魯克沁超深層特稠油空氣泡沫驅起泡體系實驗研究

唐曉東，張洋勇，李晶晶，李斌，崔英懷，趙健

(1.西南石油大學 油氣地質及開發工程國家重點實驗室，四川 成都 610500;2.西南石油大學 化學化工學院，四川 成都 610500;3.新疆石油勘察設計研究院(有限公司)，新疆 克拉瑪依 834000;4.中國石油吐哈油田公司，新疆 哈密 839009)

魯克沁油田位于新疆維吾爾族自治區鄯善縣境內，構造上屬于吐哈盆地吐魯番坳陷臺南凹陷魯克沁構造帶。該油田目前主要采用常規水驅開采，但其稠油在地層條件下粘度較高(280 ～526 mPa·s)，油水粘度比大，加上平面、層間非均質性嚴重，造成注入水單向突進嚴重，儲層動用程度低［1-2］。采用天然氣吞吐開采后，油井增效明顯［3-4］，但存在天然氣用量大、開采成本高以及氣源短缺等問題。

我國稠油油藏主要采用蒸汽吞吐或蒸汽驅方式開采［5］，但魯克沁油藏埋深2 200 ～4 800 m，常規注蒸汽熱采熱損失大，無法實現魯克沁稠油油藏的經濟、高效開發。此外，魯克沁油藏溫度在80 ℃以上，地層水礦化度高達17 ×104mg/L，對常規的聚合物驅和聚合物調驅存在不利影響［6］。注空氣采油技術具有成本低、來源廣泛且不受地域限制等優勢，但油藏直接注空氣開采容易發生氣竄、重力超覆及指進，驅油效果差［7］。空氣泡沫驅集合了空氣驅與泡沫驅的優點，具有泡沫的調剖和空氣的驅油作用，是改善高含水、非均質油藏開發效果，提高采收率的有效技術［8-10］。本文針對魯克沁稠油油藏的特點，評選出了適合于該油藏空氣泡沫驅開采用的起泡劑體系，為實現魯克沁超深層特稠油的有效開發提供技術支撐。

1 實驗部分

1.1 材料與儀器

起泡劑TY-1、TY-2，有效濃度30%、起泡劑BS-12、OA-12、CHSB，有效濃度30% ～35%，均為工業級;起泡劑ZFC，有效濃度35%、穩泡劑ZSX 均為自制;穩泡劑羧甲基纖維素(CMC)、聚丙烯酰胺(HPAM)均為分析純。

魯克沁油藏地層水為CaCl2型，總礦化度177 792 mg/L，離 子 質 量 濃 度 Na++ K+為63 672 mg/L，Ca2+為 4 512 mg/L，Mg2+為713 mg/L，Cl－為 106 258 mg/L，為2 584 mg/L，為55 mg/L。實驗油樣為吐哈油田魯克沁稠油，地面原油粘度(50 ℃)11 012 mPa · s，20 ℃ 密 度 為0.958 5 g/cm3，API 重度為13.9，瀝青質含量 為0.69%，膠質含量為14.43%，蠟含量為5.05%。

Waring Blender 攪拌器;WDF-0.5L 型高溫高壓反應釜;稠油熱采多功能物模試驗裝置，自制。

2 結果與討論

2.1 起泡劑與地層水配伍性

魯克沁油藏地層水為CaCl2型，其中Ca2+、Mg2+質量濃度達5 225 mg/L，可能會與起泡劑反應生成沉淀，這不僅影響起泡劑的性能，同時還會引起儲層堵塞，對泡沫驅和采油過程造成不利影響，因此必須考察起泡劑與地層水的配伍性。將起泡劑和模擬地層水配制成濃度為50%溶液，攪拌均勻后靜置，觀察溶液的變化，結果見表1。

表1 起泡劑與地層水配伍性實驗結果Table 1 Experimental results of the compatibility foaming agent and formation water

由表1 可知，起泡劑TY-1 和TY-2 與模擬地層水混合后發生了沉淀反應，使得溶液變渾濁，而另外4 種起泡劑與模擬地層水混合后則無明顯變化，表明起泡劑TY-1 和TY-2 與魯克沁地層水不配伍。

2.2 泡沫體系評選

2.2.1 起泡劑評選 將與魯克沁油藏地層水配伍的4 種起泡劑配制成質量分數為0.1% ～1.0%的起泡劑溶液，加100 mL 溶液至Waring Blender 攪拌器中，在一定轉速下攪拌60 s 后，讀取泡沫體積并記錄泡沫的析液半衰期t1/2，結果見圖1 和圖2。

圖1 不同起泡劑的發泡性能Fig.1 Foaming capability of different foaming agents

圖2 不同起泡劑的析液半衰期Fig.2 The liquid dropout half-time of different foaming agents

由圖1 和圖2 可知，隨起泡劑質量分數增加，起泡劑溶液發泡性能逐漸增強，其中ZFC 在低濃度時的泡沫體積最大，表明其發泡能力最好;4 種起泡劑泡沫的析液半衰期均較短，其中ZFC 的析液半衰期最長，表明起泡劑ZFC 的性能最優。當ZFC 質量分數為0.6%時，泡沫體積為650 mL，析液半衰期為263 s，再增大ZFC 質量分數，泡沫體積和析液半衰期的變化不大，所以選擇起泡劑ZFC 的最佳質量分數為0.6%，但泡沫的穩定性不夠，須添加穩泡劑。

2.2.2 穩泡劑評選 向起泡劑溶液中加入增粘型穩泡劑以提高泡沫溶液粘度，減緩排液速度、延長泡沫的半衰期。將穩泡劑配制成濃度為500 ～2 500 mg/L的溶液，再加入一定量的起泡劑配制成起泡劑質量分數為0.6%的起泡劑溶液，測定其泡沫體積和析液半衰期，結果見圖3。

圖3 穩泡劑評選實驗結果Fig.3 The evaluate result of foaming stabilizer

由圖3 可知，增粘型穩泡劑加入后，泡沫的析液半衰期t1/2大幅度增加，但泡沫體積有一定程度的減小，且穩泡劑加量越大，泡沫驅的成本越高。當穩泡劑ZSX 濃度為1 500 mg/L 時，泡沫體積為480 mL，析液半衰期達到88 min，表明該起泡體系具有較好的起泡性能和泡沫穩定性。

2.3 泡沫體系穩定性評價

起泡劑的穩定性主要受溫度、礦化度及含油飽和度等因素的影響［11］。

2.3.1 泡沫體系的耐溫性 溫度對泡沫的穩定性有著重要影響，隨溫度升高，泡沫的穩定性會逐漸下降。用礦化度為17 ×104mg/L 的模擬地層水配制0.6%質量分數的ZFC +1 500 mg/L 的ZSX 起泡溶液，在不同溫度下測定其起泡性能，結果見表2。

表2 溫度對泡沫體系影響Table 2 The influence of temperature on foaming system

由表2 可知，隨著溫度的升高，起泡劑的發泡體積先增大后減小，但泡沫的析液半衰期隨溫度的升高而減小。當溫度為80 ℃時，起泡體系的泡沫體積為530 mL，泡沫析液半衰期達24 min，表明該起泡體系在魯克沁油藏溫度下仍具有較好的發泡性能和泡沫穩定性。

2.3.2 泡沫體系的耐鹽性 用不同礦化度的模擬地層水配制0.6%質量分數的ZFC +1 500 mg/L 的ZSX 起泡劑溶液，在80 ℃下測定起泡溶液的起泡性能和泡沫穩定性，結果見表3。

表3 礦化度對泡沫體系影響Table 3 The influence of mineralization on foaming system

由表3 可知，隨礦化度升高，起泡體系的泡沫體積逐漸減小，而泡沫的析液半衰期增大，這表明地層水中的無機鹽具有增稠作用，使起泡劑溶液的界面張力增大、粘度升高。礦化度為20 ×104mg/L 時，起泡體系的泡沫體積為420 mL，析液半衰期為25 min，表明該起泡體系具有較好的耐鹽性。

2.3.3 泡沫體系的抗油性 用礦化度為17 ×104mg/L的模擬地層水配制0.6% 質量分數ZFC+1 500 mg/L 的ZSX 起泡劑溶液，加入不同含量稠油，在80 ℃下測定泡沫體系的泡沫體積和析液半衰期，結果見表4。

表4 原油含量對泡沫體系影響Table 4 The influence of crude oil content on foaming system

由表4 可知，隨稠油含量增加，起泡體系的泡沫體積逐漸減小，泡沫的析液半衰期先增大后減小。稠油中的膠質和瀝青質大分子具有穩泡作用，因此，在稠油含量較低時，起泡劑的泡沫體積降低而泡沫析液半衰期增大。當稠油含量為20%時，泡沫體積為410 mL，析液半衰期為28 min，表明起泡體系在稠油含量20%范圍內仍具有較好的起泡性能。

2.3.4 泡沫體系的抗老化性 將礦化度為17 ×104mg/L 的模擬地層水配制的0.6%質量分數ZFC+1 500 mg/L 的ZSX 起泡劑溶液加入高溫高壓反應釜中，老化一定時間后，測定起泡溶液的泡沫體積和泡沫析液半衰期，結果見表5。

由表5 可知，老化時間對起泡體系的發泡體積和泡沫的析液半衰期的影響較小，在油藏溫度下老化16 d 后，起泡體系的發泡體積為510 mL，泡沫的析液半衰期達20 min，表明該起泡體系在魯克沁油藏溫度下可以保持長期的有效性。

表5 老化時間對泡沫體系的影響Table 5 The influence of aging time on foaming system

2.4 泡沫體系的動態封堵性能

物模實驗裝置主要包括注入系統和填砂模型管兩個部分(圖4)，其中模型管長50 cm，管內徑為2.5 cm，體積為245 mL。實驗前開始先用80 ～120 目石英砂填充模型管至所需油藏物性參數后，接入物模系統，在恒溫80 ℃下測定起泡體系的封堵能力及驅油效果。

圖4 泡沫驅動態評價及驅替實驗流程示意圖Fig.4 Schematic diagram of foaming flood dynamic evaluation and displacement test

2.4.1 氣液比 氣液比是影響泡沫性能的重要參數，采用填砂模型管裝置考察了氣液比對起泡體系封堵能力的影響，結果見表6。

表6 不同氣液比下的阻力因子Table 6 Resistance factor of different G/L ratio

填砂模型管的孔隙度為32.83%，滲透率為548 mD，起泡體系為ZFC(0.6%)+ZSX(1 500 mg/L)，實驗溫度為80 ℃。由表6 可知，隨氣液比增大，起泡體系的阻力因子先增大后減小，當氣液比為1∶1時，起泡體系的阻力因子達到108.4，故最佳氣液比為1∶1。

2.4.2 選擇性封堵能力 泡沫驅提高采收率的主要機理是泡沫具有選擇性封堵作用，優先進入高滲透層或高度水淹層，泡沫的增粘作用和賈敏效應產生封堵作用，從而擴大波及系數。通過泡沫在高滲、中滲和低滲填砂模型管中的封堵效果考察起泡體系的選擇性封堵能力，結果見表7。

表7 泡沫體系的選擇性封堵能力Table 7 The selective sealing ability of foaming system

起泡體系為ZFC(0.6%)+ZSX(1 500 mg/L)，氣液比1∶1，實驗溫度為80 ℃。由表7 可知，隨滲透率增大，泡沫驅的阻力因子增大，表明泡沫體系對高滲透層具有較好的封堵效果，證實泡沫驅具有選擇性封堵的作用機理。

2.4.3 泡沫驅油實驗 通過雙管驅替實驗研究了泡沫體系提高非均質油層原油采收率的作用，實驗結果見表8。

表8 雙管泡沫驅油實驗結果Table 8 Experimental results of dual tubing oil recovery by foaming flood

由表8 可知，對于極差為5.3 的高低滲透管，一次水驅階段高滲管采出程度為53.64%，而低滲管采出程度為10.94%，表明一次水驅階段，注入水沿高滲管突進，導致低滲管動用程度較低;在空氣泡沫驅階段，泡沫優先進入高滲透層封堵，使高滲透層流體流動阻力增大，從而注入流體轉向低滲透層，提高了低滲管的動用程度，泡沫驅結束時高滲管采出程度提高了8.63%，低滲管采出程度提高了16.37%;此外，在空氣泡沫驅階段，由于泡沫的封堵調剖作用，使采出液綜合含水率由98.23% 降低至66.89%。

3 結論

(1)篩選出了適用于魯克沁超深層特稠油油藏空氣泡沫驅的起泡體系，優選出的最佳配比為0.6%質量分數的起泡劑ZFC + 1 500 mg/L 的穩泡劑ZSX。起泡體系性能評價結果表明，該起泡體系在油層溫度和礦化度條件下具有較好的抗溫、耐鹽、耐油及抗老化性能。

(2)動態封堵實驗結果表明，起泡體系的最佳氣液比為1∶1，泡沫的阻力因子達到108.4;泡沫體系對高滲透層具有較好的封堵效果，證明了在非均質油藏中泡沫驅具有選擇性封堵作用。

(3)雙管驅油實驗結果表明，泡沫驅可以顯著提高低滲層的動用程度，降低高滲層采出液的含水率，泡沫驅使高滲管的采出程度提高了8.63%，低滲管采出程度提高了16.37%。該起泡體系在魯克沁超深層特稠油空氣泡沫驅開采中具有較好的應用前景。

［1］ 荊文波，張娜，孫欣華，等.魯克沁油田深層稠油注水開發技術［J］.新疆石油地質，2013，34(2):199-201.

［2］ 孫欣華，潘慧芳，張娜，等.魯克沁超深層稠油注水開發對策研究［J］.吐哈油氣，2012，17(4):329-333.

［3］ 張志東，趙健.魯克沁深層稠油油藏天然氣吞吐開發機理［J］.新疆石油地質，2009，30(6):742-744.

［4］ 穆金峰.魯克沁超深層稠油注天然氣吞吐研究與應用［J］.石油地質與工程，2010，24(5):115-117.

［5］ 郝玉蘭，王梓桐，苑丹丹，等.我國注蒸汽采油研究進展［J］.化學通報，2014，77(2):137-141.

［6］ 葉仲斌.提高采收率原理［M］.北京:石油工業出版社，2007:59-63.

［7］ Monrawee Pancharoen，Martin A ferno，Anthony R Kovscek.Modeling foam displacement in fractures［J］.Journal of Petroleum Science and Engineering，2012，100:50-58.

［8］ 于洪敏，任韶然，左景欒.空氣泡沫驅數學模型與數值模擬方法［J］.石油學報，2012，33(4):635-637.

［9］ 王杰祥，李娜，孫紅國，等.非均質油層空氣泡沫驅提高采收率試驗研究［J］.石油鉆探技術，2008，36(2):4-6.

［10］任韶然，于洪敏，左景欒，等.中原油田礦區泡沫調驅提高采收率技術［J］.石油學報，2009，30(3):413-416.

［11］梅海燕，董漢平，顧鴻軍，等.起泡劑穩定性能評價實驗［J］.新疆石油地質，2004，25(6):644-646.