耐溫抗鹽APR 堵劑在英買力氣藏的應用

易 俊，涂志雄，彭建云，孔嫦娥，魏軍會，李建明

（中國石油塔里木油田分公司油氣工程研究院，新疆庫爾勒 841000）

0 引言

氣井出水是氣田在開發過程中不可避免的問題，且具有很大的危害。出水后，氣井產能會逐漸降低，甚至會出現氣井完全水淹的情況，這會降低氣田的最終采收率，嚴重影響氣井的經濟效益［1-3］。目前國內主要是采用氣水分采、阻排水并用、控氣排水等方式來治理氣井出水。堵水調剖是提高原油采收率的有效技術［4-7］，如果能用堵水技術直接解決氣井出水問題，不僅可以降低成本，還能避免處理排水采氣工藝的產出水，遏制地層出砂、管線腐蝕和結垢等現象的出現［8-11］。英買力區塊主要為帶底油的斷背斜型塊狀底水凝析氣藏，氣藏條件較為復雜，原始地層壓力為50.950 MPa，主力產層段的地層溫度為106.70 ℃，氣田地層水為氯化鈣型，總礦化度約為230 000 mg/L，屬于高溫、高壓、高鹽的“三高”氣藏。該氣藏于2007 年4 月開始以一套井網衰竭式的方式進行開采，采氣速度高于方案設計使得壓降增大，儲量減少，同時由于水體活躍，水體能量大，導致全氣田過半氣井因含水過高而無法正常生產［12-14］。

室內研究表明聚合物凍膠可有效抑制氣井的出水［15-17］。Chen 等［18］利用部分水解聚丙烯酰胺進行了氣井堵水作業，結果表明，HPAM 可大幅降低儲層中的水相滲透率，對氣相滲透率幾乎沒有影響，但對于高溫高鹽條件下的氣井堵水效果較差；Unocal 生產開發技術公司也研究了用有機凍膠進行氣井堵水的技術，并在加拿大某氣田成功應用［19］；Chenevière 等［20］利用凍膠對印度尼西亞Tunu氣田進行堵水作業時，氣井的出水量降低了，但是產氣量也明顯減少，未能降水增氣。針對英買力氣藏堵水需求，本文開展耐溫耐鹽選擇性化學堵水劑方面的研究并提出氣井疏堵一體化技術，采用氣液同注或氣液分注的方式，建立氣相滲流通道，通過室內物理模擬實驗對其控水疏氣效果進行評價，以期為英買力氣藏治水提供技術支持。

1 實驗部分

1.1 實驗材料及儀器

實驗材料：聚合物APR，分子量約為500萬（實驗自制）、聚乙烯亞胺（工業級）、改性氧化鋁納米顆粒（工業級）、硫脲（分析純）、石英砂（0.075～0.180 mm）。

實驗用水：凍膠液的配制及驅替用水均為英買力氣藏地層水，水質參數如表1 所列。

表1 英買力氣藏地層水離子組成Table 1 Properties of formation brine in Yingmaili gas reservoir

實驗儀器：填砂管、WT 型電子天平、JJ-1 型攪拌器、DHG-1 電熱恒溫鼓風干燥箱、HH-1 型水浴鍋、HH-2 油浴鍋、UTL 多功能調流調驅裝置。

1.2 實驗方法

1.2.1 凍膠配制

先將聚合物APR 配制成一定濃度的母液，同時按照一定比例用英買力地層水溶解交聯劑；再向交聯劑溶液中加入一定比例的聚合物母液，用攪拌器攪拌均勻；然后通過天平稱取20 g 上述成膠液注入安瓿瓶中，利用酒精噴燈將安瓿瓶封口；最后將其置于恒溫箱中，考察凍膠強度、成膠時間及脫水率。

1.2.2 凍膠強度及成膠時間測定

凍膠強度通過Sydansk 的Gel Strength Codes定性測定［21］，具體強度級別如表2 所列。本文將強度達到F 級的時間稱為成膠時間，若凍膠強度無法達到F 級，則將達到凍膠最終強度的初始時間作為該凍膠的成膠時間。

表2 凍膠強度級別Table 2 Gel strength codes

1.2.3 脫水率測定

將配成的成膠液裝在多個安瓿瓶中，待其成膠后在設置時間節點從恒溫箱中取出。將安瓿瓶打開，用天平稱量凍膠脫出水的質量，該質量與初始成膠液的質量（20 g）之比即為脫水率。

1.2.4 耐溫抗鹽性能評價

測定不同溫度及不同礦化度下凍膠體系的成膠時間、成膠強度和脫水率。利用填砂管進行物理模擬實驗，用0.150～0.180 mm 和0.096 mm 的石英砂以2∶1 的比例混合均勻，在30 cm 填砂管中填砂并壓實，保證其水驅滲透率在1 000 mD 左右，采用“正注反驅”的方式，先正注地層水再反注凍膠液，成膠后再注入地層水，在不同溫度及不同礦化度下測定其驅替壓差的變化來評價其耐溫抗鹽性能。

1.2.5 控水疏氣實驗

在室內條件下模擬氣藏條件，采用氣液同注或氣液分注的方式將凍膠注入滲透率約為1 000 mD的填砂管內，然后在107 ℃條件下成膠，待其成膠后，通過在107 ℃恒溫環境中測定不同注入參數下的水驅和氣驅的驅替壓差的變化，對比凍膠對水和氣的封堵性能，從而優選出控水疏氣效果好的注入方式。

2 結果與討論

2.1 體系構建

通常認為聚合物凍膠具有優異的堵水效果［22］。丙烯酰胺/丙烯酰嗎啉/乙烯吡咯烷酮三元共聚物（APR）是一個具有雙環結構的三元共聚物（圖1），由于分子結構中引入了雙環結構，分子的空間位阻顯著增大，聚合物的水解與降解受到抑制，因而耐溫抗鹽性能大幅提高，除此之外雙環結構增加了聚合物的疏水親氣性，有利于氣流通道的建立。同時由于聚乙烯亞胺分子結構中的伯胺和仲胺，可與APR 聚合物分子鏈上的羰基碳發生親核取代反應，并形成共價鍵［23-24］。與金屬交聯劑形成的配位鍵相比，共價鍵具有更好的耐溫抗鹽性能，且納米粒子對聚合物的網絡結構具有增效增韌作用，有助于提高其耐溫抗鹽及長期穩定性，因此采用聚乙烯亞胺、納米粒子增效劑作為交聯劑，與APR 配制凍膠。聚合物在高溫條件下易發生氧化降解，因此需要在凍膠體系中加入一定量的除氧劑來抑制聚合物氧化降解［25］。凍膠中常用的除氧劑有硫脲、亞硫酸鈉、硫代硫酸鈉等，其中硫脲在高溫高鹽條件下的除氧效果較好，因此首先選擇硫脲作為凍膠的除氧劑。

圖1 丙烯酰胺/丙烯酰嗎啉/乙烯吡咯烷酮三元共聚物結構Fig.1 Structure of acrylamide/acrolyl morpholine/vinylpyrrolidone terpolymer

初選聚合物質量分數為0.5%，0.6%，0.8%，1.0%，1.2%，交聯劑質量分數為0.1%，0.2%，0.4%，0.6%，0.8%，1.0%，改性氧化鋁納米顆粒質量分數為0.1%，0.2%，0.4%，0.6%，0.8%，1.0%，硫脲質量分數為0.005%，0.075%，0.100%，0.200%，0.300%，進行正交實驗，綜合考察凍膠的成膠時間、成膠強度、穩定性及經濟性等因素，最終確定體系配方為1%丙烯酰胺/丙烯酰嗎啉/乙烯吡咯烷酮三元共聚物（APR）+0.6% 聚乙烯亞胺+0.6% 改性氧化鋁納米顆粒+0.2%硫脲。該體系在礦化度為23.33×104mg/L、溫度為107 ℃時，成膠時間為14 h，凍膠強度為G，180 d 脫水率僅為2.6%。同時利用掃描電鏡對凍膠進行結構表征，結果（圖2）顯示，凍膠呈致密的網絡狀結構，說明形成的凍膠具有很高的強度，穩定性很強。

圖2 凍膠掃描電鏡Fig.2 Image of SEM after gel gelling

2.2 耐溫耐鹽性能評價

2.2.1 耐溫性能評價

將配制好的控水疏氣APR 凍膠體系分別置于107 ℃，120 ℃，130 ℃，140 ℃，150 ℃的高溫烘箱中，考察溫度對凍膠成膠時間、成膠強度和脫水率性能的影響。實驗結果（表3）表明，該凍膠體系耐溫性能良好，隨著溫度升高，凍膠強度幾乎沒有變化，凍膠的成膠時間縮短，180 d 脫水率也不斷升高，但脫水率都比較小。在實驗考察的溫度范圍內，凍膠的脫水率均小于7.5%，可以滿足英買力氣藏目的層107 ℃的需求。

表3 溫度對凍膠成膠時間、強度及其脫水率的影響Table 3 Effect of temperature on gelation time，gel strength and dehydration rate

利用填砂管進行物理模擬實驗，考察了溫度對凍膠堵劑封堵性能的影響。先用2 mL/min 的流速向填砂管中注入3 PV 的地層水，然后用1 mL/min的流速反向注入0.5 PV 的凍膠成膠液，之后將體系分別置于107 ℃，120 ℃，130 ℃的恒溫箱中，成膠后分別在107 ℃，120 ℃，130 ℃恒溫條件下用1 mL/min 的流速正向注入地層水進行驅替，測試其封堵性能（圖3）。

圖3 不同溫度對凍膠封堵性能的影響Fig.3 Effect of temperature on plugging performance of gel

從圖3 可看出，當注入的凍膠液成膠后，107 ℃，120 ℃，130 ℃這3 個體系的驅替壓差均先隨著注水量的增加急劇增大，達到極限驅替壓差后，驅替壓差均隨著注水量的增加逐漸緩慢降低，最終分別穩定在0.96 MPa，1.03 MPa，0.50 MPa。由此可見，該凍膠體系在高溫條件下具有較好的封堵性能，英買力區塊的目的層溫度為107 ℃，凍膠體系在溫度上可以滿足該區塊地層的溫度需求。

2.2.2 耐鹽性能評價

將地層水按比例稀釋或者濃縮后配制成膠液，并將體系置于107 ℃的恒溫箱中待其成膠，考察礦化度對凍膠成膠時間、成膠強度和脫水率的影響。實驗結果（表4）表明，隨著礦化度的升高，凍膠的成膠時間縮短，凍膠強度增大，180 d 脫水率也不斷升高，但脫水率都比較小。這可能是由于APR 聚合物為非離子型聚合物，鹽濃度的升高對其擴散雙電層影響較小，同時還會破壞酰胺基與水通過氫鍵形成的溶劑化水膜，使其交聯速度加快，縮短了成膠時間。在實驗考察的礦化度區間，凍膠的180 d 脫水率均小于10%，表明該凝膠在高礦化度條件下具有良好的穩定性，可以滿足英買力區塊地層的礦化度要求。

表4 礦化度對凍膠成膠時間、強度及其脫水率的影響Table 4 Effect of salinity on gelation time，gel strength and dehydration rate

利用填砂管進行物理模擬實驗，實驗中先用2 mL/min 的流速向填砂管中注入3 PV 的地層水，然后用1 mL/min 的流速分別反向注入2 組0.5 PV的凍膠成膠液（一組凍膠成膠液用地層水配制，另一組凍膠成膠液用礦化度為250 000 mg/L 的模擬地層水配制），之后將體系置于107 ℃的恒溫箱中成膠，成膠后在107 ℃恒溫條件下再用1 mL/min的流速正向注入地層水，測試其封堵性能（圖4）。

從圖4 可以看出，當注入的成膠液成膠后，地層水體系和礦化度為250 000 mg/L 的凍膠體系初始的驅替壓差分別為0.35 MP 和0.25 MP，在第2次正向注水的過程中，二者的驅替壓差梯度曲線變化趨勢基本相似，注入壓力不斷升高，封堵強度迅速增大，直到達到極限值1.93 MP 和1.74 MP 時突破了凍膠的封堵極限。之后二者的驅替壓差均隨著注水量的增加逐漸緩慢減低，最后穩定在0.95 MP和0.93 MP，說明凍膠體系在高礦化度條件下具有較好的封堵性能，可以滿足英買力區塊地層的礦化度需求，甚至礦化度達到250 000 mg/L 時，該體系依然具有較好的封堵性能。

圖4 礦化度對凍膠封堵性能的影響Fig.4 Effect of salinity on plugging performance of gel

2.3 控水疏氣實驗性能

在實驗室中利用填砂管進行物理模擬實驗，先用2 mL/min 的流速向填砂管中注入3 PV 的地層水，然后以0.5 mL/min 的流速反向注入0.5 PV 的凍膠成膠液，在107 ℃溫度下成膠后，再以2 mL/min 的速度分別注水進行水驅和注氣進行氣驅（N2），考察常規注入堵劑時凍膠的堵水疏氣能力（圖5）。

圖5 常規注入堵劑時凍膠的堵水疏氣能力Fig.5 Water control and gas dredge ability of gel in con‐ventional plugging agent injection

從圖5 可看出，注水和注氣（N2）的驅替曲線變化基本相似，隨著水驅或氣驅的進行，驅替壓差先是快速增大，而后當壓力超過凍膠的封堵極限后，驅替壓差緩慢減小，在注氣達到4.5 PV 時，氣驅的驅替壓差急劇下降。這表明，凍膠成膠后對水具有很強的封堵效果，同時對氣也有一個很長時間的封堵，需要一個較大的注氣量才能突破封堵建立氣流通道，堵水疏氣效果并不理想。

2.3.1 成膠液和氣體同時注入對控水疏氣的影響

由于常規注入堵劑的堵水疏氣效果較差，故使用氣液同注的方式來解決控水疏氣問題，并考察不同注氣速度下凍膠對水氣的封堵能力。

實驗中先用2 mL/min 的流速向填砂管中注入3 PV 的地層水，然后以0.5 mL/min 的流速注入0.5 PV 的凍膠成膠液，接著分別以2 mL/min，4 mL/min，10 mL/min，20 mL/min 的流速注入N2，成膠后以2 mL/min 的速度分別注水進行水驅和注氣進行氣驅（N2），考察氣液同注體系成膠后對水和氣的封堵能力（圖6）。

實驗結果（圖6）表明，當氣體注入速度分別為2 mL/min，4 mL/min，10 mL/min，20 mL/min 時，水驅的最大驅替壓差分別為4.20 MPa，3.77 MPa，2.86 MPa，1.39 MPa；氣驅的最大驅替壓差分別為2.89 MPa，2.19 MPa，1.85 MPa，0.85 MPa。隨著注氣速度的增加，水驅和氣驅的極限驅替壓差均不斷降低，且平衡驅替壓差也越來越接近，說明注氣速度的增加會產生更大的氣流通道，不僅氣體通過水也能通過該通道，使得凍膠對水的封堵能力逐漸變差，對氣體的封堵能力也逐漸變差，堵水疏氣效果也越來越差。雖然凍膠對水的封堵能力是對氣的封堵能力的5 倍，但需要在后續氣驅過程中注入大量的氣體（7 PV）才能達到這個效果［圖6（a）］，故采用氣液同注的方法堵水疏氣效果并不理想。

圖6 氣液同注注氣（N2）速度凍膠對水氣封堵性能的影響Fig.6 Effect of gas injection rate（N2）on the performance of gel plugging water and gas with gas and liquid injection together

2.3.2 先注成膠液后注氣體對控水疏氣的影響

氣液同注的方法雖然可以起到堵水疏氣的效果，但效果并不理想，故進一步考察氣液分注的方式對水氣封堵能力的影響，并研究在氣液分注方式下氣體注入量凍膠對水氣封堵能力的影響。

實驗中先用2 mL/min 的流速向填砂管中注入3 PV的地層水，然后以0.5 mL/min的流速注入0.5 PV的凍膠成膠液，緊接著分別注入2 PV，4 PV，6 PV，8 PV 的N2，待凍膠成膠后，以2 mL/min的速度分別注水進行水驅和注氣進行氣驅（N2），考察采用氣液分注的方式注入不同量N2后凍膠的堵水疏氣（圖7）。

實驗結果（圖7）表明，當注氣量分別為2 PV，4 PV，6 PV，8 PV 的N2時，水驅的最大驅替壓差分別為3.78 MPa，3.40 MPa，3.09 MPa，1.65 MPa，氣驅的最大驅替壓差分別為2.40 MPa，1.88 MPa，1.19 MPa，0.60 MPa。隨著氣體注入量的增加，水驅和氣驅的最大驅替壓差均不斷降低，即凍膠對水的封堵能力逐漸變差，對氣體的封堵能力也逐漸變差。當注氣量小于8 PV時，水驅和氣驅的平衡驅替壓差的差值變化不大，這表明氣液同注的方法在堵住水的同時，雖然會較小程度地影響氣流通道的建立，但仍然具有很好的堵水疏氣效果。同時也可以發現，在注氣量為2 PV［圖7（a）］和6 PV［（圖7（b）］時的堵水疏氣效果最好，凍膠對水的封堵能力約是對氣封堵能力的9 倍。相較而言，當注氣量為6 PV 時，在后續氣驅過程中只需少量的氣體（2 PV）即可達到較好的堵水疏氣效果，而當注氣量為2 PV 時，在后續氣驅過程中需注入大量的氣體（7 PV）才能達到相同的堵水疏氣效果。因此，選擇6 PV 的注入氣量作為最優的注氣量。

圖7 氣液分注氣體（N2）注入量凍膠對水氣封堵性能的影響Fig.7 Effect of gas injection（N2）amount on the performance of gel plugging water and gas with alternated injection of gas and liquid

2.3.3 不同注入介質對控水疏氣效果的影響

與氣液同注的方式相比，氣液分注的堵水疏氣效果更好，故在先注成膠液后注氣體的基礎上，進一步研究不同注入介質凍膠對水氣的封堵能力的影響（圖8）。實驗中先用2 mL/min 的流速向填砂管中注入3 PV 的地層水，然后以0.5 mL/min 的流速注入0.5 PV 的凍膠成膠液，緊接著分別注入6 PV不同的氣體介質：CO2和CH4，成膠后以2 mL/min的速度分別注水進行水驅和注氣進行氣驅（N2），考察采用氣液分注方式注入等量但不同介質的氣體后凍膠的堵水疏氣能力。

實驗結果（圖8）表明，注入介質為N2，CO2和CH4時，水驅的最大驅替壓差分別為3.09 MPa，2.80 MPa 和2.91 MPa，氣驅的最大驅替壓差分別為1.19 MPa，0.94 MPa 和0.66 MPa，之后隨著注水量或注氣量的增加驅替壓差緩慢降低，最后趨于穩定，水驅的驅替壓差最終分別穩定在2.09 MPa，1.75 MPa 和1.85 MPa，氣驅的驅替壓差最終分別穩定在0.23 MPa，0.42 MPa 和0.28 MPa。由此可見，注入介質對凍膠堵水疏氣性能影響很小，相對來說N2的堵水疏氣能力更強。

圖8 氣液分注不同注入介質凍膠對水氣封堵性能的影響Fig.8 Effect of gas injection media on the performance of gel plugging water and gas with alternated injection of gas and liquid

3 結論

（1）通過室內實驗優選了適用于塔里木油田英買力區塊高溫、高壓、高鹽“三高”氣藏條件的凍膠堵水體系，其配方為1%丙烯酰胺/丙烯酰嗎啉/乙烯吡咯烷酮三元共聚物（APR）+0.6% 聚乙烯亞胺+0.6%改性氧化鋁納米顆粒+0.2%硫脲。

（2）該APR 凍膠體系具有良好的耐溫抗鹽性和長期熱穩定性，在107～150 ℃的地層水條件下（礦化度為23.33×104mg/L），成膠時間在2～14 h 內可調可控，凍膠強度保持在G級，180 d 脫水率最大僅為7.1%；在礦化度為230 000 mg/L的英買力地層水體系中凍膠強度保持在G 級，成膠時間大于10 h，180 d 脫水率小于10%，且具有良好的封堵性能。

（3）物理模擬實驗表明，APR 凍膠體系在堵疏一體化方式上，采用氣液同注的方式雖然可以起到堵水疏氣的效果，但效果并不理想，凍膠對水的封堵能力約是對氣的封堵能力的5 倍，且在后續氣驅時要注入較大的氣量才能達到這個效果；采用氣液分注的方式，先注入0.5 PV 的凍膠，再注入6 PV 的N2時，堵水疏氣能力最強，凍膠對水的封堵能力是對氣的封堵能力的9 倍。