2021-4-9 | 石油技术论文
稠油掺水流动研究现状
1.油水乳化与转相研究
由于油水流动黏度及摩阻损失主要取决于油水乳化程度与流型，稠油掺水混输工艺设计的难点之一就在于油水流动过程中油水的乳化程度及流型变化规律难以确定。国内外学者对此展开了广泛的实验研究及理论分析，研究对象包括实际稠油-水与模拟稠油-水等体系，而研究手段涉及水平与立管环道模拟瓶试制备与流变测试数值模拟等方法。Ashrafizadeh等[2]（2010）研究了两种伊朗油的油包水（W/O）型乳状液的稳定性和黏度特性，指出乳状液中原油体积分数上限为60%，当含油量超过该上限时，才能形成W/O型乳状液。段林林等[3-4]（2010）研究了BZ28-2S混合原油的W/O型乳状液的转相特性，指出乳状液转相点是一个条件性参数，同时分析了辽河稠油加剂乳状液的稳定性转相特性及其主要影响因素，探讨了液滴形态与混合液流动性之间的内 在联系。熊小琴[5]等（2007）研究分析了沙河街原油乳化程度的影响因素，指出搅拌速率搅拌时间掺水量掺水温度对乳化程度均有影响，而搅拌时间和搅拌速率的影响较显著。黄敏[6]（2010）利用试验环道模拟了新疆九6区和九8区单井稠油掺水的流动特性，研究了油水混输的乳化程度及转相点流型与压降规律，以及其主要影响因素。Vuong[7]等（2009）实验研究Lubsoil油（0.22～1.07Pa•s）-水在内径为50.8mm的水平管和垂直管内的流动规律，分析了稠油黏度对油水流的流型压力梯度和持水率的影响。陈杰[8]等（2003）建立了油-水两相管流流型转换的新准则，对分层流的预测效果优于对混合流型和分散流型的预测，适用于现场钢管内油-水两相流流型的预测，但这些结论主要基于白油-水和柴油-水两相流的流型实验获得，对于稠油掺水混输流型尚需进一步研究证实。Xu[9]等（2010）研究了白油（黏度44mPas密度860kg/m3）-水两相在垂直上升管和下降管内流动时的转相特性和摩阻压力梯度，指出在垂直上升流中入口含油率约为0.8时达到转相点，而在垂直下降流中入口含油率约为0.75时达到转相点；当油水混合液含水达到转相点时，其摩阻较小；采用适当的模型，可较好地预测油水乳状液的转相点。此外，Ersoy[10]等（2006）利用基本热力学及质量守恒方法预测油水乳状液的转相点，指出表面活性剂性质油滴大小及液相化学势时控制乳状液转相点的主要因素。
2.油水流黏度测定
黏度是流体流动摩阻计算的必要参数之一，其准确性直接影响压降计算结果与实际值的符合度。目前，油水混合物黏度主要通过旋转流变仪与环道试验装置测定，或者通过经验公式计算。Einstein[11]（1906）实验研究发现，对于分散相（水）体积分数小于0.15的W/O型乳状液，其黏度仅与连续相黏度及分散相体积分数有关，因而基于水珠为刚性球体水珠之间无相互作用力的假设提出了第一个计算W/O型乳状液黏度的经验公式。Cengel等[12]（1962）研究了水包油（O/W）型乳状液在水平管和竖直管内的层流和紊流流动特性，提出了O/W型乳状液表观黏度的计算式，指出垂直管紊流中的所有O/W型乳状液均可视为牛顿流体，而水平管中分散相体积分数大于0.35时O/W型乳状液呈非牛顿流体性质。Pal[13]（1993）建立了水平管道层流与湍流下水为连续相的油水混合液黏度关系式，而Pan等[14]（1996）提出了受掺混程度影响的两相混合液黏度的计算公式。蔡继勇等[15]（1999）研究了水平管内油水乳状液的流动特性，指出当含水率低于0.1或大于0.9时，油水乳状液可视为牛顿流体，而其余含水率下的油水乳状液呈明显的非牛顿流体特性，同时建立了油水乳状液表观黏度的新计算式，其计算值与实测值误差小于4.2%。陈杰等[16]（2001）研究发现，当油水混合液流速较高时，其流动呈分散流型，有效黏度主要取决于内相浓度，且随流速增加略有波动，可选用合理的关联式进行计算；但对于其他复杂流型的油水混合液，其有效黏度的影响因素多规律复杂，难以建立通用的相关式。王尤富等[17]（2001）分析了常用黏度计的适用性，提出了油水混合液黏度的细管流变仪测定法，给出了井筒油水混合液黏度的室内测定方法。刘文红等[18]（2002）采用内径为40mm的有机玻璃管，实验研究了水平管内油水两相流的阻力特性，指出油水两相流的黏度与相分布状况密切相关。宫敬等[19]（2004）通过三种高黏油品的油水水平管流试验，建立了基于有效黏度与混合流速的压降公式，并指出建立有效黏度理论预测模型的必要性。李梦坤等[20]（2005）分析了特高含水原油体系及其管输特性，给出了环道装置测定流体黏度的原理和步骤。姚海元等[21]（2006）研究了渤海稠油-水的流动规律，建立了油水两相环道管流的流型图及黏度确定方法，对比分析了利用该方法确定的油水环道流黏度值与环道试验中在线取样的旋转黏度计测定值，指出当管流为W/O型乳状液时，后者测定值偏高，且含水体积分数越高或混合液流速越大，则两者偏差越明显，同时阐明了利用旋转黏度计代替环道试验开展相关研究的必要性。徐孝轩等[22]（2006）指出油水混合液黏度计算模型的准确性强烈依赖于实验条件，缺乏通用性。冯丽[23]（2008）指出油水混合液的表观黏度很大程度上取决于剪切速率，因而提出了考虑剪切速率的油水混合液黏度计算方法和公式。韩晓强等[24]（2009）采用流变学方法，研究了温度剪切速率含水等因素对新疆九7区九8区稠油黏度测定结果的影响程度。
3.油水流型与摩阻预测
油水流摩阻计算的准确性直接影响稠油掺水混输管道设计及动力设备选型的合理性，而油水流型的正确判断与油水流动黏度的可靠确定或测定对油水流摩阻预测至关重要。因此，国内外在油水流压降摩阻模型的建立及其可靠性验证方面开展了大量的基础研究工作。Lockharit等[25]（1949）率先提出了两相均为牛顿流体的流动压降经验通用式，Faraqui等[26]（1962）进一步研究了竖直管内O/W型乳状液的紊流流动，指出当分散相体积分数小于50%时，O/W型乳状液可视为牛顿流体，其管壁摩阻力因数可按Blasius公式计算。Angeli等[27]（1999）研究了在公称直径为25.4mm的不锈钢管和有机玻璃水平测试段中低黏油（黏度1.6mPa.s密度801kg/m3）-水体系的流动规律，发现在相同条件下钢管和有机玻璃管中油-水两相流的流型图和摩阻压降相差很大，指出基于有机玻璃管的流型转换规律不适宜直接应用于现场钢管内的油-水两相流。蔡继勇等[15]（1999）提出了利用雷诺数和摩阻因数的关联式计算油水乳状液摩阻的方法。陈杰等[16,28]（2001）通过环道模拟了白油-水两相流的流型和压降，提出了考虑相界面相互作用的油水两相分层流动的压降模型，对比分析了各个流型下油水两相流动的压降规律和油水混合液的有效黏度，指出有效黏度法只适用于油水分散流的压降预测。Abduvayt等[29]（2004）指出流速与管道倾斜角将影响持液率和压降，当油的表观速度超过一定值时，垂直管流压降随其增大而呈指数规律下降。姚海元等[30]（2005）利用环道研究了油水两相流的流型和压降，分析了含水率混合流速温度破乳剂等的影响规律，指出流型是影响压降规律的主要因素，在不同流型下同一因素对压降规律的影响不同，因而准确预测流型是选择合适的压降模型的前提。Chakrabarti等[31]（2005）研究了直径25mm水平管中煤油-水流动时的压降特征，提出了不同流型下的压降预测模型。申龙涉等[32]（2005）通过环道模拟研究了塔河稠油掺水的压降规律，基于罗宾诺维奇-莫纳方程拟合其流变参数，提出了辽河稠油掺水混输的摩阻计算方法，计算结果比现场实测值偏小，最大误差为15%。魏建光等[33]（2006）分析了油相黏度和含水率等主要参数对水平管中油水流摩阻的影响，指出当油相黏度达到临界值时，含水率对压降几乎无影响；当油相黏度高于临界值时，油水流摩阻随含水率的增大而减小，反之增大。康万利等[34]（2006）应用连续性方程动量方程和波动方程，推导了水平管内高含水油水流在各种流型下的压降预测模型，其预测值与实验结果较吻合。康万利等[35]（2006）回顾了国外水平管内油水两相流压降预测理论与技术，指出流型是影响油水两相管流压降的最重要因素。白云香[36]（2007）实验研究了水平管内的油水两相流，建立了考虑相界面作用的油水分层流三层流和混合流型的压降模型，以及分散流的压降计算式。Kumara等[37]（2009）实验研究了倾斜管路中油水两相流的流型和压降规律，指出油水两相流模型可预测分层流的压降和持液率，含水率较高时均质流模型不能预测分散油水流的压降；两相流模型和均质流模型对二元连续流的压降预测值偏大。李丹[38]（2009）基于油水两相流的基本流型流型过渡准则及其压降预测模型，编制了稠油掺水分层流动的压降计算程序OWSTPD，根据胜利油田8条稠油掺水混输管道取样测试的脱水油黏度与油水比数据，分别利用OWSTPD程序与PIPEPHASE软件计算8条管道的摩阻损失，OWSTPD程序计算结果比实际值普遍高50%左右，但优于PIPEPHASE软件的预测结果。Zhang等[39]（2010）在分层流中增加了管壁水润湿率的封闭关系，所得修正模型可显著提高高黏和低黏原油-水两相流压降预测值与实测值的符合度。刘海飞等[40]（2012）研究了稠油（20℃，密度860kg/m3，黏度1680mPa•s）-水在45°倾斜管中流动的流型和压降变化规律，分析了油水比与混合液流速对油水流摩阻的影响，根据管内油水流的流型，可确定油水混合液的连续相及相应的摩擦因子计算式，进而有效预测两相流摩阻。