DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 摘 要 海上某油田平面非均质性较强，基于生产数据分析发现不同注采方式间的聚合物驱效果存在一定的差异，该油藏的非均质性主要表现在油层砂体的渗透率、厚度和几何形态的平面分布上的差异。首先依据油田的平面非均质分布特征构建了三类概念模型，然后通过单因素分析和正交试验设计两种方法建立油藏单元地质模型，针对同一个地质模型，设计了两个对比研究的聚合物驱注采方案，采用油藏数值模拟技术分别建立了18个单因素和18个三因素三水平的多因素油藏数值模拟模型。首先基于单因素模拟计算的累计产油量指标可得出每一类平面非均质条件下最优的注采方式；然后以同一个非均质油藏单元不同聚合物驱注采方案间的累计产油量量差值为分析指标，通过单因素敏感性分析和正交设计直观分析得出了三类平面非均质对聚合物驱开发指标的影响程度，对聚合物驱注采方式的开发指标影响程度最大的是油藏单元砂体厚度平面非均质性，对聚合物驱注采方式的开发指标影响程度第二的是油藏单元砂体渗透率平面非均质性，对聚合物驱注采方式的开发指标影响程度最小的是油藏单元砂体几何形态平面非均质性。 关键词 :平面非均质性，单因素分析，正交设计，油藏数值模拟，聚合物驱 Copyright © 2018 by authors， Yangtze University and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 一般情况下，陆相沉积环境中形成油藏的储层非均质性较强，储层的强非均质性必然会对油田的开发效果造成较大的影响 [ 1 ] [ 2 ] 。此前已经研究了油藏储层砂体的渗透率、厚度等平面非均质性对水驱以及稠油油藏蒸汽驱等开发效果的影响 [ 3 ] [ 4 ] ，聚合物驱是指向注入地层的水中添加水溶性高分子聚合物，通过提高水相的黏度、改善油水流度比等提高油藏采收率的方法 [ 5 ] 。近年来，海上油田也开展了聚合物驱相关研究工作，并在渤海部分油田实施，也已经取得较好的效果 [ 6 ] [ 7 ] 。基于目标油田前期细致的地质研究工作得出，储层砂体的厚度、几何形态和渗透率等参数等在平面上表现出较强的非均质性，通过生产数据分析发现在非均质条件下不同注采方式间的聚合物驱效果存在一定的差异，为了进一步提高该海上油田聚合物驱的开发效果，笔者探讨了三类平面非均质性对聚合物驱不同注采方式的开发指标的影响，为该海上油田的下一步开发调整提供了理论指导。
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user: 2. 平面非均质性概念模型建立 该海上油田储层孔隙度大、渗透率高，储层平面及纵向非均质性强。油藏为三角洲前缘沉积体系，通过对单井测井解释结果分析，可看出不同沉积微相中储层物性差别较大。基于对目标油田地质特征的深入解剖，该油田储层平面非均质性主要表现为油藏储层砂体的渗透率、厚度及几何形态的平面非均匀分布。由于实际油藏砂体的平面非均质性分布规律十分复杂，不便于研究，因此依据油藏沉积微相的接触关系对其进行理论简化处理，设计了渗透率、厚度和几何形态的三类油藏储层砂体平面非均质性概念模型，如图1所示。图1(a)表征渗透率平面非均质性概念模型，模型中两个灰、白四边形表示分布在不同沉积微相中的砂体，两个砂体的厚度和面积是相同的，渗透率大小是不同的，如砂体间的渗透率差异越大，表明油藏单元砂体具有更强的平面渗透率非均质性。图1(b)表征砂体几何形态平面非均质性概念模型，模型中两个灰、白四边形代表分布在不同沉积微相中的砂体，两个砂体的厚度和渗透率是相同的，砂体的宽度是不同的，如砂体宽度差异越大，表明油藏单元砂体具有更强的几何形态平面非均质性；图1(c)表征砂体厚度平面非均质性概念模型，模型中两个灰、白四边形代表分布在不同沉积微相中的砂体，两个砂体的渗透率和面积是相同的，砂体的厚度是不同的，如砂体厚度差异越大，表明油藏单元砂体具有更强的厚度平面非均质性。基于以上方法，建立了表征三类油藏平面非均质性的概念模型。 图1. 三类平面非均质性概念模型
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user: 4. 聚合物驱开发效果正交试验分析 4.1. 油藏数值模拟模型建立 为了深入分析，考虑在多因素条件下进一步研究砂体三类平面非均质性对油藏单元聚合物驱不同注采方式开发指标的影响。仍以前面建立的非均质概念模型为基础，通过采用正交试验设计方法，以左右2个砂体的渗透率、厚度和宽度级差作为正交分析的3个因素，3个平面非均质性因素中均设计了3个水平，级差均为1.67、3和5，如表2所示。如对于油藏单元砂体渗透率平面非均质级差因素，共设计了3个水平，水平1表示油藏地质单元中左右2个砂体的渗透率级差为1.67，水平2表示油藏地质单元中左右2个砂体的渗透率级差为3，水平3表示油藏地质单元中左右2个砂体的渗透率级差为5。同理，油藏单元砂体厚度和几何形态平面非均质性正交设计水平按照同样的方法设计。在聚合物驱影响因素研究过程中，正交试验设计确定了3个影响因素，每个因素中设计了3个水平，因此利用正交设计表L 9 (3 3 )来设计油藏地质单元的平面非均质参数。 Table 2 Factors and its levels of orthogonal test desig 水平 因素 A (宽度级差) B (渗透率级差) C (厚度级差) 水平1 1.67 1.67 1.67 水平2 3 3 3 水平3 5 5 5 表2. 正交试验设计因素和水平 基于以上正交试验设计方法得到的油藏单元地质模型的设置方案，按照油藏单元砂体的宽度级差、渗透率级差和厚度级差的数值建立相应的地质模型，共建立了9个不同平面非均质条件下的油藏单元地质模型，如图4所示。以图4为例阐述正交试验设计地质模型参数的设定方法，示意图中将油藏单元分为2个不同沉积微相中砂体，地质模型中左右2个砂体的长度设置成相同的，油藏单元中左右2个砂体的宽度级差为1.67，渗透率级差为3，厚度级差为3。其他油藏单元地质模型的2个砂体非均质级差参数可根据正交表得出。针对同一个油藏单元地质模型均可设计一组不同的聚合物驱注采方式的对比油藏方案，如图4所示，共可建立9组18个油藏数值模拟方案，模型中的流体、岩石高压物性、聚合物等参数与上一小节中保持一致。为了保证注采方案具有较好的对比性，所有方案的油藏数值模拟模型在计算过程中的边界条件都采用相同的生产控制条件，都设置为定注入井和生产井井底压力，即保证所有油藏数值模拟方案具有相同的生产压差，聚合物注入井井底注入压力和生产井井底流压分别设置为25、20MPa。采用商业软件Ecl-POLYMER数值模拟器进行计算。 图4. 正交设计非均质油藏对比方案示意图 4.2. 试验方案结果与分析 基于油藏数值模拟方法进行模拟计算，可得到以上正交设计的18个油藏方案的生产指标，以计算出的9个油藏单元在2种不同注采方式间的累计产油量差值作为正交分析的对象。为了科学分析，首先对9组对比方案的累计产油量产值进行归一化处理，如图5所示。 图5. 各方案累计产油量及归一化处理结果 然后通过直观分析法对累计产油量归一化结果进行正交分析，其正交分析结果见表3。正交设计直观分析方法的原理是根据每个因素得到的极差R的大小来判断各研究因素对正交设计试验指标的影响。在本次研究过程中，通过比较3个平面非均质性条件下计算得到的极差R，可看出油藏单元左右2个砂体厚度级差因素(C)计算得到的极差值最大，为0.57，砂体宽度(A)计算得到的极差值最小，为0.1，由此可得到3个因素影响程度的主次顺序：C > B > A。对聚合物驱注采方式开发指标影响程度最大的是油藏单元砂体厚度平面非均质性，其次是油藏单元砂体渗透率平面非均质性，影响程度最小的是油藏单元砂体几何形态平面非均质性。 Table 3 Result of intuitive analysis of orthogonal designing metho 试验指标 A (宽度) B (渗透率) C (厚度) K 1 1.22 2.09 2.40 K 2 1.53 1.09 1.13 K 3 1.47 1.04 0.69 k 1 0.41 0.70 0.80 k 2 0.51 0.36 0.38 k 3 0.49 0.35 0.23 极差R 0.10 0.33 0.57 表3. 正交设计直观分析法结果
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user: 5. 结论与认识 根据海上某油田砂体平面非均质特征建立了三类平面非均质性概念模型，基于该模型建立了18个表征油藏平面非均质性的油藏单元地质模型，针对同一个油藏单元地质模型设计了2个不同的聚合物驱注采方式，根据研究得出了油藏砂体渗透率、厚度、几何形态平面非均质条件下最优的注采方式；然后基于单因素和正交设计的多因素分析方法，采用油藏数值模拟技术，建立了18个单因素分析和18个三因素三水平的正交设计分析数值模拟模型，以同一个平面非均质油藏地质单元中2个不同聚合物驱注采方案间的累计产油量差值作为影响程度研究的评价指标，通过单因素敏感性分析和正交设计直观分析方法均可得出，对聚合物驱注采方式开发指标影响程度最大的是油藏单元砂体厚度平面非均质性，其次是油藏单元砂体渗透率平面非均质性，影响程度最小的是油藏单元砂体几何形态平面非均质性。
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user: 摘 要 目前国内大多数低渗透油田由于单井产量低(3.0~50.0 m 3 /d)，主要采用游梁式抽油机机械采油方式生产，面临的主要问题是机采系统效率水平低(平均21%~28%)、能耗损失严重；通过游梁式抽油机井系统关键节点运动规律、功率曲线特征分析，总结归纳出提高机采系统效率的3个要点，提出了3个针对性技术对策，以开关磁阻电动机高效驱动、抽油机柔性运行为代表的提效关键技术矿场试验效果显著，为油田机采系统效率提升提供了新的思路和借鉴。 关键词 :游梁式抽油机，系统效率，开关磁阻电动机，变速控制 Copyright © 2018 by authors， Yangtze University and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 机采系统是油田能耗大户，机采井系统效率指标反映了油井技术管理与生产水平，也是油田节能降耗、降本增效的主要技术途径。以长庆油田为例，截至2016年初，开井数已达4.5万余口，90%采用游梁式抽油机生产，机采系统效率仅为21.6%，年用电量达到23.81 × 10 8 kW∙h；系统效率若提高1个百分点，年耗电可减少1 × 10 8 kW∙h，节约电费6200万元。 为了有效提高机采井系统效率，国内学者从不同方面开展了提效技术研究应用，总结起来主要有3个方面：一是对机采系统输入功率进行分解，建立数学计算公式，确定了能耗最低机采参数方法，建立最经济采油、系统高效运行理论模型，指导现场提效措施的开展 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ] ；二是开展机采系统效率主要影响因素分析，提出机采系统效率评价模型，构建系统效率提升潜力评价方法，针对性开展提效措施 [ 1 ] [ 5 ] [ 6 ] ；三是开展提效关键技术研究应用 [ 1 ] [ 7 ] [ 8 ] 。 以上油井提效技术研究应用主要将机采系统作为一个整体考虑，针对性不强，忽略了不同机采设备差异对机采效率的影响，例如不同类型抽油机传动效率差异明显，不同电动机在不同负载条件下运行效率差异很大，采用不同类型电动机、抽油机时，抽油机悬点运动轨迹不同，进而影响抽油泵运行效率的高低。为此选择普遍应用的三相异步电动机拖动游梁式抽油机油井，从机采系统输入功率的传递变化、关键节点运动规律特征分析入手，归纳分析该类油井提高机采系统效率的要点，提出针对性提效技术对策，从矿场试验情况来看，提效效果明显，为油田机采系统效率提升提供了新的思路和借鉴。
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user: 2. 游梁式抽油机井系统效率分析 游梁式抽油机运动过程可以看作四连杆的杠杆运动和平衡配重圆周运动的叠加(图1)。 图1. 游梁式抽油机井系统结构图示 按照机采系统能量传递过程，电网电能传递给电动机，电动机输出扭矩给抽油机，抽油机驴头光杆往复上下运动将能量传递给抽油杆柱、抽油泵，举升井筒内液体至地面，一定时间内举升至地面的液体所做有用功与电动机控制柜总输入功率比值即为机采系统效率。整个机采系统效率可分解为电动机运行效率、抽油机运行效率及井下效率，电动机效率为电动机输出功率与总输入功率之比，抽油机运行效率为抽油机悬点(驴头)光杆功率与电动机输出功率之比，井下效率为井口产液量折算的有效功率与光杆功率之比；当抽油机电动机、井下管、杆、泵确定以后，井口产液量折算的有效功率大小主要受到抽油泵泵效高低影响，所以在一定生产参数条件下，要提高机采系统运行效率，一是如何降低电动机自身能耗，并提高电动机运行效率；二是根据游梁式抽油机驴头光杆运动规律，如何有效降低驴头光杆及电动机输出峰值功率，从而在满足抽油机启动、运行前提下，降低电动机装机功率；三是提高抽油泵泵效。 2.1. 电动机运行效率分析 目前油田在用游梁式抽油机拖动装置主要为第四代节能三相异步电动机，其主要运行特征为：一是近恒转速运行，且转速不可调，此时驴头光杆速度呈正弦曲线变化(由游梁式抽油机四连杆运行特性决定)；二是为适应抽油机大幅度交变载荷运行特点，电动机输出扭矩呈大范围正零负周期性变化(图2)，根据电动机输出功率计算公式(1)，电动机输出功率曲线同样呈大范围正零负周期性变化，电动机功率存在负功区，意味着电动机在特定时间段内被抽油机拖动运行而产生倒发电现象，无用能耗增加，同时产生电网谐波，影响电网电源质量。另外依据长庆油田2357口井现场测试资料发现，对于低液量(2.37~ 5.23m 3 /d)油井，由于电动机实际负载率低(21.8%~30.2%)，导致了电动机实际运行效率低下，主要是由于三相异步电动机运动特性决定的，即常用的三相异步电动机只有高效点，没有高效区(图3)。 图2. 电动机的输出扭矩、转速、功率曲线(τ转子整周转角) 图3. 三相异步电动机运行效率曲线 P = T ⋅ n 9550 (1) 式中：P为电动机输出功率，W；T为电动机输出扭矩，N∙m；n为电动机转速，r/min。 根据三相异步电动机现场运行情况分析，提高电动机运行效率主要有3个方向：一是有效降低电动机自身能耗损失；二是改变电动机近恒转速为变转速运行，当电动机输出扭矩高时降低转速，电动机输出扭矩低时提高转速，从而降低输出功率峰值，进而降低电动机装机功率；三是提高电动机高效运行区间，满足电动机在宽负载范围区间内高效运行(即能够在不同液量油井上实现高效运行)。 2.2. 抽油机运行效率分析 抽油机安装以后，在保障良好设备管理条件下，其传动环节的能耗损失基本固定，这时抽油机运行效率的高低主要受到电动机输出功率与光杆功率变化的影响。 电动机恒转速运行时，驴头光杆运动速度呈正弦曲线变化；依据抽油机驴头光杆扭矩曲线特征(图4)可知，光杆功率曲线同样呈大范围正零负周期性变化，所以说提高抽油机运行效率的关键是改善驴头光杆运行速度曲线，削峰填谷，减弱驴头光杆功率曲线变化幅度；其前提条件是电动机变速运行控制，这与提高电动机运行效率的方向是一致的。 图4. 抽油机驴头光杆、配重转矩曲线 2.3. 抽油泵运行效率 抽油泵泵效影响因素很多，但在油井生产参数优化，井下管、杆柱、抽油泵优选定型条件下，抽油泵泵效的高低主要取决于光杆运动规律特征的变化。矿场实践证明，当光杆运行速度曲线呈正弦曲线变化时，抽油泵泵效往往偏低；当光杆运行曲线呈近似平顶波曲线变化时，抽油泵泵效能够显著提高，类似于直线电动机运行时的抽油泵泵效，其主要原因是当光杆运行曲线呈近似平顶波曲线变化时，抽油泵柱塞上、下行程速度加快，抽油杆柱伸缩变形对冲程损失影响减弱；同时由于柱塞上下行程时间变短，抽油泵漏失降低，最终导致抽油泵泵效提高。而要实现光杆运行速度曲线平顶波变化，同样需要实时改变电动机转速，这与提高电动机运行效率方向相一致。
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user: 3. 提高游梁式抽油机井系统效率要点与技术对策 根据游梁式抽油机井系统效率分析不难看出，提高油井系统效率关键点有3个：一是在油井单个冲程冲次周期内，依据抽油机悬点载荷变化，改变电动机转速由近恒转速为变转速运行，实现光杆运行速度呈近似平顶波曲线变化，达到有效降低电动机输出功率曲线、光杆功率曲线峰值的目的，为降低电动机装机功率、抽油机受大幅度交变载荷冲击提供前提条件。 主要实现方式：依据光杆速度计算公式(2)，当电动机为近恒定转速时，其光杆速度呈正弦曲线变化，所以对电动机转速进行控制，将电动机近恒定转速运行设计为呈余弦变化的变转速运行，公式(3)，如此可实现光杆速度曲线由正弦曲线变为近平顶波曲线(图5)。二是选用高效节能电动机，要求电动机自身效率高，启动扭矩大，高效运行区间宽，实现电动机能够适应游梁式抽油机重载启动、轻载运行特性，并能够在不同负载条件下(即不同液量油井)具有高的运行效率；三是电动机负功的合理利用，消除电动机倒发电对电网电源质量的影响。针对电动机负功利用，目前主要有3种方式，分别是将倒发电能量回馈到电网、负功消耗到制动电阻中、将电动机负功转化为动能；其中倒发电能量回馈电网、负功消耗到制动电阻的方式，显然无用能耗增加，且增加成本，所以将电动机负功转化为抽油机平衡配重的动能，在抽油机上下冲程中进行储存、释放，能够有效降低能耗，机采系统总输入功率最小，是负功利用的最佳方式。 图5. 电动机恒转速、变转速运行对应光杆速度曲线对比 v gg = 2 π r n ddj ⋅ sin θ (2) n ddj = n 0 + n ⋅ cos θ (3) 式中： v gg 为抽油机光杆速度，m/s；r为电动机皮带轮半径，m； n ddj 为电动机转速，r/min； θ 为电动机转子转角，(˚)； n 0 为电动机初始设定转速，r/min； n 为电动机设定转速常数，r/min。 对应游梁式抽油机井提高机采系统效率3个要点，提出如下技术对策：一是电动机变转速控制功率优化技术研究应用，目前该技术已经在不同油田开展了现场试验应用 [ 9 ] [ 10 ] 。二是优选高效区间宽、过载系数大的节能电动机，如开关磁阻电动机高效驱动技术，良好匹配游梁式抽油机运行特性，实现了电动机系统高效运行。三是电动机负功的合理利用，主要是通过电动机变转速控制运行将负功转为平衡配重动能，在抽油机运行过程中进行储存、释放，减少无用能耗，提高电动机运行效率。
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user: 4. 矿场试验效果 4.1. 电动机变转速控制功率优化技术 2015年10月在长庆油田第三采油厂开展了5口井三相异步电动机变转速控制功率优化技术矿场试验，通过控制电动机在单个冲程冲次周期内的速度变化，有效降低了电动机、光杆峰值功率，实现了机采设备柔性运行，延长了机采设备使用寿命；同时将电动机负功有效转为抽油机平衡配重的动能，在抽油机运行过程中进行储存与释放，降低了系统能耗，解决了电动机倒发电问题(图6)。试验效果统计显示，有功功率下降8.82%，平均峰值功率下将66.2%，综合能耗下降15.6%，系统效率提升3.3个百分点(图7)。 图6. 旗07-28井电动机变转速控制前后输出功率实测对比曲线 图7. 电动机变转速控制技术应用效果柱状图 4.2. 开关磁阻电动机高效驱动技术 开关磁阻电动机转子由硅钢片叠压而成，耐高温、抗震动、皮实耐用，无绕组、自损耗小，转动惯量小，为同级电动机50%，易控速；定子集中绕组，端部绕组短，发热低，铜耗少，降低相间绝缘失效短路风险(图8)。主要运行特性为空载电流小、自身效率高(自身结构决定)；起动电流小、扭矩大，运行电流小，启动电流仅为额定电流的1/3，运行电流为额定电流的1/2，起动扭矩达到额定扭矩的2.5倍，适合抽油机带载启动；高效区间宽，不同转速、负载率情况下，开关磁阻电动机均具有80%以上的运行效率，且电动机运行效率 ≥ 80%的运行区间达72.6%。开关磁阻电动机的基本运行特性与游梁式抽油机运行工况匹配性良好，能够提高电动机运行效率。 2016年在长庆油田采油三厂、采油九厂开展170口井的现场试验，试验井系统效率提高3.1个百分点，功率因数提高了0.63，平均单井日耗电减少19.5 kW∙h，有功节电率21.8% (图9)，推算年节约用电116 × 10 4 kW∙h，节省电费72万元。 图8. 开关磁阻电动机定转子照片 图9. 开关磁阻电动机应用效果柱状图
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user: 5. 结论 1) 从游梁式抽油机油井系统关键节点运行效率分析看，提高机采系统效率要点是电动机变转速控制运行、高效节能电动机应用、电动机负功的合理利用。 2) 矿场实践表明，电动机变转速控制功率优化技术、开关磁阻电动机高效驱动技术的试验应用以及电动机负功动能转化是提高游梁式抽油井的主要途径。 3) 开关磁阻电动机基础上的变转速控制运行技术将是游梁式抽油机井提效的主要挖潜方向。
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user: 摘 要 光伏板是对太阳能的有效利用手段，而最大功率跟踪则是优化此手段的重要途径。就目前来看，扰动观测法是MPPT应用较为广泛的一种方法，但传统扰动观察法存在跟踪速度与能量波动损失问题，针对于此，设计一种变步长自适应MPPT跟踪方法。该方法利用前后时刻功率差值作为占空比调节因子，并且设定阈值，留取一定的功率波动裕量，有效解决了上述存在问题，在此之外还能够进行自适应控制。通过Simulink建模仿真分析，与传统方法进行比较，得出该方法在跟踪的稳定性、快速性、与能量损耗减少方面具有明显优势。 关键词 :MPPT，变步长，占空比，阈值，自适应 Copyright © 2018 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 能源是人类赖以生存的物质基础，也是推动人类社会进步的动力来源。但是，随着社会的发展，也给人类带来许多问题，其中，传统能源发电引起的环境污染问题更为显著 [ 1 ] 。由此，人们开始寻求新型清洁能源来代替传统能源。而太阳能的绿色环保优势逐渐引起人们的重视。2015年全球总装机容量超过50 GW，同比增长16.3%，累计装机容量超过230 GW [ 2 ] 。但目前来看，光伏发电效率还比较低，间歇性、波动性显著，对光伏系统来说，应当寻求光伏电池的最优工作状态，使得光伏出力达到最大限度，因此，研究一种稳定高效的最大功率跟踪方法显得尤为重要。 到目前为止，国内外专家研究出多种MPPT控制算法，比如电导增量法，扰动观测法等。而扰动观测法由于它的简单，是最常用的一种方法。扰动观测法的基本思想是通过扰动光伏电池的输出电压，达到输出功率的变化，根据功率变化的趋势改变扰动电压方向，使光伏电池最终工作于最大功率点 [ 3 ] 。而定步长的扰动观测法存在振荡和误判问题，使系统不能够准确地追踪到最大功率点，造成能量损失，因此需要变步长进行改进及优化。 最优梯度法是传统的一种变步长寻优方法。该方法根据P-U特性曲线，选取目标函数的正梯度方向作为每步迭代的搜索方向，逐步逼近函数的最大值。定义正梯度为 g k = g ( U k ) = d p d U (1) 其中 U = U k 。则梯度迭代法可写成 U k + 1 = U k + a k g k (2) 可见，基于最优梯度法的MPPT控制方法实际是按光伏电池P-U特性曲线的斜率而自动变化电压扰动的步长 [ 4 ] 。P-U特性曲线如图1所示。 由P-U特性曲线图可知，在功率最大值两侧的曲线斜率基本保持不变，因此，在初步跟踪时几乎是定步长跟踪，速率较低，并且在接近最大值时，电压波动范围较窄，若步长较大，很难在最大功率点处稳定。基于该种方法的不足，本文提出一种改进型变步长自适应扰动观测算法，并通过Simulink环境仿真，从最大功率的转换角度研究MPPT，与最优梯度法进行对比分析，验证了该方法的有效性和可靠性。 图1. P-U特性曲线图
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user: 2. 光伏电池建模 光伏电池是由多个能产生光电流的二极管串并联组成， 随着光照的强度的增加而增加，但与温度成负相关关系。当外界光照，温度不变时，光伏电池可看作为恒流源，其等效电路图如图2所示。 图2中，I ph 代表光子在光伏电池中的激发电流，I d 为太阳能电池内部pn结的总扩散电流，R s 为串联电阻，R sh 为并联电阻，短路电流为I sc ，开路电压为U oc 。需要明确指出的是I sc 的大小取决于光照强度与环境温度的影响 [ 5 ] 。 在实际工程中，需要根据厂家提供的I sc 、U oc 以及最大功率点时的I m 和U m ，因此在工程中常用的数学表达式为： I = I s c [ 1 − C 1 ( e U C 2 U o c − 1 ) ] (3) 式中包含I sc 和U oc 两个原始参数，而此时的问题是C 1 与C 2 的值。通过计算，令 C 1 = ( 1 − I m I s c ) e − U C 2 U o c (4) 将式(4)带入到式(3)中，得： C 2 = ( U m U o c − 1 ) [ ln ( 1 − I m I s c ) ] − 1 (5) 最后将式(5)带入式(4)中解出C 2 的值，从而得出光伏电池的工程数学模型表达式。 上述过程是按标况(照度S ref = 1000 W/m 2 ，温度T ref = 25℃)下得出的。由于外界环境变化对光伏电池发电影响较大，所以，标况下的光伏电池数学模型已不再适用，需对其修改补偿得出一般工况下的光伏发电数学模型。 图2. 光伏电池等效模型 设标况与一般工况的光照强度与温度差分别为 Δ S 和 Δ T 。则 Δ S = S S r e f − 1 (6) Δ T = T − T r e f (7) 根据式(6)和式(7)对一般工况的I sc 、U oc 、I m 以及U m 进行补偿，得 I s c * = I s c S S r e f ( 1 + α Δ T ) (8) U o c * = U o c ( 1 − γ Δ T ) ln ( e + β Δ S ) (9) I m * = I m S S r e f ( 1 + α Δ T ) (10) U m * = U m ( 1 + γ Δ T ) ln ( e + β Δ S ) (11) 其中， α = 0.0025 / ˚ C ， β = 0.5 ， γ = 0.00288 / ˚ C 。将补偿后的各个参量带入到式(4)和式(5)，求出补偿后的 C 1 ∗ 和 C 2 ∗ ，根据式(3)~(11)得出一般标况下的光伏电池发电的数学模型 [ 6 ] 。在Simulink环境下搭建光伏电池物理模型，如图3所示。
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user: 3. 最大功率跟踪模型分析 根据戴维南定理与最大功率定理可知，负载阻抗与系统内部阻抗相匹配时，达到功率最大点。即： Z i n = Z L (12) 然而，在实际工程应用当中，负载一旦确定，不易更改，但光伏板的功率曲线受外界环境影响较大，在负载不变的前提下，很难长时间在一个功率最大点运行，因此必须保证负载阻抗随着光伏板的变化而变化。在此利用升压电路原理，通过改变占空比的方法，达到阻抗变换以及匹配的目的。升压电路图如图4所示 [ 7 ] 。 由图可知，该电路由IGBT分成两部分，根据电能变换功率守恒原理，即： U i n I s = U L I L (13) 根据升压电路原理，设占空比为 α ，则输出电压 U L 与输入电压 U i n 关系为： U L = 1 1 − α U S (14) 由式(13)和式(14)联立可得： I L = ( 1 − α ) I S (15) 图3. 光伏电池物理模型 图4. 阻抗变换电路图 根据欧姆定律可得输入阻抗 R i n 与输出阻抗 R L 之间的关系。 R i n = U S I S = ( 1 − α ) U L I L 1 − α = ( 1 − α ) 2 R L (16) 由式(16)可得，在负载不变的情况下，随着外界环境的变化，光伏板电池内部阻抗在不断变化，通过改变占空比，能够使得输出阻抗不停地与输入阻抗匹配。可见，调节占空比可以实现光伏板电池的最大功率跟踪，且输出阻抗与占空比呈负相关。
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user: 4. 变步长自适应扰动法原理 根据最优梯度法的不足和P-U特性曲线单峰值的特点，不必考虑全局寻优的问题，只需比较前后时刻功率差 Δ P 的符号即可，若为正，则 P k + 1 > P k ，继续向同方向扰动，反之，则向反方向扰动，由此实现最大功率跟踪的快速性 [ 8 ] 。 Δ D = a × | P k − P k − 1 | (17) Δ D 为占空比增量，a为步长因子系数。式(17)可得，采用前后时刻功率差值作为变步长的扰动步长因子，随着功率趋近最大值的程度，差值的模也会随之改变，从而实现自适应跟踪目。 考虑到P-U特性曲线的最大值只是一个点，设计功率跟踪的过程中，很难达到在一个点稳定，并且在寻优波动的过程中，会消耗一部分功率，因此，设定一定的阈值功率，随着不断地靠近目标点，前后时刻的功率差值也在不断地缩小。若波动在阈值范围内，则视为功率达到最大，扰动因子强制置零，系统占空比不再变化，完成最大功率跟踪。在外界条件不变的情况下，仍能保持系统运行在最大功率点 [ 9 ] 。由此减小了功率的波动程度，减少了功率损失，同时增加了系统的稳定性。 阈值的设计主要参考占空比的单位增量所引起的功率增量 Δ P 与系统输出的精度，不能过小，但也不能太大。而 Δ D 的变化大小取决于a与 Δ P 的乘积，决定了系统的调节精度与速度。a越小，精度越高，但调节速度越低，反之则越高。所以还需要根据工程运行条件进行合理地设计，本文设定阈值为50 W。结合式(16)，搭建MPPT控制器，如图5所示。
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user: 5. 仿真及数据分析 在Simulink环境下搭建完整的太阳能电池最大功率跟踪系统，分别从改进变步长法与最优梯度法两种方法进行仿真分析。设定环境温度为恒温25℃，光照强度由初始状态的800 W/m 2 到600 W/m 2 再到1000 W/m 2 变化，负载为10 Ω，运行时间1.5 s。从系统的 Δ P 曲线变化，系统功率跟踪以及占空比三个方面分析改进型变步长自适应法和最优梯度法的系统性能。 5.1. 系统∆P曲线变化分析 Δ P 曲线变化如图6所示。(a)图为改进后的功率波动图，(b)图为最优梯度法功率波动图。由于改进型方法设定了功率阈值，所以功率的波动被限制在50W以内。结合图(a)和图7中可以得出，随着光照强度的增加，系统功率在不断增加，但系统的 Δ P 也在增大，但都没有超出阈值范围。 5.2. 系统功率跟踪分析 从图7可以看出，在相同的外界条件下，两种方法都可以对光伏电池的最大功率进行跟踪，但追踪过程的效果却相差很大，以下由追踪效率和获得的最大功率两方面进行分析。 5.2.1. 追踪速率方面 在外界光照强度变化的情况下，改进型有较为明显的优势，在0.06 s以内即可达到系统的最大功率点，而最优梯度法则在0.1 s左右。在实际应用中，外界环境时时刻刻都在变化，最大功率点也在不断改变，改进型的快速性对外界条件的变化有更好的适应性。 5.2.2. 最大功率方面 两种方法的最大功率跟踪过程图如图7所示。 改进型获得的最大功率高于10 KW，而最优梯度跟踪法停留在10 KW的点处波动，以此为系统功率的最高点。另外，在光照强度变化后，系统功率相继出现变化，达到稳定后，最优梯度法获得的最大功率也没有改进型高。由此得出在跟踪质量上改进变步长自适应法要优于最优梯度法。 5.3. 占空比分析 由于系统的最大功率跟踪是通过升压电路获得，所以通过IGBT的占空比可观察到系统最大功率的跟踪过程。占空比变化曲线如图8所示。从图中可以得知，两种方法的占空比曲线走势基本一致，系统在获得最大功率点后，占空比能够保持不变，系统稳定。但从曲线中看可以看到最优梯度法波动时间较长，且在光照强度800 W/m 2 到700 W/m 2 变化过程中，(b)图没有明确显示出占空比的变化，说明其追踪精度及对光照变化的灵敏度不高。此外，从图中还可以看出光照强度在800 W/m 2 时，改进型变步长自适应方法占空比小于最优梯度法，结合式(16)，再次证明了改进后的方法在功率跟踪的质量高于最有梯度法。
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user: 6. 结论 本文所设计的改进型变步长自适应扰动观察法保留了扰动观察法的思想，从功率转换的角度设计，应用电能变换技术，利用前后时刻的功率差值改变占空比，不停地改变扰动步长，从而起到对电压的扰动作用，实现阻抗自动匹配。除此之外，设定功率阈值，降低在最大功率点的波动程度，减少功率损耗，最终完成最大功率跟踪的目的。 通过在Simulink环境下搭建模型仿真以及对结果数据进行仿真，从最大功率跟踪的转换过程角度和功率最高点的扰动情况方面分析，并且与传统的最优梯度扰动观察法进行了对比研究，最终得出改进型变步长自适应扰动观察法无论在追踪速率上和追踪质量上都要优于最优梯度法的结论，并且对外界环境 图5. MPPT控制器原理图 图6. 功率波动图。(a) 改进型变步长自适应法∆P曲线图；(b) 最优梯度法∆P曲线图；(c) 设定阈值的最优梯度法ΔP曲线图 图7. 功率跟踪过程图。(a) 改进型变步长自适应跟踪过程图；(b) 最优梯度法跟踪过程图 图8. 占空比变化曲线图。(a) 改进型变步长自适应占空比变化曲线图；(b) 最优梯度法占空比变化曲线图 变化较为灵敏，在光照波动情况下，占空比能够迅速作出响应，短时间内寻找到最优点后稳定运行，适应于恶劣环境，并且通过调整功率阈值，能够调节追踪精度，有较好的实际应用价值。此外，本文也验证了最优梯度法由于P-U特性曲线两侧斜率基本不变而导致追踪速度慢与最大功率点处波动严重的实质。
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user: 摘 要 多目标水平井通过设计多个控制点或目标段，使井眼轨道最大限度地在油层中延伸，以此来提高储层钻遇率和单井产量。随着地质导向技术的快速发展，使得多目标水平井在小油层、断块油层、薄油层以及剩余油开采等方面具有广阔的应用前景。然而，其设计目标不再是一简单的水平段，而是由多个控制目标构成，因此，加大了轨道设计的约束和难度。基于空间圆弧轨道理论，建立了多目标水平井轨道设计一般数学模型。利用矢量分析理论求得了设计变量的解析表达式，并开发了专用轨道设计软件，能够在多约束条件下快速、准确地设计出合理的井眼轨道。 关键词 :多目标水平井，控制点，折线靶，井眼轨道，设计方法 Copyright © 2018 by authors， Yangtze University and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 所谓多目标水平井是指在水平段内至少实现两次上调或下降趋势的井眼轨迹变化，其形状类似于“波浪”。多目标水平井实现了一口井开发两个或多个连续薄油层、层叠状油层、断块油层等，相当于2口甚至2口以上水平井的开发效果 [ 1 ] ，可节约成本，提高单井产能和采收率，取得显著的经济效益。 然而，多目标水平井需贯穿多个目标层，其设计目标不再是一个简单的水平段，而是由多个控制点或目标段构成，设计时需要限定着陆点的位置及方向才能确保沿其后的多个目标进行钻进，因此，对井眼轨道的设计提出了更高的要求。 针对以上多约束条件下的三维轨道设计问题，国内外学者对其进行研究并取得了一定成果，提出了求解非线性方程组等解决方法，但这些方法设计麻烦，不便于应用 [ 2 ] 。迄今为止，国内尚未形成一套多目标水平井轨道设计方法和专用设计软件，限制了该技术在国内的进一步发展和应用。本研究旨在寻求一种适合多目标水平井轨道设计的新方法，以满足现场需要。
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user: 2. 设计模型 目前，关于二维井眼轨道设计的研究已较为成熟，因受复杂地质条件限制，多目标水平井轨道一般为三维设计问题。基于空间圆弧轨道理论，建立了通用的三维点目标和线目标设计模型 [ 3 ] 。 2.1. 点目标设计模型 三维点目标设计模型如图1所示，靶点T为设计的目标，设计轨道由直线段OA，圆弧段S 1 和直线段BT组成。设计变量包括直线段长度(分别为L 1 、L 2 )和圆弧曲率K，设计时，可令L 1 或L 2 为0，以组成不同的轨道类型。 图1. 多控制点水平井点目标设计模型 令|OA| = L 1 ，|BT| = L 2 ，圆弧切线长|AM| = |BM| = L m ，由矢量分析及空间几何关系求得： cos γ = T S − L 1 − L m L m + L 2 (1) L m = L 2 + L 1 2 − L 2 2 − 2 L 1 T S 2 ( T S + L 2 − L 1 ) (2) L m = R ⋅ tan γ 2 (3) 其中： T S = ( N T − N A ) l a + ( E T − E A ) m a + ( H T − H A ) n a L = ( N T − N A ) 2 + ( E T − E A ) 2 + ( H T − H A ) 2 式中：N T 、E T 、H T 分别为靶点T北坐标、东坐标和垂深，m；N A 、E A 、H A 分别为A点的北坐标、东坐标和垂深，m；γ分别为圆弧AB的圆心角，(˚)；R分别为圆弧AB曲率半径，m。l a 、m a ，、n a 分别为设计起点单位方向余弦，1。 由式(1)、(2)、(3)求得： R = L 2 + L 1 2 − L 2 2 − 2 L 1 T S 2 L 2 − T S 2 (4) L 1 = T S − T S 2 + L 2 2 − L 2 + 2 R L 2 − T S 2 (5) L 2 = L 2 + L 1 2 − 2 L 1 T S − 2 R L 2 − T S 2 (6) 式(4)、(5)、(6)为点目标设计模型约束方程，由设计变量中任两个可解析求得另一个变量，从而唯一确定三维空间设计轨迹。 2.2. 线目标设计模型 线目标设计模型如图2所示，靶区DT为目标段，轨道由直线段OA、圆弧段S 1 、直线段BC、圆弧段S 2 和直线段DT组成。设计变量为直线段长度(分别为L 11 、L 22 、L 33 )及圆弧段S 1 和S 2 的井眼曲率K 1 、K 2 ，设计过程中根据实际需要可令直线段为0或K 1 = K 2 。 图2. 多目标点控制点线目标设计模型 令圆弧段切线长 | AM | = | BM | = L mm ， | CN | = | DN | = L nn ，根据矢量分析及空间几何关系求得： cos γ 1 = T 0 − L mm − L nn cos θ L mm + L 22 + L nn (7) cos γ 2 = T t − L nn − L mm cos θ L mm + L 22 + L nn (8) L mm = L ad 2 − L 22 2 − 2 L nn ( T t + L 22 ) 2 ( T 0 + L 22 + L nn − L nn cos θ ) (9) L nn = L ad 2 − L 22 2 − 2 L mm ( T 0 + L 22 ) 2 ( T t + L 22 + L mm − L mm cos θ ) (10) L mm = R 1 tan ( γ 1 2 ) (11) L nn = R 2 tan ( γ 2 2 ) (12) 式中：L ad 为AD两点距离，m；T 0 、T t 分别为AD在矢量a、t上的投影长度，m；θ为a、t之间的夹角，(˚)；γ 1 、γ 2 分别为圆弧AB和CD对应的圆心角，(˚)；R 1 、R 2 分别为圆弧AB和CD的曲率半径，m。 文献 [ 2 ] 给出了该模型的求解方法，可求得模型的精确解。
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user: 3. 设计方法 在复杂地质结构及油藏条件下，目标层通常出现起伏、倾角走向及厚度的变化，甚至出现断层等，因而其设计目标变得更为复杂。目标通常是三维的，且由多个目标组成，同一目标不再是由简单的水平段组成，由多个折线段或一系列控制点来描述，如图3所示。 图3. 目标轨道设计示意图 3.1. 目标段轨道设计 对于折线靶(目标段由多个直线段组成)如图3(a)，两直线段间采用圆弧过渡，通常限定工具的造斜率，可确定出目标段井眼轨道。 当目标中的控制点相距较近时，设计轨道必须穿越所有控制点时，可应用点目标设计模型，如图3(b)，控制点间采用圆弧/直线、圆弧 + 直线或直线 + 圆弧来连接，其设计难度大，设计轨道不唯一。设计原则应确保井眼曲率小于允许的工具造斜能力，并根据摩阻、施工难易程度等综合考虑，优化目标段轨道。 1) 2个目标点间的轨道设计。当目标段只有2个目标点时，直接用直线来连接目标点，如普通的水平井。 2) 3个目标点的轨道设计。当目标段只有3个目标点且不在同一直线上时，可采用图4所示的3种方法进行设计。 图4. 三目标点轨道设计方法 方法1：不过中间点B，用圆弧来连接两折线段，给定圆弧曲率，即可确定目标段轨道。 方法2：前两点用直线连接，再用“圆弧 + 直线”设计到第3控制点，可用点目标模型进行设计。 方法3：不在同一直线上的三点可确定一空间斜平面，根据三点定圆确定目标段曲率。设计L 1 = AB，L 2 = BC，L 3 = AC，则可求得 [ 4 ] ： cos γ 1 2 = L 2 2 + L 3 2 − L 1 2 2 L 2 L 3 cos γ 2 2 = L 1 2 + L 3 2 − L 2 2 2 L 1 L 3 R = L 1 2 sin γ 1 2 = L 2 2 sin γ 2 2 3) 4个目标点以上的轨道设计。可直接应用点目标设计模型来穿越全部控制点。 3.2. 目标间轨道设计 目标间的轨道设计，可用矢量目标模型来设计。视其空间位置和距离来采用相等曲率半径的两圆弧段或“圆弧 + 直线 + 圆弧”模型来设计。 3.3. 着陆前轨道设计 对于多目标控制点水平井，着陆点的位置和方向均有严格限制，应用三维线目标设计模型设计或优化出着陆前的井眼轨道。
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user: 4. 应用实例 基于以上模型，开发了多目标控制点水平井井眼轨迹设计软件，并设计了一口多目标水平井A，井眼轨迹垂直平面图如图5所示。该井地理资料及靶区数据如表1和表2所示。该井口坐标x = 2，056，500.00 m；y = 5，163，024.00 m。 Table 1 The data of target design for Well 靶点名称 垂深/m 靶点坐标/m x y A 1346.4 2，056，696.3 5，163，253.4 B 1351.7 2，056，736.4 5，163，317.7 C 1353.8 2，056，797.9 5，163，416.1 D 1352.7 2，056，820.9 5，163，452.8 E 1363.2 2，056，950.2 5，163，659.8 F 1363.9 2，057，004.6 5，163，746.9 G 1364.6 2，057，072.1 5，163，854.9 表1. A井靶点设计数据 Table 2 The data of profile design for Well 井段 井深/m 井斜/(˚) 方位/(˚) 垂深/m 北坐标/m 东坐标/m 井眼曲率/((˚)·(30 m) −1 ) 位置 直井段 1100.0 0.00 0.00 1100.0 0.00 0.00 0.00 造斜点 第1造斜段 1257.8 42.08 37.29 1244.0 44.1 33.6 8.00 稳斜段 1288.2 42.08 37.29 1266.5 60.3 45.9 0.00 第2造斜段 1433.5 82.00 58.00 1333.9 141.1 141.1 9.00 探油顶段 1478.5 82.00 58.00 1340.1 164.7 178.8 0.00 着陆段 1538.5 86.00 58.00 1346.4 196.3 229.4 2.00 A点 水平段 1614.4 86.00 58.00 1351.7 236.4 293.7 0.00 B点 1674.4 90.00 58.00 1353.8 268.2 344.5 2.00 1730.5 90.00 58.00 1353.8 297.9 392.1 0.00 C点 1773.9 92.89 58.00 1352.7 320.9 428.8 2.00 D点 1875.0 86.15 58.00 1353.5 374.4 514.5 −2.00 2018.3 86.15 58.00 1363.2 450.2 635.8 0.00 E点 2121.1 93.00 58.00 1363.9 504.6 722.9 2.00 F点 2188.6 88.50 58.00 1363.0 540.4 780.2 −2.00 2248.5 88.50 58.00 1364.6 572.1 830.9 0.00 G点 表2. A井剖面设计数据表 图5. A井井眼轨迹垂直平面图 该井入靶点A之前优选“直–增–稳–增扭–稳–增”六段制剖面，第一稳斜段便于轨迹控制，第二稳斜段实现探油层。水平段为靶点轨道设计问题，主要采用圆弧或圆弧 + 稳斜段模型进行设计，井眼曲率控制在2˚/30 m，便于现场轨迹控制和下套管作业。
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user: 5. 结论 1) 提出的多目标控制点井眼轨道设计方法较好地解决了复杂地质结构和油藏条件下轨道设计难题，为井眼轨道设计和控制提供了理论依据。 2) 多目标控制点水平井设计时首先要保证入靶的井斜和方位，一般将多个靶点中的前两个定义为梯形靶，以方便采用线目标模型进行设计。 3) 若采用单圆弧连接两相邻靶点轨迹起伏较大时，可考虑将位于上一圆弧的轨道修正为空间圆弧加稳斜段(或稳斜段 + 空间圆弧)使轨迹更为平滑。
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user: 摘 要 靖安油田Q1区位于中国西部鄂尔多斯盆地陕北油气叠合富集带，是一个低渗、低压、低丰度的“三低”岩性油藏。现用的AES起泡体系是由AES起泡剂和PAM稳泡剂独立复配而成，施工难度大且低温流动性差，因此优选出了适合Q1区的新型CSGY-FPJ泡沫体系。研究结果表明，CSGY-FPJ起泡剂在起泡性能、表面张力、低温流变性能等方面都明显优于AES起泡剂。通过物模试验可知，当空气泡沫驱注入量为1.0 PV时，CSGY-FPJ泡沫体系和AES泡沫体系的采收率分别为37.5%和32%，继续水驱后最终采收率提高了5.9%。2015年11月，A4、A5注入井开始现场试验，试验后对应油井生产形势变好，液量稳定，含水率下降(由59.7%下降至57.8%)，日增油0.94 t。空气泡沫驱在低渗油层的开发中具有很重要的意义，该研究对低渗油藏的增产具有借鉴作用。 关键词 :空气泡沫驱，低渗油藏，起泡性能，提高采收率 Copyright © 2018 by authors， Yangtze University and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 靖安油田Q1区是一个低渗、低压、低丰度的“三低”岩性油藏。空气泡沫驱是适用于该岩性油藏的一种提高采收率技术，具有调剖和驱油双重作用 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] 。目前国内运用空气泡沫驱油体系有两种，一种是起泡剂和稳泡剂单独成型，配合使用；一种是起泡剂和稳泡剂复配形成复配起泡剂，既具有很好的起泡性能，而且泡沫体系稳定，便于运输和管理。靖安油田Q1区现场现用的起泡体系属于起泡剂和稳泡剂单独成型，现场配合使用，增加了施工难度和管理难度，起泡剂在低于10℃的条件下已凝固为块状固体，不便于现场投加，难以溶于10℃以下注入水 [ 4 ] 。针对上述状况，研发开发质量可靠、性能稳定、更加经济的起泡剂和稳泡剂体系，根据生产需要进一步升级为复配起泡剂。
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user: 2. 试验药品与仪器 1) 试验材料：现场用起泡剂AES(脂肪醇聚氧乙烯醚硫酸钠，浓度为70%)，起泡剂CSGY-FPJ (自主研发)，稳泡剂HJ2000聚合物，A3水井注入水(矿化度为3511 mg/L)，B1油井地面产出水(矿化度为24，110 mg/L)，B2油井取样原油(黏度为10 mPa∙s)。 2) 试验仪器：Warning Blender搅拌器，试验人造岩心(尺寸为ø38 mm × 300 mm)，表面张力仪，驱替物模装置(图1)。 图1. 岩心物模驱替装置
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user: 3. 新型起泡剂的研究 现场用起泡剂AES能降低油水界面张力，增加油对岩石表面的润湿角，有利于提高驱油效率；但其低温流动性较差，在0℃下已凝固，无法测定其黏度，因此研究了新型起泡剂CSGY-FPJ。CSGY-FPJ主要是由腰果酚聚氧乙烯醚和异构醇聚氧乙烯醚按质量比1:1复配而成，CSGY-FPJ起泡体系中加入稳泡剂抗盐型聚合物HJ2000。
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user: 4. 试验结果与讨论 4.1. 起泡剂与注入水的配伍性评价 分别取一定浓度的现场起泡剂AES和新型起泡剂CSGY-FPJ，用A3水井注入水进行配制，加入到B1油井地面产出水中，其中注入水与地层水的体积比为1:1，试验温度45℃，放置时间24 h。试验结果见表1，试验现象均为透明无沉淀，说明AES和CSGY-FPJ与注入水均有良好的配伍性。 Table 1 The compatibility evaluation results of foaming agent 样品 样品浓度/(mg·L −1 ) 泡沫液用量/mL 地层水用量/mL 试验现象 AES 50 10 10 透明无沉淀 CSGY-FPJ 50 10 10 透明无沉淀 表1. 起泡剂配伍性评价结果 4.2. 起泡剂起泡性能评价 分别取50 mg/L的现场起泡剂AES和新型起泡剂CSGY-FPJ，在30、50、60、80℃温度下进行循环水浴，用模拟注入水配制质量分数为0.5%的起泡剂溶液，测定起泡剂的起泡体积及半衰期。试验结果如表2所示。 Table 2 The performance evaluation results of foaming agent 起泡剂 30℃ 50℃ 60℃ 80℃ 起泡体积/mL 半衰期/min 起泡体积/mL 半衰期/min 起泡体积/mL 半衰期/min 起泡体积/mL 半衰期/min AES 380 72 395 65 415 55 305 20 CSGY-FPJ 360 134 395 185 515 91 231 32 表2. 起泡剂起泡性能评价结果 在60℃前AES和CSGY-FPJ的起泡体积随温度的升高而增大，但温度继续上升，起泡体积和半衰期急剧下降。这是因为在30℃~60℃范围内，温度升高起泡剂分子间距增大，动能增加，导致表面活性剂的起泡分子增多，表面张力下降。当温度继续上升，至80℃时，疏水基碳链之间的凝聚能力减弱，起泡剂分子间的缔合作用减弱，形成了带电大分子，难以继续形成胶束，因而起泡体积呈下降趋势 [ 5 ] [ 6 ] [ 7 ] 。相同温度下，起泡剂CSGY-FPJ的起泡体积和半衰期明显优于AES。 4.3. 油水表面张力的影响 首先测试A3水井注入水的表面张力为65.021 mN/m，B1油井地层水的表面张力为58.702 mN/m，与起泡剂配伍之后，表面张力和黏度均减小，其中CSGY-FPJ的表面张力和黏度均比AES小，说明了CSGY-FPJ起泡剂更有利于提高驱油效率。 取200 mL B2油井原油分别加入10 mL质量浓度为50 mg/L的起泡剂AES和CSGY-FPJ，搅拌混合均匀后测表面张力，结果如表3所示，当原油中含有起泡剂AES和CSGY-FPJ后，其混合原油的表面张力基本无变化，原油容易混于水中，并能形成乳化液体被采出。 Table 3 The test results of sample surface tensio 样品 起泡剂与注入水混合后 起泡剂与原油混合后 表面张力/(mN∙m −1 ) 黏度/(mPa∙s) 表面张力/(mN∙m −1 ) 黏度/(mPa∙s) AES 33.108 0.78 26.463 6.5 CSGY-FPJ 26.502 0.62 23.332 3.3 表3. 样品表面张力测试结果 4.4. 流变性评价 分别称取1 g AES和CSGY-FPJ，加入50 mL蒸馏水，搅拌，30℃水浴静置，测得其溶解时间为1.5 min和1 min，继续水浴约30 min后，冷却，放入0℃冰箱约30 min。试验现象如图2所示，AES在0℃下已凝固，无法测定其黏度。而CSGY-FPJ低温下流动性良好，其黏度20 mPa∙s。 图2. 流动性测试照片 4.5. 物模试验评价 原现场泡沫驱体系(AES泡沫体系)配方：0.5% AES + 0.1% PAM； 改进后泡沫驱体系(CSGY-FPJ泡沫体系)配方：0.5% CSGY-FPJ + 0.1% HJ2000。 物模试验步骤：① 将天然岩心洗油后烘干，测气测渗透率；② 将原油、模拟地层水、稀释后的起泡剂装入样品桶中，升温至80℃，建立束缚水，设置环压泵压力为35 MPa；③ 先模拟地层水开始驱替(至含水率达98%)，再空气泡沫驱替(空气与起泡剂体积比为1:1)，最后水驱(至含水率98%) [ 8 ] [ 9 ] 。 在试验注入速度为0.02 mL/min的条件下，注入孔隙体积倍数与采收率的关系如图3所示，在初始水驱过程中采收率大致相同；当注入体积达到1.5 PV时，开始转为空气泡沫驱，注入1 PV后，AES泡沫驱体系和CSGY-FPJ体系采收率分别为32.0%和37.5%；再转为水驱至结束，最终采收率分别为40.2%和46.1%。很显然，CSGY-FPJ泡沫驱体系明显要优于AES泡沫驱体系，这是因为CSGY-FPJ起泡体积和半衰期要优于AES，在泡沫驱替过程中，作用范围和作用时间要大，从而提高了洗油效率和空气泡沫驱的采收率。 图3. 泡沫驱物模试验评价结果