稠油水包油型乳狀液表觀黏度的影響因素及預測模型

孫娜娜，敬加強，蔣華義，齊紅媛，江璇濤

(1.西安石油大學 石油工程學院，陜西 西安 710065; 2.西南石油大學 石油與天然氣工程學院，四川 成都 610500; 3.油氣消防四川省重點實驗室，四川 成都 611731)

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稠油水包油型乳狀液表觀黏度的影響因素及預測模型

孫娜娜1,2，敬加強2,3，蔣華義1，齊紅媛2，江璇濤2

(1.西安石油大學 石油工程學院，陜西 西安 710065; 2.西南石油大學 石油與天然氣工程學院，四川 成都 610500; 3.油氣消防四川省重點實驗室，四川 成都 611731)

通過單因素實驗，系統分析了兩性/非離子復配表面活性劑含量、無機/有機復配堿含量、含油率、攪拌速率、乳化溫度對稠油水包油(O/W)型乳狀液表觀黏度的影響。在單因素實驗基礎上，進行了六因素三水平的正交實驗，并應用SPSS軟件進行方差分析及非線性回歸，進一步分析各因素對乳狀液表觀黏度影響的顯著程度，得到稠油O/W型乳狀液的表觀黏度預測模型，進而從理論上分析了各因素對乳狀液表觀黏度的影響規律。結果表明，隨著復配表面活性劑含量的增加，乳狀液表觀黏度增大；復配堿對乳狀液表觀黏度的影響具有雙重性，既能促使界面上活性物質發生電離，又能壓縮擴散雙電層，結果取決于兩者的相互競爭；隨著含油率的增加，乳狀液表觀黏度增大；攪拌速率在500～1000 r/min范圍內，隨著攪拌速率的增加，乳狀液表觀黏度增大，在1000～1500 r/min范圍內，表觀黏度變化不大；乳化溫度升高導致乳狀液表觀黏度降低。稠油O/W型乳狀液的表觀黏度預測模型預測的表觀黏度與實驗結果吻合。

稠油水包油(O/W)型乳狀液；兩性表面活性劑；有機堿；含油率；攪拌速率；乳化溫度；正交實驗；SPSS軟件；表觀黏度預測模型

稠油的表觀黏度高、流動性差、組成復雜，給開采、輸送和煉制帶來了困難，限制了稠油的利用。如何合理有效地實現稠油資源的開采和輸送，已成為當前稠油工業乃至世界石油工業可持續發展的關鍵。為了降低稠油管輸的難度和成本，提出了多種降黏減阻技術，常見的有加熱降黏法[1]、摻稀降黏法[2]、改質降黏法[3]、微生物降黏法等。加熱降黏法是稠油集輸最常用的方法之一，但該方法能耗高，且對部分高黏稠油經濟適應性較差；摻稀降黏法是通過向稠油中摻入凝析油、輕質原油、石腦油和柴油等輕質油品，依據“相似相溶”原理，達到降低稠油表觀黏度的目的，該方法降黏效果良好，但對于稀油資源不足的區塊，應用受到了限制；改質降黏法是對稠油進行初加工，從根本上降低稠油的表觀黏度，使其滿足管道輸送的要求，但是設備投資大、成本高限制了其應用的普遍性。

另一種較好的管輸降黏法即是將稠油乳化為水包油(O/W)型乳狀液。該方法將油相之間的摩擦轉換成水相之間的摩擦，并且表面活性劑能夠吸附在管道內壁形成一層親水膜，使內壁具有水潤濕性，從而大幅度降低管輸壓力降，而管輸壓力降的一個重要影響因素是乳狀液的表觀黏度。

目前，對乳狀液表觀黏度影響因素的研究主要集中于表面活性劑類型及含量、油/水比、乳化溫度、pH值、水相礦化度、乳化強度等。Shigemoto等[4]通過乳狀液流變性實驗，發現NP型非離子表面活性劑質量分數超過濁點后，親水性減弱，表面活性劑以膠束形式存在，促使乳狀液的表觀黏度增大。Ahmed等[5]通過流變性測試，分別研究了非離子表面活性劑NPE、陰離子表面活性劑TDS及兩者復配體系對乳狀液表觀黏度的影響規律，結果表明，非離子表面活性劑與陰離子表面活性劑存在協同效應，兩者復配減少了表面活性劑用量，形成的O/W型乳狀液表觀黏度更低。Ashrafizadeh等[6]研究了pH值對稠油O/W型乳狀液油-水界面張力、表觀黏度及Zeta電位的影響，結果表明，隨著pH值的增加，乳狀液的油-水界面張力先降低后增加、表觀黏度增大、Zeta電位絕對值增大。Azodi等[7]研究表明，在一定范圍內，增加攪拌強度和時間，乳狀液體系的液滴平均粒徑下降，表觀黏度上升。Farah等[8]通過穩定性分析發現，溫度升高能降低乳狀液表觀黏度，加快布朗運動。學者們[9-12]對O/W型乳狀液進行油/水比優選時，大多數的結果仍然為 7/3，即含油率為70%(質量分數，下同)。孟江等[13]的研究表明，水相中含有Na+、Ca2+、Mg2+和Cl-等，離子的種類和質量分數將對乳狀液的流變性有顯著影響。宋杰等[14]總結了化學復合驅數值模擬中應用的石油乳狀液表觀黏度模型，研究表明，乳狀液的表觀黏度受多種因素影響，其中最為重要的是含油率、剪切速率和乳化溫度。

綜合目前國內外研究現狀，有關乳狀液表觀黏度影響因素的研究雖較多，但是所用表面活性劑主要集中于非離子和陰離子表面活性劑。兩性表面活性劑由于帶電情況復雜，不免存在研究不夠深入，對其與油-水界面相互作用機理的研究還較薄弱的問題。此外，稠油中含有較多的膠質、瀝青質、環烷酸、脂肪酸、芳香酸等極性成分，在堿性環境下能生成穩定界面的皂類物質，使得油滴表面帶有負電荷，進而增強油珠間的靜電排斥。通常采用無機堿NaOH、Na2CO3作為驅油劑，與稠油反應生成界面活性物質，從而減少表面活性劑用量。但大量使用無機堿會導致注采系統結垢嚴重、儲層損害、管道設備腐蝕等問題。近年來，有學者提出使用有機堿代替無機堿，因其具有較強的抗硬水能力，能與高價金屬離子發生螯合或絡合作用，從而減弱腐蝕和結垢。但關于有機堿對乳狀液表觀黏度影響的研究較少，特別是有機堿與油-水界面的相互作用、與表面活性劑的協同作用等理論研究尚淺。除此之外，對乳狀液表觀黏度預測模型主要集中在W/O型乳狀液，這些模型用于O/W型乳狀液會存在一定的局限性。

針對以上問題，筆者將兩性/非離子表面活性劑及無機/有機堿復配，系統評價表面活性劑質量分數、堿質量分數、含油率、攪拌速率、乳化溫度及礦化度對稠油O/W型乳狀液表觀黏度的影響規律，應用SPSS軟件對正交實驗結果進行非線性回歸，得到適用于稠油O/W型乳狀液的表觀黏度預測模型，并通過驗證實驗分析模型的適用性，以期對乳化降黏輸送技術的實際應用提供理論支持。

1　實驗部分

1.1原料

新疆稠油，含水率<0.1%(質量分數)，30℃時密度0.973 g/cm3、表觀黏度3921.34 mPa·s。二次蒸餾水；非離子型表面活性劑OP-10、兩性表面活性劑十二烷基二甲基甜菜堿BS-12，平均相對分子質量分別為646.86、356.54，相應的活性組分質量分數分別為99.0% 和32.0%；有機堿TEOA(平均相對分子質量149.19、活性組分質量分數99.0%)、NaOH、NaCl、KCl、MgCl2、CaCl2，分析純，成都市科龍化學試劑廠提供。

1.2實驗儀器

奧豪斯儀器上海有限公司AR電子天平(精度1/10000 g)；瑞士Kinematich公司JB50-D型數顯增力電動攪拌器；德國HAAKE公司HAAKENB數顯恒溫水??；奧地利Anton Parr公司Rheolab QC流變儀及配套溫控設備，帶有索尼照相機的XP-300C偏光顯微鏡，10倍目鏡，分辨率設置為960×1280。

1.3實驗方法

1.3.1單因素實驗

(1)首先將稠油與含不同含量的堿和表面活性劑組成的活性水按質量比7/3混合，置于30℃恒溫水浴中靜置30 min，然后采用電動攪拌機1000 r/min下充分攪拌3 min，30℃下測定樣品的表觀黏度。

(2)基于上述乳化劑及堿含量對乳狀液表觀黏度影響的結果，優選復配乳化劑質量分數為1.5%(復配質量比為2/1)，復配堿質量分數為0.2%(復配質量比為1/1)，按(1)所述方法進行實驗，依次分析含油率、攪拌速率、乳化溫度(θ)對乳狀液表觀黏度的影響規律。

1.3.2正交實驗

在單因素實驗基礎上，以乳化劑質量分數、堿質量分數、含油率、攪拌速率、乳化溫度及礦化度為變量進行六因素三水平正交設計，按1.3.1節中(1)所述方法進行流變實驗，進一步分析各因素對乳狀液表觀黏度影響的顯著程度，并預測稠油O/W型乳狀液表觀黏度。

2　結果與討論

2.1影響稠油O/W型乳狀液表觀黏度的單因素實驗結果

2.1.1復配表面活性劑含量的影響

非離子表面活性劑OP-10能獲得更低的油-水界面張力，且不受酸堿影響，兩性表面活性劑BS-12界面活性高、乳化能力強，將二者以質量比2復配后，考察復配表面活性劑含量對稠油O/W型乳狀液表觀黏度的影響，實驗結果示于圖1。

圖1　表面活性劑質量分數(w(Surfactant))對稠油O/W型乳狀液表觀黏度(η)的影響

由圖1可知，隨著w(Surfactant)的增加，稠油O/W乳狀液表觀黏度先急劇增加后緩慢增大，且表現出剪切稀釋性。一方面，隨著表面活性劑含量的增加，更多活性劑分子將吸附到油-水界面上，使界面膜排列更加緊密，界面膜厚度增加，阻止了小液滴聚并成大液滴；另一方面，油-水界面張力隨著表面活性劑增多而降低[15-16]，促使更多油滴被乳化，進而減小液滴粒徑，同時增大了油-水界面面積。這2種作用均可導致油滴在水相中分布更密集，液膜厚度變薄[17]，進而增大了液滴間的相互摩擦，促使表觀黏度急劇增大。繼續增加表面活性劑的量，乳狀液的表觀黏度變化不大，這是因為當界面吸附飽和后，溶液中過剩的表面活性劑分子將形成膠束，不利于表面活性劑的吸附[18]，僅起到增加體相表觀黏度的作用，故此時乳狀液表觀黏度變化不大。

2.1.2復配堿含量的影響

NaOH的堿性比有機堿TEOA強，但易造成管線設備腐蝕，且與高價鹽反應生成沉淀，而有機堿具有較強的抗硬水能力[19]，故將二者按質量比1混合，考察復配堿含量對稠油O/W型乳狀液表觀黏度的影響，結果示于圖2。不同堿含量的稠油O/W型乳狀液的顯微照片示于圖3。

圖2　堿質量分數(w(Alkali))對稠油O/W型乳狀液表觀黏度(η)的影響

由圖2可知，隨著w(Alkali)的增加，乳狀液表觀黏度先增大后減小，且加堿后乳狀液的表觀黏度比單獨表面活性劑作用下的高。當w(Alkali)≤0.2%時，隨著w(Alkali)增加，稠油中越來越多的酸性組分發生電離和水解反應，生成更多帶有負電荷的界面活性物質石油酸皂。一方面，這些生成的界面活性物質與表面活性劑可以穩定更大的油-水界面面積，促使更多、更小的油滴分布在水溶液中，導致液珠間距變小(見圖3(a)、(b))，相互作用力增強[20]；另一方面，石油酸皂的羧基負電荷與相鄰兩性表面活性劑分子的季胺基正電荷存在靜電引力，使界面分子排列更加緊密，與此同時，石油酸皂增加了油滴表面的負電荷密度，增大了液滴間的排斥勢能。除此之外，堿促使兩性表面活性劑BS-12的羧基電離，進而增加了油滴間的靜電排斥；且TEOA作為一種界面活性小分子，其N原子上的孤電子對能與兩性表面活性劑和石油酸皂形成鑲嵌結構和氫鍵。以上作用既增大了油-水界面面積，增大了液珠間的內摩擦力，又增強了界面膜的機械強度，導致剪切過程中阻力增大，進而表現為乳狀液表觀黏度增加。當w(Alkali)>0.2%時，堿作為“鹽”的作用更顯著，對油滴表面的雙電層起到壓縮作用[21]，進而減小了液滴間的靜電排斥，促使小液滴聚并成大液滴，導致液珠分布相對分散，液滴間空隙變大(見圖3(c)、(d))，相互作用力減弱，最終使得乳狀液表觀黏度降低。

圖3　不同堿質量分數稠油O/W型乳狀液的顯微照片

2.1.3含油率的影響

增加稠油O/W型乳狀液含油率，一方面能提高輸油量、節約水資源，另一方面，將導致表觀黏度上升，進而致使管輸壓降增大。因此，有必要對含油率進行優選，達到節能降耗的目的。測定了含油率為50%～90%范圍的稠油在不同剪切速率(γ)下的剪切應力(τ)，當含油率為80%和90%時，不能形成O/W型乳狀液，其余結果示于圖4。表觀黏度為剪切應力與剪切速率的比值，即圖4中曲線的斜率。

由圖4可知，隨著w(Oil)的增加，稠油O/W型乳狀液表觀黏度增大，且增長幅度提高。當表面活性劑質量分數為1.5%時，隨著內相體積增加，能夠穩定更大的油-水界面面積，促使生成更多、更小的液滴[22]，與此同時，油珠間距迅速減小，導致流動過程中液滴的碰撞頻率增加、摩擦阻力增大，宏觀上表現為表觀黏度升高。但當含油率超過80%后，因沒有足夠數量的乳化劑分子穩定新生成的油-水界面，進而造成乳狀液反相。

圖4　不同含油率(w(Oil))稠油O/W型乳狀液在不同剪切速率(γ)下的剪切應力(τ)

當含油率較低時，乳狀液表現出不明顯的剪切增稠性，近似于牛頓流體，繼續增加含油率，使乳狀液的剪切稀釋性增強。這緣于含油率升高，連續相中分散液滴急劇增多，剪切導致更多的液滴需要重新排列以減少流動阻力，含油率越高，乳狀液液滴重新排列降低流動阻力的幅度越大，宏觀上表現為剪切稀釋性增強。

2.1.4攪拌速率的影響

乳狀液在制備過程中，因攪拌速率不同而導致內相分散度存在差異，宏觀上表現為表觀黏度各異。采用數顯電動攪拌器，選取500～1500 r/min范圍內的5個攪拌速率制備O/W型乳狀液，并測量對應的表觀黏度，結果示于圖5。

圖5　不同攪拌速率(ω)下制備的稠油O/W型乳狀液在不同剪切速率(γ)下的剪切應力(τ)

由圖5可見，隨著攪拌速率增加，乳狀液表觀黏度先急劇增大后趨于穩定。當乳化劑含量及含油率一定時，隨著攪拌速率增加，制備的乳狀液更加細密[23]，進而促使表觀黏度增加；繼續增大攪拌速率，將形成更小的液滴，此時需要更多的乳化劑分子穩定新生成的界面，而乳化劑含量有限，導致單位油-水界面上吸附的乳化劑分子數量減少，從而降低了界面膜機械強度，促進液珠聚并。以上2種作用的相互競爭，導致攪拌速率在1000～1500 r/min時，乳狀液表觀黏度變化不大。

2.1.5乳化溫度的影響

分別選取30、50和70℃作為乳化溫度，考察不同溫度下乳狀液的剪切應力隨剪切速率的變化，即乳化溫度對表觀黏度的影響，結果示于圖6。

圖6　不同乳化溫度(θ)下制備的稠油O/W型乳狀液在不同剪切速率(γ)下的剪切應力(τ)

圖6顯示，隨著乳化溫度升高，稠油O/W型乳狀液表觀黏度降低。乳化溫度越高，帶有極性官能團的活性物質膠質、瀝青質在油相中的溶解度越大，致使其在油-水界面上的吸附量減小，從而導致與堿反應生成帶有負電荷的石油酸皂減少，最終促使油珠的負電荷密度降低，液滴間的靜電排斥力減弱；乳化溫度越高，表面活性劑分子的熱運動越強，其從油-水界面的脫附趨勢增加[24]，致使界面膜排列變得疏松，導致界面膜機械強度降低；乳化溫度越高，油珠的布朗運動越劇烈[25]，促使液滴的碰撞頻率增加。以上3種作用導致液滴的絮凝、聚并更快、更容易，從而促使生成更多尺寸較大的液滴，將包絡在“團、簇”中的連續相釋放出來，使得連續相的有效質量分數增加[26]，乳狀液表觀黏度減小；與此同時，乳化溫度升高，液膜間距變大(見式(1)[27])，促使剪切過程中摩擦阻力減小，進而導致表觀黏度降低。

(1)

2.2稠油O/W型乳狀液表觀黏度的影響因素的正交實驗結果

通過單因素實驗可知，表面活性劑含量、堿含量、含油率、攪拌速率及乳化溫度等都會影響乳狀液表觀黏度。為了進一步分析各因素對表觀黏度影響的顯著程度，同時考慮到采出水中含有各種礦化離子，將常見的NaCl、KCl、MgCl2、CaCl2統一為礦化度的影響，進行六因素三水平的正交實驗，相應的因素、水平以及實驗數據分別列于表1、表2。

采用SPSS軟件對正交流變實驗結果進行方差分析，得知含油率及乳化溫度對乳狀液表觀黏度的影響最為顯著。采用進入法對各影響因素進行非線性回歸，得到稠油O/W型乳狀液的表觀黏度預測模型，如式(2)所示。

η=exp(A+B·w(Oil)+C·θ+D·θ·w(Alkali)+

E·w(Surfactant)·ρ(Salt)+F·ω·w(Oil)+

G·w(Alkali)·ρ(Salt))

(2)

進一步使用SPSS軟件對上述模型及各相關系數作檢驗，結果列于表3、表4。

表1　稠油O/W型乳狀液表觀黏度的影響因素正交實驗的因素及水平

表2　稠油O/W型乳狀液表觀黏度的影響因素正交實驗結果

續表

表3　稠油O/W型乳狀液表觀黏度回歸模型檢驗結果

1)The fitting accuracy of the emulsion apparent viscosity model; 2)The degree of freedom; 3)The probability value of F test

表4　稠油O/W型乳狀液表觀黏度回歸系數檢驗結果

1)For the nonlinear regression model of emulsion apparent viscosity; 2)The probability value of t test; 3)The collinearity diagnosis value

由表3可知，3個剪切速率下，模型的調整精度R2均大于90%，并通過F檢驗結果sig.F為0，可知模型中各系數不全為0，且擬合精度較高。由表4可知，對模型中的常量及各相關系數進行t檢驗的Sig.t <0.05，可知各因素影響顯著；通過共線性診斷得到VIF<10，即各個變量不存在共線性問題。綜上可知，回歸模型較為合理。

在各因素的取值滿足正交實驗的范圍時，它們對稠油O/W型乳狀液理論表觀黏度的影響規律與單因素實驗結果較符合，即隨著含油率的增加，表觀黏度增大；隨著乳化溫度的升高，表觀黏度降低；隨著乳化劑含量的增加，表觀黏度增大；與攪拌速率及鹽含量的相關程度較低?？紤]到方差分析中含油率和乳化溫度是影響乳狀液表觀黏度的主要因素，又進行了驗證實驗，分析稠油O/W型乳狀液表觀黏度預測模型的適用性。

當ρ(Salt)=5000 mg/L、w(Surfactant)=1.2%、w(Alkali)=0.15%、ω=1000 r/min、θ=30℃時，式(2)可變型為式(3)～(5)。

當γ=100 s-1時，

η=exp(0.095w(Oil)-2.390)

(3)

當γ=200 s-1時，

η=exp(0.078w(Oil)-1.626)

(4)

當γ=300 s-1時，

η=exp(0.073w(Oil)-1.335)

(5)

當ρ(Salt)=5000 mg/L、w(Surfactant)=1.2%、w(Alkali)=0.15%、ω=1000 r/min、w(Oil)=70%時，式(2)可變型為式(6)～(8)。

當γ=100 s-1時，

η=exp(4.94-0.0222θ)

(6)

當γ=200 s-1時，

η=exp(4.39-0.0183θ)

(7)

當γ=300 s-1時，

η=exp(4.18-0.0140θ)

(8)

由式(3)～(5)計算含油率為50%、55%、60%、65%、70%的稠油O/W型乳狀液的表觀黏度，并與實驗值對比，結果列于表5。由式(6)～(8)計算乳化溫度為30～70℃的稠油O/W型乳狀液的理論表觀黏度，并與實驗表觀黏度作對比，結果如表6所示。

表5　不同含油率的稠油O/W型乳狀液表觀黏度(η)的計算值與實驗值對比

表6　不同乳化溫度(θ)的稠油O/W型乳狀液表觀黏度(η)的計算值與實驗值對比

由表5可知，3種剪切速率條件下，稠油O/W型乳狀液的理論表觀黏度與實驗表觀黏度最大相對誤差為17.53%，最小相對誤差為3.34%，平均相對誤差分別為9.59%、13.48%和8.09%，理論值與實驗值較吻合。

由表6可知，3種剪切速率條件下，稠油O/W型乳狀液的理論表觀黏度與實驗表觀黏度最大相對誤差為15.05%，最小相對誤差為4.81%，平均相對誤差分別為9.32%、10.20%和7.70%，理論值與實驗值較吻合。

由此可知，采用式(2)可以預測正交實驗范圍內不同含油率和不同乳化溫度的稠油O/W型乳狀液的表觀黏度。該乳狀液表觀黏度預測模型有較好的適用性。

3　結　論

(1)當表面活性劑質量分數為1.5%時，稠油O/W型乳狀液的含油率越大，生成的液滴越小、越多，表觀黏度越高；隨著乳化溫度的增加，液滴的布朗運勢加劇，促進小液滴絮凝、聚并成大液珠，稠油O/W型乳狀液的表觀黏度降低；隨著乳化劑含量的增加，穩定的油-水界面越多，稠油O/W型乳狀液的表觀黏度越大。

(2)當堿質量分數≤0.2%時，隨著堿質量分數的增加，促進更多界面活性物質發生電離，從而增大油珠表面電荷密度，且有機堿TEOA小分子能夠穩定更多油-水界面，導致稠油O/W型乳狀液表觀黏度增加；當堿質量分數>0.2%時，堿充當“鹽”的作用更加顯著，對油滴表面擴散雙電層起壓縮作用，表觀黏度降低。

(3)當 500≤ω≤1000 r/min時，隨著攪拌速率的增加，稠油O/W型乳狀液的表觀黏度增大，當ω>1000 r/min，繼續增大攪拌速率，則需要更多的表面活性劑穩定油-水界面，因此乳狀液表觀黏度變化不大。

(4)通過正交實驗對比分析復配乳化劑含量、復配堿含量、含油率、攪拌速率、乳化溫度及礦化度對稠油O/W型乳狀液表觀黏度的影響，并用SPSS軟件進行方差分析，結果表明，含油率和乳化溫度對稠油O/W型乳狀液表觀黏度的影響最為顯著，礦化度的影響最不明顯。

(5)應用SPSS軟件對正交實驗結果作非線性回歸，得到稠油O/W型乳狀液的表觀黏度預測模型，實驗驗證結果表明，該模型能較好地預測稠油O/W型乳狀液表觀黏度。

符號說明：

A、B、C、D、E、F、G——黏度預測模型回歸系數；

ci——反離子摩爾濃度，mol/m3；

e——電荷量，1.602×10-19C；

H——液膜間距，nm；

k——波爾茲曼常量，1.358×10-12J/K；

NA——阿伏伽德羅常量，6.022×1023mol-1；

T——水的熱力學溫度，K；

w(Alkali)——堿質量分數，%；

w(Oil)——含油率，%；

w(Surfactant)——乳化劑質量分數，%；

zi——反離子價數；

ε——水介電常數，30℃時ε=77.34×(8.854×10-12)C2/mJ；

γ——剪切速率，s-1；

θ——乳化溫度，℃；

η——稠油O/W型乳狀液的表觀黏度，mPa·s；

ρ(Salt)——鹽質量濃度，mg/L；

τ——剪切應力，Pa；

ω——攪拌速率，r/min。

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Influencing Factors and Prediction Model of Apparent Viscosity of Heavy Oil O/W Emulsion

SUN Nana1,2,JING Jiaqiang2,3,JIANG Huayi1,QI Hongyuan2,JIANG Xuantao2

(1.Petroleum Engineering College,Xi’an Shiyou University,Xi’an 710065,China; 2.Oil and Gas Engineering College,Southwest Petroleum University,Chengdu 610500,China; 3.Oil and Gas Fire Protection Key Laboratory of Sichuan Province,Chengdu 611731,China)

The effects of the contents of nonionic/amphoteric surfactant and organic/inorganic alkali and oil,mixing speed and emulsifying temperature on the apparent viscosity of heavy oil O/W emulsion were studied by using the single factor experiments,based on which the orthogonal test of six factors with three levels was carried out and the results were nonlinearly fitted by using the SPSS software to get a model for apparent viscosity prediction to further theoretically discuss the importance degree of these factors.The experimental results showed that the apparent viscosity of heavy oil O/W emulsion increased with the increase of formulated surfactant content.The organic/inorganic alkali played a twofold role on the apparent viscosity of the O/W emulsion,that is,to promote the ionization of these interfacial active components and to compress the diffused double layer,the competition of both of which with each other determined that the apparent viscosity increased or decreased.With the increase of oil content,the apparent viscosity increased,while with the increase of emulsifying temperature the apparent viscosity decreased.When the mixing speed increased in the range of 500-1000 r/min,the apparent viscosity of emulsion increased.When the mixing speed increased in the range of 1000-1500 r/min,the apparent viscosity changed a little.The rise of emulsifying temperature resulted in a decrease of the apparent viscosity.The apparent viscosity predicted by the established model agreed with the experimental one.

heavy oil O/W emulsion; amphoteric surfactant; organic alkali; oil content; mixing speed; emulsifying temperature; orthogonal test; SPSS software; prediction mode for apparent viscosity

2015-07-21

孫娜娜，女，博士，從事稠油乳化及破乳的研究；E-mail:bingyuxuan6666@126.com

1001-8719(2016)05-0987-10

TE357.46

Adoi:10.3969/j.issn.1001-8719.2016.05.017