Page 214 - 《精细化工》2020年第11期

·2360· 精细化工 FINE CHEMICALS 第 37 卷

由图 4 可知，100 ℃以前的质量损失主要是由 在疏水力 [30] 的作用下，HMHPG 的疏水支链增
于水分的蒸发；改性前后的降解均集中在 200~ 溶于双子表面活性剂胶束的疏水内腔中，不同聚合
350 ℃，改性后起始降解温度略有升高，可见改性 物分子通过疏水支链被表面活性剂胶束固定在一
后 HMHPG 热稳定性有所提高；600 ℃时 HPG、 起，形成了以聚合物大分子为骨架、双子表面活性
HMHPG 残炭率分别为 27%和 22%。这是由于烷基 剂胶束为联结点的三维网状结构，显著增强了体系
链在测试过程中断裂、气化所致。所以，HMHPG 的黏弹性。
在测试温度范围内质量损失较大。 2.3 复合压裂液流变性测试
2.2 复合压裂液耐温耐剪切性测试 复合压裂液弹性模量（G′）和黏性模量（G″）
HMHPG 与双子表面活性剂 HBGS 复合制得压 频率扫描（固定应力振幅=1 Pa）结果如图 7 所示。
裂液的耐温耐剪切性测试结果如图 5 所示。由图 5 在整个扫描范围内，弹性模量与黏性模量均随频率
可知，复合压裂液初期随温度升高黏度损失较大， 的增大而增大，且均满足 G′>G″，体系表现为典型
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60 ℃以后黏度损失趋缓，最终在 90 ℃、170 s 测 的黏弹性流体。说明溶液体系中形成了有效的空间
试条件下 2 h 后黏度仍然保持在 109 mPa·s 以上，高 交联结构。因此，在体系发生湍流时，旋涡的能量
于行业标准 [29] 。因为双子表面活性剂两条单链间的 可以通过流体的弹性方式有效存储，从而减小湍流
连接基可有效减小带相同电荷的亲水头基之间的静 影响产生的流动阻力 [31] 。
电斥力，增强胶束稳定性。因此，相比于当前研究
较多的疏水缔合型聚合物与单链表面活性剂复合压
裂液体系 [14,24] ，本文复合压裂液体系耐温耐剪切性
明显提升。

图 7 复合压裂液模量随频率变化曲线
Fig. 7 Change of modulus of composite fracturing fluid
with frequency

2.4 复合压裂液动态携砂性测试

图 5 复合压裂液的耐温耐剪切性曲线 复合压裂液动态携砂性测试结束时，模拟竖直
Fig. 5 Heat and shear resistance curves of composite
fracturing fluid 裂缝（右侧入口、左侧出口，竖直方向的上下，如
图 8 中标示）中支撑剂（图 8 中黑色部分）的分布
复合压裂液作用机理如图 6 所示。 如图 8 所示。测试结束，收集后烘干的各个观察窗

段支撑剂的质量统计见表 1。

图 8 复合压裂液动态携砂实物照片
Fig. 8 Photographs of the dynamic proppant transport
samples

表 1 支撑剂质量分布统计
Table 1 Mass distribution statistics of the proppant
观察窗号 1 号（入口端） 2 号 3 号 4 号（出口端）
支撑剂质量/g 125.4 128.5 111.7 105.2
图 6 复合压裂液作用机理图
质量分数/% 26.6 27.3 23.7 22.3
Fig. 6 Schematic of composite fracturing fluid