0.06%时，阻力系数较大。此时，泡沫在填砂管中形成的泡沫体系，具有理想的封堵作用。

而对于填砂管岩心最后一段岩心来说，起泡剂XHY-4浓度在0.02%～0.06%范围内，阻力系数RF₃₄=0，说明该段岩心中没有泡沫形成。当XHY-4有效浓度≥0.06%时，该段岩心形成泡沫，且泡沫强度随着浓度的增高而增大。

此外，该图结果还表明，XHY-4有效浓度越高，阻力系数越大；对于交替注入方式来说，距入口端越近，阻力系数越大。证明泡沫的发泡速度＜消泡速度。

结果表明，起泡剂XHY-4有效浓度对阻力系数的影响与填砂管岩心的试验结果的趋势基本相同。

当起泡剂XHY-4有效浓度在0.02%～0.06%内逐渐增加时，阻力系数RF略有上升。仅由浓度为0.02%时的9.1小幅增大到浓度为0.06%时的25.2；XHY-4有效浓度在0.06%～0.08%内逐渐增加时，阻力系数RF急剧上升。由浓度为0.06%时的25.2迅速增大到浓度为0.08%时的53.0。说明，在鲁克沁油层天然岩心上，XHY-4仍然具有理想的起泡效果。可见，对于鲁克沁油田泡沫驱来说，确定起泡剂有效浓度为0.10%较为合理。

气/液比对阻力系数的影响

气/液比时影响泡沫性能的重要参数。表2给出了气/液比对自入口端到出口处不同位置压力表的数据。

表2气液比对泡沫渗流特性影响

填砂管孔隙体积为700mL，孔隙度为28.6%，渗透率为463×10^-3μm²。起泡剂XHY-4有效浓度为0.10%。无论是RF₁₂、RF₂₃、RF₃₄及RF₁₄曲线为开口向下的抛物线。当气/液比为1.2:1时，最大阻力系数最高，最大值分别为90.2、75、75及61.4。即鲁克沁油田空气泡沫驱的最佳气/液比为1.2:1（地下温度及压力）。

气/液比对XHY-4泡沫阻力系数影响的试验结果，与填砂管模型的趋势基本一致。但气/液比的最佳范围为1:1～1.5:1，气/液比范围略大于填砂管的气/液比范围。

分析起来，气/液比过小，由于形成泡沫所需的气体数量不足，故泡沫驱油体系的阻力系数不是太高。随着气/液比的增高，这种情况逐渐得到改善，因而阻力系数继续增大。但当进一步增大气/液比时，由于气体数量过多，泡沫的平均液膜厚度变薄，起泡的稳定性变差，因而泡沫体系的阻力系数随着气/液比的增大，达到最大值后，开始小幅度下降。

渗透率对阻力系数的影响

前面的研究结果表明，泡沫具有“堵高不堵低”的作用和机理。由于鲁克沁油层非均质性严重，各层渗透率差异较大，泡沫的生成条件不同。因此，进一步研究渗透率对阻力系数的影响，具有重要意义。

表3给出了长岩心渗透率大小对对泡沫阻力系数影响的试验结果。起泡剂XHY-4有效浓度0.10%、气/液比=1.2:1。

随着岩心渗透率的增大，RF12、RF23、RF34及RF14逐渐增大，进一步证明了泡沫具有“堵高不堵低”的作用和机理。

但是，在渗透率在256×10^-3μm²～463×10^-3μm²范围内，随着渗透率的增加，阻力系数迅速增大。RF₁₂、RF₂₃、RF₃₄及RF₁₄分别由45.1、36.3、24.4及36.6急剧上升到83.2、66.6、52.2及67.3；在渗透率在463×10^-3μm²～852×10^-3μm²范围内，随着渗透率的增加，阻力系数上升幅度较小。RF₁₂、RF₂₃、RF₃₄及RF₁₄分别由83.2、66.6、52.2及67.3缓慢上升到92.3、73.1、62.1及73.3。

同样，无论渗透率高低，距离入口端距离越远，阻力系数越低。即起泡速度小于消泡速度。

表3渗透率对渗流特性的影响

线速度对阻力系数的影响

对于泡沫驱提高采收率技术来说，在注入井近井地带、油层深部以及油井井底，流体的渗流速度差异较大。对于目的层来说，高渗透层、低渗透层的吸水量不同，泡沫的渗流速度也不相同。因此，研究不同线速度条件下，泡沫的阻力系数具有重要的实际应用价值。

表4给出了填砂管模型泡沫驱线速度对压力及阻力系数影响的实验结果。

表4线速度对阻力系数的影响

结果表明，随着线速度的增加，泡沫的阻力系数逐渐增大，说明线速度越高，起泡液的发泡能力越强；距离入口端距离越远，阻力系数越小，说明泡沫在孔隙介质中渗流时，起泡速度＜消泡速度。例如，当线速度为0.3m/d～0.6m/d的范围内增加时，阻力系数RF12缓慢增大，由0.3m/d时的8，增加到0.6m/d时的15；当线速度为0.6m/d～1.2m/d的范围内增加时，阻力系数急剧增大，由0.6m/d时的15，增加到0.6m/d时的73；当线速度在1.2m/d～3.0m/d增大时，阻力数RF12略有增加。对于阻力系数RF23、RF34及RF14也有相同趋势。因此，临界起泡速度在1.0m/d左右。

天然岩心的试验结果表明，随着线速度的增加，泡沫的阻力系数逐渐增大，说明线速度越高，起泡液的发泡能力越强；距离入口端距离越远，阻力系数越小，表明泡沫在孔隙介质中渗流时，起泡速度＜消泡速度。当线速度为0.31m/d～0.52m/d的范围内增加时，阻力系数RF缓慢增大，由0.31m/d时的9，增加到0.52m/d时的16；当线速度为0.52m/d～1.0m/d的范围内增加时，阻力系数急剧增大，由0.52m/d时的16，增加到1.0m/d时的67；当线速度在1.0m/d～3.0m/d增大时，阻力系数RF略有增加，由67.1增加到80.2。可见，天然岩心的临界起泡线速度＜1.0m/d，约0.7m/d。

线速度对起泡和消泡速度的影响

前面填砂管和天然岩心阻力系数试验结果表明，泡沫在孔隙介质中渗流时，后部或距离出口端的阻力系数有所降低。这表明泡沫的封堵能力有所降低。泡沫渗流线速度压差梯度的影响，即间接反映了泡沫起泡速度与消泡速度的关系。ΔP12为填砂管上表1与表2之间的平均单位长度压差即压力梯度。同理，ΔP23、ΔP34分别为压力表2与压力表3、压力表3与压力表4之间的平均单位长度压差，ΔP14为整个填砂管的平均单位长度压差。

可以看出，曲线的总体趋势是，随着线速度的增加，泡沫的压力梯度逐渐增大，说明线速度越高，起泡液的发泡能力越强；随着线速度的增大，曲线分为缓慢上升阶段、急剧上升阶段以及缓慢上升或平滑阶段。在渗流线速度从0.3m/d～3m/d逐渐增大过程中，总有ΔP12＞ΔP23＞ΔP34，即填砂管前端泡沫的封堵能力大于末端的泡沫的封堵能力，即起泡速度小于消泡速度。可见，拐点处对应的线速度也为1.0m/d。

含油饱和度对阻力系数的影响

对于泡沫驱目的层来说，由于长期注水开发，高渗透层、低渗透层的吸水量不同，其水驱采出程度也不同即含油饱和度不同。因此，研究含油饱和度对泡沫的阻力系数的影响，具有重要的实际意义。

表5给出了含油饱和度对阻力系数影响的试验结果。同样，RF₁₂为填砂管上压力表1与压力表2之间的填砂管阻力系数，RF₂₃、RF₃₄分别为压力表2与压力表3、压力表3与压力表4之间的阻力系数，RF₁₄为整个填砂管的阻力系数。

表5含油饱和度对渗流特性的影响

随着含油饱和度的增加，泡沫阻力系数逐渐降低，但在不同的含油饱和度下的降低幅度不同。含油饱和度在0%～16%的范围内，随着含油饱和度的增高，阻力系数降低幅度中等。例如当含油饱和度为0时，阻力系数RF14为73；当含油饱和度增加到16%时，RF14降低到61。含油饱和度16%～21%的范围内，随着含油饱和度的增高，阻力系数降低幅度大于含油饱和度0%～16%的范围内，随着含油饱和度增高，阻力系数降低的幅度。例如，RF14由含油饱和度为16%时的61急剧降低到含油饱和度为21%时的38.3。在含油饱和度21%～33%的范围内，随着含油饱和度的增高，阻力系数降低幅度与含油饱和度0%～16%的范围内，随着含油饱和度增高，阻力系数降低幅度基本相当。当33%≤含油饱和度≤55%时，随着含油饱和度的增加，阻力系数基本不再降低。例如阻力系数RF14由含油饱和度33%时的24.0降低到22.6。

因此，泡沫体系在孔隙介质中的临界起泡含油饱和度在21%左右。

同理，ΔP12为填砂管上表1与表2之间的平均单位长度压差，同理，ΔP23、ΔP34分别为表2与表3、表3与表4之间的平均单位长度压差，ΔP14为整个填砂管的平均单位长度压差。可见，曲线的总体趋势与含油饱和度对阻力系数影响的趋势相同。在含油饱和度从0～55%逐渐增大过程中，总是有ΔP12＞ΔP23＞ΔP34，即填砂管前端的泡沫量大于末端的泡沫量，即起泡速度小于消泡速度。

发泡方式

泡沫驱提高采收率的发泡方式有地面或井底发泡、气液交替注入地层发泡。这里重点研究了这两种发泡方式对泡沫的影响。实验中，采用泡沫发生器将气/液比为1.2:1的体系发泡和交替注入发泡，在10MPa回压条件下，进行了岩心驱替试验。起泡剂XHY-4的有效浓度为0.10%。地面或井底发泡的阻力系数RF随着线速度的增加而降低。这主要是由于泡沫进入到岩心以后，由于较高的视粘度，阻力系数较高，随着流速的增大，非牛顿泡沫流体的剪切稀释作用，视粘度降低；此外，还可能由于随着泡沫在岩心中渗流，因泡沫消泡速度大于起泡速度，泡沫数量级质量有所降低，因此，阻力系数逐渐降低。例如，在线速度0.3m/d～3.0m/d的范围内，井底泡沫的阻力系数只是由98小幅度降低到75。而对于气液交替注入泡沫驱来说，在低流速及初期条件下，由于发泡的量不够大，因此阻力系数不大。随着流体在孔隙介质中渗流及发泡作用的进一步增大，泡沫的作用逐渐增大，阻力系数也逐渐升高并达到高位条件下的基本平稳。说明，井底发泡泡沫驱油效果好于气液交替注入泡沫驱的效果。

综上所述，鲁克沁油田泡沫驱的主要结论如下：

1、起泡剂为成都XHY-4；最佳有效浓度为0.1%,气体为空气。

2、最佳气/液比为1.2:1。

3、油层天然岩心的起泡能力理想；填砂管渗透率渗透率＞463×10^-3μm²后，渗透率对阻力系数影响较小。

4、起泡体系的临界起泡渗流速度在0.7m/d左右。

5、泡沫体系的临界起泡含油饱和度在21%左右。

6、井底发泡泡沫驱油效果好于气液交替注入泡沫驱的效果。

本发明在注入起泡体系的过程中，需控制井内可燃气体与氧气的混合气中，可燃气的浓度低于***下限，或者高于***上限，氧含量低于***的临界氧含量。

其中，可燃气体（液体蒸汽）发生燃烧和***的三个基本物质因素是：可燃气体（液体蒸汽）、氧气、点火能量。而燃烧***，不仅需要可燃气和氧气的存在，还需要一个重要条件就是可燃气和氧气适当的配合比例，既可燃气体与氧气的混合气中可燃气的浓度必须高于***下限，低于***上限，氧含量达到临界氧含量以上，只要这两个条件同时具备了，遇到足够的点火能量就会发生燃烧或***。常温常压下，甲烷在空气中的***范围限为5%～15%。

当可燃性气体或液体蒸气与空气(或氧气)在一定浓度范围内混合，遇到火源会发生***，这个浓度范围即为其***极限。因此能使可燃性混合气体发生***所必需的最低可燃气体浓度，称为***下限；能使可燃性混合气体发生***所必需的最高可燃气体浓度，称为***上限。浓度在下限以下或上限以上的混合气体是不会着火或***的。这是因为可燃气浓度在下限以下时，体系内含有过量的空气，由于空气的冷却作用，阻止了火焰的传播，此时活化中心的销毁数大于产生数。同样，当浓度在上限以上时，空气是具有火灾或***危险的。故对上限以上的可燃气一空气混合气不能认为，含有过量的可燃性物质，空气（氧气）不足，火焰也不能传播，但此时若供给是安全的。研究结果表明，可燃气体的***极限没有一个固定的范围，影响***极限的因素很多，如：初始温度，***初始压力，氧含量，惰性气体（氮气、二氧化碳、水蒸气对***极限的影响依次增大），点火能量及容器大小等。

可燃气体***极限的理论计算方法如下：

单组分气体混合物（如甲烷与空气混合）的***极限可由下式计算：

$C_L=\frac{100}{4.76(N-1)+1}---\left(1\right)$

$C_U=\frac{400}{4.76N+4}---\left(2\right)$

式中

C_L—为单组分可燃性气体的***浓度下限，%；

C_U—为单组分可燃性气体的***浓度上限，%；

N—为混合物完全燃烧所需氧原子数。

对多组分气体（如天然气）来说，其***极限介于单组分极限值之间，可用下式估算：

$C_{\min }=\frac{100}{\frac{V_1}{C_1}+\frac{V_2}{C_2}+\·\·\·+\frac{V_n}{C_n}}---\left(3\right)$

式中：

C_min—多组分可燃性混合物的***极限（%）；

V₁，V₂，V₃，…，V_n—各组分在混合气体中的体积百分数（%）；

C₁，C₂，C₃，…，C_n—为各组分气体的***界限（%）。

在注空气过程中，主要是原油中的天然气与空气混合容易发生***，所以天然气的成分决定了其***界限。估算天然气与空气混合***界限的步骤是先用式（l）和式（2）分别估算出单组分的***上、下极限；再由公式（3）计算多组分可燃性气体混合物的***界限。实际天然气单组分***界限见表6。

表6天然气组分含量及单组分***界限

临界氧含量是指当给以足够的点燃能量能使某一浓度的可燃气体刚好不发生燃烧***的临界最高氧浓度，即为***与不爆的临界点。若氧含量高于此浓度，便会发生燃烧或***，氧含量低于此浓度便不会发生燃烧或***。安全氧含量是指当给以足够高的点火能量都不能使任意浓度的可燃气体或液体蒸汽发生***的临界最高氧浓度，氧含量高于此浓度，对于某一浓度的可燃气体会发生燃烧***，但是若氧含量低于此浓度则对任意浓度的可燃气体都不会发生燃烧或***。通常最低临界氧含量即为安全氧含量。

临界氧含量的理论计算：

可燃性气体(或蒸气)与氧气发生完全燃烧时，化学反应式如下：

$C_n{H}_m{O}_{\mathrm{\λ}}+(n+\frac{m-2\mathrm{\λ}}{4})O_2\⇔{\mathrm{nCO}}_2+\frac{m}{2}{H}_{2}O$

式中：n—碳的原子数；m—氢的原子数；λ—氧的原子数；

在可燃性气体（或蒸汽）体积分数为***下限L时，此时反应为富氧状态，若体积分数为L，理论最低临界氧含量（也叫理论最小氧体积分数）为：

$C\left(O_2\right)=L(n+\frac{m-2\mathrm{\λ}}{4})=\mathrm{LN}---\left(4\right)$

式中：

C(O₂)—可燃性气体（蒸汽）的理论最低临界氧含量(%)：

L—可燃性气体（蒸汽）的***下限也为其体积分数(%)；

N—每摩尔可燃气体（蒸汽）完全燃烧时所需要的氧分子个数。

常温常压下理论最低临界氧含量等于下限浓度的可燃物刚好完全反应所需要的临界氧含量。而可燃气体在***上限时，其临界氧含量等于混合气中的实际氧含量。在没有具体实验依据时，可用可燃性气体的***下限达到完全燃烧时所需要的氧原子个数（即最小氧体积分数）来估算最低临界氧含量,根据公式（4）可得出天然气各组份最低临界氧含量(见表7)。对大多数石油产物而言，常温常压下理论最低临界氧含量在10%左右，氧含量低于这个值，即使遇明火也不会发生***。

表7天然气各组份最低临界氧含量

组分	单组分***下限/%	临界氧含量/%
			N2	0	0
CO2	0	0
			CH4	5.4	10.80
C2H6	3.5	11.20
			C3H8	2.28	11.40
C4H10	1.72	11.18

C5H12	1.38	11.04
			C6H14	1.15	10.89
C7H16	0.99	10.89
			C8H18	0.87	10.87
C9H20	0.77	10.78
			C10H22	0.69	10.70

混合气体***极限实验：

***容器里装满水，选通入甲烷，记录量筒里的水的体积V1，则甲烷的体积为V1，再向容器里能入空气，并保持压力不变，记录量筒里的水的体积V2，则氧气的体积为(V2—V1)/5，点火看是否发生***，并且算出甲烷和氧气的含量。

实验结果如表8和表9。

表8甲烷-空气的***极限表+***，-不***

表9甲烷-空气的***极限表（续表）+***，-不***

由于产出气、天然气成分比较复杂，而各个油井的气体含量及成分也不一样，因此燃爆特性实验中选用甲烷代表可燃气体进行实验。实验测得的空气－甲烷***区域和氧气含量的关系如图1所示。由图可知，鲁克沁油田的氧气的临界点为10.89%，氧的含量低于这个值就不会发生***。

根据实验证明，所述鲁克沁地层中，***的临界氧含量为10.89%，在注入起泡体系的过程中，应控制氧含量低于该值。在温度80℃，压力13MPa条件下，鲁克沁地层中最终氧气含量为3.2%，远远低于***的临界氧含量10.89%，因此是进行空气泡沫驱是安全的。

本发明的稠油泡沫驱的方法解决了高温、高盐、低渗的稠油油田中进一步提高稠油的采收率；还解决了可燃气体控制在***范围以外，或者控制氧含量低于临界氧含量的最低值即安全氧含量，避免发生***。

本发明并不局限于前述的具体实施方式。本发明扩展到任何在本说明书中披露的新特征或任何新的组合，以及披露的任一新的方法或过程的步骤或任何新的组合。

Claims (3)

1.稠油泡沫驱的方法，其特征在于：采用泡沫发生器将气/液比为1:1～1.5:1的起泡体系同时注入到注气井井底，其中起泡体系包括空气和有效浓度≥0.06%的起泡剂；起泡体系在井底形成泡沫，泡沫进入到油层孔隙空间内渗流，其中起泡体系的起泡渗流速度＜1.0m/d，泡沫的视粘度随孔隙度的增大而升高；泡沫在孔隙中遇稠油时，泡沫粘于稠油的油滴上并发生破灭，使稠油的油滴变成油膜，其中泡沫体系在孔隙介质中的起泡含油饱和度≤21%，泡沫在孔隙空间内不断破灭与再生，使油膜在泡沫的聚并、分散过程中变成小油滴，并沿着泡沫的液膜边缘，绕过泡沫的阻挡不断向前运移。

2.如权利要求1所述的稠油泡沫驱的方法，其特征在于：所述起泡体系的气/液比为1.2:1，所述起泡剂的浓度为0.08%-0.1%，起泡体系的起泡渗流速度为0.7m/d。

3.如权利要求1或2所述的稠油泡沫驱的方法，其特征在于：在注入起泡体系的过程中，需控制井内可燃气体与氧气的混合气中，可燃气的浓度低于***下限，或者高于***上限，氧含量低于***的临界氧含量；

其中，单组分气体混合物的***极限可由下式计算：

$C_L=\frac{100}{4.76(N-1)+1}---\left(1\right)$

$C_U=\frac{400}{4.76N+4}---\left(2\right)$

式中：C_L—为单组分可燃性气体的***浓度下限，C_U—为单组分可燃性气体的***浓度上限，N—为混合物完全燃烧所需氧原子数；

其中，多组分气体的***极限介于单组分极限值之间，可用下式估算：

$C_{\min }=\frac{100}{\frac{V_1}{C_1}+\frac{V_2}{C_2}+\·\·\·+\frac{V_n}{C_n}}---\left(3\right)$

式中：C_min—多组分可燃性混合物的***极限（%），

V₁，V₂，V₃，…，V_n—各组分在混合气体中的体积百分数，

C₁，C₂，C₃，…，C_n—各组分气体的***界限（%）；

可燃性气体与氧气发生完全燃烧时，化学反应式如下：

$C_n{H}_m{O}_{\mathrm{\λ}}+(n+\frac{m-2\mathrm{\λ}}{4})O_2\⇔{\mathrm{nCO}}_2+\frac{m}{2}{H}_{2}O$

式中：n—碳的原子数；m—氢的原子数；λ—氧的原子数；

在可燃性气体体积分数为***下限L时，体积分数为L，理论最低临界氧含量为：

$C\left(O_2\right)=L(n+\frac{m-2\mathrm{\λ}}{4})=\mathrm{LN}---\left(4\right)$

式中：C(O₂)—可燃性气体的理论最低临界氧含量；

L—可燃性气体的***下限；

N—每摩尔可燃气体完全燃烧时所需要的氧分子个数。

如权利要求3所述的稠油泡沫驱的方法，其特征在于：所述鲁克沁地层中，***的临界氧含量为10.89%，在注入起泡体系的过程中，应控制氧含量低于该值。

Images