高溫發泡劑性能評價新方法

王 慶，劉永革，呂朝輝，康愛紅

（1.中國石油大學，北京 102249；2.中國石油大學，山東 青島 266580；3.中油塔里木油田分公司，新疆 庫爾勒 841000）

引 言

據估計，全球稠油儲量豐富，是常規原油和天然氣總當量的3倍多［1］。熱力采油技術是目前稠油油藏開發的主要技術，而在熱力采油中，注蒸汽開采的產量約占97%。礦場應用表明，無論蒸汽吞吐還是蒸汽驅注汽過程中都會出現汽竄現象，汽竄干擾了生產井的正常生產。為了提高注蒸汽開采的效果，需要依靠現有監測技術識別油層的汽竄特征，并選擇有效的調堵措施進行綜合治理［2－4］。泡沫具有“堵大不堵小、堵水不堵油”的選擇性封堵特性，廣泛應用于改善稠油油藏注蒸汽開發效果的礦場實踐中［5－8］。大量的礦場實踐表明，發泡劑性能的優劣是措施成功的關鍵，而目前國內外關于高溫泡沫的發泡性能及穩泡性能的評價方法尚無統一標準［9－10］。稠油熱采的過程中高溫發泡劑處于一個變溫環境內，此時泡沫劑的發泡性能和穩泡性能不斷發生變化，為此，建立了一種高溫發泡劑性能評價的新方法。采用該方法優選了河南井樓油田蒸汽驅調驅使用的發泡劑，取得了較好的應用效果，該方法對于指導高溫發泡劑的優選具有十分重要的意義。

1 高溫發泡劑性能評價方法的建立

1.1 實驗方法

發泡體積和半衰期的測定：用地層水配制質量分數為0.5%的發泡劑溶液150mL，采用 Waring Blender法測試其發泡體積和半衰期，轉速為2 400 r／min，攪拌1min，讀取發泡體積并記錄泡沫破滅1／2體積所用的時間作為其半衰期。測試溫度根據具體要求確定，原則上應保證最高溫度達到礦場要求且有足夠的溫度點，當溫度低于100℃時在恒溫水浴中進行測試；當溫度超過100℃時在高溫高壓反應釜中進行測試，測試中在不同的溫度點時保持壓力不低于飽和蒸汽壓，以保證溶液為液態。

阻力因子的測定：填砂模型充填160目的玻璃珠，在高壓下（20MPa）測定其氣密性，抽真空，飽和地層水并測定填砂模型的孔隙度和滲透率。測試溫度的確定原則同上，在不同溫度點設置回壓不低于飽和蒸汽壓，以保證溶液為液態。首先向填砂模型中注入2mL／min的地層水和100mL／min（標況）的氮氣，待出口端出液和出氣穩定后，記錄填砂模型兩端測壓點的壓力，此壓差即為該溫度點下的基礎壓差。然后向填砂模型中注入2mL／min的質量分數為0.5%的發泡劑溶液和100mL／min（標況）的氮氣，待出口端產生的泡沫穩定后，記錄穩定狀態下填砂管兩端測壓點的壓力，此壓差即為該溫度點下的工作壓差，計算該溫度點下的阻力因子。

泡沫能提高驅油效率是因為發泡劑作為一種表面活性劑能夠起到降低界面張力，啟動殘余油的作用。因此，發泡劑溶液的驅油效率也是評價發泡劑性能的一個重要的指標。驅油效率實驗：實驗溫度為油藏溫度，填砂模型充填160目的玻璃珠，在高壓下（20MPa）測定其氣密性，抽真空，飽和地層水并測定填砂模型的孔隙度和滲透率，飽和原油，計算含油飽和度。配制質量分數為0.5%的發泡劑溶液，以1mL／min的速度驅替至出口端含水為98%，計算驅油效率。

1.2 平均泡沫綜合指數

圖1 泡沫體積隨時間變化關系曲線示意圖

發泡體積和半衰期是衡量發泡劑性能好壞的2個重要參數，一個反映了起泡的難易和數量，一個反映了泡沫的穩定性。泡沫在地層中的流度調整能力受泡沫的數量和穩定性的綜合影響，為了綜合評價發泡劑的靜態性能，采用泡沫綜合指數，綜合考慮最大發泡體積和泡沫半衰期對泡沫性能的影響，實驗條件下得到的發泡體積與發泡及消泡時間之間的關系曲線（圖1）。圖1中陰影部分面積可綜合反映發泡劑的靜態性能，假定發泡體積隨時間的變化采用曲線方程V＝f1（t）表示，則泡沫綜合指數如公式（1）所示，值越大則發泡和穩泡性能越好。

式中：S為泡沫綜合指數，mL·min為半衰期，min；V為發泡體積，mL；Vmax為最大發泡體積，mL。

為了計算方便，近似將梯形的面積當作圖中陰影部分的面積，采用公式（2）計算：

由于稠油熱采是變溫開采的過程，泡沫劑的發泡性能和穩泡性能不斷發生變化，因此，需評價不同溫度條件下泡沫的綜合性能，泡沫綜合指數隨溫度變化的關系滿足函數S＝f2（T）。圖2中陰影部分的面積Ω可綜合反映泡沫體系綜合指數的溫度效應，由于泡沫群在實際的熱采過程中處于變溫體系，因此，需要根據溫度變化進行加權平均，求得平均泡沫綜合指數，作為發泡劑初選的指標，其計算公式為：

圖2 泡沫綜合指數隨溫度變化示意圖

發泡體積和半衰期的測定相對于泡沫阻力因子及驅油效率實驗，具有實驗周期短、成本低、操作簡單的優點，采用平均泡沫綜合指數來進行發泡劑的初選對于縮短實驗時間、節約實驗成本具有十分重要的意義。但由于泡沫在玻璃器皿中的性能和在油藏多孔介質中的性能有很大差別，因此，在實驗室中用玻璃器皿等對泡沫的性能評價有很大的局限性，一定程度上不能反映泡沫在油藏多孔介質中的性能［11－12］，即平均泡沫綜合指數不能作為發泡劑最終優選的指標，必須在其初選的基礎上選擇平均泡沫綜合指數較大的發泡劑進行泡沫阻力因子及發泡劑驅油效率的實驗。

1.3 平均泡沫阻力因子

圖3 泡沫阻力因子隨溫度變化示意圖

實驗條件下得到阻力因子隨溫度的變化滿足函數R＝f3（T）（圖3）。圖3中陰影部分的面積可以綜合反映阻力因子的溫度效應Ψ，由于泡沫群在實際熱采過程中處于變溫體系中，因此，需要根據溫度變化進行加權平均，求取平均泡沫阻力因子，其計算公式為：

式中：R為泡沫阻力因子；R為平均泡沫阻力因子。

綜合考察泡沫的封堵能力及洗油能力，即根據平均泡沫阻力因子和發泡劑溶液的驅油效率來綜合評定高溫發泡劑的性能，選擇最優的發泡劑。

2 河南油田高溫發泡劑性能評價

河南油田提供5種發泡劑原樣，編號為A、B、C、D、E；實驗用水為稠油聯合站的地層水；實驗用油為GX51217井井口脫氣原油，脫水處理，50℃地面脫氣原油黏度為280.5mPa·s。按照上述實驗方法測試不同溫度條件下5種發泡劑的發泡體積和半衰期，測試結果見表1。計算發泡劑A、B、C、D、E的平均泡沫綜合指數分別為：57.60×103、27.33×103、49.99×103、57.54×103、50.88×103mL·min。

比較5種發泡劑的平均泡沫綜合指數，優選發泡劑A和D進行不同溫度條件下的泡沫阻力因子測定實驗和油藏溫度下（26℃）的發泡劑溶液驅油效率實驗。發泡劑A和D不同溫度條件下的阻力因子測定結果見表2。計算可知，發泡劑A的平均泡沫阻力因子為109.54，發泡劑D的平均泡沫阻力因子為86.19。一般認為阻力因子達到4.0以上時，泡沫劑在油層中就能起到一定的調剖作用，

由此可知，2種發泡劑均可起到使地層流體轉向的作用，但相比而言發泡劑A的封堵效果較好。驅油實驗結果表明：發泡劑A的驅油效率為23.15%，發泡劑D的驅油效率為21.79%，發泡劑A的驅油效率較高。綜合考慮泡沫的封堵能力和驅油性能，選用發泡劑A作為河南油田LZ27井區泡沫調驅的發泡劑。

表1 發泡體積和半衰期隨溫度變化

表2 發泡劑A和D阻力因子隨溫度變化

3 LZ27井區現場試驗

河南井樓油田LZ27井區位于河南油區高莊南鼻狀構造南部，油層平均有效厚度為5.6m，平均深度為220m，平均孔隙度為34.82%，平均滲透率為2.25μm2，平面和縱向非均質性嚴重，平均滲透率級差達到5.0以上，油層平均溫度為26℃；地層水為 NaHCO3型，平均礦化度為4 735mg／L。該區域的L31713井組2004年正式投入蒸汽吞吐開發，2009年轉入蒸汽驅試驗，圖4為該井組蒸汽吞吐和蒸汽驅階段的開發效果對比。由圖4可知，在蒸汽吞吐階段的中后期和蒸汽驅階段井組累計產油量與累計注汽量的對數都近似成線性的關系，但2條直線的斜率不同，蒸汽驅階段直線的斜率較大，采出同樣的油時蒸汽驅開發所需的注汽量比蒸汽吞吐的注汽量要大，轉驅后開發效果較差。

圖4 L31713井組轉蒸汽驅前后開發效果對比

為了抑制蒸汽竄流，擴大蒸汽波及體積，從而提高蒸汽驅的采油效率，根據發泡劑優選的最終結果選用發泡劑A于2010年7月12日至7月17日在該井組進行了氮氣泡沫調驅先導實驗。蒸汽注入速度為54t／d，發泡劑注入速度為1.4t／d，氮氣注入速度為6 000m3／d，注入方式為油管注蒸汽，同時套管注發泡劑和氮氣。泡沫調驅后井組月產油量明顯上升（調驅前2010年6月的月產油量為140.4t，調驅后2010年8月的月產油量為336.9 t），至2010年10月31日累計增油675.9t，泡沫調驅取得了較好的效果。

4 結 論

（1）稠油熱采過程中高溫發泡劑處于一個變溫環境內，此時泡沫劑的發泡性能和穩泡性能不斷發生變化，筆者充分考慮到這一特征，建立了一種高溫發泡劑性能評價的新方法，該方法對于指導高溫發泡劑的優選具有十分重要的意義。

（2）利用不同溫度條件下泡沫發泡體積和半衰期的測試數據，建立了平均泡沫綜合指數的計算方法，利用該指標對發泡劑進行初選，可縮短實驗時間、節約實驗成本。

（3）利用不同溫度條件下泡沫阻力因子的測試數據，建立了平均泡沫阻力因子的計算方法，綜合考慮泡沫的封堵性能和驅油性能，利用該指標以及油藏溫度條件下發泡劑溶液的驅油效率對發泡劑進行綜合評價，從而優選出合適的發泡劑。

（4）根據文中建立的方法對河南油田提供的5種發泡劑進行評價，優選發泡劑A在井樓油田LZ27井區L31713井組進行了泡沫調驅先導試驗，調驅結束3個半月內，井組累計增油675.9t，泡沫調驅取得了較好效果。

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