基于電中和方法治理弱堿三元復合驅采出液脫水電場失穩*

白玉焜，李 青，王志華，毛國梁

（1.東北石油大學化學化工學院，黑龍江大慶 163318；2.中國石油天然氣股份有限公司大港油田分公司基建工程部，天津 300280；3.提高油氣采收率教育部重點實驗室（東北石油大學），黑龍江大慶 163318）

堿/表面活性劑/聚合物三元復合驅可使油藏采收率在水驅基礎上提高約20%［1］。該驅油技術已發展形成有強堿三元復合驅、弱堿三元復合驅，其應用已從砂巖油藏向礫巖油藏、從一類油層向二類油層拓展［2-3］。我國大慶油田自2014年進入三元復合驅商業化應用以來，年產量已分別占到了其化學驅年產量和總年產量的41%和13%，成為了世界范圍內三元復合驅技術推廣應用的典范［1，4］。針對地層原油黏度小、地層水礦化度低、油藏滲透率中等的特點，我國大港油田也探索研究應用三元復合驅技術來控水穩油，以進一步挖潛潛力、實現油田可持續發展［5-6］。

由于堿、表面活性劑和聚合物的陸續返出，三元復合驅采出液結垢傾向強、起泡顯著、乳化穩定程度高、處理難度大［7-9］。特別在“一段沉降脫除游離水、二段電化學脫除乳化水”的采出液普遍處理工藝中，由于采出液強的乳化穩定性而在電脫水器中出現油水過渡層增厚問題，進而附著電極板導致電場失穩，在生產運行中頻繁出現“垮電場”現象［10-11］，直接影響原油脫水系統的平穩運行和脫水分離效果。目前，已有研究認為三元復合驅采出液乳化體系中形成的具有強電負性的油包水乳化結構、以及高的油水界面膜強度是脫水過程中電場失穩的主要原因［12］。在利用外加電場方法脫水時，三元復合驅采出液乳化體系強的負電性與油水界面穩定性使電場易于失穩而頻現“垮電場”，即便在長時間熱化學作用主導下使失穩電場恢復構建，實驗條件下的采出液乳化體系脫水率仍不超過95%［9，10，12］。聚合氯化鋁（PAC）作為一種陽離子型無機高分子絮凝劑，已被廣泛用于污水處理、造紙等各種化工領域。作用機理為在堿性條件下形成偏鋁酸，之后轉變為高價的鋁離子而對陰離子進行中和，并對污水中的有機高分子等進行架橋、吸附和絮凝［13-17］。為此，本文針對三元復合驅采出液脫水電場失穩的問題，根據PAC對強負電性物質潛在的電中和能力及對陰離子型部分水解聚丙烯酰胺（HPAM）潛在的吸附絮凝能力，將其作為電中和調節劑，降低三元復合驅采出液乳化體系的穩定性。并以大港油田港東區塊探索實施弱堿三元復合驅技術為背景，研究PAC 作為電中和調節劑穩定三元復合驅采出液脫水電場的可行性，綜合采出液電負性、脫水峰值電流、峰值電流持續時間、脫水全程電場響應、脫水率及分離后原油含水率、污水含油量的變化，優化可治理采出液電脫水“垮電場”問題的調節劑合理濃度，為三元復合驅地面工藝優化設計及技術方案的編制提供依據。

1 實驗部分

1.1 材料與儀器

陰離子型部分水解聚丙烯酰胺（HPAM），相對分子質量1.9×107，石油磺酸鹽類陰離子型表面活性劑，化學純，中國石油大慶煉化公司；Na2CO3，化學純，無錫市亞泰聯合化工有限公司；BWE21 型烷基酚醛樹脂類水溶性破乳劑，化學純，唐山東沅化工有限公司；聚合氯化鋁（PAC），其中Al2O3的含量為26%，工業級，佛山市大千環?？萍加邢薰荆粌艋?，酸值6.20 mg KOH/g，含蠟量9.60%，膠質和瀝青質含量14.20%，密度0.898 g/cm3，地面原油黏度45.8 mPa·s，大港油田港東聯合站；大港油田港東聯合站污水，pH 值為8.5，礦化度為4721.4 mg/L，離子組成（單位mg/L）：Na++K+1603、Ca2+35.2、Mg2+22.7、

SY-2 定-轉子型數顯高剪切乳化機、DPY-2A 原油電脫水性能實驗儀，江蘇泰州市瑞普儀器有限公司；納米粒度及Zeta 電位分析儀，美國麥奇克有限公司；UV7 紫外可見分光光度計，上海天美科學儀器有限公司。

1.2 實驗方法

（1）乳化液的配制。用原油和污水配制含水率為15%的乳化液體系，其中乳化剪切條件為高剪切乳化機（φ3 mm網孔定子頭）在6000 r/min的轉速下連續剪切2 min［18］。

（2）模擬采出液乳化體系的制備。考慮三元復合驅注入體系的構成，配制模擬采出液乳化體系。其中，驅油劑為800 mg/L 的HPAM、300 mg/L 的石油磺酸鹽類陰離子型表面活性劑，以及使體系pH值為8.5的弱堿Na2CO3。

（3）電中和治理三元復合驅采出液脫水電場失穩實驗。將含驅油劑的乳化液體系恒溫至實驗溫度，加入50 mg/L 水溶性破乳劑和60～360 mg/L 的電中和調節劑PAC，利用基于電泳法原理的納米粒度及Zeta電位分析儀測定體系的Zeta電位，表征體系穩定性；繼而基于瓶試實驗法，利用原油電脫水性能實驗儀開展三元復合驅采出乳化液電化學脫水實驗，監測施加電場脫水分離過程中脫水峰值電流、脫水峰值電流持續時間、電場響應時間與脫水電流的波動、以及不同分離時間時的析出水量。同步以未加PAC的乳化液體系作為平行樣，開展空白實驗。至析出水量恒定時，結束電化學脫水實驗，在析出水層取樣，用分光光度法測定污水中的含油量［19］。交流供電電壓為4000 V，脫水器電極片間距為5 cm，脫水電場強度800 V/cm，脫水時間25 min，脫水溫度為50 ℃和60 ℃。通過脫水過程中的脫水峰值電流持續時間與電場持續響應時間，分析PAC 治理“垮電場”的可行性，并結合脫水率、分離后原油含水率及污水中含油量的變化，揭示投加PAC 對三元復合驅采出液脫水性能的影響，優化適合于治理采出液脫水電場失穩的調節劑合理濃度。

2 結果與討論

2.1 采出液電負性

35 ℃下不同濃度PAC 加入前后模擬采出液乳化體系的Zeta電位分布如圖1所示。對于實驗中電負性較強的三元復合驅采出液乳化體系（Zeta 電位為-52.6 mV），在加入PAC 時，表征體系穩定性的Zeta電位從負值向正值轉變，表明PAC對體系有電中和作用，Zeta 電位趨向0 mV 時對應的PAC 質量濃度約為210 mg/L。隨著PAC 濃度的繼續增加，Zeta 電位正向增大，反映出體系中乳化液滴的分散性能抵抗聚集行為，體系穩定性開始增強。這種Zeta電位的變化特征表明，利用PAC作為電中和調節劑治理三元復合驅采出液因較強電負性而造成電脫水器“垮電場”的問題具有可行性，但需要進一步結合脫水過程中電場穩定性的實際變化，另外還需考慮其合理的使用濃度。

圖1 PAC加量對乳化液Zeta電位的影響

2.2 采出液脫水電場穩定性

2.2.1 脫水峰值電流

50 ℃和60 ℃條件下，加入不同濃度PAC前后，電場脫水過程中的峰值電流變化如圖2所示。模擬采出液乳化體系在未投加PAC時，不同溫度下的脫水峰值電流均達到了電脫水性能實驗儀過流保護的臨界電流1000 mA，即脫水電場未予有效構建、出現了“垮電場”。加入PAC后，不同溫度下的脫水峰值電流均低于1000 mA，但以240 mg/L加量時對應的脫水峰值電流最高。這是由于PAC 水解產生的陽離子與乳化體系中液滴表面所吸附的陰離子型表面活性劑中和，降低乳化液體系的導電性，減小在相同脫水電場環境中產生的電流，有助于電場的穩定。隨著PAC濃度的增加，在發揮電中和作用的同時，其部分會擴散、吸附于液滴表面，水解產生的陽離子所具有的正電性同樣增強乳化分散體系的穩定性，使得電場脫水過程中峰值電流呈一定程度增大。之后，當PAC 濃度繼續增加時，PAC 水解產生的陽離子與采出液乳化體系中的HPAM 產生靜電吸附效應，并在一定程度上共同沉淀析出，削弱體系帶電性，進而降低脫水峰值電流。峰值電流的這種變化特征在脫水溫度為60 ℃時更為明顯，表明溫度升高帶來采出液乳化體系流動性的增強會促進調節劑在三元復合驅采出液乳化體系中電中和作用和靜電吸附效應的有效發揮。這種變化特征也與采出液電負性的表征分析結果相吻合。在體系Zeta 電位為-52.6 mV 時，脫水電場完全失穩；通過電中和作用調節至體系Zeta 電位絕對值低于38.6 mV時，脫水電場即有效構建，體系Zeta電位調節至-21.2 mV時，反饋出較低的峰值電流。

圖2 PAC加量對脫水峰值電流的影響

2.2.2 脫水峰值電流持續時間

50 ℃和60 ℃條件下，實驗脫水峰值電流持續時間隨PAC加量的變化如圖3所示。模擬采出液乳化體系在未加PAC時，不同溫度下的過流保護臨界電流持續時間均超過了10 min，即在這段時間內一直處于“垮電場”狀態，即便在這段時間后這一持續狀態被打破，也僅是源自于熱化學的作用。在加入PAC后，不同溫度下的脫水峰值電流持續時間均縮短，在180 mg/L加量時對應的峰值電流持續時間最短。當加入PAC后，優先發生的電中和作用使采出液乳化體系的Zeta 電位降低，導電性減弱，體系分散相趨向聚結，峰值電流的持續時間縮短。隨著PAC濃度的繼續增加，正如前文對脫水峰值電流的分析，由于模擬采出液乳化體系的穩定性增加，不僅使得電場脫水過程中的峰值電流增大，該峰值電流的持續時間也將延長。對比之下，相同體系在60 ℃溫度時的脫水峰值電流持續時間整體縮短。溫度升高，分散相液滴的運動與碰撞聚結加快，促進電中和作用與靜電吸附作用的進行，同一時段內相同性質采出液乳化體系導電性與油水界面膜強度的降幅增大［19］，從而使得脫水峰值電流持續時間整體縮短。同樣，峰值電流持續時間的這種變化特征體現出脫水電場與乳化液Zeta 電位的關聯性。在PAC 使體系Zeta 電位從-52.6 mV 變為-21.2 mV時（見圖1），50 ℃和60 ℃下的峰值電流持續時間從未加PAC 時的14.5、10.3 min 分別降至PAC 加量為180 mg/L時的2.5、2 min，獲得穩定電場的構建。

圖3 PAC加量對峰值電流持續時間的影響

2.2.3 脫水電場響應時間及電流變化

脫水電流變化是衡量脫水電場穩定性與有效性的一項關鍵參數［9，18］。以有效構建電場后，脫水電流從其初期的峰值降至零所用的時間作為脫水電場響應時間，建立50 ℃和60 ℃條件下，實驗脫水電場響應時間與脫水全過程電流的變化特征。由圖4可見，對于未加PAC的采出液乳化體系，在實驗設計的脫水時間內，當體系在熱化學作用主導下使失穩電場恢復構建后，電場在持續地響應，脫水電流不能在短期內降低為零，而是在低值100～200 mA 波動，表明穩定的模擬采出液乳化體系自身使電場難以有效構建，構建后則因體系中油水界面強的電負性而長時間維持、響應，分散相液滴聚并緩慢、脫水效率低、分離程度不徹底，這主要在于油包水（W/O）型模擬采出液乳化體系中分散相液滴表面吸附陰離子表面活性劑，以及分散相中含有以膠粒形式存在的HPAM而呈強負電性，且油水界面層穩定、分散相聚并分離難度大。在加入PAC 后，兩種溫度下的脫水電場響應時間均縮短，脫水電流在實驗設計的脫水時間內均降低到零，且脫水電場響應時間從長到短對應的PAC質量濃度依次為60、360、240、180 mg/L。表明較低加量的PAC 未能充分中和乳化體系中液滴表面的負電性。而PAC 加量較高時，盡管能充分中和液滴表面吸附表面活性劑所具有的負電性，同時通過絮凝架橋作用與HPAM發生靜電吸附而降低體系帶電性，有效構建并穩定脫水電場，但作為一種無機高分子聚合物，PAC 的過量加入又會帶來采出液乳化體系黏度上升，與Zeta電位降低存在的競爭機制會使得乳化體系的穩定性得以維持，因此呈現出在360 mg/L的較高加量時脫水電場作用時間較長。在兩種溫度下，180 mg/L和240 mg/L PAC 加量對應的脫水電場作用時間相對最短，分布在5～8 min，較加量為60 mg/L 和360 mg/L時的縮短了50%以上，體現出對電場穩定性的明顯改善，有效發揮了電場脫水的響應與作用機制［10，18］。由此可見，PAC水解后產生陽離子，電性的差異誘導帶正電的PAC 液滴與已有強負電性的分散相液滴靠近、接觸、結合，并優先與分散相液滴表面陰離子進行電中和，降低體系負電性、削弱油水界面膜強度，有效消除脫水過程中的電場失穩問題，治理“垮電場”現象。

圖4 PAC加量對脫水電場作用時間及電流的影響

另外，溫度升高，由于乳化體系流動性的改善，PAC水解過程加快，水解產生的陽離子能更快地遷移向乳化液滴表面，發揮對液滴表面所吸附陰離子型表面活性劑的中和作用；同時，液滴間的碰撞聚并幾率也因溫度的升高而增加，這共同使得脫水電場作用時間縮短，電場脫水效率提高。如PAC加量為180 mg/L 時，60 ℃下的電場作用時間較50 ℃時進一步縮短了15%，且脫水電流的變化表現得更為平穩。

2.3 采出液脫水效果

2.3.1 脫水率

結合采出液乳化體系的含水率，根據其電化學脫水過程中不同分離時間時的析出水量，在不計入分離出污水中含油量時，按式（1）計算脫水率，建立50 ℃和60 ℃兩種溫度下脫水實驗過程中脫水率的變化特征；按式（2）計算分離后原油的含水率，評價PAC對模擬采出液乳化體系脫水性能的影響。

由圖5可見，對于未加PAC的采出液乳化體系，在脫水初期，油水界面不清、脫出水色渾濁，析出水量少、脫水效率低。隨著脫水時間的延長，脫水率增加，但脫水效果趨于恒定時的脫水率在50 ℃和60 ℃下分別為93.41%和94.83%，表明高強度穩定乳化水未得以有效聚并分離，從表1 看出其相應分離后原油的含水率為1.15%和0.91%，遠超過0.5%的凈化原油含水率最高控制指標［18］。這也與對其脫水電場穩定性的分析吻合，脫水前期電場不能有效構建、后期失穩電場恢復構建但卻持續地響應。

表1 PAC加量對脫水后原油含水率及污水含油量的影響

圖5 PAC加量對采出液脫水率的影響

加入PAC 后，采出液脫水效果明顯改善，脫水率在脫水初期即開始上升，且以加量為180 mg/L和240 mg/L時上升最快。PAC加量為180 mg/L時，析水量增加、油水界面清晰、脫出水色清澈。50 ℃時，180 mg/L 和240 mg/L 兩種加量下的最終脫水率分別為99.20%和98.41%，相應分離后原油的含水率分別為0.14%和0.28%；60 ℃時，兩種加量下的最終脫水率分別為99.55%和99.06%，相應分離后原油的含水率分別為0.08%和0.17%。這一方面表明適合的PAC濃度既發揮電中和作用降低體系的Zeta電位，又發揮靜電吸附效應而與HPAM共同沉淀析出，在實驗現象中表現為有絮凝沉淀物出現，從而形成有利于乳化水分離的體系環境，共同促進電場的構建與穩定；另一方面也表明，在相同調節環境下，溫度升高時，由于體系具有黏度降低及乳化液滴以更快速率聚并的熱力學條件，與常規脫水作用機制一樣，會使脫水效果提升。而當PAC 加量繼續增至360 mg/L 時，盡管脫出水色清澈、油水界面較為清晰，但析水量有所減少。過量PAC帶來體系黏度的增加導致油水界面層穩定性的增強，脫水率在一定程度上減小。另外，在脫水電流下降后期，若調節劑作用過程中由于靜電吸附而產生的絮凝沉淀物黏附于電極［20］，或將帶來潛在的電場二次失穩，以及降低脫水過程中電場響應性能。

2.3.2 污水含油量

投加不同濃度PAC 前后脫出污水中的含油量測定結果如表1所示。在50 ℃下加入PAC后，脫出污水中的含油量從PAC 加入前的519.7 mg/L 降至146.1～378.3 mg/L。在60 ℃條件下，盡管溫度升高改善了脫水效果，但PAC加入前脫出污水中的含油量仍高達351.2 mg/L，投加180、240 mg/L PAC 后，脫出污水中的含油量控制在了100 mg/L以內，與脫水率的提高相一致，可見PAC穩定脫水電場而顯著改善三元復合驅采出液乳化體系的綜合脫水性能。

3 結論

針對三元復合驅采出液脫水電場失穩的問題，以聚合氯化鋁（PAC）作為電中和調節劑。PAC濃度對穩定脫水電場及改善脫水效果均有影響。PAC加量為180～240 mg/L 時，電場脫水的響應與作用機制發揮最為顯著，Zeta電位絕對值小、脫水峰值電流低、峰值電流持續時間短且變化平穩，脫水后原油含水率控制在0.30%以內、60 ℃下的污水含油量控制在100 mg/L以內，可實現對三元復合驅采出液脫水電場失穩的有效治理，且隨脫水溫度升高，治理效果提升。