稠油油藏Pickering微乳液黏土防膨機理實驗探究*

郭明哲，劉慧卿，東曉虎

（石油工程教育部重點實驗室（中國石油大學（北京）），北京 102249）

對于稠油油藏開發的難度一直以其自身流體物性差為主，但是隨著熱采技術的成熟這一問題逐漸變小，隨之儲層物性對于開發的挑戰日益突出［1］。高黏土含量的稠油油藏水和蒸汽注入引起的黏土水化膨脹，將會再一次限制原油在孔隙中流動，因此抑制黏土膨脹是有效進行稠油開發的前提［2］。從以往黏土膨脹機理來看，可將黏土水化過程分為表面水化和滲透水化。表面水化主要是在黏土表面形成一層水膜，而滲透水化則是水分子進入黏土層間使其體積變大，因此滲透水化是造成儲層孔隙度變化的主因［3］。從控制這種傷害方法的角度大體上可分為兩類：（1）清除，主要通過酸化等方法清除黏土礦物，雖然有效但易出現二次污染［4-6］。（2）隔離，通過注入某種化學劑以離子交換和靜電作用等方式來阻隔或降低水分子進入黏土顆粒內部，從而避免晶間距離增大［7-9］。目前，大多數黏土防膨劑可分為鹽類、陽離子類及聚合物類等，其防膨機理大致為濃度差和改變黏土表面電性來減少吸水，但是有效期短或會使地層表面轉變成親油性，降低油氣相的滲透率［10-11］。納米液防止稠油中瀝青分子間再次交接的研究為稠油油藏水驅或蒸汽開發的接替技術提供了新的研發方向［12-13］。在納米降壓增注技術研究中對于疏水納米二氧化硅黏土防膨效果和機理已有報道［14］，這也擴展了納米液在稠油油藏開發中機理的認識。

總體來看，在稠油油藏中，黏土防膨技術的研發需要對黏土水化膨脹機理有一定的認識，另外疏水納米SiO2無法在水中形成分散液，導致其不能進入水敏部位。因此，針對黏土膨脹行為和抑制黏土膨脹過程的量化描述不明確以及疏水納米SiO2的分散問題，本文提出一種Pickering 微乳液防膨工藝，并對黏土膨脹行為和Pickering微乳液防膨機理進行了量化解釋。

1 技術思路與機理分析

1.1 技術思路

在黏土含量較高的稠油儲層開發中，黏土水化膨脹是比較普遍和棘手的問題。由于注水或注蒸汽引入外來水，導致黏土水化膨脹，從而造成孔隙堵塞，降低有效滲透率，壓差不斷上升，繼而產液量下降。在未改變工藝措施的前提下繼續開發，將難以實現穩產和高產。針對此類油藏提出新的技術思路：用Pickering 微乳液來抑制黏土膨脹，在注水開發過程中避免或減少儲層傷害；當開發效果開始變差時，注入Pickering 微乳液段塞，然后繼續水驅或蒸汽驅。

1.2 機理分析

1.2.1 黏土水化膨脹機理

在含黏土稠油油藏中，熱采儲層損害最主要的原因即黏土的水化膨脹。通常情況下，溫度高于200 ℃時儲層礦物會發生轉化，非膨脹黏土會向膨脹性黏土轉化，因此熱采過程使得儲層損害加劇［15］。與傳統黏土水化膨脹不同的是在熱水或蒸汽驅過程中會引入大量的熱。在高溫條件下，由于布朗運動，水分子滲入黏土晶層的能力大大增強（見圖1）。另外，隨著地層流體采出儲層壓力逐漸下降，也為黏土膨脹提供有力條件［16-17］。從微觀力學角度分析，在高溫高壓條件下，水進入黏土內部后，黏土顆粒間的黏結力主要有顆粒間的引力、毛細管力、表面張力及水的壓力［18］，計算式見式（1）。

圖1 黏土水化示意圖

其中，Fc—黏結力；Fg—引力；R—水珠凹面半徑；pc—毛管力；r—毛管半徑；σ—表面張力；p—水的壓力。由式（1）可知，黏土吸水后膨脹，毛細管半徑減小，顆粒間距變大引力減小，隨著吸水量增加表面張力及毛管力都相應減小，導致黏土顆粒間的黏結力減少，這就是黏土膨脹后有可能發生剝落的原因。

1.2.2 抑制黏土膨脹機理

流體與固體接觸時，在緊貼固體表面附近有一層流膜層，因此這一步的傳遞速率主要取決于吸附質在這一層流膜層的傳遞速率［19］。Pickering 微乳液抑制黏土膨脹的主要機理為減少外來水與黏土接觸頻率。假設地層黏土內初始含水為0，則水被黏土吸收過程可由Fick擴散方程表示［20］。

邊界條件為：

當x=0 時，由液膜傳質速率方程可以得到水在黏土表面擴散至內部的速率即吸水速率。

其中，t—擴散時間；x—擴散距離；D—擴散系數；kL—膜傳質系數；c1—孔隙內水的濃度；c—黏土內水的濃度；θ—表面覆蓋度。

根據文獻［22］，黏土吸水膨脹導致儲層物性的變化可由孔隙度變化率來表達：

其中，φ—孔隙度；λ—黏土的膨脹系數。

綜合式（4）與式（6）可見，黏土的吸水速率受外部液體性質的影響較大，也表明抑制黏土膨脹方法的機理即屏蔽水。假設擴散系數與傳質系數為常數時，當抑制劑表面覆蓋度θ變大，則空白覆蓋1-θ變小，同樣黏土吸進去的水也隨之變少，那就意味著黏土膨脹體積變小，從而達到穩定黏土的目的。根據式（4）和式（5）可知，通過屏蔽水的方式來抑制黏土膨脹是可行的，只需使得黏土表面形成一層表面膜即可，這將取決于注入化學劑的吸附能力（見圖2）。由圖1 可知黏土表面帶負電荷，為了增加吸附量應選擇陽離子表面活性劑。

圖2 抑制黏土膨脹示意圖

2 實驗部分

2.1 實驗儀器

多功能巖心驅替裝置，海安縣石油科研儀器廠；ZL3000 型全自動表面張力儀，淄博市海諾儀器廠；KLN101運動黏度自動測定儀，淄博庫倫分析儀有限公司；ZNN-D6型六速旋轉黏度儀，青島宏祥石油機械制造有限公司。

2.2 實驗材料

一維填砂管中充填0.125～0.212 mm（120～70目）的石英砂；實驗用模擬地層油為遼河脫氣原油，使用前經過油水分離處理，在40 ℃下的黏度為2600 mPa·s，為了使其容易流動，用煤油（27.85 ℃下的黏度為2 mPa·s）稀釋，在27.85 ℃下的黏度約309.4 mPa·s。實驗用水根據石油天然氣行業標準SY/T 5358—2010《儲層敏感性流動實驗評價方法》中模擬地層水的配制方法配制；以錦州天然鈣基膨潤土模擬地層黏土，吸水率170%～240%，膨脹倍數10～15。根據文獻［23］的方法制備Pickering 微乳液；疏水氣相納米SiO2，純度99.8%，粒徑4～70 nm，上海易恩化學技術有限公司；月桂基三甲基溴化銨（DTAB），純度99%，工業級，國藥集團化學試劑有限公司；蒸餾水。

2.3 實驗方案與步驟

2.3.1 實驗方案

根據文獻［24］設置儲層參數孔隙度約25%，氣測滲透率約0.5 μm2以制造中孔中滲儲層條件，并使得黏土有足夠的膨脹空間。由于黏土膨脹率較高，因此選擇黏土含量為2%。（1）以?2.5 cm×30 cm 的填砂管進行實驗，砂土混合裝填，然后進行黏土吸水膨脹效果模擬。（2）根據石油天然氣行業標準SY/T 5971—2016《油氣田壓裂酸化及注水用黏土穩定劑性能評價方法》和國家標準GB/T 20973—2007《膨潤土》測定配制的Pickering 微乳液的防膨效果。（3）以不同Pickering微乳液注入量進行驅替，觀察對防膨效果的影響。

2.3.2 實驗步驟

（1）在進行熱水驅前，對填砂管進行地層水飽和，為減小黏土速敏，以0.1 mL/min速度注入，當進出口壓差穩定后，停止注入，關閉進出口閥門，使其自行滲流30 min；同樣，以0.1 mL/min速度注入模擬地層油，當進出口壓差穩定并且出口端含油率為100%時停止注入，靜止飽和30 min使原油分布較均勻，根據記錄數據求得孔隙度及滲透率等參數，為后續填砂管驅替實驗提供參考依據。

（2）由于稠油流動性的限制，在70 ℃的溫度下以0.1 mL/min 的速度進行熱水驅替實驗，觀察驅替過程中生產壓差的變化規律，當出口含水率接近100%時停止驅替。

（3）在室溫28.7 ℃、常壓下，以不同的質量比混合DTAB和納米SiO2，加入蒸餾水，攪拌使其充分分散，制得不同濃度的Pickering 微乳液，用表面張力儀測定不同濃度微乳液的表面張力。

（4）在室溫、300 r/min轉速下，用六速旋轉黏度儀測定不同濃度微乳液的表觀黏度。將50 mL不同濃度的Pickering微乳液放入100 mL帶塞量筒中，加入1 g黏土，蓋上塞子不停搖晃直至液體與黏土充分混勻，靜置24 h，記錄膨脹體積，以同樣的方法在蒸餾水和煤油中測量。根據式（7）計算防膨率［25］。

其中，Vw—黏土在蒸餾水中的膨脹體積；Vi—黏土在乳液中的體積；Vo—黏土在煤油中的體積。

（5）向同樣黏土含量的填砂管中注入70 ℃的熱水0.05 PV，然后注入不同量的Pickering 微乳液，再進行熱水驅，驅替速度為0.1 mL/min，觀察進出口壓差變化，記錄出口端含水率；當出口端含水率接近100%時停止注入。

3 結果與討論

3.1 熱水驅

由于填砂管內含有一定量的黏土，因此飽和的地層水是具有一定礦化度的鹽水，以防止飽和過程造成黏土水化膨脹［25］。然后再進行飽和模擬地層油，制造束縛水。在70 ℃的溫度下進行熱水驅實驗，記錄入口端和出口端壓力以及流量等相關參數，當出口含水率達到99%以上時停止記錄。由圖3 可見，高含黏土稠油儲層熱水驅過程分為迅速膨脹階段、運移膨脹階段及穩定流動階段。在迅速膨脹階段外來水剛開始侵入，進出口壓差急速上升，顯然黏土迅速吸水膨脹，孔道堵塞嚴重，導致壓差持續上升，但是急速上升階段持續時間相對較短，可能由于填砂體系的膠結程度不夠，黏土在高壓差下極易脫落，特別是在滲透率較高的情況下。當壓差達到一定程度時黏土顆粒無法承受太大的壓差從而發生了位移，因此壓差極度不穩定。盡管如此，壓差依舊很高，說明黏土膨脹還在進行中，只不過儲層孔隙捕捉固相顆粒的程度差異很大，使其呈現出波動的現象。隨著時間推移，出口端采出液基本為水，壓差開始下降最終穩定在1 MPa 左右。這可能是運移的黏土顆粒被細小吼道所捕及，大孔道連通形成流動通道，達到穩定流動狀態。

圖3 熱水驅過程中進出口壓差隨時間的變化

3.2 Pickering微乳液段塞驅替

3.2.1 Pickering微乳液濃度對黏土膨脹的影響

由圖4 可見，隨著疏水納米SiO2的減少和DTAB 的增加，微乳液的表面張力減小。這可能是由于納米SiO2量較多時DTAB 無法完全將SiO2分散，部分SiO2產生沉淀，只有極少數的SiO2起到降低表面張力的作用。隨著分散程度的加深，降低表面張力的效果越來越明顯。當二者（總加量0.1%）質量比達到1∶2 時，隨著DTAB 量的增加微乳液表面張力開始增加。這可能是由于納米顆粒與表面活性劑在水表面產生競爭吸附，導致在水表面無法出現表面活性劑的有序排列，從而導致表面張力上升［26］。就穩定黏土而言，需要穩定劑吸附到黏土表面。固體表面吸附一方面受表面力場的誘導，另一方面受吸附層分子活性的影響。低表面張力更易使固體表面親水，從而增加活性物質與固體接觸的機會。因此，在選擇SiO2和DTAB 比例時應考慮表面張力的值，SiO2和DTAB的最佳質量比為1∶2。

圖4 SiO2和DTAB質量比對微乳液表面張力的影響

在圖5 中，隨著Pickering 微乳液濃度（SiO2和DTAB 的總加量）的增加，黏土防膨效果越來越好，這說明Pickering微乳液具有抑制黏土膨脹的作用，并且隨著濃度的增加抑制能力增強。當質量分數超過0.6%后，防膨效果直線下降。這可能是由于隨著Pickering 微乳液濃度增加，Pickering 微乳液的黏度開始增加，分散性能降低，使得局部膨脹可能性變大，因此Pickering微乳液防膨性能可能與Pickering 微乳液的黏度有關。乳液黏度隨著溶質的增加而增加，當加量在0.6%之前黏度增幅較小，大于0.6%之后乳液黏度增幅增大。在Pickering 乳液分散體系中，溶質飽和吸附后會形成雙層或復雜結構使得固相顆粒間形成橋連，極易發生聚集［27］，從而可能影響其在黏土表面的擴散，造成防膨效果變差。

圖5 Pickering微乳液濃度對防膨率的影響

3.2.2 Pickering微乳液段塞注入量對黏土膨脹的影響

當水驅出口端產液的含水率達到約90%時，開始轉注0.1～0.4 PV 質量分數為0.6%的微乳液體系，其中疏水納米SiO2與DTAB的質量比為1∶2，然后再進行后續水驅。由圖6可見，初始水驅過程中，由于黏土的水化膨脹使得整個填砂管體系內非均質性加劇，因此出口含水率上升速度很快，原油采出程度較低，壓力差也隨著水的注入不斷上升，水化程度加劇；隨著微乳液段塞注入量的增加，降水幅度增加；后續水驅時，微乳液段塞注入量大的體系含水率上升加快。

圖6 微乳液注入量對出口含水率的影響

由圖7 可見，注入Pickering 微乳液比不注微乳液的采收率平均提高近20%，微乳液段塞體積為0.2 PV 時的采收率最大。由圖8 可見，隨著Pickering 微乳液注入量的增加，進出口壓差不斷降低，說明Pickering 微乳液注入體積的增加使抑制黏土膨脹效果增強。如圖6 所示，當Pickering 微乳液注入量超過0.2 PV后含水率上升反而加劇，說明在驅替過程中黏土水化膨脹的抑制程度是有限的。這可能是由于過分的抑制黏土膨脹導致過早的主流通道的形成，使其含水上升加快。因此，適當抑制黏土膨脹會使黏土在運移膨脹階段堵塞由于水動力沖刷形成的大孔道，從而提高水的波及效率。

圖7 微乳液注入量對采收率的影響

圖8 微乳液注入量對進出口壓差的影響

4 結論

通過抑制機理的量化分析，表明儲層孔隙度變化主要通過黏土吸水膨脹引起的，而變化程度取決于吸水速率；其中，表面吸附對于抑制黏土膨脹是可行的，并且抑制黏土膨脹可通過形成水屏障即增大抑制劑的吸附能力來實現。

疏水納米SiO2與DTAB 配制的Pickering 微乳液具有抑制黏土膨脹作用，SiO2與DTAB 最佳質量比為1∶2，微乳液適宜的加量為0.6%。在Pickering微乳液驅替中，注入量越大，降壓效果越明顯，抑制黏土效果越好；注入量超過0.2 PV時后續水驅含水上升較快，表明抑制黏土膨脹應該適當。