稠油開采中新型井下混配器降黏攜帶特性研究*

劉 碩 柯文奇 楊 猛 侯林彤 牛 駿 許晶禹

(1.頁(yè)巖油氣富集機(jī)理與有效開發(fā)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 2.中國(guó)科學(xué)院力學(xué)研究所 3.中國(guó)石化石油勘探開發(fā)研究院 4.中國(guó)科學(xué)院大學(xué)工程科學(xué)學(xué)院)

0 引 言

稠油是一種瀝青質(zhì)和膠質(zhì)含量較高的原油，屬非常規(guī)油氣資源，在我國(guó)儲(chǔ)量占比巨大[1]。由于稠油資源具有廣闊的應(yīng)用前景，其開采技術(shù)在世界范圍內(nèi)受到了廣泛關(guān)注[2]。除熱采和蒸汽注入開采以外，井下稠油摻稀是高效開采稠油資源的一種有效方法[3-7]。該工藝?yán)锰坠?、油管或空心管向井下傾注一定量的輕質(zhì)稀油，帶有較大動(dòng)能的稀油到達(dá)底部后與稠油充分交匯膨脹，從而達(dá)到提高原油流動(dòng)性的目的。

通常來說，兩種或多種液體之間通過分子擴(kuò)散、對(duì)流和剪切3種作用可以實(shí)現(xiàn)混合。對(duì)于高黏度低速流動(dòng)的稠油而言，分子擴(kuò)散作用在稠油和稀油的混合中表現(xiàn)的效果不夠明顯。特別對(duì)于沒有經(jīng)過井口霧化處理的稀油，常規(guī)的對(duì)流摻稀混合效果并不理想。為提高摻稀混合效果，有必要在摻稀管柱中增加混配器，對(duì)流體進(jìn)行剪切、拉伸和折疊作用，破壞流體的結(jié)構(gòu)流狀態(tài)，并通過混配器的攪拌作用，形成縱向漩渦，利用稠油和稀油在混配器內(nèi)的圓周運(yùn)動(dòng)來加劇稠油與稀油之間的擴(kuò)散[8]?；谝陨侠砟?，出現(xiàn)了靜態(tài)混配器和動(dòng)態(tài)混配器兩種井下混合結(jié)構(gòu)，其中靜態(tài)混配器以成本低、混合效率高、無需額外動(dòng)力原件等優(yōu)點(diǎn)成為了近年來的研究熱點(diǎn)[9]。

CFD(Computational Fluid Dynamics )被廣泛應(yīng)用于混配器的設(shè)計(jì)與性能測(cè)試中。D.M.HOBBS和E.FOURCADE等[10-11]利用CFD工具對(duì)混配器進(jìn)行了流場(chǎng)模擬與評(píng)價(jià)。國(guó)內(nèi)很多學(xué)者利用Fluent軟件對(duì)混配器及其內(nèi)部旋流裝置開展了模擬研究工作，也有研究人員基于數(shù)值模擬軟件對(duì)混配器結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化改進(jìn)[12-18]。雖然目前已經(jīng)提出了許多結(jié)構(gòu)各異的靜態(tài)混配器，但是不能滿足國(guó)內(nèi)稠油開發(fā)降本增效的需求，因此有必要進(jìn)一步改進(jìn)井下稠油-稀油混配器結(jié)構(gòu)，以提高稠油摻稀混合效率，增加井筒中稠油流動(dòng)性并提高產(chǎn)量。

基于以上現(xiàn)狀，本文結(jié)合旋流生成技術(shù)和拉瓦爾噴管原理，提出了一種新型井下混配理念，創(chuàng)新設(shè)計(jì)了一種井下混配器。在開展系統(tǒng)測(cè)試前，了解該新型混配器流場(chǎng)內(nèi)部特征，以明確其摻稀降黏和舉升特性，為后續(xù)該種裝置的測(cè)試和優(yōu)化打下基礎(chǔ)。為此，本文開展了系統(tǒng)的數(shù)值模擬研究工作，旨在揭示該新型混配裝置的降黏攜帶特性隨操作參數(shù)的變化規(guī)律。

1 工藝及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

稠油-稀油摻混工藝如圖1所示。井下混配器安裝在抽油泵下端，混配器底部連接給定長(zhǎng)度尾管，稠油從底部進(jìn)入向上流動(dòng)。稀油經(jīng)過混配器進(jìn)入內(nèi)部舉升管并與稠油摻混，然后混合油經(jīng)過泵舉升至地面，完成稠油開采。

圖1 稠油-稀油摻混工藝示意圖Fig.1 Schematic diagram of heavy oil-light oil blending process

新型混配器融合了軸向啟旋技術(shù)和類拉瓦爾噴管的切向啟旋技術(shù)。圖2為新型井下混配器裝配示意圖。

圖2 新型井下混配器裝配圖Fig.2 Schematic diagram of assembly parts of the new downhole mixer

混配器采用兩段式結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，上層為開孔段，用于吸入稀油與內(nèi)部稠油摻混，開孔段含四層開孔，每層開孔4個(gè)，切向進(jìn)入內(nèi)部管道。開孔形狀參考拉瓦爾管設(shè)計(jì)，促進(jìn)流經(jīng)流體加速及破碎。下層為導(dǎo)流段，內(nèi)置兩片導(dǎo)流片。在電潛泵作用下，稠油流經(jīng)直板導(dǎo)流片，形成漩渦。開孔段與導(dǎo)流段通過螺紋連接，混配器與電潛泵和尾管間也通過螺紋連接?；炫淦鞯木唧w結(jié)構(gòu)參數(shù)如下：

開孔段長(zhǎng)度L1為320 mm，導(dǎo)流段長(zhǎng)度L2為200 mm，內(nèi)徑為50 mm，外徑為90 mm，導(dǎo)流片壁厚t為9 mm，導(dǎo)流片夾角α為90°。

2 數(shù)值模擬

2.1 數(shù)學(xué)模型

混配器流場(chǎng)數(shù)值模擬的本質(zhì)是求解稠油-稀油兩相的N-S方程。本文采用歐拉多相流模型模擬稠油-稀油兩相流動(dòng)，湍流模型則采用RNGk-ε模型[14]。

歐拉模型分別求解每一相的輸運(yùn)方程，相體積分?jǐn)?shù)代表了每一相所占據(jù)的空間，每一相的體積定義如式(1)所示。

(1)

式中：αq為多相流中第q相的體積分?jǐn)?shù)，%。

第q相的連續(xù)性方程為：

(2)

第q相的動(dòng)量方程為：

(3)

RNGk-ε模型的控制方程如式(4)和式(5)所示。

+Gb-ρε-YM+Sk

(4)

(5)

式中：k為單位質(zhì)量動(dòng)能，J/kg；ε為能量耗散率，m2/s3；ui為不同坐標(biāo)方向的速度分量，m/s；μeff為有效黏度，Pa·s；αk、αε為Prandtl數(shù)對(duì)k和ε的影響系數(shù)；Gk為速度梯度導(dǎo)致的湍流能生成率，J/(m3·s)；Gb為浮力導(dǎo)致的湍流動(dòng)能生成率，J/(m3·s)；YM為可壓縮湍流中脈沖擴(kuò)張導(dǎo)致的能量耗散在整體耗散能中的占比，J/(m3·s)，由于研究中流體流速遠(yuǎn)小于當(dāng)?shù)芈曀?，該?xiàng)忽略不計(jì)；Sk、Ss為自定義源項(xiàng)，取值為0；G1s、G2s、G3s為模型系數(shù)；Rs為RNGk-ε湍流模型的應(yīng)變及曲率修正項(xiàng)。

2.2 幾何模型、網(wǎng)格創(chuàng)建及邊界條件

稀油摻混數(shù)值模擬流場(chǎng)幾何模型和網(wǎng)格劃分如圖3所示。從圖3a可知，輕質(zhì)油自初始稠油-稀油交界面進(jìn)入，稠油自井底涌入，在混配器附近發(fā)生摻混，混合后經(jīng)舉升管道流出。在ANSYS Workbench 網(wǎng)格劃分模塊中創(chuàng)建非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，共計(jì)616 857個(gè)網(wǎng)格(見圖3b)。

邊界條件設(shè)置為：輕質(zhì)油入口和稠油入口采用壓力入口，總出口采用壓力出口。為便于分析，以稠油入口為壓力參考面設(shè)置其他出、入口壓力。壁面均采用無滑移假設(shè)。

圖3 稀油摻混數(shù)值模擬流場(chǎng)幾何模型和網(wǎng)格劃分示意圖Fig.3 Geometric model and grid partition diagram of flow field in numerical simulation of light oil blending

2.3 物性參數(shù)及求解設(shè)置

物性參數(shù)設(shè)置：采用某地區(qū)稠油參數(shù)，稠油、稀油黏度分別為1 750和5 mPa·s。摻混黏度計(jì)算式為：

(6)

式中:μmix、μ1及μ2分別為混合黏度、稠油黏度及稀油黏度，mPa·s；α為稀油相體積分?jǐn)?shù)，%；B和K為常數(shù)，分別為1.04和0.003 54[19]。

求解設(shè)置：由于液-液兩相流場(chǎng)相對(duì)穩(wěn)定，所以采用定常方式求解。求解方式中壓力-速度耦合采用相間耦合的SIMPLE格式，空間離散格式選用高階精度。

工況選擇：以稠油入口為壓力參考面，總出口壓力設(shè)置-200和-300 kPa兩種工況；對(duì)給定總出口壓力，設(shè)置稀油入口與稠油入口之間的壓差為50、100、150、200、250和300 Pa幾種工況。

3 結(jié)果分析

3.1 稠油相體積分?jǐn)?shù)分布

圖4 -200 kPa相對(duì)出口壓力時(shí)稠油相體積分?jǐn)?shù)分布Fig.4 Distribution of heavy oil holdup at relative outlet pressure of -200 kPa

稠油相體積分?jǐn)?shù)分布是混配效果的重點(diǎn)考察指標(biāo)之一。圖4表示在稠油入口和總出口壓差為200 kPa條件下，稀油-稠油入口壓差不同時(shí)流場(chǎng)內(nèi)稠油相體積分?jǐn)?shù)分布狀況。從圖4可見，在不同工況下，稠油-稀油的摻混主要發(fā)生于混配器開孔段。同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)，隨著稀油入口壓力增加，舉升管內(nèi)的稠油體積分?jǐn)?shù)逐漸降低，從壓差50 Pa時(shí)的95%逐漸降低至壓差250 Pa時(shí)的70%。此外，在井筒環(huán)空中，稀油和稠油間出現(xiàn)相交界面，交界面高程受稠油-稀油入口壓差影響。隨著稀油入口壓力的提高，交界面逐漸下移，表明更多稀油進(jìn)入混配器舉升管中。

圖5表示在稠油入口和總出口壓差為300 kPa條件下，稀油-稠油入口壓力不同時(shí)流場(chǎng)內(nèi)稠油相體積分?jǐn)?shù)分布。從圖5可見，隨著稀油入口壓力的增加，流場(chǎng)中稠油相的體積分?jǐn)?shù)逐漸降低，且外部環(huán)空中的稠油-輕質(zhì)油交界面下降。另一方面，當(dāng)給定稠油-稀油入口壓力時(shí)，稠油入口-總出口壓差越大，流場(chǎng)內(nèi)稠油相體積分?jǐn)?shù)越低，且環(huán)空中的稠油-稀油的交界面越低。這表明降低總出口壓力有利于更多稀油涌入與稠油摻混。

圖5 -300 kPa相對(duì)出口壓力時(shí)稠油相體積分?jǐn)?shù)分布Fig.5 Distribution of heavy oil holdup at relative outlet pressure of -300 kPa

3.2 舉升管黏度分布

基于上節(jié)中流場(chǎng)相含率分布，通過混合黏度預(yù)測(cè)模型(式(6))，可獲得各個(gè)工況下舉升管內(nèi)黏度分布。圖6表示在稠油入口和總出口壓差為200 kPa條件下，稀油入口壓力不同時(shí)舉升管內(nèi)的混合黏度變化。從圖6可見，舉升管黏度并非均勻分布，但總體黏度水平隨稀油入口壓力增加而逐漸降低。當(dāng)稀油相對(duì)稠油入口壓力為50 Pa時(shí)，舉升管內(nèi)黏度介于886～1 010 mPa·s，相對(duì)稠油1 750 mPa·s的初始黏度，已明顯下降。提高稀油入口壓力，舉升管中的黏度從900 mPa·s逐漸降低至20 mPa·s，降黏效果明顯。當(dāng)稀油相對(duì)入口壓力為150 Pa時(shí)，舉升管內(nèi)平均黏度水平已降低到70 mPa·s，具有較好的流動(dòng)性。這種現(xiàn)象是由于在混配器開孔段和導(dǎo)流段誘導(dǎo)下，稀油和稠油產(chǎn)生了劇烈的翻滾摻混，兩相被一定程度地均勻攪拌，從而降低了整體黏度。隨著稀油入口壓力的增加，進(jìn)入流場(chǎng)中的稀油比例增加，結(jié)合混合黏度預(yù)測(cè)模型，混合物的黏度進(jìn)一步下降，提升了原有稠油的流動(dòng)性。

圖6 -200 kPa相對(duì)出口壓力時(shí)舉升管黏度分布Fig.6 Distribution of viscosity in lifting pipe at relative outlet pressure of -200 kPa

當(dāng)總出口壓力降低100 kPa時(shí)，不同稀油入口壓力的舉升管內(nèi)混合黏度分布如圖7所示。從圖7可見，隨著稀油入口壓力增加，舉升管內(nèi)的黏度逐漸降低，從稀油入口壓力100 Pa時(shí)的120 mPa·s降低至稀油入口壓力300 Pa時(shí)的12 mPa·s。隨著稀油入口流量的增加，其在流場(chǎng)中所占百分比不斷提高，更多稀油與稠油摻混，降低了整體黏度。以上分析表明，提高稀油入口壓力可以降低稠油黏度，有利于稠油開采。

圖7 -300 kPa相對(duì)出口壓力時(shí)舉升管黏度分布Fig.7 Distribution of viscosity in lifting pipe at relative outlet pressure of -300 kPa

3.3 降黏攜帶特性研究

出口混合黏度和稠油、稀油流量是表征混配器摻混降黏特性的重要指標(biāo)。表2為不同工況下出口的混合密度和稠油、稀油質(zhì)量流量。此外，表2也給出了各個(gè)工況的摻稀比λ(稀油質(zhì)量流量占稠油質(zhì)量流量的百分比)和降黏比ξ(混合黏度相對(duì)稠油黏度降低的百分比)。λ和ξ計(jì)算式為：

(7)

(8)

式中：Ql為稀油質(zhì)量流量，kg/s；Qh為稠油質(zhì)量流量，kg/s；μh為稠油黏度，mPa·s。

從表2可以看出，給定總出口相對(duì)壓力，逐漸提高稀油入口壓力，稀油的質(zhì)量流量逐漸增加，稠油質(zhì)量流量逐漸降低。由于稀油所占比例逐漸增加，使得摻稀比逐漸提高，同時(shí)混合黏度也出現(xiàn)明顯下降。降低總出口壓力，調(diào)整稀油入口壓力，稠油質(zhì)量流量不斷下降，而稀油不斷增加，即降低出口壓力有助于增產(chǎn)。稠油入口和總出口間的壓差降低，更多的能量轉(zhuǎn)化為動(dòng)能，促進(jìn)了混合流體流動(dòng)，提高了混合流體速度，從而使開采量增加。

表2 不同工況降黏特性及攜帶特性綜合分析結(jié)果Table 2 Comprehensive analysis of viscosity reduction and carrying characteristics under different working conditions

表2中的摻稀比、降黏比和混合黏度隨工況參數(shù)變化情況如圖8～圖10所示。從圖8可見，隨著稀油-稠油入口壓差的增加，摻稀比逐漸增大，模擬工況中最多可超過50%。同時(shí)，當(dāng)總出口壓力較低時(shí)，摻稀比曲線整體高于總出口壓力較高的工況。由于壓差增加，稠油流動(dòng)速度增加，輕質(zhì)油入口與總出口間的壓差也會(huì)增加。輕質(zhì)油因流動(dòng)性更好，更多地進(jìn)入到流場(chǎng)，導(dǎo)致?lián)较”仍黾印?/p>

圖8 摻稀比與輕質(zhì)油-稠油入口壓差的變化關(guān)系Fig.8 Variation of dilution ratio with inlet pressure difference between light oil and heavy oil

圖9 降黏比與輕質(zhì)油-稠油入口壓差的變化關(guān)系Fig.9 Variation of viscosity reduction ratio with inlet pressure difference between light oil and heavy oil

圖10 混合黏度與輕質(zhì)油-稠油入口壓差的變化關(guān)系Fig.10 Variation of mixing viscosity with inlet pressure difference between light oil and heavy oil

從圖9可見：隨著稀油入口壓力的增加，降黏比逐漸提高，當(dāng)總出口壓力低于稠油入口壓力200 kPa時(shí)，降黏比從稀油-稠油入口壓差50 Pa時(shí)的45%逐漸提升至壓差250 Pa時(shí)的98%；當(dāng)總出口壓力低于入口壓力300 kPa時(shí)，降黏比從92%逐漸提升至98%。綜合對(duì)比兩種不同總出口壓力的工況發(fā)現(xiàn)，總稠油入口-總出口壓差為300 kPa時(shí)，降黏比總高于200 kPa的工況。隨著稀油入口壓力的提升，兩條曲線逐漸接近于100%，由于稀油流動(dòng)性優(yōu)于稠油，適當(dāng)提高稀油入口壓力可提高其流量。結(jié)合混合黏度預(yù)測(cè)模型，此時(shí)稀油可極大降低混合黏度，提升原有稠油的流動(dòng)性。從圖10可進(jìn)一步證實(shí)上述變化趨勢(shì)。綜合以上分析，在混配器應(yīng)用中，應(yīng)結(jié)合稠油油品特性(黏度)、產(chǎn)量要求(流量)和輸送需求(混合黏度)設(shè)計(jì)合理的摻稀工況，控制稀油摻入量的同時(shí)盡量降低混合油黏度。

4 結(jié)論與建議

(1)軸向啟旋和切向開孔誘導(dǎo)反向旋流的設(shè)計(jì)理念可有效實(shí)現(xiàn)稠油和稀油的摻混，降低稠油黏度，促進(jìn)稠油開采。

(2)該混配器的降黏和稠油舉升攜帶效果受稠油入口-總出口、稀油入口-稠油入口壓差影響，降低總出口壓力、提高稀油入口壓力有助于降低混合黏度，提高摻稀比和降黏比。

(3)建議結(jié)合產(chǎn)量和輸送需求合理設(shè)置工況，減少稀油用量的同時(shí)提高開采量，降低輸送黏度。