铁磁流体驱油试验

黄 涛 ,姚 军, 黄朝琴, 谢昊君, 张建光, 刘均荣

(中国石油大学石油工程学院,山东青岛 266580)

注水开发作为一种油田应用最为广泛的开采方式,起到补充地层能量、驱替原油继而提高采收率的作用。但是由于复杂的油藏构造、强非均质性等原因使注入水的驱替过程难以按照预期进行,从而导致驱替波及范围小[1-4]。目前国内外提高采收率方法包括热力方法、化学方法、注气方法及微生物法等[5-7],其驱油机制主要为降低驱替液与原油流度比和界面张力，从而提高驱替波及范围和洗油效率。寻找新型驱油方法克服油藏非均质性和复杂构造等因素造成的低波及现象并有效提高原油采收率已成为油藏开发研究的热点问题。铁磁流体中包含数量巨大的纳米级固相磁性颗粒。当施加外磁场时,固相磁性颗粒被磁化并在流体内产生附加磁场,外磁场与附加磁场相互作用影响流体本身运动。因此铁磁流体的流动行为可以被外磁场控制[8],国外学者对铁磁流体在磁场作用下的多孔介质流动进行了探索性研究[9-11]。笔者首次利用试验手段研究注铁磁流体驱油问题,制作二维非均质及裂缝性填砂平板物理模型,在此基础上分别利用铁磁流体和水作为驱替液进行驱油试验,并对两者驱油开发效果进行对比。

1 铁磁流体的磁性性质

磁场力的产生是由外加磁场和铁磁流体磁化后产生的附加磁场之间相互作用的结果。当不存在外磁场时,流体内部的固相磁性颗粒由于Brown运动而使其分布杂乱无章,宏观上不表现磁性;当施加外磁场时固相磁性颗粒被磁化,铁磁流体在宏观上表现出磁性并受到磁场力的作用,如图1所示。

图1 铁磁流体磁化过程示意图Fig.1 Sketch map of magnetization process of ferrofluid

本文中采用的水基铁磁流体Hinano-FFW,密度ρff为1187 kg/m3,黏度μff为5.8 mPa·s。铁磁流体的磁化强度M伴随外磁场H的增大而增大并最终达到一个临界值,称为饱和磁化强度Mmax,其值为 1.596×104A/m。铁磁流体的磁化强度与外磁场的磁场强度关系可以通过反三角函数拟合[12],对于水基铁磁流体Hinano-FFW,关系式为

M=arctan(3.5×10-5H)×104.

(1)

试验中一共用到两种方形钕铁硼磁铁PM1和PM2,其中PM1几何尺寸为12.7 cm×5.08 cm×5.08 cm(长×宽×高),PM2几何尺寸为2.54 cm×1.91 cm×1.91 cm(长×宽×高),两者的剩余磁通密度均为1.19 T,其三维磁场强度H=(Hx,Hy,Hz)可由McCaig和Clegg推导的解析表达式[13]求得。

2 单相铁磁流体压力计算及试验测量

2.1 数学方程

在外磁场中,铁磁流体受到磁场力[14],其值为

Fm=μ0MH.

(2)

式中,μ0为真空磁导率,4π×10-7(T·m)/A。

外磁场对铁磁流体的作用力是一种彻体力,因此在均匀相铁磁流体的运动方程中将出现磁力项,于是在多孔介质中,单相铁磁流体运动方程[12,15]为

(3)

式中,v为质量流速;k为多孔介质渗透率;ρ为铁磁流体密度;μ流体为黏度。

对于质量守恒方程,在形式上和普通流体并无区别,表达式为

(4)

式中,q为源汇项;φ为多孔介质孔隙度。

2.2 压力计算及测量

考虑如图2(a)所示平板流动物理模型,模型尺寸为9 cm×9 cm(长×宽),由上下玻璃平板及四周封条组成,其中上下平板间隙α=1 mm,四周封闭,在模型对角线及中轴线布置测压点。将模型等效为二维平板多孔介质,其渗透率近似为k=α2/12=8.33×10-3μm2,孔隙度φ=1.0。

如图2(b)所示的试验装置,试验开始前模型中注入铁磁流体至模型充满。初始条件下模型入口放空,使模型内流体压力与大气压相等。在模型右侧0.5 cm处放置磁铁PM1,铁磁流体在外磁场作用下发生流动,压力重新分布,利用压力传感器测量铁磁流体的压力,其中测得的压力为表压。

磁铁PM1产生的外磁场如图3(a)所示。模型中的铁磁流体在外磁场作用下受到磁场力并发生流动,其压力发生改变并重新分布。联立式(3)、(4)并忽略重力及流体的压缩性,利用有限元方法进行数值求解得到平衡状态时铁磁流体的压力分布(表压),如图3(b)所示。可以看到,靠近磁铁附近区域的流体压力较大,这是由于磁铁附近磁场强度大,铁磁流体受到的磁场力大所导致。

数值计算及试验测量得到流体压力对比曲线如图4所示。测压点如图2(a)所示。由图4可以看出:铁磁流体在外磁场作用下受到磁场力;距离磁铁近的区域铁磁流体压力大,表明受到的磁场力大;反之,受到的磁场力小;试验测量结果验证了磁场力表达式及运动方程的正确性。

图2 模型示意图及试验装置Fig.2 Schematic of physical model and experimental device

图3 平板模型中磁场分布及铁磁流体压力分布Fig.3 Distribution of magnetic field strength and ferrofluid pressure

图4 计算及试验测量铁磁流体压力对比曲线Fig.4 Contrast curves of ferrofluid pressure between calculated and measured results

3 铁磁流体平板驱油试验

在本文中,流体及多孔介质的性质通过测量得到,其中填砂模型采用不同颗粒粒径的玻璃砂结合环氧树脂胶结压实而成,然后由透明有机玻璃板封装。试验所用的流体及填砂模型具体参数见表1、2。

表1 试验所用流体性质

表2 试验所用填砂模型性质

3.1 非均质平板模型

由于外磁场的存在,铁磁流体受到磁场力的作用,因此铁磁流体的流动行为受外磁场控制。考虑如图5所示的一注一采非均质填砂平板模型,模型尺寸为5 cm×5 cm×0.2 cm,注入采出速度均为q=0.01Vp/min,Vp为孔隙体积;模型中间为粗砂介质(S1),两边为细砂介质(S2)。模型左上角及右下角分别放置磁铁PM2,初始时刻饱和油,然后分别用水及铁磁流体驱替,对比驱油效果。

非均质模型注水及注铁磁流体驱油试验结果如图6所示。由于模型注入与采出端之间存在渗透率相对较高的区域,注入水基本沿该区域流动并从出口端采出,而模型上下渗透率相对较低的区域基本未被波及到,因此无水产油期短。在铁磁流体驱油过程中,由于驱替前期注入的铁磁流体距离磁源较远,因此受磁场力较小,在注采压差的作用下同样主要沿注入与采出端之间高渗区域流动;在驱替中后期,当铁磁流体逐渐流动到磁源附近时,由于受到的磁场力增大,铁磁流体在磁场力作用下克服注采压差的影响而被牵引着流向模型上下低波及区域,相比于注水驱油过程驱替波及范围增大。

图5 非均质填砂平板试验模型Fig.5 Heterogeneous porous media experimental model

图6 非均质模型注水及注铁磁流体驱油试验结果Fig.6 Experimental results of water flooding and ferrofluid flooding in heterogeneous model

非均质模型试验测量采出程度与出口端含水率和含铁磁流体率关系如图7所示。从注水驱油及注铁磁流体驱油生产曲线可以看到:注水驱油过程中见水时间较早，由于水驱过程中原油动用程度低,注入水基本从出口端采出,在注入1.5Vp的水后采出程度仅33%。相比之下,在磁场力控制下,注入的铁磁流体流向模型上下渗透率相对较低的区域,从而提高总的驱替波及范围,采出程度达到73%。

3.2 裂缝平板模型

考虑如图8所示的一注一采裂缝性填砂平板模型,模型尺寸为5 cm×5 cm×0.2 cm,注入采出速度均为0.01Vp/min;模型均采用粗砂介质(S1)充填,中间存在单条裂缝,裂缝方向与注采端方向平行,裂缝宽度为1 mm。模型左上角及右下角分别放置磁铁PM2,初始时刻饱和油,然后分别用水及铁磁流体驱替,对比驱油效果。

图7 非均质模型试验测量采出程度与出口端含水率和含铁磁流体率关系Fig.7 Relationship between oil recovery and water and ferrofluid cut based on experimental measurement in heterogeneous model

图8 裂缝性填砂平板试验模型Fig.8 Fractured porous media experimental model

模型中裂缝作为一种高导流通道,并且方向与注采端平行,因此加剧了驱替液的突进速度,使波及范围更小。对于水驱过程,由于裂缝导流能力相对高渗带更强,注入水绝大部分沿裂缝流向出口端,而基岩中的原油基本没有被波及到,因此出口端见水时间更早。对于注铁磁流体驱油过程,同样由于驱替前期注入的铁磁流体距离磁铁较远、受到的磁场力较小,因此在注采压差的作用下主要沿裂缝流动;当铁磁流体流动到磁源附近,由于受到的磁场力增大,其中一部分铁磁流体向裂缝两边基岩区域流动,从而驱替原油流向出口端,使出口端含铁磁流体率降低、含油率增高,因此相对于水驱过程油动用程度高,裂缝性模型注水及注铁磁流体驱油试验结果如图9所示。

图9 裂缝性模型注水及注铁磁流体驱油试验结果Fig.9 Experimental results of water flooding and ferrofluid flooding in fractured porous media

图10 裂缝模型试验测量采出程度与出口端含水率和含铁磁流体率关系曲线Fig.10 Relationship bewteen oil recovery and water and ferrofluid cut based on experimental measurement in fractured porous media

裂缝型模型试验测量采出程度与出口端含水率和含铁磁流体率关系曲线如图10所示。从注水驱油及注磁流体驱油生产曲线可以看到:注水驱油过程无水产油期较铁磁流体驱短;开发后期水驱含水率基本达到100%,铁磁流体驱油仅为80%,仍然具有较好的开发潜力;由于水驱过程中注入水绝大部分沿裂缝流向出口端并被采出,导致基岩油动用程度低,在注水1.5Vp后采出程度仅25%;对于铁磁流体驱油过程,由于磁场力作用,使驱替中后期注入的铁磁流体驱向上下基岩区域,提高了驱油波及范围,采出程度达到70%。

利用试验手段模拟了外磁场作用下的铁磁流体驱油过程,对比非均质及裂缝二组平板模型的驱油试验结果可知,当沿注采井方向存在裂缝发育时,相对于高渗带发育情况下水驱效果更差,而采用磁场控制下的铁磁流体驱油效果更好,这是因为裂缝的导流能力更强,驱替液突进速度更快,磁场力对于提高驱替波及范围的作用更大。

4 结 论

(1)外磁场对铁磁流体的作用表现为磁彻体力的形式,利用有限元方法对封闭模型中的单相铁磁流体压力进行求解,计算结果与试验结果对比,验证了磁场力表达式及铁磁流体运动方程的正确性。

(2)通过制作二维非均质及裂缝性填砂平板物理模型,分别利用铁磁流体、水作为驱替液进行驱油试验,对比两者驱油开发效果,磁场控制下的铁磁流体驱油效果好于传统注水驱油。

(3)利用磁铁施加外磁场,可以在铁磁流体中产生磁场力,通过磁场力可以控制并改变铁磁流体驱替路径,从而克服由于非均质性等因素造成的驱替波及范围小、原油动用程度低的问题,最终扩大波及范围,继而提高采收率。

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