非均質含大孔道油藏體膨顆粒凝膠體系調驅控水微觀可視化優化方法

關鍵詞/主題詞：油藏工程；工程技術；提高采收率；化學驅；體膨顆粒；凝膠；微觀可視化實驗

0引言

中國的高含水老油田在國家能源結構中具有重要戰略地位，其儲量和產量占全國的70%以上。然而，當前技術水平下仍有70%左右地質儲量滯留地下［1］。隨著開采的持續，油田含水逐漸上升，采出程度不斷提高，采油速度和儲采比呈大幅降低趨勢。當前，特高含水油藏平均采出程度達到35%以上，綜合含水率超過80%的油田儲采比總體小于10，老油田穩產面臨嚴峻挑戰［2］。

即便在特高含水期，油藏內仍然存在大量的剩余油潛力，這是特高含水期油藏注水井和生產井之間存在優勢滲流通道，出現極端耗水層帶造成的。這種極端耗水帶可能是大孔道，也可能是裂縫，例如，勝利油田某特高含水期油藏15%的高滲段相對吸水量達到90%以上，造成大量低滲段儲層存在剩余潛力［3］。

目前，多數高含水油藏都存在4個共性問題。一是進入特高含水開發階段，大孔道發育，剩余油高度分散；二是油藏綜合含水持續升高，遞減率居高不下，產量快速下降；三是現有井網和驅替方式下采收率低、采出程度低；四是由于調剖效果變差，控水難度越來越大，急需轉變開發方式，控制含水上升。

針對這些挑戰，各油田采用了多種技術來提高特高含水油藏的開發效益。比較常見的如精細注水、分層注水、加密井、強化注水和提液、關閉高含水井以及周期注水等技術，這些技術大都屬于物理法采油范疇［4］，具有對油層無傷害、無污染、作業方式靈活、適用范圍廣、工藝簡單、操作方便等特點。然而，對于已形成優勢流動通道的非均質油藏，存在有效時間短、作用范圍小以及相關理論研究滯后等問題［5］。因此，針對非均質油藏高含水后期調整，調驅方法更具有針對性。

中國的堵水調剖技術在油田不同的開發階段發揮著重要作用，尤其是深部調驅液流轉向技術，在改善高含水油田注水開發效果方面取得較明顯的效果［6］。

中國堵水調剖技術的研究與應用起步于20世紀50年代末，60—70年代以油井單井機械堵水為主，80年代以聚丙烯酰胺及交聯聚合物堵劑形成物理屏障式堵塞為主，90年代以區塊調剖堵水綜合治理措施為主［7］。進入21世紀后，這些常規調剖堵水技術已無法滿足高含水新形勢開發需要，深部調驅技術成為主流堵水技術［8］。

李良雄等［9］對本體弱凝膠、膠態分散凝膠、黃原膠和預交聯凝膠顆粒等4種常用深部調剖劑的性能差異和適用特點進行了對比研究，認為預交聯凝膠顆粒能夠克服地下交聯凝膠體系的缺點，具有重要的潛力應用價值。李之燕等［10］制備了地面預交聯顆粒凝膠，進行了室內評價和現場試驗，認為調驅劑具有較好的選擇進入能力，可減少對非目的層的傷害，有利于擴大調驅劑作用范圍，起到調剖和驅油的作用。然而，關于該凝膠的評價仍然主要依賴常規巖心評價和溶脹度測試，且對其機理的闡述仍不夠直觀。

李明遠等［11］與勝利石油管理局孤島采油廠對孤島中一區館3試驗區塊實施了交聯聚合物溶液深部調驅技術先導試驗，共注入LPS27.3×104m3，由SNF-3530S聚合物干粉和AlCit交聯劑116t組成，注入后注入壓力增加，產油量緩慢上升，含水率略微下降，層間矛盾改善，取得了一定效果。但該研究對機理等闡述較少，室內評價采用的是常規的巖心模型，微觀和直觀性欠缺。趙華強等［12］綜述了聚合物微球技術在油田深部調驅中的研究進展，包括聚合物微球的制備方法以及相應的室內研究現狀。這些研究的主要手段采用的是填砂篩管驅替以及常規的穩定性、耐溫性、黏彈性等評價，對機理的闡述仍以理論分析為主，缺乏直觀性和微觀性。

孫琳等［13］研究了體膨顆粒對非均質裂縫的封堵效果，方法是利用常規巖心造縫，然后注體膨顆粒并靜置待顆粒吸水膨脹，通過比較注體膨顆粒前后的滲流能力，評價了顆粒尺寸對裂縫的封堵效果。該研究亦未深入探討其微觀機理。李雪嬌等［14］借助玻璃刻蝕微觀可視化模型，研究了覆膜型體膨顆粒縫洞中的堵水機理及卡封運移的規律，對覆膜型體膨顆粒進行注入參數優化。該文獻建立的是縫洞模型，大洞直徑20mm，小洞直徑10mm，不能說明常規非均質油藏，尤其是以大孔道為主的油藏的封堵機理。

張繼紅等［15］研究了體膨顆粒封堵性能的影響因素，針對裂縫系統進行了實驗，方法為可視化物理模擬，但僅測量體膨顆粒的體積，不能直觀展示封堵的機理。牛麗偉等［16］評價了體膨顆粒的吸水率與溶脹率，同時分析了粒徑和油藏孔隙的匹配關系，該方法中平均孔隙半徑采用壓汞實驗結果獲得，統計了體膨顆粒的適合粒徑，但對機理的闡述仍較為籠統。

在組合調驅技術方面，周振等［17］通過數值模擬研究了弱凝膠+水基微球組合調驅技術的參數優化，設計了弱凝膠和水基微球的最佳注入工藝。該研究主體研究技術采用的是數值模擬，對機理的闡述較少。王宏申等［18］利用三維填砂物理模型，分別開展了聚合物凝膠、納米微球/預交聯顆粒、表面活性劑及三者組合調驅驅油實驗，他認為，這種組合調驅方法能夠充分發揮聚合物凝膠封堵水流優勢通道、納米微球/預交聯顆粒深部液流轉向及表面活性劑提高驅油效率的協同作用，并給出了三者的比例為15%、60%、25%。然而，該方法未直觀展示這種組合調驅方式的微觀機理。劉家林等［19］通過人造裂縫巖心實驗模擬地層條件下的體膨顆粒的封堵性能，并對包14塊進行了凝膠+體膨顆粒組合調剖的礦場實驗，提高了開采效益。然而，研究對封堵機理的論述有待進一步深入，且該研究主要針對的是低滲裂縫性儲層，與含大孔道儲層有所不同。

呂金龍等［20］提出了一種注采端可視化的實驗方法，用于定量研究層內非均質儲層吸液剖面變化規律，針對渤海稠油油藏提出組合調驅體系間可以產生協同效應。然而，該研究的組合是稠油乳化劑、聚合物凝膠和三元復合體系。李芳等［21］提出了聚鉻交聯加預交聯顆粒組合調驅體系，針對高孔高滲油藏水突進問題，采用60cm巖心進行實驗評價組合體系的特征。該研究也未采用微觀方法研究其封堵機理。崔勇等［22］提出了注入部分水解聚丙烯酰胺改進型酚醛體系及體膨穎粒組成的復合多段塞調剖體系，取得了實驗和礦場效果。然而，實驗時觀察到體膨顆粒在巖心端面堆積，無法有效確定進入巖心的體膨顆粒數量，因此對機理的闡述不夠明確。

根據現有研究成果，目前對含大孔道油藏深部調驅技術的研究主要集中在堵劑的開發與研制，凝膠、體膨顆粒等堵劑的制作方法和調驅技術已較為成熟。盡管已有研究探討凝膠和體膨顆粒的聯合使用，但這些研究主要針對低滲裂縫性油藏、縫洞型油藏和常規中高滲油藏，尚未見到關于含大孔道油藏的研究報道。目前，孔道封堵機制的研究主要集中于巖心封堵能力實驗評價、堵劑注入巖心時可注入性分析和雙管模型分析等方面，針對微觀孔喉尺寸的研究較少，且缺乏適用于非均質油藏孔喉特征的微觀模型。最后，關于大孔道油藏滲透率與非均質高含水油藏孔喉分布關系的研究，主要依賴經驗公式和壓汞統計，精確性仍顯不足，因此在孔喉參數匹配性方面的研究亟待深入［23］。

針對目標區塊大孔道形成高耗水帶的實際情況，研究重點放在大孔道與封堵材料尺寸的匹配性及其封堵機理。通過T2譜和高壓壓汞實驗，確定大孔道的滲透率與孔隙半徑的匹配關系，并據此建立不同孔隙尺度的非均質大孔道微觀物理模型。先將模型飽和油，再進行水驅處理，然后分別將凝膠和體膨顆粒溶劑注入非均質大孔道玻璃薄片，待凝膠形成或顆粒膨脹后進行后續水驅。使用顯微鏡錄制并觀察兩種調堵體系在微觀孔隙中的流動與封堵特性，并通過注入壓力評估這兩種體系與孔隙尺寸的匹配性，明確其在非均質油藏中的大孔道微觀封堵機理。最后，利用雙管模型進行評估，獲取組合調剖的相關參數。

1方法過程

1.1室內研究

1.1.1目標區塊典型孔隙半徑與滲透率對應關系

在化學驅過程中，所選擇的聚合物分子必須與油藏條件下的孔喉尺寸匹配，因此確定滲透率和孔隙半徑的關系，是調驅技術實施的關鍵。通常，這可以通過洪世鐸（1985年）提出的滲透率和孔隙半徑中值的經驗關系式來確定［24］，見式（1）。

式中，R*為孔隙半徑中值，單位μm；K為滲透率，單位mD；?為孔隙度，單位1。

然而，式（1）所計算的結果和實際孔喉大小存在顯著誤差，目前通常使用壓汞實驗數據來確定實際油藏的孔隙半徑，并通過實驗數據與巖石的滲透率，推導出區塊滲透率與孔隙半徑的關系。然而，當滲透率較大時，巖石通常較為疏松，難以進行壓汞實驗，因此，需要選擇更為精確且對巖石損害較小的替代方法。核磁共振對巖石損害較小，在測量孔隙結構方面具有更多優勢，但由于其為間接方法，仍需借助壓汞曲線結果進行校準，才能夠獲得更精確的孔喉大小分布，從而明確滲透率和孔喉尺寸的準確關系。

1.1.1.1核磁共振T2譜與巖心壓汞曲線孔喉中值半徑測試步驟

壓汞曲線是一種評估多孔材料孔隙結構的重要工具，通過壓汞實驗，能夠獲得巖石在不同壓力下的孔隙體積和孔徑分布信息。核磁共振技術，特別是T2譜，是分析巖石孔隙結構和流體特征的另一種重要手段。T2弛豫時間反映了樣品中氫原子的環境，能夠提供有關孔隙大小、形狀及流體性質的豐富信息。因此，壓汞曲線與核磁共振T2譜之間的關系成為研究者關注的焦點，通過這兩種方法的結合，可以更全面地揭示多孔材料的微觀結構及其物理性質。核磁共振T2譜與巖心壓汞曲線孔隙半徑中值測試以及將巖心T2譜換算為孔隙半徑分布的方法及步驟如下：

（1）對飽和地層水的巖心參照石油天然氣行業標準SY/T6490—2023《巖樣核磁共振參數實驗室測量規范》進行核磁共振測量，繪制T2譜圖；

（2）對巖心進行常規壓汞測試，繪制歸一化的孔隙半徑累積頻率分布圖；

（3）對巖心的T2譜圖，取不同的校正系數C值與歸一化孔隙半徑累積頻率分布曲線擬合，找到誤差最小時所對應的C值；

（4）根據確定的C值，計算對應的孔隙半徑值。以Y7巖心的測試結果和轉換結果作為實例，相應的測試圖譜和轉換，如圖1所示。

從圖1中可以看，實測的歸一化壓汞曲線和核磁共振T2譜曲線明顯存在較大差距，對T2譜曲線進行校正擬合發現，當C為30的時候，校正后的T2譜曲線和壓汞曲線比較接近。圖1a展示的是實測的歸一化的壓汞曲線和T2譜累積曲線，T2譜的累積頻率分布曲線顯示其孔喉半徑比壓汞曲線對應的孔喉半徑大100倍，表明二者存在明顯的差距。圖1b展示的是將T2譜曲線乘以不同的校正系數，向左平移后與歸一化壓汞曲線進行對比的結果。圖1c展示的是最終與歸一化壓汞曲線最接近的一條修正后的T2譜曲線。核磁共振測量T2譜時，弛豫率、孔隙形狀因子可近似看作常數，因此系數C也是一個定值。最終結果表明，C值為30時二者的擬合率較高。從以上研究可知，壓汞曲線中獲得的孔隙率與T2譜中的弛豫時間分布之間存在一定的相關性，可以通過建立數學模型，量化這種關系，為以后類似的研究提供理論和技術支持。

1.1.1.2滲透率與孔隙半徑對應關系測試結果

通過對巖心T2譜數據與壓汞曲線數據進行擬合，確定了區塊孔隙半徑與滲透率的關系。基于本區滲透率的分布范圍和孔隙度，制作了12塊人造巖心樣本，對每塊巖心進行T2譜曲線測試。隨后，通過校正系數得到每塊巖心孔隙半徑，從而得到134mD～15000mD之間的滲透率與孔隙半徑的關系。巖心的具體參數、計算和測量得到的孔隙半徑見表1。

從表1中可以看出，人造巖心的滲透率最低為134mD，最高為15000mD。另外，采用式（1）計算得到的孔隙半徑中值，與采用核磁共振與壓汞結合的修正方法得到孔隙半徑中值具有顯著差距，說明具有修正的必要性。

測試結果表明，當滲透率在1600mD時對應的孔隙半徑中值約為23.6μm。由于目標區塊實測平均滲透率為1129mD，而優勢通道（大孔道）的最小滲透率在3500mD以上，插值計算得到對應的孔隙半徑分別為19.9μm和50.7μm，表明本區要封堵巖層的孔隙半徑在50.7μm以上。

1.1.2凝膠與體膨顆粒微觀封堵機理及孔喉尺度匹配關系

隨著油田水驅問題日趨復雜，單一技術的應用受到限制且效果不理想，考慮到堵劑應具有良好的注入性、較高的封堵強度以及穩定的性能，選用了體膨顆粒和交聯聚合物凝膠組合封堵體系。

1.1.2.1凝膠與體膨顆粒微觀封堵實驗

依據大孔道滲透率和孔隙半徑的匹配關系、體膨顆粒粒徑分布范圍、體膨顆粒與凝膠適合封堵范圍，設計不同孔隙尺寸的玻璃薄片，例如可將微觀驅替玻璃薄片模型孔喉的尺度設計為：大孔隙的滲透率10000mD，小孔隙的滲透率2000mD，對應的孔隙半徑分別為103.7μm和30.3μm。該模型材質為玻璃，具有親水性能。

其它的實驗材料主要包括：（1）80～100目的體膨顆粒，質量分數為0.2%的聚合物溶液；（2）0.2%聚合物溶液+0.36%交聯劑A+0.04%交聯助劑B配制而成的交聯聚合物凝膠體系，溶液黏度150mPa·s；（3）染色蒸餾水和（4）染色白油。

該薄片放置于實驗系統的微納流控平臺中，設計了整個實驗系統流程，如圖2所示。

從圖2中可以看出，整個實驗系統包括薄片制作系統、微流控系統、精密高壓驅替裝置、觀測系統和壓力流量監測系統。首先，利用精密玻璃薄片刻蝕設備、納米打印機、均膠顯影劑、等離子處理機等設備，通過涂膠、曝光、顯影、腐蝕和去膠等步驟制作核心薄片。其次，采用超聲波、金剛石或激光打孔的方法在玻璃底片上打孔，并通過熱封接、低溫黏結或陽極鍵合等封接技術，將底片與蓋片組合成完整的玻璃模型。最后，使用精密高壓驅替裝置進行驅替實驗，通過徠卡體視顯微鏡觀察微納流控平臺中心位置的玻璃薄片。實驗過程中，通過直接觀察、拍照和錄像記錄玻璃薄片內流體的流動情況。

實驗的流程包括飽和油、水驅、封堵和再水驅等4個步驟。（1）玻璃薄片模型飽和油。將清洗并干燥的薄片模型抽真空，然后用微量泵以1mL/min的速度注入染色白油，直至薄片內全部孔隙飽和油。（2）進行水驅油實驗。以0.1mL/min的速度注入染色水，在薄片的孔隙內水驅油，監測、拍攝水驅油的滲流動態，直至出口端全部產水為止，完成第一次水驅油過程。（3）注堵劑封堵。將配制好的調剖堵劑，凝膠或體膨顆粒懸浮液，以0.01mL/min的速度從入口端注入，至注入量為0.5PV時結束，注入過程中用顯微攝像頭全程拍攝錄像。（4）封堵后再水驅。待調剖堵劑充分成膠或膨脹之后，再以0.1mL/min的速度注入染色水，在薄片的孔喉內水驅油，監測、拍攝水驅油的滲流動態，直至出口端全部產水為止，完成第二次水驅油過程。

1.1.2.2體膨顆粒與孔隙半徑匹配關系實驗

使用圖2所示的實驗系統，首先用水驅替飽和白油玻璃薄片，并記錄此時的壓力數據；然后，將配制好的體膨顆粒懸浮液或凝膠溶液注入玻璃薄片中，待堵劑靜置膨脹或成膠后，以恒速0.1mL/min進行水驅，并記錄此時的壓力數據。通過注入壓力和注入后驅替壓力考察凝膠和體膨顆粒與孔隙半徑的匹配關系（其中體膨顆粒半徑/孔隙半徑的比值為BTR）。實驗結果如圖3所示。

從圖3中可以看出，0～0.5PV為水驅飽和油階段，0.5～1.0PV為堵劑注入階段，1.0～1.5PV為后續水驅階段。通過微觀注入實驗，得到有關凝膠、體膨顆粒和孔隙尺寸匹配關系4個認識。

（1）凝膠的有效封堵孔隙半徑中值小于50μm，對應滲透率為3500mD以下；80/100目體膨顆粒的有效封堵地層為滲透率3500mD以上；

（2）比較合適的體膨顆粒尺寸在BTR1.0～2.0之間；

（3）單一的凝膠和體膨顆粒都存在不足，因此應將二者組合進行封堵；

（4）凝膠注入后，無法繼續注入體膨顆粒，因此應先注入體膨顆粒，再注入凝膠。

凝膠注入階段的壓力曲線顯示，當巖心孔隙半徑中值小于75.9μm時，凝膠注入需要超過一個閾值；隨著凝膠的注入，注入壓力逐漸降低。而當孔隙半徑中值大于75.9μm時，凝膠注入過程的壓力保持不變。凝膠成膠后的水驅階段壓力曲線顯示，當孔隙半徑中值大于50.7μm之后，凝膠的封堵作用顯著降低，因此可認為凝膠的有效封堵范圍為孔隙半徑中值小于50μm，根據之前確定的滲透率與孔隙半徑中值關系，也就是當巖心滲透率小于3500mD時，適合采用凝膠進行封堵。孔隙半徑中值12.6μm時，凝膠注入壓力約0.7kPa，成膠后壓力為1.4kPa；孔隙半徑超過50μm后，成膠后注入壓力無明顯增加（圖3a）。

圖3b體膨顆粒注入階段的壓力曲線表明，隨著體膨顆粒的注入，系統的注入壓力逐漸升高。當BTR大于1.0時，注入壓力顯著增加；當BTR小于1.0時，注入壓力增加較小。這表明體膨顆粒直徑小于孔隙直徑時具有可注入性。體膨顆粒膨脹后，后續水驅注入的壓力為5～15kPa，且BTR在1.5～2.0時，后續水驅注入壓力比較穩定。綜合來看，體膨顆粒半徑與孔隙半徑中值的比值在1.5～2.0時，既具有可注入性，也具有封堵穩定性。BTR為2.0時注入體膨顆粒壓力最高，且顆粒膨脹后后續注入壓力最大。

通過玻璃薄片微觀注入實驗結果，得到有關凝膠、體膨顆粒和孔隙尺寸匹配關系四個認識。（1）凝膠的有效封堵孔隙半徑中值小于50μm，對應滲透率為3500mD以下；80/100目體膨顆粒的有效封堵地層滲透率為3500mD以上；（2）比較合適的體膨顆粒尺寸在BTR1.0～2.0之間；（3）單一的凝膠和體膨顆粒都存在不足，因此應將二者組合進行封堵；（4）凝膠注入后，無法繼續注入體膨顆粒，因此應先注入體膨顆粒，再注入凝膠。

1.2凝膠與體膨顆粒組合封堵非均質巖心實驗

根據揭示的凝膠和體膨顆粒的封堵機理及其與孔道的匹配關系，針對不同尺度的大孔道，設計了兩種不同的分級模型，以優化在不同非均質性條件下凝膠和體膨顆粒的組合參數。

目標區塊油藏原油地質儲量1450.0×104t，主力小層Ng12-13原油地質儲量約1134.0×104t，油藏的滲透率為51～5328mD，平均孔隙度為30.3%，屬高孔高滲儲層［25］。儲層層間非均質性多為中等非均質，少量嚴重非均質，但層內及平面非均質性強，水驅時存在黏性指進現象，對水驅效果產生嚴重影響，油藏目前的含水率為97.31%，處于特高含水階段，油藏的采收率低（22.58%），采出程度低（20.29%）。經過二十余年的注水開發，目前區塊存在以下幾個方面的問題：進入特高含水開發階段，大孔道發育，剩余油高度分散；現有井網和驅替方式下采收率低，采出程度低；油藏綜合含水持續升高，遞減率居高不下，產量快速下降，調剖效果變差，治水難度大，急需轉變開發方式，控制含水上升［26］。

該油藏已經歷5次調剖，效果逐漸變差，層內矛盾嚴重。注水開發前，油藏孔隙半徑大多數小于10μm，占總量的96%以上，僅有約4%左右的孔隙半徑在20μm。注水開發后，目標區塊已出現16個高耗水條帶的井組，其中10個井組的大孔道滲透率8000～10000mD，其余6個井組的大孔道滲透率為6000～8000mD。孔喉分布頻率變化顯示，整個儲層內半徑大于90μm的孔喉占比超過20%，半徑在30～50μm的約為40%，其余孔隙半徑小于20μm。因此封堵的重點目標是30～50μm和90～100μm的孔喉。

1.2.1雙管非均質模型及實驗設計

選擇合適的體膨顆粒和凝膠之后，還需要根據地層的實際情況優選這二者組合封堵的適合參數，常規的方法是采用雙管模型裝置。模型借鑒相關文獻中的物理模擬實驗系統［27］，由注入系統、模型本體、測控系統及產出系統構成，其中，注入系統包括注入泵（ISCO），計量裝置和管閥件，模型本體為平行雙管非均質模型。通過選擇合適粒徑的砂粒填制所需滲透率的填砂管，并將兩根填砂管并聯起來組成設計的滲透率級差，再將它們安裝至驅油實驗流程裝置中，以模擬油藏的非均質性。選擇的巖心尺度為3.5cm×3.5cm×30.0cm，滲透率為10000mD、5000mD、2000mD三種巖心，對應孔隙半徑中值為103μm、75μm和25μm，分別組成級差為2的弱層間非均質和級差為5的強層間非均質雙管巖心模型。弱層間非均質模型的滲透率分別為10000mD、5000mD，強層間非均質模型的滲透率分別為10000mD、2000mD。

注入的封堵體系為0.2%的聚合物溶液懸浮60/80目（半徑90～125μm）的體膨顆粒和交聯聚合物凝膠體系。

針對兩種非均質模型，設計了5種不同的注入段塞組合方案進行實驗。方案一，注入0.5PV的體膨顆粒懸浮液段塞后再注入0.5PV交聯聚合物凝膠；方案二，注入0.7PV的體膨顆粒懸浮液段塞后再注入0.3PV交聯聚合物凝膠；方案三，注入0.3PV的體膨顆粒懸浮液段塞后再注入0.7PV交聯聚合物凝膠；方案四，注入1.0PV交聯聚合物凝膠；方案五，注入1.0PV體膨顆粒懸浮液。

整個實驗流程包括填砂管抽真空、飽和油、水驅、注堵劑段塞、候凝候膨和再水驅等6個步驟。

（1）抽真空。填砂完畢后對雙管或多管進行抽真空，按照行業標準，抽真空時間確定為24h。

（2）飽和油。配制白油并用甲基紅染色，放入中間容器，連接到驅替實驗中，以0.5mL/min的速度注入，按行業標準注入10PV之后，記錄巖心飽和油體積。

（3）水驅。以1mL/min的速度注入地層水，記錄產出油體積，計算水驅采出程度等。

（4）注堵劑段塞。按實驗設計要求注堵劑，記錄產出油、水等體積。

（5）等待堵劑成膠或膨脹。注堵劑后等候2～4h。

（6）后續再繼續水驅。以1mL/min的速度注水，至含水率95%時停止，記錄產液、產油和產水，計算采出程度等參數。

1.2.2凝膠和體膨顆粒封堵段塞優化

凝膠與體膨顆粒的結合充分發揮了兩者的優勢，形成復合材料，從而提升了封堵性能。凝膠的流變性與體膨顆粒的膨脹特性相結合，使得復合材料在封堵過程中能夠更好地適應不同孔隙結構，確保封堵層的完整性與穩定性。在優化封堵段塞的過程中，需要通過實驗研究不同材料組合的封堵效果，以確定最佳配方，確保封堵效果的最優化。此外，應針對不同滲透率級差的模型進行分別研究，以獲得更具針對性的結果。

滲透率級差為2的弱層間非均質模型實驗注入壓力和采出程度曲線，如圖4所示。

從圖4中可以看出，在高滲透率的雙管模型中，體膨顆粒和凝膠均表現出良好的可注入性，啟動時注入壓力為0.1MPa，最高注入壓力約為0.6MPa，凝膠的注入壓力0.15～0.2MPa，表明其較易注入。在成膠或者體膨顆粒膨脹之后，后續水驅的注入壓力在0.1～0.4MPa之間，遠高于初次水驅壓力，說明無論是注凝膠，還是注體膨顆粒，或者是段塞注入二者，對模型均具有封堵作用。圖4b展示了弱層間非均質模型的采出程度曲線，可以看出，當僅依靠水驅時，模型只能采出約30%的油；而注入含體膨顆粒的堵劑時，采出程度顯著提高，最低為65.4%，最高為79.5%；僅注入凝膠時，采出程度較低，僅為60.8%。說明體膨顆粒懸浮液具有一定的驅油作用，而凝膠的驅油作用較小。

滲透率級差為5的強層間非均質模型實驗的注入壓力和采出程度曲線，如圖5所示。

從圖5中可以看出，滲透率分別為10000mD和2000mD的雙管模型中，體膨顆粒和凝膠的可注入性也比較強，啟動壓力約為0.15MPa，含體膨顆粒的堵劑注入壓力最高約為0.6MPa。總體來看，滲透率級差為5的非均質模型的注入壓力結果和弱非均質情況下的注入壓力結果，除了大小有區別之外，整體趨勢基本一致。由于兩個模型的最大滲透率一致，因此注入體膨顆粒的壓力大小相差不明顯，注凝膠時的壓力也相似。成膠后，后續水驅壓力的差異較為明顯，相比較而言，級差為5的模型后續水驅壓力相對較高。這是由于體膨顆粒在地下膨脹后充填于孔喉之間，加上凝膠成膠后使得充填結構更為穩定，因此后續水驅壓力較高。相比于級差為2的模型，凝膠的封堵作用更為明顯。

注入體膨顆粒時，由于其具有彈性形變的特點，注入壓力表現出脈動變化特征。隨著注入量的增加，注入壓力脈動也隨之增加。當注入量達到約0.3～0.4PV后，注入壓力增加幅度變緩，這說明此階段注入的體膨顆粒已基本充填了大孔道空間。在不同階段注凝膠，壓力有些許差異。由于巖心滲透率較高，凝膠注入過程壓力無明顯升高。待凝膠成膠封堵后，進行持續注水驅替沖刷，后續水驅壓力保持較高水平。

對比這兩個模型的采出程度曲線，可以看出強非均質模型的采出程度總體好于弱非均質模型。前者最高的采出程度為79.5%，最低為60.8%；后者最高的采出程度為83.7%，最低為65.1%。總體看，無論是哪種情況，0.7PV體膨顆粒懸浮液加0.3PV交聯聚合物凝膠的效果最佳。在強非均質模型中，全部采用體膨顆粒的注入方案采出程度為69.7%，0.7PV體膨顆粒懸浮液+0.3PV交聯聚合物凝膠注入方案的采出程度為83.7%，采出程度的增加幅度為20.1%。

2結果現象討論

從水驅、注堵劑和再水驅三個階段討論體膨顆粒和凝膠兩種堵劑的封堵機理。

2.1體膨顆粒的微觀封堵機理

體膨顆粒的微觀封堵機理包括注入端堆積、深部喉道處架橋、聚集增黏和懸浮增黏等。微觀展示體膨顆粒的分布特征，如圖6所示。

從圖6中可以看出，體膨顆粒在注入孔隙后呈現出四種不同的分布方式：

（1）注入端堆積。注入結束后，大部分體膨顆粒聚集在玻璃芯片模型的前端三分之一處。在體膨顆粒注入過程中，這些顆粒隨著懸浮液進入驅替孔隙和喉道中的剩余油。隨之而來的顆粒滯留能夠顯著改變孔隙的微觀結構，增大后續水驅的流動阻力，使液流改向，從而有效驅替小孔隙中的油相。

（2）部分小顆粒進一步向深部運移，在深部形成架橋封堵孔隙或喉道。研究表明，當顆粒直徑等于或小于孔喉直徑的一半時，有三個或更多的顆粒就可以在微孔中聚集形成架橋，獲得較高強度的封堵，從而導致后續流體的流動方向改變。擴大了微觀波及面積［28］。

（3）顆粒之間吸引聚集，部分體膨顆粒因具有自相似性而聚集在界面或壁面處。這部分體膨顆粒也在大孔隙通道中吸附、滯留或膨脹，這三種作用將大幅度改變大孔隙微管的微觀結構，增大了后續水注入過程中的流動阻力，迫使更多的后續水通過小孔隙微管流動，達到了液流改向、驅替小孔隙微管中油相的目的。當體膨顆粒吸附滯留在孔喉間時，也能夠降低大孔道半徑，改善了儲層的非均質性。

（4）散落在注入流體中流動。此時的體膨顆粒具有非混相增粘作用，增加注入水的黏度，提高運動的阻力，起到一定的封堵和液流改向作用。大孔隙中體膨顆粒和水形成的非混相流體增加了大孔隙微觀中的滲流阻力，迫使流體部分改向，增大了小孔隙微管中的液流量。這既是液流改向實驗注入體膨顆粒過程中發生分流率變化的原因，也是后續驅替實驗中體膨顆粒注入過程中提高采收率的原理。

2.2體膨顆粒注入后的微觀分布特征

單純體膨顆粒的封堵強度不足，封堵后容易形成二次通道。然而，與聚合物溶液配合使用時，能夠顯著提高驅油效率。整體觀察體膨顆粒注入時的顆粒運移及剩余油運移情況，并對比體膨顆粒注入前后水驅的波及情況和剩余油的動用情況，如圖7所示。

從圖7中可以看出，注體膨顆粒可以明顯改善水驅的波及范圍，達到提高采收率的目的。由于玻璃薄片內孔喉大小分布不均，在注水早期階段，注入水首先進入大孔道區，并且在大孔道區內表現出了指進現象，這種指進現象在中期和晚期階段更加明顯。這種現象產生的原因，一是由于玻璃薄片的非均質性，二是水驅油時由于黏度差形成的非活塞式驅替，未違背水驅油的基本機理。水驅后，大孔道內出現了以表面及角隅附著狀態、或者孤滴狀態存在的剩余油，在小孔隙處形成大片的剩余油分布。這種現象主要是由于大孔道具有毛細管阻力小、流體剪切應力小的特點，導致注入水優先通過大孔道，驅替大孔道中的飽和動用［29］。

初始注入體膨顆粒時（圖7d），由于0.2%聚合物溶液攜帶體膨顆粒的懸浮液滲流速度快，溶液大量進入大孔隙和小孔隙，小孔隙內的剩余油也得到了明顯的動用，增大了波及面積。

隨著注入進行，大顆粒開始注入并進入大孔道，在大孔道內形成堆積堵塞，有效改善層內非均質性（圖7e）。注入結束后，大部分體膨顆粒聚集在玻璃薄片模型的前端三分之一處的大孔隙內形成堆積（圖7f），這說明體膨顆粒能夠在近井地帶形成有效封堵，增加水驅后滲流阻力，改變水驅前緣流線。同時，也可以看到，也有部分小尺寸的體膨顆粒運移到玻璃薄片的后端，在孔隙之間附著，這些顆粒后續會膨脹，也可以形成一定的封堵能力，有助于后續水驅改變液流方向。類似于其他凝膠顆粒，體膨顆粒可以在多孔介質中遷移、堵塞、彈性變形、再遷移和再堵塞，在高滲透層中不斷移動，直至到達深層油藏，最終使得高滲透層阻力增大，并不斷改變注入液的流動方向，逐步向油井推進［30］。

在體膨顆粒膨脹形成封堵后再水驅，波及范圍明顯增大，統計顯示后續水驅晚期波及范圍達到75%左右，相比水驅階段能夠大幅度增加采收率。圖7h顯示，在后續水驅的早期，體膨顆粒堆積區內明顯出現了一條水流通道，這條通道既有大孔隙區，也包含小孔隙區，再繼續注水后，注入水更多地進入小孔隙區，大孔隙區進入的減少，表明此時出現了平面均衡水驅。這種現象說明體膨顆粒分散體系可以擴大剩余油富集區的波及體積，顯著提高采收率。這是因為體膨顆粒具有較好的遷移和保留能力，其分散體系具有更好的運移和封堵性能，體膨顆粒通過水溶液進入儲層，堵塞大通道，水流流入小孔喉，驅動殘余油。最后，圖7j還表明，體膨顆粒聚集的前端，后續水驅很難波及，表明顆粒主要對近井地帶封堵。

單純使用體膨顆粒堵水存在一些不足之處。首先是注入難控制，體膨顆粒直徑大于孔隙喉道尺寸時存在注入困難，出現壓力“脈動變化”特征，因此很難精確控制體膨顆粒到達區域，無法實現精準封堵。其次是體膨顆粒強度不夠，這在微觀薄片實驗時很明顯，后續注水在體膨顆粒堆積區很容易就獲得一條通道。另外，圖7j顯示體膨顆粒在近井地帶堆積，使得近井區的小孔隙部分被圈閉，可能造成局部的原油損失。

2.3凝膠微觀分布特征與封堵機理

僅使用凝膠時，其封堵強度較高，但對大孔隙的封堵能力較弱，且可能導致剩余油的損失。凝膠封堵前后水驅特征與凝膠運移特征的實驗結果如圖8所示。

從圖8中可以看出，凝膠能夠顯著改善注水波及范圍，從而提高水驅采收率。圖8展示了水驅、注凝膠和后續水驅這三個過程，其中圖8a、b、c分別表示非均質孔隙結構玻璃薄片的水驅過程的早期、中期和晚期階段；圖8d、e、f分別表示該薄片注凝膠的早期、中期和晚期三個階段；圖8h、i、j分別表示成膠后薄片內后續水驅過程的早期、中期和晚期階段。圖8顯示的三個階段的驅替特征表明，該薄片模型具有明顯的非均質性，這和實際地層內的非均質特征相似，因此該實驗揭示出來的現象能夠在很大程度上反映實際情況。

水驅階段大孔隙區內形成了明顯的水流優勢通道，但是由于薄片模型的非均質性，大孔隙區內仍然存在較多的未波及區。統計顯示，當出口端見水且含水率達到90%以后，模型的水驅采收率僅約為23%，這與前面的實驗結果基本一致。此時，整個模型的剩余油分布主要有兩種情況。

一是在大孔道區內，水驅未驅動的剩余油以孤滴狀或薄膜狀存在于孔隙的表面或角隅處；二是在孔隙區未波及處以連片狀存在。單獨統計顯示，小孔隙區內約存在90%以上的剩余油，而大孔隙區內約存在20%的剩余油。

圖8d、e、f中，藍色表示的是注入水，淺紅色為油，凝膠的注入區域用黃色進行了標注。可以看出，注入模型中的凝膠僅在水流通道內流動，并且流動范圍小于水驅范圍，出現更明顯的凝膠流動指進現象。隨著凝膠注入的增加，凝膠波及范圍增大，但即使在凝膠注入的晚期階段，高含水飽和度區域內也存在一條高含水的通道。在后續水驅的早期，能夠明顯看出這條通道，注水會沿著這條通道運動。但由于注入量足夠大，后續水驅仍然能夠進入小孔隙區域，實現增大波及范圍的目的。

從圖8g、h、i中可以看出凝膠封堵后水驅的特征。在凝膠波及區內，成膠后注入水無法進入，導致形成了兩種類型的剩余油：一是初次注水未波及區域的剩余油，二是初次注水時未完全驅替區域的剩余油。這部分剩余油約占大孔道區域的30%。

基于凝膠的微觀流動特征和成膠后的分布，凝膠的滲流機理和封堵機理可總結歸納為4點。

第一，凝膠首先進入并占據滲流阻力較小的大孔道，由于凝膠體系具有較高的視黏度，大孔道內的滲流阻力增加，后續注入的凝膠進入其他孔隙，不斷驅替這些區域的剩余油。凝膠沿水流優勢通道進入，平面波及面積增加較少。成膠后，滲流阻力增大，有效封堵高滲通道，使得后續水驅波及面積大幅增大，顯著改善了平面的非均質性。

第二，凝膠具備一定的驅油能力，但更常見的情況是，它會導致部分剩余油被圈閉，從而造成損失。首先，凝膠成膠后，封閉在大孔隙區的油將無法被有效動用，從而導致損失；其次，部分未被水驅波及的低滲透區域，在稀釋后的凝膠溶液作用下，雖然有一定油被驅替，但更多的油卻被成膠后的凝膠圈閉，進一步導致剩余油的損失。

第三，凝膠的主體部分優先在高含水的大孔道區域流動，與水接觸的部位會出現凝膠分子的擴散，從而增加部分區域的凝膠波及范圍。擴散后的凝膠分子在膠凝后，可能導致部分原油被圈閉，造成剩余油損失。這種現象可以通過玻璃薄片實驗觀察到：在凝膠成膠后，隨后的水驅無法有效波及凝膠波及到的區域，從而能夠進一步的驗證這一機制。

最后，凝膠對大孔隙的封堵存在不足。雖然凝膠能夠進入大孔道區域，但其具有指進特征，導致大孔道內部分區域未被凝膠波及，形成未封堵區域。實驗表明，孔道越大凝膠的封堵能力越弱。這使得凝膠對層內非均質性的改善效果較差，無法有效提高微觀驅替效率。

2.4凝膠和體膨顆粒組合注入后分布于與封堵特征

體膨顆粒溶劑與凝膠的組合不僅能夠增強對較大孔道的封堵能力，擴大封堵范圍，還能獲得較高的封堵強度。體膨顆粒和凝膠段塞的微觀封堵機理如圖9所示。

從圖9中可以看出，在體膨顆粒后再注入凝膠，如果凝膠注入量較多，則會使體膨顆粒懸浮在凝膠之中；如果凝膠注入量少，則體膨顆粒和凝膠會各自占據部分孔隙。

圖9a是體膨顆粒后注凝膠，凝膠的量較多時顆粒懸浮。實驗時較高的凝膠注入壓力將體膨顆粒驅替走，導致體膨顆粒懸浮在凝膠中的現象。結合前面體膨顆粒單獨注入時的運動和封堵機理，這種情況在實際地層注入時應比較常見：凝膠可以沿著體膨顆粒中的二次優勢通道運動，在黏滯力作用下攜帶體膨顆粒向前運動。當凝膠通過體膨顆粒集中區后，體膨顆粒在孔隙中形成懸浮并膨脹，占據孔隙的大部分體積，從而形成比較穩定的封堵結構。然而，從凝膠本身的微觀封堵機理來看，凝膠可能導致剩余油潛力損失，因此應該避免這種情況，盡量使凝膠在體膨顆粒堆積區流動或分布。

圖9b顯示凝膠注入較少的情況時凝膠和顆粒各行其道。凝膠在體膨顆粒堆積區內沿著體膨顆粒的通道前進，出現凝膠驅替體膨顆粒現象，從而在孔隙中出現凝膠條帶。部分體彭顆粒隨著凝膠流動，部分滯留在凝膠通道中，還有少部分被推動到孔喉邊緣，這些體膨顆粒有可能驅替喉道中的剩余油。當凝膠條帶中的凝膠成膠后，可以與其圈閉的體膨顆粒一起形成固結體系，使得整個封堵體系強度增加，提升了大孔道封堵效果。

圖9c顯示，在較大的孔隙中凝膠和體膨顆粒可以同時流動。體膨顆粒在注入過程中更多地流向了高滲大孔隙中，并隨著不斷膨脹而體積增大。這種體積增大使得凝膠體系向外擴張，大大節約了凝膠體系的用量。凝膠成膠后包裹體膨顆粒，由于體膨顆粒已占據了孔隙的大部分空間，因此凝膠和體膨顆粒共同封堵大孔道。

根據對體膨顆粒和凝膠微觀分布及流動特征的分析，發現體膨顆粒與凝膠的組合不僅具備兩者的優點，還能避免各自的缺點。例如，單獨應用體膨顆粒時，雖然能夠進入大孔道，在孔隙和喉道處吸附堆積，并通過架橋作用對大孔道形成封堵，但其封堵強度不足，封堵體系極易崩塌。而單獨應用凝膠時，雖然封堵強度較高，但凝膠在大孔道內不易留存，對大孔隙的封堵能力較弱。

凝膠是一種由高分子鏈交聯形成的三維網狀結構，體膨顆粒是一種能夠在液體環境中吸水膨脹的顆粒材料。當二者結合使用時，可實現材料性能的互補與協同。在封堵過程中，凝膠能夠提供柔性封堵和適應性，而體膨顆粒則負責填充裂縫和提供機械支撐，二者結合形成了一個復合封堵體系，能夠顯著提高封堵效果。綜合研究表明，當凝膠和體膨顆粒組合時，其主要機理可以歸納為以下4個方面。

首先，體膨顆粒區被凝膠驅替，部分顆粒隨凝膠流動，部分滯留在凝膠通道中，還有部分被推到孔喉邊緣，推動孔喉中的剩余油流入孔隙，后續隨注水采出。

其次，凝膠具有高黏特性，驅替能力強，在凝膠注入孔喉后，會驅動體膨顆粒繼續向前運移，擴大整體的平面波及體積，提高深度調驅效果。

第三，凝膠注入及后續存在于高滲通道中，增大高孔高滲通道的阻力，改善層間非均質性，使后續注水流入相鄰低滲地層，增加縱向波及體積。

最后，當大孔道被體膨顆粒封堵但未完全占據時，凝膠繞過這些體膨顆粒，成膠后體膨顆粒成為體系的填充體，凝膠成為結構體，增加封堵強度，提高封堵的有效性和有效期。凝膠條帶中的凝膠成膠后，可以固結體膨顆粒，增強整個封堵體系的強度，提升大孔道封堵效果。

因此，組合調驅技術可以改善兩種堵劑單獨作用時的4個不足：（1）針對凝膠驅替效率不高的問題，先注入較多的體膨顆粒懸浮液，可以提高驅替效率；（2）針對凝膠成膠后損失剩余油潛力問題，體膨顆粒懸浮液波及范圍更廣，限定了凝膠流動區域，避免了凝膠擴散導致的剩余油圈閉；（3）針對體膨顆粒強度不足問題，凝膠成膠后以體膨顆粒為核或填充劑，增強整個封堵體系的強度；（4）針對體膨顆粒注入難控制問題，組合調驅技術無需依賴顆粒的架橋行為來形成封堵，因此先期注入體膨顆粒時無需精確控制顆粒的運移位置，只需確保后期凝膠能進入體膨顆粒范圍內即可達到封堵目的。

綜合上述分析，凝膠和體膨顆粒組合調驅控水技術需要遵循三個原則：一是凝膠封堵半徑為30～50μm的孔喉，體膨顆粒封堵50～100μm的孔喉；二是既要確保凝膠成膠的強度，也要避免凝膠造成的剩余油損失，建議采用70%體膨顆粒+30%凝膠的段塞組合體系；三是凝膠注入時需保持注入壓力穩定且適中，確保凝膠在體膨顆粒堆積區運動時不破壞體膨顆粒的主體結構，凝膠應以繞過體膨顆粒方式流動，流經區域在成膠后形成的彎曲形結構能夠對體膨顆粒形成固定和支撐，形成強度較高的封堵結構。

3結論

（1）單純體膨顆粒封堵強度不足，封堵后易形成二次優勢通道，與聚合物溶液配合具有較高的驅油效率。僅使用凝膠的封堵強度較高，但對大孔隙的封堵能力較弱，且可能導致剩余油的損失。體膨顆粒溶劑與凝膠的組合不僅能夠增強對較大孔道的封堵能力，擴大封堵范圍，還能獲得較高的封堵強度。

（2）當體膨顆粒較大時，會出現注入困難的問題，并且所使用的玻璃薄片無法承受過大的壓力，因此對于較大BTR的體膨顆粒的微觀封堵機理尚不清楚。此外，體膨顆粒的強度不足，導致封堵時存在無效封堵的問題。最后，由于微觀觀測手段的限制，難以深入研究非均勻體膨顆粒尺寸體系。

（3）凝膠與體膨顆粒的組合調控技術在彌補兩者單獨應用時的不足方面表現出了良好的效果。然而，對于多層級非均質孔喉的封堵機理仍需進行深入研究，以應對更大孔隙或微裂縫的封堵挑戰。未來需要更加重視地層條件的影響，開發出強度更高、持續作用時間更長且成本更低的凝膠與體膨顆粒組合體系。