CN104093930A

CN104093930A - 用于采收烃类流体的方法

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Publication number: CN104093930A
Application number: CN201280067603.2A
Authority: CN
Inventors: J-V·保尔森
Original assignee: Impact Technology Systems AS
Current assignee: Impact Technology Systems AS
Priority date: 2011-12-19
Filing date: 2012-12-19
Publication date: 2014-10-08
Anticipated expiration: 2032-12-19
Also published as: EA201491108A1; EP2795043A2; EP2795043B1; US20140338895A1; US9863225B2; EP2795045A2; AU2012357748B2; EA035660B1; WO2013092712A2; EA201491106A1; DK201370451A; MX2014007365A; BR112014014720A2; CN104093930B; EP2795045B1; WO2013092710A3; AU2012357746B2; AR089305A1; WO2013092712A3; WO2013092710A2

Abstract

介绍了一种用于通过向多孔介质中注入流体来从所述多孔介质中采收烃类流体的方法。所述方法包括：在所述流体和所述烃类流体的密度、所述多孔介质的平均孔径以及所述流体和所述烃类流体之间的表面张力的基础上确定瑞利时间。此外，在所述流体中提供压力激发，其中所述压力激发通过碰撞过程产生，所述碰撞过程的碰撞接触上升时间在所述瑞利时间的1-100倍的范围内。可选地或附加地，在所述流体中提供压力激发包括产生冲击压力，所述冲击压力具有压力幅值I和压力上升时间Δt，其中所述压力幅值大于关系式γcΔt/a²，其中γ是所述流体和所述烃类流体之间的表面张力，并且c是所述多孔介质中的声速。在本发明的各个方面，所述方法包括设置通过至少一条管路与所述多孔介质流体连通的腔室，并且使所述腔室包括可以彼此相对运动的第一壁部和第二壁部。压力激发包括通过所述管路在所述流体中提供向所述多孔介质传播的冲击压力，并且其中所述冲击压力通过设置在所述流体的外侧的物体和所述第一壁部之间的碰撞过程产生，以用于使所述第一壁部冲击所述腔室中的流体。

Description

用于采收烃类流体的方法

技术领域

本发明涉及一种用于从多孔介质采收烃类流体的方法。

背景技术

烃类采收作业通常会涉及范围广泛的工艺，涉及用于从地层中采收烃类的流体流动作业的使用和控制，包括例如向地层中引入或注入流体譬如处理液、固结液或水力压裂液，注水作业，钻井作业，出油管和井眼的清理作业，以及在井眼中的注水泥(cementing)作业。

地下储层是多孔介质，包括与不同直径和长度的孔喉有关的孔隙容积网络。为了获得改进的烃类采收，已经对将流体注入储层以置换储层内的多孔地质结构中的流体的流体动力学进行了广泛研究。

多孔地质结构是多孔介质的固体骨架。弹性波能够在固体骨架中传播，但是不能在流体中传播，原因在于弹性是固体而非液体的性质。固体的弹性和流体的粘性是限定固体和液体之间的区别的性质。弹性固体中的应力与形变成正比，而粘性流体中的应力与形变的变化率成正比。

储层中的流体(在注水期间)将在流过孔喉时由于流体和孔喉的润湿状态的壁面之间的表面张力而承受毛细管阻力或推送力。毛细管阻力促使在多孔介质中建立起优选的流体路径(贯通)，这就明显地限制了烃类采收。因此，毛细管阻力限制了流体在储层中的活动性。

人们认为烃类采收将在地震类事件例如地震之后有所增加。因此，人们相信对地层造成的显著的动态激励将增加流体相在多孔介质中的活动性。已经有人声称在地震期间通过(在固体骨架中)跨越储层传播的弹性波造成了活动性的改善。基于通过应用人工震源而在储层中引发弹性波的地震激发方法已经在进行深入研究。一般而言，人工震源需要布置成尽可能地靠近有效储层，并且因此通常布置在井眼的底部或井眼的底部附近。例如在RU2171345、SU1710709或WO2008/054256中已经介绍了这样的井下地震激发工具，其中公开了通过负载下落到固定至井底的砧台上并由此下落到储层上的碰撞而在固体中产生弹性波的不同的系统。这些系统的缺点在于地质结构破碎的风险以及控制冲击的难度和方法的有限效果。

涉及例如通过在地下利用爆炸和含能材料的规则爆破来模仿地震事件的动态激励的、用于烃类采收的方法也一直在进行开发并且已经广泛使用。但是，这些通过爆炸、地震等手段实现的强烈激励也经常被认为会造成地质结构的恶化，这可能会减少长时间内的烃类采收。

用于烃类采收的其他方法涉及通过交替时段的强行从地层抽出流体和/或强行向地层中注入流体实现的压力脉冲。已经有人报告压力脉冲的应用提高了流过多孔介质的流速，但是也仍然有报告说增加了流体注入作业中的水突进和粘性指进(viscous fingering)的风险。

依赖于时间的压力现象例如压力冲击波或液压冲击主要是在其例如在管道系统中意外发生时的潜在破坏或者甚至是灾难性效果的相关方面、或者是在由于对平台的海水冲击或波浪破坏而对水坝或离岸建筑物造成的潜在破坏或者甚至是灾难性效果的相关方面进行报告和分析。水击作用(Water Hammering)在例如通过管道系统中的阀突然关闭造成运动中的流体强行停止或突然改变方向时可能会经常出现。在管道系统中，水击作用会导致从噪声和振动到破损和管塌陷等各种问题。管道系统经常装有蓄集器、旁通管和减震器等，目的是避免水击作用。

另一种压力现象(在本文中称作冲击压力)通过利用了冲击动力学的碰撞过程来生成，这就使得可以产生依赖于时间的冲击压力，该冲击压力具有大幅值以及可与碰撞接触时间相比较的非常短的时间宽度(时长)。

与压力波相比，压力脉冲能够被视为在流体中相对陡锋式地传播。在比较冲击压力与压力脉冲时，有人注意到冲击压力具有更尖一些的陡锋并且像冲击波锋一样地传输。冲击压力因此表现出一些与压力脉冲相同的重要特性，但是这些重要特性由于冲击压力的产生方式而具备明显更强的、具有高压力幅值的陡锋和短上升时间的这种关键效果。此外，本文中介绍的压力脉冲和冲击压力应与弹性波区分开，原因在于这些首次提及的压力现象是在流体中传播，相比之下，弹性波是在固体材料中传播。

发明内容

因此，本发明的实施例的一个目标是通过提供提高烃类采收率的规程来克服或者至少是减少用于烃类采收作业的已知方法中的一部分或全部的上述缺点。

本发明的实施例的另一个目标是提供一种用于烃类采收作业的方法，所述方法可以在多孔介质中得到增加的流体活动性。

本发明的实施例的另一个目标是提供用于产生冲击压力的可选方法和系统，所述冲击压力例如可以在烃类采收作业的领域中应用并且可应用于地下储层或井眼中的流体。

本发明的实施例的又一个目标是提供一种可以相对简单和廉价地在现有的烃类采收场所实施而又有效的方法。

本发明的实施例的一个目标是提供用于以更高的效率在流体中产生冲击压力、并且降低了系统中的气蚀风险的主流系统。

根据本发明获得了一种用于通过向多孔介质中注入流体来从所述多孔介质中采收烃类流体的方法，所述方法包括：确定所述多孔介质的平均孔径；并且在所述流体和所述烃类流体的密度、所述多孔介质的平均孔径以及所述流体和所述烃类流体之间的表面张力的基础上确定瑞利时间(Rayleigh time)。所述方法进一步包括：在所述流体中提供压力激发，其中所述压力激发通过碰撞过程产生，所述碰撞过程的碰撞接触上升时间在所述瑞利时间的1-100倍的范围内，例如在所述瑞利时间的10-80倍的范围内；或者在所述瑞利时间的1-10倍的范围内，例如在所述瑞利时间的1-3倍的范围内。

根据一个实施例，所述压力激发通过碰撞过程产生，所述碰撞过程的压力上升时间在所述瑞利时间的1-100倍的范围内，例如在所述瑞利时间的1-3倍的范围内。在一个实施例中，所述压力上升时间可以在所述瑞利时间的至少1-10倍的范围内。

在本发明的另一方面，获得了一种用于通过向多孔介质中注入流体来从所述多孔介质中采收烃类流体的方法，所述方法包括：确定所述多孔介质的平均孔径；并且在所述流体中提供压力激发，其中所述压力激发通过碰撞过程产生，所述碰撞过程产生的冲击压力具有压力幅值I和压力上升时间Δt，其中所述压力幅值大于关系式γcΔt/a²，其中γ是所述流体和所述烃类流体之间的表面张力，并且c是所述多孔介质中的声速。所述多孔介质中的声速应该理解为存在于所述多孔介质中的流体也就是注入的流体和/或烃类流体中的声速。

通过碰撞过程，在碰撞过程中来自碰撞物体的能量以及动量被转化为流体中的冲击压力。冲击压力在流体和多孔介质中以声速传输和传播。

通过碰撞过程引发的冲击压力的产生可以是有利的，原因在于由此可以获得非常尖锐或陡峭的压力锋，与可以通过常规的压力脉冲技术获得的压力脉冲相比，所述压力锋具有高幅值和非常短的上升时间。此外，例如与单一频率或单一正弦的压力波相比，通过碰撞过程引发的冲击压力可以被视为包括更多的高频成分。

这在不同的烃类采收作业中例如在注水、引入处理液中或者在固结处理中可以是有利的，原因在于高频成分可以被视为增加了流体在多孔介质中的活动性，在多孔介质中不同材料性质的材料和不同尺寸的液滴可以用其他方式限制或降低流体的活动性。这在避免或降低对于任何堵塞趋势的风险以及保持储层处于良好流动状态方面也可以是有利的。增加活动性可以类似地在注入固结液的作业和固结作业中的后冲洗的相关方面都是有利的。

与其他常规的压力脉冲方法相比，根据本发明的方法的优点在于冲击压力在此可以用连续的流体流动产生而无需显著地影响流速。此外，通过碰撞过程产生的冲击压力可以由非常简单而又高效的装置引发且无需关闭和打开任何阀也无需根据现有技术用于这样做的控制设备。

关于注水作业，已经完成的实验室规模的实验表明：与恒定静压驱动的流动相比，通过由碰撞过程引发的冲击压力的应用，将烃类采收率提高了5-15％。提高的采收率通过未改变的流速获得。

通常，压力脉冲的使其适合于在烃类采收作业中应用的特征是压力脉冲如上所述类似于陡锋地在流体中传播。由于冲击压力具有更尖一些的陡锋或者更短一些的上升时间，因此冲击压力表现出与压力脉冲相同但是明显更高程度的重要特性。

关于从多孔介质中采收烃类，人们相信高压和可以通过根据本发明的方法获得的、(并且与可以通过其他的压力激发方法获得的上升时间相比之下)非常短的上升时间相结合在孔喉的长度上提供了能够克服毛细管阻力的足够的压差。压差被保持足够长的时间，该足够长的时间比瑞利时间长至少1-10倍，例如在瑞利时间的1-100倍的范围内。与此同时，相对较短的时长确保冲击压力的时间平均值不会显著影响用于多孔介质的达西关系式(Darcy relation)，由此降低早突进和粘性指进的风险。足够大的、能够克服毛细管阻力的压力幅值可以通过使冲击压力的幅值大于关系式γcΔt/a²来获得，其中γ是所述流体和所述烃类流体之间的表面张力，c是所述多孔介质中的声速，并且Δt是冲击压力的上升时间。要注意的是上升时间Δt短意味着克服毛细管阻力所需的幅值减小。但是，上升时间应该至少是瑞利时间的1-10倍。

在本文中，由本发明建议的冲击动力学(碰撞过程)的应用提供了一种简单和有效的方法，用于在一定的时段内保持足够的压差，所述时段至少是瑞利时间的1-10倍。而且，碰撞过程的应用已经证实在提供与瑞利时间的10-100倍相同数量级的、相对较短的上升时间方面是有利的。在碰撞过程期间的接触上升时间可以如随后所示例如通过应用Hertz的冲击理论来进行估算。瑞利时间的1-100倍数量级的短接触上升时间已经证实对于从多孔介质获得提高的烃类采收率是有利的。通常，冲击压力的上升时间(压力从零增加至最大幅值的时间)可与碰撞过程的接触上升时间相比较并且是1毫秒(0.001秒)的数量级或更短。短的上升时间使得冲击压力在应用于采收烃类流体时是特定的。

根据本发明的一个实施例，碰撞接触上升时间简单地确定为碰撞过程中的碰撞接触时间的一定百分比，例如在10-40％的范围内。由此通过简单的装置即可获得在碰撞过程中的接触上升时间相对于总接触时间的合理估算。

接触时间和接触上升时间可以通过应用Hertz的冲击理论来进行估算，正如随后详细介绍的那样。附加地或可选地，接触时间和/或接触上升时间可以通过实验测量方法例如利用时延成像和快速牌照来进行测量。

在一个实施例中，例如根据Hertz的冲击理论，在碰撞过程中的碰撞物体的质量、密度、弹性模量和泊松比、所述碰撞物体的相对速度和所述流体的体积模量的基础上确定碰撞接触时间。

多孔介质的平均孔径可以在用于该介质的孔分布的基础上确定。孔分布可以利用多孔介质的样本通过例如视觉微观检查、图像分析、流动孔隙测量、气体吸附或压汞法来确定。

简而言之，压汞法是基于限定流体向小孔中的渗透率的毛细管定律(Washburn方程)。更具体地，Washburn方程涉及向孔径施加的压力。随着压力在分析期间增加，计算孔径，并且测量填满这些孔所需的水银的对应体积。这些测量在提供一定孔径分布的压力范围上进行，并且由此能够获得平均孔径。孔喉比孔的体积大5-10倍，因此平均孔径决定了多孔介质中的毛细管阻力。

通过在所述流体中提供压力激发以及产生冲击压力的碰撞过程，冲击压力具有的压力幅值I满足关系式I>γcΔt/a²，(其中Δt是压力上升时间，γ是所述流体和所述烃类流体之间的表面张力，并且c是所述多孔介质中的声速)，在充足的时段内(压力上升时间)获得冲击压力的足够大的压力幅值。这被视为在得到克服多孔介质中的毛细管阻力的压差方面是有利的。这样确信会导致多孔介质中增强的毛细管指进，并由此明显提高油的采收率，正如也被实验所支持的那样。

在一个实施例中，压力激发包括产生冲击压力，所述冲击压力具有的压力幅值在比γcΔt/a²大1-5倍的范围内，例如在比γcΔt/a²大1.5-3倍的范围内。

在本发明的一个实施例中，所述方法进一步包括在造成多孔介质中主要的毛细管阻力的孔喉的直径以及所述流体和所述烃类流体之间的表面张力的基础上确定毛细管压力，并且其中所述压力激发包括产生冲击压力，所述冲击压力具有得到一定压差的压力幅值和上升时间，所述压差是在与所述多孔介质的孔喉直径相等的长度上的、所述毛细管压力的1-5倍的数量级。

造成多孔介质中主要的毛细管阻力的孔喉的直径可以估算为平均孔径。使用平均孔径将是对多孔介质的毛细管阻力做出主要贡献的孔喉直径的良好估算。在本实施例中，这相应地对应于在所述多孔介质的平均孔径的基础上确定毛细管压力，并且产生冲击压力，所述冲击压力具有的压力幅值和上升时间对应于在与所述多孔介质的平均孔径相等的长度上的、所述毛细管压力的1-5倍数量级的压差。

由此获得用于改进油采收的有利的压力激发，在其中获得的冲击压力在多孔介质中的孔喉的长度上提供能够克服毛细管阻力的足够的压差。此外，根据接近于瑞利时间的1-100倍或者在瑞利时间的1-100倍的范围内的给定接触上升时间来获得能够保持足够长的时间的压差。此外，冲击压力的短时长确保了冲击压力的时间平均值不会显著影响达西关系式，由此降低早突进和粘性指进的风险。克服毛细管阻力所需的冲击压力的幅值与压力上升时间成正比，因此上升时间应该尽可能短，但至少是瑞利时间的1-10倍。

使用碰撞过程是一种简单而又有效的用于产生压力激发的方法，所述压力激发具有期望的所述短时长和所述足够的压差。

在本发明的一个实施例中，所述碰撞过程包括在下落的物体和活塞之间的碰撞，其中所述物体具有的质量在10-10000千克的范围内，例如在100-1500千克的范围内，例如在500-1200千克的范围内，并且被促使下落到所述活塞上的所述物体的下落高度在0.02-2.0米的范围内，例如在0.05-1.0米的范围内，例如在0.1-0.5米的范围内。

本发明的一个实施例涉及一种用于通过向多孔介质中注入流体来从所述多孔介质中采收烃类流体的方法，所述方法包括：估算所述多孔介质中的流体密度，估算对所述多孔介质的毛细管阻力做出主要贡献的孔喉直径，并且估算所述多孔介质中的流体之间的表面张力，其中所述多孔介质中的流体包括烃类流体和其他流体。此外，基于估算的密度、直径和表面张力来确定瑞利时间，并且在流体中提供压力激发，其中所述压力激发通过碰撞过程产生，所述碰撞过程的碰撞接触时间带来上升时间，所述上升时间在所述瑞利时间的1-10倍的范围内，例如在所述瑞利时间的1-3倍的范围内。

在一个实施例中，所述方法进一步包括：估算对所述多孔介质的毛细管阻力做出主要贡献的孔喉直径，并且估算所述多孔介质中的流体之间的表面张力，其中所述多孔介质中的流体包括烃类流体和其他流体，然后在估算的直径和表面张力的基础上确定毛细管压力。此外，在流体中提供压力激发，其中所述压力激发通过碰撞过程产生，所述碰撞过程带来在所述孔喉的长度上提供压差的幅值和上升时间，并且其中所述幅值和上升时间使得所述压差是所述毛细管压力的1-5倍的数量级。

根据本发明的一个实施例，所述方法进一步包括设置通过至少一条管路与所述多孔介质流体连通的、至少部分充注流体的腔室，其中所述腔室包括可以彼此相对运动的第一壁部和第二壁部，在所述流体的外侧设置物体，并且通过所述管路在所述流体中提供向所述多孔介质中传播的冲击压力，其中所述冲击压力通过所述碰撞过程产生，所述碰撞过程包括所述物体和所述第一壁部之间的碰撞，所述第一壁部由此冲击所述腔室中的流体。与其他常规的压力脉冲方法相比，根据本发明的方法的优点在于冲击压力在此可以用连续的流体流动产生而无需显著地影响流速。此外，通过碰撞过程产生的冲击压力可以由非常简单而又高效的装置引发且无需关闭和打开任何阀也无需根据现有技术用于这样做的控制设备。

通过提出的方法可以进一步获得可引发用于流体的冲击压力且流速没有增加或只有很少的增加，原因是第一壁部不运动且不像在常规的压力脉冲中那样通过流体加压。相反，在碰撞期间从运动的物体对第一壁部的冲击可以被视为仅促成壁部最小或不明显地移动，该移动主要对应于流体在冲击区域中的压缩。例如在烃类采收作业中的期望流体流速因此可以通过例如在作业中使用的泵送设备来更加精确地控制，并且作为示例可以与冲击压力的引发无关地在期望的流动下被保持一致或接近一致。根据上述内容的方法因此可以例如在流体喷入和注入作业中是有利的，其中在所述流速方面波动最小的适度的流体流速可以是期望的，目的是降低地层中流体早突进和粘性指进的风险。

本发明的一个实施例进一步明确了所述腔室包括这样的区域：在所述区域中通过重力的影响自然地收集气体夹杂物，并且所述管路设置在所述区域中或所述区域附近，和/或所述腔室设置为使得冲击流体的所述第一壁部布置成远离所述区域。

在涉及流体传输的流体系统中，流体在一些时候几乎不可避免地包括气体夹杂物，例如形式为来自起点的、系统中截留的空气。而且，流体中可以由于湍流或者由于第一壁部冲击在流体上的碰撞过程而形成气泡。任何这样的气体夹杂物由于重力而自然地升高并聚集在腔室中的一个或多个区域，在这些区域气体夹杂物不能再继续升高。这最常出现在腔室的最上部。由于所述方法包括设置腔室例如以避免气体夹杂物的积聚，因此在第一壁部冲击流体的地方实现了对流体执行冲击而不对气体夹杂物执行冲击或者仅对气体夹杂物执行最小冲击。由此减小了第一壁部的位移，原因是流体的可压缩性明显低于气体夹杂物的可压缩性。

由于从冲击物体到流体的能量转化更好，因此减少或避免气体夹杂物在冲击区域附近积聚就导致了更高幅值的冲击压力、更短的上升时间和更短的接触时间。

此外，通过减少或避免气体夹杂物在冲击区域附近积聚而导致降低了流体中的气蚀风险，气蚀经常会导致流体系统中的磨损和损坏。这些效果的获得是由于冲击能量主要被转化为流体中而不是气体夹杂物中的冲击压力。

由于物体设置在流体外侧以与第一壁部碰撞，因此可以实现物体的不是全部也是绝大部分的动量被转化为流体中的冲击压力。另外，在碰撞过程是在流体中向下引导的情况下，物体的一部分动量将在碰撞之前的流体位移中损失。

运动的物体可以直接用第一壁部或者间接地通过其他的碰撞来碰撞或冲击。腔室和壁部可以包括不同的形状。腔室可以包括装有活塞的缸，其中物体与活塞或缸碰撞。腔室可以包括彼此插入的两个缸部分。例如是活塞形状的第一壁部可以包括位于腔室中的流体上方或完全浸没在流体中的头部。此外，第一壁部可以相对于腔室的周围部分布置在轴承中或者可以松散地保持就位。腔室可以连接至一条或多条管路，所述管路设置用于在腔室中的流体和储层之间流体连通，其中流体例如可以在譬如地层或井眼的烃类采收作业中施加。另外，腔室可以设置为使得流体通过腔室传输。

碰撞过程可以通过促使一个或多个物体从指定高度下落到第一壁部上而简单地产生。引发的冲击压力的规模可以相应地由下落物体的质量、下落的高度以及主体与流体相接触的横截面积决定。因此，引发的冲击压力的幅值和引发冲击压力的时间可以轻易地进行控制。类似地，可以通过调节例如碰撞过程中的物体的质量、下落高度、碰撞物体的相对速度或第一壁部与流体相接触的横截面积(例如直径)来轻易地调节、改变或定制压力幅值。这些调节的可能性可以证实在流体注入和流体灌入方面特别有利，原因在于正常的储层压力和破裂压力之间的压差经常会比较窄。

在本发明的进一步的实施例中，根据上述任何一部分内容所述的方法还包括按照一定的时间间隔产生多次所述的碰撞过程。这可以用于增强在流体中引发的冲击压力的效果。冲击压力可以用规则的时间间隔或不相等的时间间隔引发。作为一个示例，冲击压力可以在烃类采收作业的早期较频繁且以较短的时间间隔引发，并且在后期以较长的时间间隔引发。冲击压力之间的时间间隔例如可以根据在相同的时间对地层执行的测量(例如压力测量)来控制和调节。

根据本发明的实施例，生成碰撞过程的时间间隔在2-20秒的范围内，例如在4-10秒的范围内，例如约为5秒。最优的时间间隔可以取决于多种因素例如地层的类型、地层的孔隙度、破裂的风险等。优选的时间间隔可以取决于多种因素例如施加的压力幅值和上升时间。

在一个实施例中，所述方法包括产生第一序列的碰撞过程、然后产生第二序列的碰撞过程的步骤，所述第一序列的碰撞过程具有压力幅值、压力上升时间和碰撞间隔时间的第一设定，所述第二序列的碰撞过程具有压力幅值、压力上升时间和碰撞间隔时间的不同设定。例如，爆发的冲击压力可以用这种方式周期性地传输。这在增强冲击压力的效果方面可以是有利的。如前所述，例如通过调节运动物体的重量或者通过调节物体的下落高度即可相对简单地修改和控制引发的冲击压力的幅值和时间间隔。

在本发明的实施例中，通过改变运动物体的质量和/或改变运动物体在碰撞之前相对于所述第一壁部的速度来改变压力幅值和上升时间的所述设定。冲击压力的参数例如压力幅值或上升时间由此即可根据需要用简单而又有效并且可控的方式来改变。

附图说明

在下文中将参照附图介绍本发明不同的实施例，在附图中：

图1A-D示出了可应用于理解冲击压力的冲击的物理原理，

图2-3示出了用于在流体中产生冲击压力的、与地下储层流体连通的装置的实施例，

图4A示出了在伯里亚(Berea)砂岩岩心上的实验期间获得的冲击压力的典型形状，

图4B更加详细地示出了在伯里亚砂岩岩心上的注水实验中获得和测量的单次冲击压力，

图5-6提供了在伯里亚砂岩岩心上使用冲击压力的实验测试期间应用的构造的示意性概视图，

图7是在有和没有冲击压力的注水实验中获得的一些结果的概述，

图8-14示出了根据本发明的冲击压力产生装置的不同实施例，

图15-16示出了根据本发明的实施例用于产生冲击压力的实验装置，

图17和图18分别示出了根据本发明的有和没有冲击压力产生时来自二维多孔介质的流体油采收的实验结果，

图19-20进一步放大地示出了图18中的结果，

图21示出了二维实验性多孔介质在从上方看和从侧面看时的两种特征性的孔构造，

图22-23是压力分布分别作为沿D区和C区的长度的函数的简图，

图24是侵入的流体从孔流过孔喉的简图，

图25-26示出了z位置作为用于两种不同的毛细管数量和橄榄油的函数的数值仿真，并且

图27-28示出了与图25-26相类似的、但是用于Gullfaks油田的类似的数值仿真。

具体实施方式

冲击压力类似于在流体中传播的压力波并且通过运动的固体物体与流体相撞或者流动的流体与固体相撞的碰撞过程产生。后者描述了水击现象，其中流动的流体的动量被转化为流体中的冲击压力。

固体和流体之间的碰撞过程的物理特性在下文中通过首先根据理想的撞球模型分析研究固体物体之间的碰撞来更加详细地介绍。

在图1A中列举了撞球模型，图中示出了在两个撞球1和2之间的碰撞过程期间的不同阶段。图中所示的阶段从头开始是：1)球1以速度U向静止的球2运动的阶段，2)最初接触时间，3)最大压缩时间(有所放大)，4)最终接触时间，以及5)球2以速度U运动且球1静止的阶段。阶段2-4是冲击阶段的部分(或者仅仅是冲击)。冲击在最初接触时间(第二阶段)开始并且在最终接触时间(第四阶段)结束，并且接触时间是从最初接触到最终接触的时长。

撞球模型将碰撞过程作为在压缩(加载)和复原(卸载)的循环期间没有动能损失的完美弹性过程来建模。撞球模型假设碰撞过程期间在球之间没有渗透也没有材料部分的交换。球1的相对速度U是冲击速度，并且在最初接触时间(第二阶段)之后，如果不是在两个球之间的接触区域出现的接触作用力，那么两个球也会有互相的渗透。压缩循环(从第二阶段到第三阶段)的时长是接触上升时间，并且复原循环(从第三阶段到第四阶段)的时长是接触下降时间。因此，接触时间(从第二阶段到第四阶段)是接触上升时间和接触下降时间之和。

接触作用力随着接触和压缩面积的增加而增加。在碰撞期间的某一时刻，由接触作用力做的功足以使两个球的接近速度变为零。该时刻就是最大压缩时间(第三阶段)。球1在压缩循环期间的位移(压缩量)可以通过使用能量守恒MU²＝2FΔs和动量守恒FΔt＝MU来估算，其中Δs是用于让功FΔs与动能相等所必须的位移。接触时间是Δt，并且因此位移被描述为Δs＝UΔt/2。

接触时间的估算可以通过应用Hertz的冲击理论来获得，该理论解决了完全刚性的球体和完全刚性的平面的碰撞问题。Hertz定律可以表达为：

Δt = 2.86 {(\frac{M^{2}}{{RE}^{* 2} U})}^{1 / 5}

其中E^*被描述为：

\frac{1}{E^{*}} = \frac{1 - σ_{1}^{2}}{E_{1}} + \frac{1 - σ_{2}^{2}}{E_{2}}

E是弹性模量且σ是用于球体(1)和平面(2)的泊松比。Landau和Lifschitz修改了Hertz定律以得到用于质量为M且半径为R的两个理想球的公式：

Δt = 3.29 {(\frac{{(1 - σ^{2})}^{2} M^{2}}{{RE}^{2} U})}^{1 / 5}

其中E是弹性模量且σ是用于两个球的泊松比(参见Landuh和Lifschitz的Theory of elasticity,Theoretical Physics,Vol.7,3rdedition,1999,Butterworth-Heinemann,Oxford)。

由酚醛树脂制成的撞球具有约5.84GPa的弹性模量和约0.34的泊松比。两个相同的、R＝2.86厘米且M＝170克的撞球以U＝1m/s的冲击速度相撞，具有0.13ms数量级的接触时间，并且因此Δs将是0.065mm的数量级。接触作用力可以通过使用公式F＝MU/Δt和上述的数值来估算，由此获得与质量约130kg的物体的重量相等的1.3kN数量级的接触作用力。与两个撞球的质量(170g)相比，这是一个巨大的数值。这些观测结果形成了刚性体冲击理论的基本前提。尽管接触作用力大(1.3kN)，但是在非常短暂的接触时段(0.13ms)期间发生的移动非常小(0.065mm)。

图1B列举的碰撞过程涉及五个撞球的链条，并且图中示出了从头开始的以下阶段：1)球1以速度U向全部处于静止的球2-5运动的阶段，2)冲击阶段以及3)球5以速度U运动且球1-4处于静止的阶段。球1和2之间的压缩循环在球1和2之间的最初接触时间处开始，并且所述压缩循环在球1和2之间的最大压缩时间处结束。复原循环在所述最大压缩时间处开始，但是球2和3之间的另一个压缩循环在与所述复原循环相同的时间开始。由此，球1和2之间的复原循环与球2和3之间的压缩循环并行发展。

复原和压缩的这种对称性沿着撞球1-5的链条传播，直到球4和5之间的复原循环为止。最后一个复原循环以球5用速度U运动而结束，并且由此通过球链传播对称的复原和压缩而将动量MU从球1传递至球5。对称的复原和压缩在球5处被打破，并且由此所述传播使球5产生运动。要注意的是用于图1B所示系统的总接触时间不是4Δt而是等于例如在Eur.J.Phys.9,323(1988)中公开的3.5Δt，其中Δt是参照图1A介绍的系统所用的接触时间。这就表明压缩循环和复原循环如上所述在时间上是重叠的，并且用于3个、4个和5个撞球的链条的接触时间分别是1.5Δt、2.5Δt和3.5Δt。

图1C列举了与参照图1B介绍的系统相类似的碰撞过程，区别在于此处涉及固体和流体介质之间的碰撞。球1在此与活塞2相撞，活塞2冲击流体，相应地再冲击活塞4，由冲击压力带来的动量的至少一小部分被转化为球5的运动。活塞2和4能够在注有两种液体的缸中运动，缸通过管路3流体连通。球1和活塞2之间的压缩循环在最初接触时开始。活塞2和第一液压缸中的流体之间的压缩循环也在冲击期间出现，但是该压缩循环是在所述球1和所述活塞2之间的最大压缩时间之前开始，原因是与固体相比，流体的可压缩性较小。

参照图1B介绍的复原和压缩的对称循环通过撞球链条的传播类似地在此存在于图1C所示的系统中，在流体中具有另外的复原和压缩的对称循环。流体中的传播是作为冲击压力传输，这就在冲击压力通过流体传输时引发了流体中的压缩循环和随后的复原循环。

在管路3中的某一点测量的冲击压力的时间宽度或时长可以通过对接触时间应用Hertz定律来估算：

Δt = 2.86 {(\frac{M^{2}}{{RE}^{* 2} U})}^{1 / 5}

用于冲击压力的时间宽度的相关数值可以通过应用如上所述针对E^*的表达式、为流体使用0.5的泊松比并将流体的体积模量用作弹性模量来获得。但是，要注意的是时间宽度应该是3.5Δt的数量级，原因是总的碰撞过程涉及5个物体(两个撞球、两个活塞和一种流体)。

如上所写的E^*的总弹性模量通过对水应用0.22GPa的体积模量而变为0.37GPa。这就表明具有最小弹性模量的材料决定了E^*的总弹性模量的值。作为一个示例，R＝2.86cm且M＝170g的球1以U＝1m/s的冲击速度碰撞到活塞2上，得到0.37ms数量级的接触时间。因此管路3中的冲击压力的时间宽度可以估算为1.3ms(0.37*3.5)的数量级。

球1与活塞2相撞的事件和球5的突然运动在时间上分离，并且所述分离可以根据管路3的长度而相当明显。图1C中的冲击物理特性并未介绍其全部细节。但是，关键点在于通过碰撞过程产生的冲击压力涉及固体物体(球1)的运动，并且冲击压力带有(或包含)能够被转化为固体物体(球5)的运动(和动量)的动量。

图1D列举了与参照图1C介绍的系统相类似的碰撞过程，其中示出了在流体中产生冲击压力的各个阶段。球1以速度U向(上方的)液压缸中的活塞2运动，并且冲击可运动地安置在(下方的)注入流体的缸中的活塞2。液压缸通过管路3与地下储层6流体连通，以使冲击产生传播到地下储层中的冲击压力。冲击压力可以在地下储层中引发运动，并且可以由此使得地下储层中在正常情况下由于各种作用力例如毛细管作用力而不能运动的流体进行运动。

图2示出了用于在流体中产生冲击压力的装置200的可行实施例，流体在此注入到地下储层中。装置在此包括置于液压缸201中的活塞202，液压缸201具有开口104并且通过管路110流体连通至容器232以及例如通过将管路110连接至井的井口而流体连通至地下储层332。具有活塞的液压缸在注有流体的腔室中形成可以彼此相对运动的两个壁部。装置可以可选地或附加地连接至任何其他类型的、但不必置于地下的容器。在本实施例中，阀121、122设置在管路中以使流体可以仅沿从容器232到地下储层332的方向位移，由此流体例如可以用于置换烃类和/或其他流体。在其他的实施例中，管路中不设置阀或者仅在部分管路中设置阀。为了降低冲击压力沿任何不需要的方向例如朝向容器232传播的可能性，可以使用一个或多个阀。阀可以是在其入口和出口之间存在压差时关闭的止回阀。阀也可以是普通的阀，装有用于在碰撞过程期间将阀关闭的某种装置。

在物体208碰撞流体外侧且活塞202冲击液压缸中的流体时，冲击压力通过所述装置产生。与来自容器232的流体一起，冲击压力以声速向地下储层232中传播。以下参照图3、图5和图8-14更加详细地介绍装置200的不同实施例。

从一个容器到地下储层的流动可以简单地通过两者之间的静压差产生，或者可以可选地或附加地通过泵送装置产生。用于产生冲击压力的装置可以类似地被用于在非流动性的流体中产生冲击压力。

容器232和液压缸201之间或者可选地或附加地容器232和泵送装置之间的静压头用于在通过物体的每一次冲击之间将活塞202推向其极端位置。用于在碰撞之后使活塞202运动返回其起始位置的其他装置如有必要也可以使用。图示实施例中的活塞极端位置是其最上方的位置。系统中可以包括用于阻止活塞202从液压缸201移出的装置。活塞202的一个端侧与流体相接触。活塞202可以置于液压缸201中，并用密封装置限制流体在液压缸201和活塞202之间漏出。

由于活塞与流体相接触，因此物体与活塞的冲击引发活塞202在缸中的位移，该位移与物体208和活塞202之间的冲击期间的接触时间以及物体208的冲击速度成正比，正如以上参照图1A介绍的那样。因此，如果与活塞为了通过流体脉动而形成可测量幅值的压力脉冲而应该强行向上和向下的位移相比，活塞的位移非常小、几乎不可见和不明显。此外，与例如通常用负载来冲击抵靠固体骨架放置的某种砧台的地震激发工具相比，所述装置使用了完全不同的原理。在此情况下，冲击由此传递至固体，而在此被冲击的活塞冲击流体以在流体中产生冲击压力。由物体的冲击造成的活塞位移实际上是由于恰好在活塞下方的流体的压缩而不是由于流体的任何受迫运动。

容器232和液压缸201之间相当大的静压头以及通向和来自缸的管路中的大流动阻力也可以影响到接触时间的缩短。这样的流动阻力可以缘于管路的很多特征，例如管路中具有小横截面积的分段、管路的长度、管路的壁部处的流动摩擦以及沿管路的弯曲。

但是，对于短接触时间来说最重要的原因是在冲击期间阻止流体运动(或活塞202的位移)有任何明显改变的流体惯性。冲击因此主要是在流体中引发了压缩循环，该压缩循环作为来自液压缸201的冲击压力传输，也正如参照图1C所介绍的那样。

冲击压力自身在流体中以声速向储层332和容器232运动(除非被阻止这样做)而并不在容器232和储层332之间提供任何的净流体传输。图2因此示出了用于产生冲击压力的装置200的一个可行实施例，其中装置自身并不引发任何的净流体传输。

短的接触时间导致冲击压力的大正压幅值和非常短的上升时间。接触时间(以及由此活塞位移)的缩短或最小化是提高冲击压力产生系统在可获取的压力幅值、上升时间和时长方面的效率方面所需要的。

冲击压力的高幅值和短上升时间被认为在烃类采收作业中有利于提高地下储层332中的穿透速率并抑制用于在高压流动状态中阻挡和保持地下储层的任何趋势。这种高压流动状态增加了来自容器232的流体能够注入到地下储层332中的速率和面积。烃类采收作业经常涉及用在图2中来自于容器232的另一种流体来置换地下储层中的烃类，并且这种流体交换通过传播到地下储层中的冲击压力而得到增强。

具有负压幅值的冲击压力可以产生作为在流体中传播并且被促使在系统中有所反映的冲击压力。这样的负幅值能够导致系统中不合需要的气蚀，这一点可以通过使来自容器的流体充分内流而避免。

图3列举了冲击压力产生装置200的另一个实施例。在此，装置被进一步耦合至流体输送设备340(例如泵)以及在阀224和容器232之间插入管路212中的蓄压器350。与先前的图2中相类似，所述装置通过连接至井312的井口311的管路211流体连接至地下储层332。

容器232中的流体流过管路212、流体输送设备340、蓄压器350、阀224、液压缸201、管路211、井口311、井312并流入地下储层332。流体输送设备340有助于从容器232输送流体并送入地下储层332中。来自容器232的流体被注入地下储层332，或者来自容器323的流体置换地下储层332中的其他流体。物体208在活塞202上的冲击产生传播到地下储层332中的冲击压力。

蓄压器350用于衰减从液压缸201通过阀224并朝向流体输送设备340传递的任何冲击压力，并由此阻止具有较大幅值的冲击压力干扰到流体输送设备340的作业。蓄压器350也可以容纳在碰撞过程期间由于流体输送设备340的连续输送模式而可能在管路系统中累积的任意少量的流体。

图4A和4B示出了通过在图5所示的装置上产生冲击压力以及根据图6简要示出的实验装置获得的压力随时间变化的示例。

图4A将流体中的压力P，400示出为在固定位置测量以及在产生3次冲击压力402的时段内的时间t，401的函数。图4B中更加详细地示出了单次的冲击压力，还示出了从产生冲击压力到经过压力峰值的时段或时间宽度404中的冲击压力402的典型形状，以及从检测到冲击压力开始直到获得其最大值(幅值，403)为止的上升时间405。通常，与可以通过常规的压力脉冲技术获得的压力相比，冲击压力得到非常高和尖锐的压力幅值，也就是说，冲击压力通常得到明显更高的压力幅值和明显缩短的上升时间以及明显缩短的冲击压力时长。

图4A和4B中经实验获得的压力曲线是通过将图5所示的构造用于在伯里亚砂岩岩心上的注水实验中产生冲击压力而获得。

在此，冲击压力通过物体208和活塞202之间的冲击缸201中流体的碰撞过程产生。在实验装置中，流体泵送设备540连接至管线212和513。贮液器531容纳有用于岩心注水实验的盐水。伯里亚砂岩岩心栓安装在连接至管线211和512的容器532中。单向阀522连接至两个管线512和514，并且管533基本竖直地安置并用于测量在岩心注水实验期间采收的油的体积。管533通过管线515连接至在其中收集盐水的贮液器534。

在实验期间，盐水从贮液器531中通过置于容器532中的芯材泵送。在这些实验中，使用了具有约100-500mDarcy(毫达西)的不同渗透性的伯里亚砂岩岩心，它们在实验之前根据标准方法用油饱和。从通过盐水的注水法采收的油在实验期间将在管533的上部累积，并且在贮液器534中收集的盐水的体积则等于通过泵送装置540从贮液器531传输的体积。在这些实验中应用的更具体程序遵照关于在伯里亚砂岩岩心上的注水实验的标准方法。

管线212是柔性的以容纳任何小体积的流体，该小体积流体可能是由于通过泵送装置540连续输送流体导致的在活塞202与物体208之间的碰撞过程期间在管线中累积的。

活塞502在支架中置于缸201中，且活塞下方的缸空间用流体填充。在实验中，使用用于约20ml水的液压缸。流过容器532的盐水的总体积看成近似对应于泵送装置的固定流量。因此包括液压缸201、活塞202和物体208的设备在这些实验中对盐水的传输几乎无明显贡献。物体与活塞的碰撞发生在非常短的时间间隔期间。因此，流体不能通过导致流动增加且因此代替所述固定流量的位移而响应于该高冲冲击作用力。更确切地，流体是由活塞冲击，并且活塞的动量转化为冲击压力。

在进行实验期间的冲击压力是通过将重量为5kg的物体208提升至17cm的高度并使其下落到缸上，从而与处于静止的活塞202碰撞而产生。使用的液压缸201的体积为约20ml且内径为25mm，其对应于活塞202的直径。

图6是略图，示出了用于在伯里亚砂岩岩心上的实验中的碰撞过程中采用的用于移动物体的设备，以及如前描述的在伯里亚砂岩岩心上的岩心注水实验中应用的实验装置。

这里通过在流体填充的液压缸202中的活塞202上的冲击负载产生冲击压力。在竖直放置的杆802上设置物块801，其借助于马达803而被提升至一定高度，从该处允许其下落到活塞202上并冲击活塞202。因此冲击力通过下落物块的重量和下落高度确定。可以在杆上安置更多物块并调节冲击负载。液压缸201经由管212连接至流体泵540，该泵从贮液器804(未示出)将盐水泵送通过缸并通过置于容器532中的初始油饱和的伯里亚砂岩岩心。在不同的位置连续测量压力。在泵和缸之间的止回阀121(未示出)确保单向流动。当已通过伯里亚砂岩岩心时，流体(开始时流体仅是油，而在水突破后，流体几乎仅是盐水)被泵送至用于收集所采收的油的管和用于盐水的贮液器，正如图5中概述的那样。

在许多小时的时间跨度上，用以约6秒(10次冲击/分钟)的间隔产生的冲击压力来进行实验。

通过碰撞导致的活塞202的移动相比于活塞202的直径和液压缸201的容积是可忽略的，仅导致总流体体积的压缩且并不影响固定的流速。这也可以从下文中导出。液压缸201的体积为约20ml，并且容器中的伯里亚砂岩岩心中的流体体积为约20-40ml(使用不同尺寸的岩心)。因此通过与活塞202碰撞的物体208能够压缩的总体积是约50-100ml(包括一些管线的体积)。约0.5％的这样的体积的压缩(需要约110巴的压力，因为水的体积模量为约22000巴)表示体积减少约0.25-0.5ml，对应于活塞202向下的位移为约1mm或更小。因此，活塞502在约5毫秒的时间间隔内移动约1mm，在此期间冲击压力能够传播约5-10m。这种运动相比于活塞202的直径和液压缸201的体积而言是可忽略的。

如上所述，图4A示出了作为对于所进行的实验之一的时间函数，在容器532的入口处测得的流体中的压力。通过使质量为5kg的物体208从17cm的高度落到活塞上而产生冲击压力。碰撞(以及由此冲击压力)在约6秒的时间间隔内产生。产生的冲击压力的压力幅值在70-180巴或甚至更高的范围内测量，因为实验中使用的压力计仅能测量到最多180巴。相比而言，为了向下推动或压缩(不是锤击)活塞以产生仅约10巴的静压力，将需要质量约50kg的物体。由于在伯里亚砂岩中的流体状态(湍流等)和条件对于各次冲击各不相同，因此通过在实验过程期间改变这些条件就可以解释测得的冲击压力的变化。

图4B中更详细地显示了单次的冲击压力，也示出了如在伯里亚砂岩岩心上的实验室注水实验中所获得和测得的压力瞬变的典型形状。注意到在这些实验中的每一次冲击压力的幅值是约170巴(约2500psi)，并且时间宽度是近似或大约5毫秒，由此产生非常陡峭的压力锋以及非常短的上升和下降时间。相比而言，通过快速打开阀门导致的压力脉冲所获得的压力振幅的宽度为数秒并且通常小于10巴。

图7是在之前描述的在伯里亚砂岩岩心上的注水实验中所获得的一部分结果的总结。进行了在没有冲击压力(标记为“A”)和有冲击压力(标记为“B”)下的对比实验，并且彼此分别列在图7的表中，且对应于不同的注水速度。

在没有冲击压力下进行的实验(标记为“A”)是用静压力驱动流体流来进行的，其中泵送装置540直接耦接于芯缸532。换言之，包括活塞202和物体208的液压缸201中的冲击压力产生装置200被断开或绕过。在两个系列的实验中，使用相同的Decan油类型。

平均(在岩心栓的横截面上)注水速度(按μm/秒计)通过泵送装置的流量给出。在所有实验中，用于产生压力瞬变的装置对总流量及因此对注水速度的贡献都是可忽略的，这是期望的，因为高注水速度可能导致被注入的水更不均匀渗透，并因此导致早期的水突破。在实验3B中，实验装置还包括置于液压缸501和流体泵送装置540之间的蓄压器。蓄压器中的超压提供了导致表中报告的30-40μm/秒的高注水速度的额外泵送效果。理想地，该超压应该被消除。图7中包括的结果3B可以被视作表明了即使在高注入速度的情况下也能获得改进的油采收。通常，大流速导致粘性指进并由此导致较低的油采收。该实验结果因此表明冲击压力阻止了粘性指进的形成，这可以通过冲击压力具有的上升时间和幅值能够得到克服伯里亚砂岩岩心中的毛细管阻力的压差来解释。

如从实验数据可看到的，对注水法施加冲击压力导致油采收率的显著提高，范围在约5.3-13.6％(分别在实验2和4中)，因此明确地证实了根据本发明所提出的烃类采收方法的潜力。

物体和活塞之间的接触时间以及由此得到的碰撞接触时间的估算可以根据与如上参照图1C列举的相同的导出方式来获得，不过在此是用于5kg的钢球(R＝5.25cm且泊松比约为0.28)和水之间的理论碰撞过程。通过对水使用0.22GPa的体积模量以及对钢使用215GPa的弹性模量，如上所写的总弹性模量变为0.39GPa。通过使用Hertz碰撞理论获得3.17ms数量级的接触时间和约4.8ms的时间宽度。这可以与实验中根据经验性的压力对时间的曲线测量的冲击压力的约5ms的测量时间宽度相比较。

实验测量的冲击压力的时间宽度因此与根据Hertz碰撞理论确定的用于接触时间和时间宽度的估算值很好地吻合。由于Hertz碰撞理论仅适用于具有弹性的固体，因此上述体积模量代替弹性模量的用法只能提供固体(具有弹性)和流体(没有弹性)之间的碰撞过程所用的接触时间的估算，但这是一种合理的估算。

地下储层是一种多孔介质，其中包括通过不同直径(a)和长度(l)的孔喉连接的孔隙容积网络。储层可能包含油和水，并且储层可能是水湿性、油湿性或混合湿性的。孔隙容积和孔喉的壁部在水湿性储层中通常被水覆盖。注入储层中的一种流体的动力特性以及由此流体在储层中的位移已经进行了广泛地研究，目的是为了获得改进的油采收。注入的流体是侵入流体，并且储层中的流体是防御流体。储层中的流体能够(在注水期间)在流过孔喉时经受毛细管阻力或推力。这是由于流体和孔喉的湿润状态的壁部之间的表面张力。

可以假设在将水推送到充有油的油湿性孔喉时，或者在将油推送到充有水的水湿性孔喉时，必须要克服数量级为Pc＝γ/a的毛细管阻力(或毛细管压力)。水和油之间的表面张力γ是0.01N/m的数量级，并且因此对于a＝1-0.01*10^-3m，Pc等于10-1000Pa。

水或油将在瑞利时间数量级的时间期间运动经过孔喉，此时孔喉的长度(l)上的压差足够大以克服毛细管阻力。使用1000kg/m³数量级的密度，对于a＝1-0.01*10^-3m，可以得到τ_R＝0.01-10·10^-3s。

l＝1-0.01*10^-3m的孔长度上提供的压差。上升时间(Δt)约为1ms(压力从零增加到最大幅值的时间)且最大幅值(I)约为150巴的冲击压力将(由于压力在流体中以1500m/s的声速(c)传输而)在1.5m的长度上提供150巴的压差。因此，冲击压力在约1ms的时段期间能够在孔喉的长度上保持100-10000Pa的压差(ΔP)(对于a＝1-0.01*10^-3m)。压差(ΔP)能够表达为ΔP＝Ia/(cΔt)，并且在很多情况下ΔP足以克服毛细管阻力。而且，压力ΔP的时长等于Δt在与瑞利时间τ_R相比时经常是足够的。用于克服毛细管阻力的标准也可以表达为Ia/(cΔt)>Pc或者

I > \frac{γcΔt}{a^{2}}

大部分感兴趣的用于烃类采收作业的储层中的多孔介质具有的孔径分布的峰值在0.1-0.01*10^-3m的范围内。使用平均孔径将是对多孔介质的毛细管阻力做出主要贡献的孔喉直径的良好估算。

相比之下，压力脉冲(幅值为非常高的150巴，该幅值对于大多数常规压力脉冲技术来说即使不是过高也是非常高)可以被视为在正常情况下具有可以约为一秒的上升时间，该压力脉冲仅能在一秒的时段期间在孔喉的长度上保持约0.1-1Pa的压差。这在大多数情况下都不足以用于克服毛细管阻力，并且约为一秒的时长与瑞利时间τ_R相比也是不必要地过长。

注水期间注入流体的速度决定了侵入流体是否能够在储层中造成毛细指进或粘性指进。速度U可以根据Darcy关系式U＝κΔp/(μL)来计算，其中κ是渗透率，μ是粘度(对于油是30mPas的数量级，其中mPas＝mPas帕斯卡*秒)，并且Δp是在长度L上的压差。毛细指进通常在渗透率是100*10^-3D的数量级(Darcy＝9,869*10^-13m²)时以流动速度U＝10^-6m/s而获得。粘性指进将导致油采收的减少，并且因此关键在于Δp不能变得过大。使用上述的数值即可估算出Δp在L＝1m的长度上是3巴的数量级。

在注水期间使用冲击压力的情况下，Δp在上述的Darcy关系式中被替换为Δp+<P_I>。数值<P_I>是冲击压力<P_I>的时间平均值，并且因此冲击压力的时间平均值可忽略是有利的。如果每10秒钟产生一次冲击压力，那么时长为1ms数量级且最大幅值约为150巴的冲击压力将给出0.015巴数量级的时间平均值。如果每10秒钟产生一次冲击压力，那么时长约为1秒的压力脉冲(具有相同的约为150巴的幅值)具有15巴的时间平均值。因此，在注水期间使用压力脉冲能够导致粘性指进，而冲击压力的时间平均值将仅有助于在Darcy关系式中忽略不计。

总之，在注水期间使用压力激发例如冲击压力在要获取改进的油采收时是有利的。这可以通过高压力结合冲击压力的短上升时间(和时长)在孔喉长度上提供了足以能够克服毛细管阻力的压差而得到解释。此外，压差可以保持足够长的时间(接近于瑞利时间)，使得(造成毛细管阻力的)流体接触面通过毛细管喉。而且，冲击压力的短上升时间确保了冲击压力的时间平均值不会在Darcy关系式中做出显著贡献。使用冲击动力学(碰撞过程)是一种简单且有效的方法，用于产生具有短上升时间的压力激发且用于在接近于瑞利时间的1-100倍的时段内保持足够的压差，这可以通过短接触时间(通过应用Hertz冲击理论来估算)并且是相同数量级或者在瑞利时间的1-100倍以内的短接触时间来解释。

图8A和8B列举了用于产生冲击压力的装置200的不同实施例。装置200包括以下的部件：注有流体的腔室，其可以是具有两个开口的缸201的形状；可移动地放置在腔室201中的活塞；连接至液压缸201中的开口的第一管路211和第二管路212；以及能够碰撞活塞202由此冲击主要在腔室的一部分801中的流体的物体208。液压缸201可以螺栓连接至重型平台或接地。在本实施例中，活塞202被放置在缸中以使其下端(在其最上方的位置)被刚好放置在或者接近于液压缸201中的开口的上边缘。图8B中的装置200包括与图8A所述的系统相同的部件，只是在此腔室及其中放置的活塞相对于地面被翻转，以使得物体208被促使与腔室碰撞以冲击其中的流体。液压缸201在物体208冲击期间的小竖直位移不会导致对水流的限制。为了适应液压缸201的任何可能的竖直位移，管路211和212的分段可以制成为柔性的。

通常，从管路212(通过液压缸201)流出并流向管路211的流体可以包含流体或其他溶解流体的混合物。在大多数情况下，系统将不可避免地包括气体夹杂物例如溶解在水流体中的气泡。这样的气体夹杂物几乎从流体系统的起点开始一直存在，并且如果不通过例如排气而仔细地去除那就能够与流体一起围绕系统行进。而且，气泡可以在水中由于湍流或者由于物体208对活塞202的冲击而生成。

这样的气体夹杂物通常由于重力的影响使得气泡在流体中上升而倾向于聚集在装置的最上方区域中。在图8A和8B简要示出的装置中，这些小气体夹杂物例如气泡将自然地聚集在活塞202下方的缸最上部的区域800中。在此，除非被阻止，否则气体夹杂物可以随着时间而积聚并形成气体夹杂物的聚集，最终产生大气泡。

由于气体夹杂物与流体相比的较高的可压缩性，位于冲击腔室内流体的活塞202下方气体夹杂物将在冲击期间延长接触时间和增加活塞202的位移。存在的气体夹杂物的量越大，所获得的活塞的位移就越大并且接触时间就越长。这在产生具有大幅值以及短上升时间和时长的冲击压力方面是不利的，其中关键点在于保持接触时间尽可能的短。

因此，气体夹杂物在区域800中的任何聚集和积聚在流体直接冲击的一部分腔室801中都应该减少或避免。在图8A和图8B的实施例中，这通过从紧邻区域800的、气体夹杂物将汇集于此的腔室中设置出口211来实现。由此，气体夹杂物例如气泡将通过水从管路212流出并流向管路211而被推送到液压缸201以外。在这些实施例中，还通过紧邻或接近于流体被碰撞过程冲击的位置设置入口，由此改善在腔室的这一部分801中的流通来减少甚至避免气体夹杂物在腔室中的积聚。

图9A和9B示出了用于冲击压力产生的装置200的两个实施例，其中腔室的相对于彼此可移动的两个壁部901、902通过彼此插入的缸来形成。系统中包括密封装置以限制流体在缸901和902之间漏出。此外，系统中可以包括由于流体压力克服了缸901的重量和密封装置中的任何摩擦而用于阻止缸901从缸902移出的装置。

在图9A的实施例中，入口212和出口211都设置在被物体208冲击的缸901中。入口和出口相对于气体夹杂物区域800的位移减少或避免了这些气体夹杂物在流体被冲击的位置801处的任何积聚。在图9B的实施例中，入口212设置在缸902中且出口211设置在被物体208冲击的缸901中。

图10A、10B和10C列举了根据本发明产生冲击压力的另一个实施例。装置200在此包括设置在缸601内的活塞602，活塞602由此将缸601分为两个腔室1001、1002。活塞602通过第二腔室1002中的开口605伸出液压缸601。第一管路211和第二管路212连接至注入流体的第一腔室1001中的两个开口。物体208被设置用于碰撞活塞602，由此冲击第一腔室1001中的流体，产生传播到管路211和212中的冲击压力，这与先前公开的实施例相对应。系统中可以包括活塞602和缸壁之间的密封装置以限制流体在腔室之间漏出。

此外，系统中可以包括用于阻止活塞602移动超出抵消流体压力的极端位置的装置。这样的装置可以简单地是活塞602在缸内的一些部分不能移动通过开口605。

开口604允许流体(例如空气)在作业模式期间流动或被引导流入和流出第二腔室1002以调节或控制第二腔室1002中的压力。开口604在一个实施例中可以在作业模式期间关闭，由此压缩和释放第二腔室中的流体。

用这种方式，活塞后方的压力例如可以控制成譬如在被物体碰撞之前完全或部分超过流体中的压力。这就相应地增加了能够转化为冲击压力的能量总量。

图10B示出了可以与图10A中的装置相比较的装置的实施例，只是在此系统的取向不同且物体208被促使与液压缸相撞。

图10B示出了可以与图10A中的装置相比较的装置的实施例，只是在此活塞602包括流动通道1003，以使得流体能够在腔室1001、1002之间流动，从而可以在第二腔室1002中设置入口212。单向阀1004安装在流动通道中，仅允许从第二腔室流出并流入第一腔室。由于活塞中的流动通道1003，因此在活塞两侧的两个腔室中的压力相同，并且活塞因此与系统中的静压力无关地不会被流体中的压力移动。物体208对活塞的碰撞仅仅引发向下的运动，并且因此可以使用其他的装置用于在下一次冲击之前将活塞向其初始的最上方位置移动。

图11-14示出了用于根据本发明产生冲击压力的装置的不同实施例。在这些实施例中，由于重力而在流体中聚集的任何气体夹杂物所在的区域800已经定位在远离腔室中被流体冲击的部分801的装置中。

在图11中，物体被促使与设置在注有流体的腔室的非水平侧的第一壁部相撞，而任何气体夹杂物则在腔室最上部的区域800中聚集。

在图12中，整个腔室被促使下落到物体(例如地面)上。流体由此在碰撞过程期间主要在腔室的最下部801被冲击，而任何气体夹杂物则自然地在腔室最上部的区域800中聚集。

在图13中，活塞包括流动通道1003。此外其朝向流体冲击区域1301的下表面凹陷以使第一腔室1001中的气体夹杂物将沿流动通道向上移动以在远离冲击区域801的第二腔室内的区域800中聚集。

在图14中，活塞朝向流体冲击区域1301的表面相对于水平方向偏移，以使得气体夹杂物将升高并移动到活塞冲击流体801的位置外侧的区域800。

侵入渗透是例如在通过流体注入从储层内的多孔介质中进行烃类回收期间用一种流体置换多孔介质中的另一种流体时观察到的复杂现象。本文中介绍的方法是基于对侵入渗透的理论和实验研究，并且一些结果将公开如下。

图15-20示出了对二维多孔介质执行的激发侵入渗透的实验。图16-20中示出的二维多孔介质由随机紧密封装的单层直径1mm的玻璃珠1600制成，并且放置在两块玻璃板1601之间。钢板1602和横梁1603用于保持玻璃板在二维系统的加压期间固定就位。钢板1602中的四个窗口1604允许在侵入流体置换紧密封装的单层玻璃珠中的防御流体时拍摄显露出的结构的照片。

二维系统的宽度和长度分别是250mm和1000mm。由于沿边缘设置的密封装置，有效宽度W是约230mm。粘度约为0.084Pa*s的橄榄油被用作防御流体，并且粘度约为0.001Pa*s的水被用作流体注入期间的侵入流体。水和橄榄油之间的表面张力γ约为0.0186N/m，并且二维系统的渗透率κ经测量约为2*10^-9m²。首先，玻璃珠被安置和紧密封装在玻璃板之间，形成二维的多孔介质。执行若干次排放和吸收过程以使二维系统对水和橄榄油饱和，并且最初的初始就位橄榄油(OOIP)约为二维系统中流体总容积的80％。随后利用流体泵(未示出)并且以可控的流速将侵入流体(水)通过居中设置在二维系统的一端的输入端口1607注入到多孔介质中。

图17-20示出了在有冲击压力生成和没有冲击压力生成的情况下执行的侵入渗透实验的结果，并且在任何情况下都通过0.08升/小时(80ml/h)的恒定流速给出横截面积(1mm乘以230mm)上约为9.7*10^-5m/s或35cm/h的平均流速U。毛细管数量Ca定义为Darcy压力(Pd＝μrU/k)和毛细管压力(Pc＝γ/r)之间的比值，由此得出Ca＝μUr²/kγ，该值在这些侵入渗透实验中约为0.014。图21中示出了孔喉半径r，并且估算为约0.25mm。

通过以冲击压力的形式施加至注入流体的压力激发来重复侵入实验。冲击压力在所述的实验中通过如图5所示冲击注有流体的液压缸805中以及参照图6所述相同类型的系统中的活塞804来生成。5kg的物块801设置在竖直放置的杆802上，通过马达803升高至一定的高度，允许其从该高度下落到活塞804上。注入的流速不受冲击压力生成的影响。压力冲击每10秒钟重复一次。侵入流体(水)通过管路(未示出)泵送到液压缸804中并随后通过入口1607进入到二维多孔系统中。侵入流体和防御流体最终落入缸1606中，测量在侵入渗透实验期间置换出的防御流体量以得到采收率(OOIP的百分比)。

在所有的实验期间，用数码相机通过露出的位移结构的钢板1604的窗口拍摄压力激发和未激发的侵入渗透期间的照片。

图17和图18示出了分别在具有冲击压力激发的实验(图17)和没有冲击压力激发的实验(图18)中得到的位移结构。深色区域1701示出了玻璃珠1600之间的侵入流体(水)，而浅色区域1702示出了防御流体(橄榄油)。图17B和18B示出了相同的结果，只是用绘制的轮廓线1703表示出了侵入流体的前沿。这些照片是在启动流体注入约一小时后拍摄的，并且表示有冲击压力激发和没有冲击压力激发时露出的特征性位移结构的代表性结果。

正如从图17和18的照片中能够看到的那样，冲击压力激发对侵入渗透有明显的效果。而且，具有冲击压力激发(图17)的采收率经测量约为65％，且由此远高于通过标准的无激发侵入渗透(图18)得到的仅约为35％的采收率。

图19和20放大地示出了图18所示的位移结构的区域，也就是用于无任何冲击压力激发的侵入渗透的情况。

在图20的放大图中，形成二维多孔介质的玻璃珠1600通过注入到珠间空隙的有色流体而清晰可见。

在无任何冲击压力激发的侵入渗透其间共有四种不同的区域，在图19-20中分别标记为A-、C-、D-和W-box。

最重要的区域是观察到毛细指进的区域，并且这种情况在如图19所示的、并且在图20中进一步放大的C-box中出现。C-box的侧边长度可以通过以下推导确定。Darcy关系式提供用于Darcy压力的表达式Pd＝μλU/k，其中λ是C-box的长度，μ是橄榄油的粘度且k是二维系统的渗透率。在毛细指进的情况下，Darcy压力是毛细管压力(Pc＝γ/r)的数量级，并且因此可以假设μλU/k～γ/r。C-box的长度λ相应地通过λ＝r/Ca给出，其中Ca是毛细管的数量(定义为在与孔喉半径r相等的长度比例上的Darcy压力和毛细管压力之间的比值)。C-box的长度受到Darcy压力必须克服毛细管压力这一因素的限制。

图21示出了实验中的二维多孔系统分别从上方看和从侧方看的孔隙容积2100的两种不同的特征性构造。方形孔隙容积具有伸入每一个孔隙容积的8个孔喉且三角形孔隙容积具有伸入每一个孔隙容积的6个孔喉。正如从图21的顶视图中能够看到的那样，孔喉2101伸入孔2100的孔径d可以估算为约等于玻璃珠的0.5mm的半径，并且因此r＝d/2＝0.25mm。在注入渗透期间的另一个重要区域是在图20中标注为A-box的孔隙容积区域(A-box)。玻璃珠的直径是1mm，并且因此我们可以认为A＝1.0mm。但是，在玻璃珠之间有一定的距离并且玻璃珠的直径存在一定的偏差。这就使得A略微变大且A-box的长度A被估算为约1.1mm。

图18-20所示的侵入渗透实验具有(在以上确定的)约为0.014的毛细管数量Ca，并且因此C-box的长度λ是λ～18mm。D-box的长度L被估算为81mm(大约是λ的4.5倍)，这就意味着L～0.35W[9](其中W是实验二维系统的有效宽度)。总之，在侵入渗透期间通过A-、C-、D-和W-box表明了四个不同区域，并且在C-box中有约268个A-box(比值16.4)，并且在D-box中有约20个C-box(比值4.5)，并且最终在W-box中有约8个D-box(比值2.9)。

在侵入渗透期间露出的位移结构是分形体[1]。在侵入渗透期间的采收率可以通过对毛细指进[2]和粘性指进[3]分别应用1.83和1.53的分形体尺寸指数来理论性地估算。被侵入流体(水)侵入的A-box数量可以相应地被确定为16.4^1.83＝167，这大约是C-box中的A-box的62％，而被侵入的C-box数量是4.5^1.53＝10或D-box中的C-box的50％。二维系统中被侵入的A-box的总数因此是0.50*0.62＝0.31，这可以被视为与无冲击压力激发的注入实验中测得的约35％的采收率很好地吻合。

图22和图23示出了在与D-box的长度相对应的长度L2300上的、分别用于D区和C区的压力分布P2200。Darcy压力Pd在两个不同的区域(D和C)之间波动。D区(图22)提供了在D-box的长度L上克服粘性力并保持流体流过D-box的Darcy压差(DPD)。该粘性流体的流动导致D-box中的粘性指进结构。图22中示出了长度λ～18mm的一个C-box(以竖直的细线示出)，并且上游侧的DPD(斜坡2201)提供的侵入流体流入C-box的流量小于下游侧的DPD(斜坡2202)提供的防御流体流出C-box的流量。这种情况的原因在于侵入流体(水)和防御流体(橄榄油)之间的粘度差异，因此需要较大的DPD来保持防御流体从C-box流出的流体流量。斜坡2203是在C-box中置换侵入流体和防御流体所需的DPD。由于可用的DPD是针对指定的流速U预先确定并且由于要求DPD大于C-box中的毛细管压力，因此C-box的长度λ受限。

图23示出了DPD(斜坡2301)保持侵入流体流入C-box(以竖直的细线表示)的C区，只是现在并无流体从C-box流出，并且C-box中的DPD(斜坡2303)接近于毛细管压力Pc。毛细管压力(或阻力)阻止侵入流体从一个A-box流出并流入下一个A-box中。DPD(斜坡2303)将由于侵入流体仍然流入C-box，直到毛细管阻力被克服且C区突然陷入D区中为止而增加。D区和C区之间的这种波动反映了压力的波动，并且C区的突然塌陷已在文献[4]中被称作局部破裂、雪崩或海因斯(Haines)跳跃。

海因斯跳跃的时长和动力学特性与瑞利时间和毛细管动态特性相关。图24示出了侵入流体2401(以黑色示出)侵入被浸湿孔喉的防御流体2403占据的孔喉2402的情况。要克服的作用力是粘性力、毛细管作用力和重力。假设孔喉2402具有半径为r的圆形截面积和孔喉长度b，2404，则可得毛细管动态方程：

\frac{d}{dt} (mu) = {πa}^{2} Δp - F - {πa}^{2} \frac{γ}{r} - mG

此时牛顿运动定律适用。粘性牵引力

F = 8 π μ_{i} z \overset{\cdot}{z} + {8 πμ}_{d} (b - z) \overset{\cdot}{z}

和惯性力

\frac{d}{dt} (mu) = {πr}^{2} ρ_{d} (Δρz \overset{\cdot \cdot}{z} + b \overset{\cdot \cdot}{z} + Δρ {\overset{\cdot}{z}}^{2})

可以表现为如图所示，其中μ_d和μ_i分别是防御流体和侵入流体的粘度，并且Δρ＝(ρ_i-ρ_d)/ρ_d，其中ρ_d和ρ_i是用于防御流体和侵入流体的密度的标记。

毛细管动态方程描述了毛细管的弯月面的位置z在其运动经过孔喉时的演变情况，并且和是位置z的一阶和二阶时间导数。该方程不能解析求解，但是数值方程式

(Δρz + 1) \overset{\cdot \cdot}{z} + Δρ {\overset{\cdot}{z}}^{2} = Cn - 8 Oh [Mz \overset{\cdot}{z} + (1 - z) \overset{\cdot}{z}] - Boz - 1

可以通过将时间用瑞利时间规范化并且将位置z用r规范化以及假设孔喉的长度b可以估算为与孔喉半径相等b＝r来获得。数值化的毛细管数量Cn＝rΔp/γ是压差和毛细管压力Pc之间的关系式。无量纲的数值Oh和Bo是Ohnesorge数和Bond数，且M＝μ_i/μ_d。Ohnesorge数，[5]给定为：

Oh = \frac{μ_{d}}{\sqrt{{γρ}_{d} r}}

且Bond数，[6]定义为

Bo = \frac{(ρ_{i} - ρ_{d}) {gr}^{2}}{γ}

该方程可以针对某些指定的无量纲数值用t＝0时z＝0且的初始条件来求数值解。但是，要注意为了获取任何的弯月面的运动，该初始条件Cn必须大于1。数值化的毛细管数量Cn＝rΔp/γ变为：

\frac{rΔp}{γ} = \frac{rμλU}{kγ} ~ \frac{rμrU}{kγCa} ~ 1

此时假设Δp是长度为λ＝r/Ca的C-box中的Darcy压力。

图25和图26分别示出了z位置作为用瑞利时间规范化的时间t的函数且用于两种不同的毛细管数量Cn＝2和Cn＝3的数值仿真结果。这些数值仿真是将橄榄油用作防御流体且将水用作侵入流体执行的，这样就得到Oh＝1.33，Bo＝-0.005且τ_R＝0.92ms。重力对于穿过孔喉的运动来说并不重要，因此在这里忽略不计。根据数值结果可以看出弯月面(z位置)运动经过孔喉(也就是到达z＝1)所需的时间对于Cn＝2和3来说分别是瑞利时间的约3倍(图25)和6倍(图26)。

在图27和28中仅基于在位于北海北部(挪威)的Tampen区域的Gullfaks油田观测到的油类型的物理参数执行了相同的数值仿真。计算基于0.033Pas的油粘度，0.013N/m的表面张力和估算为约0.025mm的孔喉半径[7-8]，得到的Oh＝1.94且τ_R＝0.04ms。正如根据图27和28能够看到的那样，数值仿真指明了约为4-9倍瑞利时间的时长。

这些仿真支持在瑞利时间级别上出现的A-box中的动态特性。因此有利的是在冲击渗透期间用瑞利时间数量级的压力上升时间来进行冲击压力的激发。在此情况下，在数值化的毛细管数量中使用的压差Δp是Δp＝Pi，其中Pi是冲击压力形式的压力激发。在数值仿真中使用时，根据Cn＝2或3而采用Δp＝Pi＝2λ/r或Δp＝Pi＝3λ/r，表明因此不需要用Darcy压力来获得在例如图17的结果中观测到的毛细指进。结果是通过上述的冲击压力激发，C-box变得像W-box一样大(如图17所示)，得到的采收率是0.62(或62％)而不是在需要用Darcy压力来获得毛细指进时的0.50*0.62＝0.31。因此，通过这种冲击压力激发方法，由于消除了系数0.50的影响而显著地提高了采收率。获得的理论采收率62％接近于实验观测到的采收率65％。

以下是根据本发明的简述实施例：

实施例1介绍了一种用于通过向多孔介质中注入流体来从所述多孔介质中采收烃类流体的方法，所述方法包括：

-在所述流体和所述烃类流体的密度、所述多孔介质的平均孔径以及所述流体和所述烃类流体之间的表面张力的基础上确定瑞利时间(Rayleigh time)；

-在所述流体中提供压力激发，其中所述压力激发通过碰撞过程产生，所述碰撞过程的碰撞接触时间在所述瑞利时间的1-10倍的范围内，例如在所述瑞利时间的1-3倍的范围内。

实施例2介绍了一种根据实施例1所述的方法，其中，在碰撞过程中的碰撞物体的质量、密度、弹性模量和泊松比、所述碰撞物体的相对速度以及所述流体和所述烃类流体的体积模量的基础上确定所述碰撞接触时间。

实施例3介绍了一种根据实施例1-2中的任意一个所述的方法，进一步包括在所述多孔介质的平均孔径以及所述流体和所述烃类流体之间的表面张力的基础上确定毛细管压力，并且其中所述压力激发包括产生冲击压力，所述冲击压力的压力幅值和上升时间对应于在所述多孔介质的平均孔径上的、所述毛细管压力的1-5倍数量级的压差。

实施例4介绍了一种根据实施例1-3中的任意一个所述的方法，其中所述碰撞过程包括在下落的物体和活塞之间的碰撞，其中所述物体具有的质量在10-10000千克的范围内，例如在100-1500千克的范围内，例如在500-1200千克的范围内，并且被促使下落到所述活塞上的所述物体的下落高度在0.02-2.0米的范围内，例如在0.05-1.0米的范围内，例如在0.1-0.5米的范围内。

尽管已经介绍了本发明的优选实施例，但是应该理解本发明并不局限于此，而且可以做出并不背离本发明的多种修改。本发明的保护范围由所附的权利要求限定，并且无论是字面上还是等价地落入权利要求含义中的所有设备都应认为被涵盖在本发明中。

参考文献

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[2]Lenormand,R.,Zarcone,C.,Capillary fingering:percolation andfractal dimension,Transp.Porous Media4,599-612(1989)

[3]K.J.,Feder,J.,T.,Viscous fingering fractals inporous media,Phys.Rev.Lett.55,2688-2691(1985)

[4]Crandall,D.,Ahmadi,G.,Ferer,M.,Smith,D.,H.,Distributionand occurrence of localized-bursts in two-phase flow through porousmedia,Physica A388,574-584(2009)

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[8]“The effects of rock characteristics on relative permeability”National Institute for Petroleum and Energy Research,Bartlesville,Oklahoma,USA,1990

[9]et al,Influence of viscous fingering on dynamicsaturation-pressure curves in porous media,Transp.Porous Med.86,305-324(2010)

Claims

1.一种用于通过向多孔介质中注入流体来从所述多孔介质中采收烃类流体的方法，所述方法包括：

-确定所述多孔介质的平均孔径；

-在所述流体中提供压力激发，其中所述压力激发通过碰撞过程产生，所述碰撞过程的碰撞接触上升时间在所述瑞利时间的1-100倍的范围内，例如在所述瑞利时间的10-80倍的范围内；或者在所述瑞利时间的1-10倍的范围内，例如在所述瑞利时间的1-3倍的范围内。

2.根据权利要求1所述的方法，其中所述压力激发通过碰撞过程产生，所述碰撞过程的压力上升时间在所述瑞利时间的1-100倍的范围内，例如在所述瑞利时间的1-3倍的范围内。

3.一种用于通过向多孔介质中注入流体来从所述多孔介质中采收烃类流体的方法，所述方法包括：

-确定所述多孔介质的平均孔径；

-在所述流体中提供压力激发，其中所述压力激发通过碰撞过程产生，所述碰撞过程产生的冲击压力具有压力幅值I和压力上升时间Δt，其中所述压力幅值大于关系式γcΔt/a²，其中γ是所述流体和所述烃类流体之间的表面张力，并且c是所述多孔介质中的声速。

4.根据权利要求1至2中的任何一项所述的方法，进一步包括权利要求3中所述的方法步骤。

5.根据先前权利要求中的任何一项所述的方法，其中所述压力激发包括产生冲击压力，所述冲击压力具有的压力幅值在比γcΔt/a²大1-5倍的范围内，例如在比γcΔt/a²大1.5-3倍的范围内。

6.根据先前权利要求中的任何一项所述的方法，其中，在碰撞过程中的碰撞物体的质量、密度、弹性模量和泊松比、所述碰撞物体的相对速度和所述流体的体积模量的基础上确定所述碰撞接触上升时间或所述压力上升时间。

7.根据先前权利要求中的任何一项所述的方法，其中将相同的参数用于所述碰撞接触上升时间和所述压力上升时间。

8.根据先前权利要求中的任何一项所述的方法，进一步包括在所述多孔介质的平均孔径以及所述流体和所述烃类流体之间的表面张力的基础上确定毛细管压力，并且其中所述压力激发包括产生冲击压力，所述冲击压力的压力幅值和上升时间对应于在与所述多孔介质的平均孔径相等的长度上的、所述毛细管压力的1-5倍数量级的压差。

9.根据先前权利要求中的任何一项所述的方法，进一步包括确定所述碰撞过程的碰撞接触时间，并且其中所述碰撞接触上升时间被确定为所述碰撞过程的碰撞接触时间的一定百分比，例如在10-40％的范围内。

10.根据先前权利要求中的任何一项所述的方法，其中所述多孔介质的平均孔径通过对所述多孔介质的样本使用压汞法(mercuryporosimetry)来确定。

11.根据先前权利要求中的任何一项所述的方法，其中所述碰撞过程包括在下落的物体和活塞之间的碰撞，其中所述物体具有的质量在10-10000千克的范围内，例如在100-1500千克的范围内，例如在500-1200千克的范围内，并且被促使下落到所述活塞上的所述物体的下落距离在0.02-2.0米的范围内，例如在0.05-1.0米的范围内，例如在0.1-0.5米的范围内。

12.根据先前权利要求中的任何一项所述的方法，进一步包括：

-设置通过至少一条管路与所述多孔介质流体连通的、至少部分充注流体的腔室，其中所述腔室包括可以彼此相对运动的第一壁部和第二壁部，

-在所述流体的外侧设置物体，并且

-通过所述管路在所述流体中提供向所述多孔介质中传播的冲击压力，其中所述冲击压力通过所述碰撞过程产生，所述碰撞过程包括所述物体和所述第一壁部之间的碰撞，所述第一壁部由此冲击所述腔室中的流体。

13.根据权利要求12所述的方法，其中所述腔室包括这样的区域：在所述区域中通过重力的影响自然地收集气体夹杂物，并且所述管路设置在所述区域中或所述区域附近，和/或所述腔室设置为使得冲击流体的所述第一壁部布置成远离所述区域。

14.根据先前权利要求中的任何一项所述的方法，进一步包括按照一定的时间间隔产生多次所述的碰撞过程。

15.根据权利要求14所述的方法，其中产生所述碰撞过程的时间间隔在1-20秒的范围内，例如在4-10秒的范围内，例如约为5秒。

16.根据权利要求14至15中的任何一项所述的方法，包括生成第一序列的碰撞过程、然后生成第二序列的碰撞过程的步骤，所述第一序列的碰撞过程具有压力幅值、压力上升时间和碰撞间隔时间的第一设定，所述第二序列的碰撞过程具有压力幅值、压力上升时间和碰撞间隔时间的不同设定。

17.根据权利要求16所述的方法，其中通过改变所述物体的质量和/或改变所述物体在碰撞之前相对于所述第一壁部的速度来改变压力幅值和压力上升时间的所述设定。