红河油田空气泡沫驱实验

马兴芹，刘岳龙，张永刚，符伟兵

（1.中国石化东北油气分公司 科技处，吉林 长春 130062； 2.中国石化华北分公司 工程技术研究院，河南 郑州450006）

0 引言

红河油田是典型低渗透油藏，储层物性差，采用天然能量开采，采收率低，因此补充能量开采是高效、经济开采的必由之路.红河油田储层具有双重介质特性，使注水“非窜即淹”，调剖无效[1].

与水相比，注气的渗流阻力远低于注水的，气更容易注入地层，气驱是解决致密超低渗油藏注水困难、有效补充地层能量的方式之一，在中低渗透油藏有一定应用，如长庆的西峰油田、甘谷驿油田唐80井区等[2－5].空气泡沫驱自20世纪50年代以来得到快速发展，在中高渗储层的中原油田、百色油田等取得较好应用效果.实施空气泡沫驱油的关键因素是驱油效率和安全性.于洪敏、侯胜明、Clara C等研究表明，当地层温度高于80℃时，低温氧化反应较快，可大幅降低空气中O2的体积分数，提高空气驱的安全性，同时低温氧化反应生成大量的热和CO2，提高驱油效率[6－8].王其伟、Greaves M、Ren S R等研究空气泡沫驱油效率，认为泡沫在地层的稳定性、抗油性和低吸附性方面至关重要[9－11].红河油田是典型的裂缝性超低渗储层，具备实施空气泡沫驱的基本条件[12－14]，地层温度为65～72℃，地层水具有高钙高盐特点.笔者开展红河油田长8储层注空气泡沫驱实验，为该油田实施注空气泡沫驱提供依据，也为类似中低温特低渗透油田提高采收率提供参考.

1 地质及开发概况

红河油田位于鄂尔多斯盆地天环坳陷南部，油藏埋深为2 250m，地层温度为65～72℃，地层压力为20MPa，平均渗透率为0.4×10－3μm2，平均孔隙度为10.8%，天然裂缝发育，无自然产能，是典型的低孔超低渗裂缝性储层，油井以压裂方式建产.水平井开发初期，开发效果较好，平均单井日产油达14.2t.由于整体采用天然能量开发，生产过程中能量不足、产量递减快.通过注水补充能量试验，发现注入水沿裂缝水窜，注水效果不好；通过调剖封堵裂缝试验发现，由于储层岩性致密，孔喉半径小，渗流阻力大，导致新的微裂缝张开，注入水沿裂缝水窜现象依然严重，未实现预期效果.

2 原油氧化实验

在模拟油藏条件下，原油与空气发生氧化反应是空气泡沫驱油实验的关键[6－7]，产出气中O2的体积分数决定空气驱的安全性.以红河油田HH373井组原油作为样品，在温度为60、80℃和压力为15、25 MPa条件下，开展静态低温氧化实验和动态氧化实验.

2.1 空气对原油的氧化能力

测试空气对红河油田原油的氧化能力，将50mL原油置于充满空气的200mL密闭反应器中，在温度为60、80℃和压力为15、25MPa条件下，保持恒温120h，每隔12h取一次气样，分析气组分体积分数变化，进而确定单位质量原油在单位时间内消耗O2的速度.

分析氧化前后产出气体组分（见表1），在原始地层条件下原油与空气发生低温氧化反应，反应速率为（0.025～0.110）×10－5mol（O2）／（h·g）（oil），经过热力学推导[7]，得出原油与空气低温氧化反应的热效应为444.30kJ／mol，活化能为59.96kJ／mol，远低于轻油氧化反应的活化能范围（小于98.00kJ／mol）[15]，说明原油氧化反应速率较快，反应容易进行.

表1 不同温度压力下原油与空气氧化反应后气体组分Table 1 Oil oxidation reaction of gas composition changes different temperature and pressure

对比原油氧化前后全烃质量分数（见图1），原油氧化后低碳烷烃C9～C13的质量分数明显高于氧化前的，中高碳数烷烃的质量分数减少，且随温度增加，氧化后低碳烷烃的质量分数增加明显；表明原油与空气发生氧化反应，使原油中的长链烃被氧化，断裂生成短链烃，且温度越高，原油的氧化活性越好，反应越彻底.

图1 原油样品氧化前后全烃质量分数Fig.1 Comparison of total hydrocarbon content in crude oil before and after LTO oxidation

在地层条件下红河油田原油与空气发生氧化反应，产生热能、CO2、H2O及含O2的烃类化合物；这些反应产物组成驱替气，或与原油产生混相，促使地层中原油膨胀与蒸发，将原油采出.因此，红河油田的空气驱机理主要包括氧化机理、烟道气驱机理、混相驱机理、膨胀机理及热采机理[6－8].

2.2 气体突破时O2的体积分数

由于原油中含有天然气，混合后可能发生爆炸，开展空气驱现场试验要考虑注空气的安全性.原油静态氧化实验表明，反应120h后O2的体积分数仍较高（大于10%）.原因是静态氧化实验时间短，氧气未被完全消耗.开展原油动态氧化实验，利用长管填砂均质模型，测试红河油田HH373井组油样，在温度为60、80℃和压力为15、25MPa条件下，连续注入空气，在模型出口每隔12h取一次气样，分析原油氧化后气体组分（CO2、O2）的变化，模拟地层连续注入空气的过程，评估原油耗氧.

表2 原油氧化实验时产出气体体积分数Table 2 Produced content gas breakthrough

图2 气体突破时间与O2体积分数关系曲线Fig.2 The oxygen content after gas breakthrough

分析气体突破时O2的体积分数（见表2），产出气体中O2的体积分数在1.34%～3.81%之间，远低于现场施工的安全参考范围（5%～8%）[16].实际油藏条件下，注采井距一般大于300m，注入空气中的O2基本在油层内被完全消耗掉；各油田现场试验表明，原油与空气氧化后，O2的体积分数较低.因此，实际油藏条件下，注空气的安全性可以得到保障.

在气体突破后，继续采集产出气体，分析O2及CO2的体积分数变化，结果见图2.由图2可以看出，气体突破12h前，产出气中O2的体积分数增速较快，超过现场施工安全参考范围的上限（8%）；气体突破12h后产出气中O2的体积分数增速减缓.原因是气体突破后，不断注入的空气沿阻力最小方向流动，使驱油面积减小，参与原油氧化的空气相对减少，产出气中O2的体积分数缓慢增加.在相同系统压力下，气体突破后产出气中O2的体积分数随温度增加而降低；在相同温度下，气体突破后产出气中O2的体积分数随系统压力的增加而减小.因此，在红河油田开展空气泡沫驱现场试验时，应严格控制注入压力，防止发生“气窜”，同时关注气体突破后12h内O2的体积分数，保证施工安全性.

3 泡沫体系优选实验

油田使用的起泡剂类型很多，不同类型起泡剂适应的油藏环境也不相同.泡沫体系评价的目的是评估在红河油田高矿化度（7×104mg／L）、高Ca2＋（1×104mg／L）地层水条件下，不同质量分数的发泡剂、稳泡剂，以及助剂复配后的起泡能力、发泡体积、半衰期等指标达到最优状态时的配比，以确定泡沫体系组成；并评价油藏条件下泡沫体系使用浓度、耐温性能、耐油性能和封堵能力等.

模拟红河油田流体性质，根据GB／T 13173－2008《表面活性剂／洗涤剂实验方法》，分析不同质量分数α－烯烃磺酸盐、AS、SDS、ABS等起泡剂的泡沫半衰期、起泡体积优化组合，确定各表面活性剂的最佳复配比例，配制适合红河油田的HH－1泡沫体系.实验用模拟地层水矿化度为7×104mg／L，钙离子质量浓度为1×104mg／L.

3.1 质量浓度

在模拟地层水中进行不同质量浓度HH－1泡沫体系的起泡性和稳泡性实验，实验温度为80℃，结果见表3.由表3可以看出，随HH－1泡沫体系质量浓度增加，泡沫高度和半衰期有不同程度的增加.这是由于随溶液起泡剂质量浓度增大，液膜表面吸附的表面活性剂量增大，液膜的表面黏度增大，排水速率和透气性减小，泡沫的起泡性和稳定性增加[13].当泡沫体系质量浓度达到0.25mg／L时，泡沫最大高度为270mm，反应时间为3min时泡沫高度为265mm；与泡沫体系质量浓度为0.30mg／L时相比，泡沫高度增幅减缓.质量浓度增加对起泡剂的表面张力影响较小，因此实验优选HH－1泡沫体系的质量浓度为0.25mg／L.

表3 泡沫体系质量浓度优选结果Table 3 Foam concentration system optimization

3.2 耐温性

温度对泡沫体系稳定性影响较大.采用Waring－Blender搅拌法评价HH－1泡沫体系的耐温性能，测量温度为50、60、70、80℃时泡沫体系的起泡性能及稳泡性能，实验结果见图3（a）.

图3 不同温度和老化时间下泡沫体系的起泡性能和半衰期Fig.3 Foaming properties and the stability of foam system at different temperatures and ageing time

由图3（a）可以看出，当温度从50℃升高到80℃时，HH－1泡沫体系的泡沫体积随温度的升高而增大，说明地层温度越高，越有利于泡沫体系的发泡.随着温度升高，泡沫体系的稳定性有变差趋势，温度为50℃时，泡沫半衰期为103min；80℃时，泡沫半衰期为80min，基本满足红河油田驱油的要求.

为分析老化时间对HH－1泡沫体系稳定性的影响，进行不同老化时间的稳泡性能影响实验，结果见图3（b）.由图3（b）可以看出，当温度为80℃时，96h后HH－1泡沫体系的半衰期达到80min以上，泡沫体积仍维持在870mL以上，说明老化时间对HH－1泡沫体系的起泡性能及稳泡性能影响较小.

泡沫体系耐温性能实验结果表明，在温度小于80℃、老化时间小于96h时，HH－1泡沫体系的泡沫体积及半衰期变化较小，具有良好的耐温性.

3.3 耐油性

泡沫体系具有“遇油消泡”特性.为保证泡沫的运行距离，要求泡沫体系具有一定的耐油性.红河油田原油含水率在60%～90%之间，选择含油率为50%、30%、20%的93＃汽油的HH－1泡沫体系，根据GB／T 13173－2008《表面活性剂／洗涤剂实验方法》，评价80℃温度时的耐油性能，实验结果见表4.由表4可以看出，含油率对HH－1泡沫体系的性能影响较大.当样品不含油时，初始泡沫高度为190mm；当含油率由20%上升到50%时，初始泡沫高度由160mm降低为140mm，表明发泡能力受到抑制.随含油率上升，半衰期受到影响更大，当含油率为20%时，半衰期由初始的86min降为8min，约为不含油时的10%.HH－1泡沫体系仅在含水率高的区域具有较大的阻力，“遇油消泡”而阻力减小，形成油流通道.

由表4还可以看出，随着含油率的增大，HH－1泡沫体系的起泡性能、稳定性有所下降，但并未完全消泡，具有一定的起泡性和稳泡性.因为压力越大，泡沫越稳定，红河油田地层压力为20MPa，所以在储层内泡沫的稳定时间比常压下的长得多，说明文中优选泡沫体系具有一定的耐油性，其稳定性足以维持到驱油过程结束.

表4 不同含油率对泡沫体系性能的影响Table 4 Foaming properties and the stability of foam system at different oil content

3.4 封堵能力

泡沫的阻力因子是评价泡沫体系封堵能力的重要指标，阻力因子越大，气体发生窜流的机会越少，在介质中封堵作用越大，泡沫体系封堵效果越好[17].红河油田天然裂缝发育，压裂投产使裂缝更加错综复杂，前期注水表现出“非窜即淹”现象.注气的渗流阻力只有注水的1／6～1／4，现场应用时要求泡沫体系具有较高的封堵能力和较长的封堵有效期.

图4 阻力因子与累计注入孔隙体积倍数关系Fig.4 The resistance factor and the total injection volume relationship

根据红河油田储层的物性特征，制作长度为27.5 cm，直径为3.8cm，孔隙度为20.88%，水相渗透率为10.62×10－3μm2，孔隙体积为71mL的人造柱状石英砂胶结岩心，按照行业标准SY／T 5672－1993《注蒸汽用高温起泡剂评定方法》，在一维管式模型上进行气液比为1∶1的HH－1泡沫体系阻力因子测定实验，结果见图4.

由图4可以看出，随着累计注入孔隙体积的增加，阻力因子先缓慢增大；当累计注入孔隙体积倍数在1.5～2.5PV时阻力因子增长迅速，进而趋于稳定；在累计注入孔隙体积倍数为3.0PV时，阻力因子最大，空气与泡沫交替注入的阻力因子约为150，约为空气与水交替注入的2倍，说明优选的泡沫体系具有较强封堵作用.

4 长岩心空气泡沫驱油实验

为分析HH－1泡沫体系对红河油田空气泡沫驱油效率的影响，通过长岩心空气泡沫驱油实验，按照模拟地层水、空气泡沫、模拟地层水的顺序驱油，测试不同注入速度、泡沫段塞长度等注入参数条件下对应的驱油效率，为现场方案的制定提供依据.

图5 不同注入速度时累计采收率与累计注入孔隙体积倍数关系曲线Fig.5 Curve of oil displacement efficiency and the total injection volume in different rates

实验所用岩心为红河油田天然岩心拼接而成，地层水矿化度为7×104mg／L，钙离子质量浓度为1.3×104mg／L，实验温度为70℃，原油样品为红河油田脱水原油.

4.1 累计采收率与注入速度的关系

保持空气泡沫段塞体积及注入孔隙体积不变，分别采用0.029 1、0.058 2、0.176 0m／d的注入速度以水驱方式驱油；当含水率达到98%时，分段注入体积为1.0PV的空气泡沫段塞；再水驱至含水率为98%.对比不同注入速度下累计采收率与累计注入孔隙体积倍数的关系，结果见图5.

由图5可以看出，随着注入速度的增加，无论是纯水驱、空气泡沫驱，还是空气泡沫驱后水驱的累计采收率均呈增加趋势.当注入速度为0.029 1、0.058 2、0.176 0m／d时，单纯水驱时累计采收率分别为24.02%、29.58%、32.8%，空气泡沫驱后水驱的累计采收率分别为40.73%、46.60%、48.94%，较单纯水驱时的累计采收率平均增幅为16.36%.随着注入速度增大、岩心孔隙压力升高，孔隙泡沫体积增大、稳定性增强，进而增强泡沫体系对孔喉和裂缝的封堵作用；同时，由于泡沫具有洗油作用，累计采收率增幅随注入速度的增大而增大.注入速度的提高也造成气体突破时间提前，现场实施时需要采用数模方法确定合理经济的注入速度[17].

图6 不同注入段塞量时注入孔隙体积与驱油效率关系曲线Fig.6 Curve of oil displacement efficiency and the total injection pore volume in different injection slug

4.2 累计采收率与空气泡沫段塞的关系

为研究空气泡沫段塞体积对空气泡沫驱的增油效果，当水驱至含水率达到98%后，以0.176 0m／d的注入速度分别注入总量为1.0和0.6PV的空气泡沫段塞，再水驱至含水率为98%，根据实验结果绘制累计注入孔隙体积倍数与累计采收率关系曲线（见图6）.

由图6可以看出，当注入速度相同时，前期单纯注水的累计采收率基本相同，当注入段塞累计孔隙体积倍数为0.6PV、转为注空气泡沫驱后累计采收率较水驱时的增加6.52%，再转水驱后最终累计采收率增幅为11.22%；当注入段塞累计孔隙体积倍数为1.0PV、转为注空气泡沫驱后累计采收率较水驱时的增加11.37%，再转水驱后最终累计采收率增幅为16.14%.增加空气泡沫段塞体积，泡沫越充分，泡沫段的长度越长，作用范围越大，越能有效地降低空气流度，延长空气突破时间，从而加大洗油效率和提高空气泡沫驱的驱油效率.

5 结论

（1）红河油田原油与空气可发生速率较快的低温氧化反应，反应温度越高，原油的氧化活性越好，反应越彻底.气体突破时产出气中O2体积分数低于现场施工安全参考范围，注空气的安全性可以得到保障.在相同系统压力下，产出气中O2的体积分数随温度增加而降低；在相同温度下，产出气中O2的体积分数随系统压力的增加而减小.

（2）随泡沫体系质量浓度增加，泡沫高度和半衰期有不同程度的增加，质量浓度增加对起泡剂的表面张力影响较小，优选得到质量浓度为0.25%的HH－1泡沫体系.温度在80℃以下、老化时间小于96h时，HH－1泡沫体系的泡沫体积及半衰期变化较小，具有良好的耐温性.随着含油率的增大，HH－1泡沫体系的起泡性能、稳定性有所下降，但并未完全消泡，表明文中HH－1泡沫体系具有一定的耐油性.随着累计注入孔隙体积倍数的增加，阻力因子先缓慢增大，当累计注入孔隙体积倍数在1.5～2.5PV时阻力因子增长迅速并趋于稳定表明HH－1的泡沫体系具有较强封堵作用.

（3）随着注入速度增加，岩心孔隙内压力升高，泡沫体积增大、稳定性增强，泡沫体系对孔喉和裂缝的封堵作用增强；同时，由于泡沫具有洗油作用，累计采收率增幅随注入速度的增大而增大.增加空气泡沫段塞体积，能有效地降低空气流度，延长空气突破时间，加大洗油效率和提高空气泡沫驱的驱油效率.

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