稠油摻水流動研究現狀

1.油水乳化與轉相研究

由于油水流動黏度及摩阻損失主要取決于油水乳化程度與流型，稠油摻水混輸工藝設計的難點之一就在于油水流動過程中油水的乳化程度及流型變化規律難以確定。國內外學者對此展開了廣泛的實驗研究及理論分析，研究對象包括實際稠油-水與模擬稠油-水等體系，而研究手段涉及水平與立管環道模擬瓶試制備與流變測試數值模擬等方法。Ashrafizadeh等[2]（2010）研究了兩種伊朗油的油包水（W/O）型乳狀液的穩定性和黏度特性，指出乳狀液中原油體積分數上限為60%，當含油量超過該上限時，才能形成W/O型乳狀液。段林林等[3-4]（2010）研究了BZ28-2S混合原油的W/O型乳狀液的轉相特性，指出乳狀液轉相點是一個條件性參數，同時分析了遼河稠油加劑乳狀液的穩定性轉相特性及其主要影響因素，探討了液滴形態與混合液流動性之間的內 在聯系。熊小琴[5]等（2007）研究分析了沙河街原油乳化程度的影響因素，指出攪拌速率攪拌時間摻水量摻水溫度對乳化程度均有影響，而攪拌時間和攪拌速率的影響較顯著。黃敏[6]（2010）利用試驗環道模擬了新疆九6區和九8區單井稠油摻水的流動特性，研究了油水混輸的乳化程度及轉相點流型與壓降規律，以及其主要影響因素。Vuong[7]等（2009）實驗研究Lubsoil油（0.22～1.07Pa•s）-水在內徑為50.8mm的水平管和垂直管內的流動規律，分析了稠油黏度對油水流的流型壓力梯度和持水率的影響。陳杰[8]等（2003）建立了油-水兩相管流流型轉換的新準則，對分層流的預測效果優于對混合流型和分散流型的預測，適用于現場鋼管內油-水兩相流流型的預測，但這些結論主要基于白油-水和柴油-水兩相流的流型實驗獲得，對于稠油摻水混輸流型尚需進一步研究證實。Xu[9]等（2010）研究了白油（黏度44mPas密度860kg/m3）-水兩相在垂直上升管和下降管內流動時的轉相特性和摩阻壓力梯度，指出在垂直上升流中入口含油率約為0.8時達到轉相點，而在垂直下降流中入口含油率約為0.75時達到轉相點；當油水混合液含水達到轉相點時，其摩阻較小；采用適當的模型，可較好地預測油水乳狀液的轉相點。此外，Ersoy[10]等（2006）利用基本熱力學及質量守恒方法預測油水乳狀液的轉相點，指出表面活性劑性質油滴大小及液相化學勢時控制乳狀液轉相點的主要因素。

2.油水流黏度測定

黏度是流體流動摩阻計算的必要參數之一，其準確性直接影響壓降計算結果與實際值的符合度。目前，油水混合物黏度主要通過旋轉流變儀與環道試驗裝置測定，或者通過經驗公式計算。Einstein[11]（1906）實驗研究發現，對于分散相（水）體積分數小于0.15的W/O型乳狀液，其黏度僅與連續相黏度及分散相體積分數有關，因而基于水珠為剛性球體水珠之間無相互作用力的假設提出了第一個計算W/O型乳狀液黏度的經驗公式。Cengel等[12]（1962）研究了水包油（O/W）型乳狀液在水平管和豎直管內的層流和紊流流動特性，提出了O/W型乳狀液表觀黏度的計算式，指出垂直管紊流中的所有O/W型乳狀液均可視為牛頓流體，而水平管中分散相體積分數大于0.35時O/W型乳狀液呈非牛頓流體性質。Pal[13]（1993）建立了水平管道層流與湍流下水為連續相的油水混合液黏度關系式，而Pan等[14]（1996）提出了受摻混程度影響的兩相混合液黏度的計算公式。蔡繼勇等[15]（1999）研究了水平管內油水乳狀液的流動特性，指出當含水率低于0.1或大于0.9時，油水乳狀液可視為牛頓流體，而其余含水率下的油水乳狀液呈明顯的非牛頓流體特性，同時建立了油水乳狀液表觀黏度的新計算式，其計算值與實測值誤差小于4.2%。陳杰等[16]（2001）研究發現，當油水混合液流速較高時，其流動呈分散流型，有效黏度主要取決于內相濃度，且隨流速增加略有波動，可選用合理的關聯式進行計算；但對于其他復雜流型的油水混合液，其有效黏度的影響因素多規律復雜，難以建立通用的相關式。王尤富等[17]（2001）分析了常用黏度計的適用性，提出了油水混合液黏度的細管流變儀測定法，給出了井筒油水混合液黏度的室內測定方法。劉文紅等[18]（2002）采用內徑為40mm的有機玻璃管，實驗研究了水平管內油水兩相流的阻力特性，指出油水兩相流的黏度與相分布狀況密切相關。宮敬等[19]（2004）通過三種高黏油品的油水水平管流試驗，建立了基于有效黏度與混合流速的壓降公式，并指出建立有效黏度理論預測模型的必要性。李夢坤等[20]（2005）分析了特高含水原油體系及其管輸特性，給出了環道裝置測定流體黏度的原理和步驟。姚海元等[21]（2006）研究了渤海稠油-水的流動規律，建立了油水兩相環道管流的流型圖及黏度確定方法，對比分析了利用該方法確定的油水環道流黏度值與環道試驗中在線取樣的旋轉黏度計測定值，指出當管流為W/O型乳狀液時，后者測定值偏高，且含水體積分數越高或混合液流速越大，則兩者偏差越明顯，同時闡明了利用旋轉黏度計代替環道試驗開展相關研究的必要性。徐孝軒等[22]（2006）指出油水混合液黏度計算模型的準確性強烈依賴于實驗條件，缺乏通用性。馮麗[23]（2008）指出油水混合液的表觀黏度很大程度上取決于剪切速率，因而提出了考慮剪切速率的油水混合液黏度計算方法和公式。韓曉強等[24]（2009）采用流變學方法，研究了溫度剪切速率含水等因素對新疆九7區九8區稠油黏度測定結果的影響程度。

3.油水流型與摩阻預測

油水流摩阻計算的準確性直接影響稠油摻水混輸管道設計及動力設備選型的合理性，而油水流型的正確判斷與油水流動黏度的可靠確定或測定對油水流摩阻預測至關重要。因此，國內外在油水流壓降摩阻模型的建立及其可靠性驗證方面開展了大量的基礎研究工作。Lockharit等[25]（1949）率先提出了兩相均為牛頓流體的流動壓降經驗通用式，Faraqui等[26]（1962）進一步研究了豎直管內O/W型乳狀液的紊流流動，指出當分散相體積分數小于50%時，O/W型乳狀液可視為牛頓流體，其管壁摩阻力因數可按Blasius公式計算。Angeli等[27]（1999）研究了在公稱直徑為25.4mm的不銹鋼管和有機玻璃水平測試段中低黏油（黏度1.6mPa.s密度801kg/m3）-水體系的流動規律，發現在相同條件下鋼管和有機玻璃管中油-水兩相流的流型圖和摩阻壓降相差很大，指出基于有機玻璃管的流型轉換規律不適宜直接應用于現場鋼管內的油-水兩相流。蔡繼勇等[15]（1999）提出了利用雷諾數和摩阻因數的關聯式計算油水乳狀液摩阻的方法。陳杰等[16,28]（2001）通過環道模擬了白油-水兩相流的流型和壓降，提出了考慮相界面相互作用的油水兩相分層流動的壓降模型，對比分析了各個流型下油水兩相流動的壓降規律和油水混合液的有效黏度，指出有效黏度法只適用于油水分散流的壓降預測。Abduvayt等[29]（2004）指出流速與管道傾斜角將影響持液率和壓降，當油的表觀速度超過一定值時，垂直管流壓降隨其增大而呈指數規律下降。姚海元等[30]（2005）利用環道研究了油水兩相流的流型和壓降，分析了含水率混合流速溫度破乳劑等的影響規律，指出流型是影響壓降規律的主要因素，在不同流型下同一因素對壓降規律的影響不同，因而準確預測流型是選擇合適的壓降模型的前提。Chakrabarti等[31]（2005）研究了直徑25mm水平管中煤油-水流動時的壓降特征，提出了不同流型下的壓降預測模型。申龍涉等[32]（2005）通過環道模擬研究了塔河稠油摻水的壓降規律，基于羅賓諾維奇-莫納方程擬合其流變參數，提出了遼河稠油摻水混輸的摩阻計算方法，計算結果比現場實測值偏小，最大誤差為15%。魏建光等[33]（2006）分析了油相黏度和含水率等主要參數對水平管中油水流摩阻的影響，指出當油相黏度達到臨界值時，含水率對壓降幾乎無影響；當油相黏度高于臨界值時，油水流摩阻隨含水率的增大而減小，反之增大。康萬利等[34]（2006）應用連續性方程動量方程和波動方程，推導了水平管內高含水油水流在各種流型下的壓降預測模型，其預測值與實驗結果較吻合。康萬利等[35]（2006）回顧了國外水平管內油水兩相流壓降預測理論與技術，指出流型是影響油水兩相管流壓降的最重要因素。白云香[36]（2007）實驗研究了水平管內的油水兩相流，建立了考慮相界面作用的油水分層流三層流和混合流型的壓降模型，以及分散流的壓降計算式。Kumara等[37]（2009）實驗研究了傾斜管路中油水兩相流的流型和壓降規律，指出油水兩相流模型可預測分層流的壓降和持液率，含水率較高時均質流模型不能預測分散油水流的壓降；兩相流模型和均質流模型對二元連續流的壓降預測值偏大。李丹[38]（2009）基于油水兩相流的基本流型流型過渡準則及其壓降預測模型，編制了稠油摻水分層流動的壓降計算程序OWSTPD，根據勝利油田8條稠油摻水混輸管道取樣測試的脫水油黏度與油水比數據，分別利用OWSTPD程序與PIPEPHASE軟件計算8條管道的摩阻損失，OWSTPD程序計算結果比實際值普遍高50%左右，但優于PIPEPHASE軟件的預測結果。Zhang等[39]（2010）在分層流中增加了管壁水潤濕率的封閉關系，所得修正模型可顯著提高高黏和低黏原油-水兩相流壓降預測值與實測值的符合度。劉海飛等[40]（2012）研究了稠油（20℃，密度860kg/m3，黏度1680mPa•s）-水在45°傾斜管中流動的流型和壓降變化規律，分析了油水比與混合液流速對油水流摩阻的影響，根據管內油水流的流型，可確定油水混合液的連續相及相應的摩擦因子計算式，進而有效預測兩相流摩阻。