配注系統管件內驅替液表觀黏度變化模擬研究

李龍 臧銘浩 陶小平 程佳 侯磊 盧亞濤

1中油（新疆）石油工程有限公司設計分公司

2中國石油大學（北京）機械與儲運工程學院

3新疆油田公司

4大慶油田第六采油廠

目前我國很多油田已經進入開發中后期，石油開采難度越來越大，三次采油技術已經成為各大油田發展的重要方向。三元復合驅技術將堿、表面活性劑、聚合物三種化學劑配制在一個體系中，既利用了藥劑原有的性能，又發揮了化學劑間的協同效應，是一種具有較好發展前景的三次采油技術。根據三元復合驅技術提高采收率的原理，需要讓驅替液的黏度保持在合理高位以提高在地層下的波及體積。驅替液具有一定黏度是因為其中的聚合物高分子鏈溶于水后舒展成長鏈，且進一步纏結形成較穩定的結構，但是當機械剪切達到一定強度時，聚合物高分子鏈及其纏結結構會變形甚至破壞，宏觀上表現為黏度降低，因此有必要掌握驅替液在配注管件中流動時的表觀黏度變化規律。

曾黎[1]發現在配注過程中有較大黏損的節點為螺桿泵和靜態混合器，在一泵多井注入流程中母液流量調節器也有很大黏損。王成勝、游關賓等人[2-3]發現高壓注入泵機械剪切對聚合物黏度損失影響較大，黏損率超過50%；母液流量調節器前后壓差越大，聚合物溶液黏損越大。秦篤國、王翠麗[4-5]發現注入泵在泄漏、泵效低等不良狀態下運行時，黏損率高達85%。孔繁榮等人[6]發現在低濃度范圍內，隨著驅油劑濃度的降低剪切歷史對驅油劑黏度及黏損率的影響增大。劉良華、辛麗宏等人[7-8]發現彎頭等管件的數量越多，黏損越大，管線長度越長、管徑越小、注入壓力越高、注入量越大的聚合物溶液輸送管線對聚合物溶液的黏度影響就越大。總體來看，目前配注系統內黏度變化研究大多通過現場試驗進行，只能在某些固定節點處設置取樣器進行黏度測試與分析，不能掌握具體管件內的黏度變化情況。本文通過對新疆油田七東一區三元復合驅試驗站配注系統管件進行流場數值模擬，研究了管件內部驅替液的表觀黏度變化規律。

1 數學模型及模擬參數

七東一區三元復合驅試驗站采用“單泵單井，兩級濃度調配”的工藝流程，聚合物母液在聚驅站集中熟化后管輸至三元復合驅試驗站，在母液罐操作間同表面活性劑混合，形成聚合物質量濃度為3 000 mg/L、表活劑體積分數為0.3%的轉輸液，在配注流程的末端與堿和表活劑的混合溶液進行復配，注入地下。轉輸階段是三元復合驅配注系統的主體階段，轉輸液流經彎頭、變徑管、三通等管件。以二元轉輸液為研究對象進行模擬，轉輸液在流動時被認可為是符合冪律模型的非牛頓流體[9]。

對非牛頓流體表觀黏度η而言，其剪切應力τˉ可以描述為

其中表觀黏度η為變形率張量Dˉ的函數。在FLUENT內采用的非牛頓流體模型中，Dˉ被定義為僅與剪切速率γ˙有關的函數，即

非牛頓冪律流體的本構方程為

冪律流體表觀黏度表達式為

式中：k為稠度系數，Pa·sn；n為流變指數，無量綱；T0為參考溫度，℃。

用MCR302流變儀對配注溫度20℃下的二元轉輸液在不同剪切速率下進行黏度測定，對實驗數據進行擬合，確定二元轉輸液的稠度系數k為1.543 Pa·sn，流變指數n為0.28。計算模型采用分離隱式求解器方案，計算模式選擇穩態，微分方程的離散使用有限體積法；對流項采用二階迎風格式離散，擴散項使用中心差分格式；速度壓力耦合方程采用SIMPLE算法。考慮非牛頓流體近壁邊界層處的流動特點，模擬時選擇標準k-omega模型，包含低雷諾數影響、可壓縮性影響和剪切流擴散，適用于受到壁面限制的流動計算和自由剪切流計算，雷諾應力的渦黏性模型為

式中： μt為渦黏性，Pa·s；Sij為平均速度應變率張量；Snn為Sij的對角線項之和； ρ為流體密度，kg/m3；k為湍動能，m2/s2； δij為克羅內克算子。

2 模擬結果

2.1 不同管件中的表觀黏度模擬

彎頭按曲率半徑不同可分為短半徑彎頭和長半徑彎頭，短半徑彎頭的曲率半徑等于管道外徑，長半徑彎頭曲率半徑等于1.5倍管道外徑。圖1為不同彎頭中的表觀黏度云圖，模擬速度均為0.85 m/s，壓力均為0.6 MPa。如圖1所示，轉輸液在彎頭入口處表觀黏度較高，且越靠近軸線處表觀黏度越大，這是因為越靠近軸線，剪切速率隨著速度梯度的減小而減小；而壁面處由于速度邊界層的存在，剪切速率大于軸心處，所以表觀黏度較小。轉輸液流經彎頭時，軸心處高黏度區顯著縮小，表觀黏度數值明顯降低且出現波動，這是因為轉彎處速度發生突變，且由于離心力的作用，彎頭靠近外壁位置的壓力比內側大，在壓差和速度差的作用下，轉彎處的流場不穩定，剪切率上升導致表觀黏度降低，流經彎頭之后，流動漸漸趨于平穩，表觀黏度有所恢復。模擬結果顯示，轉輸液流經DN200 mm彎頭時的整體黏度略高于DN100 mm彎頭；DN100 mm彎頭轉彎處的黏度降低程度比DN200 mm彎頭劇烈；同直徑下短半徑彎頭轉彎處的黏度降低程度比長半徑彎頭劇烈。這說明彎頭直徑越小，轉輸液在流動時受到的剪切越大；彎頭曲率半徑越小，即彎曲幅度越大造成的剪切就越大。

圖1 不同彎頭處表觀黏度云圖Fig.1 Apparent viscosity cloud diagram at different elbows

圖2 為不同直徑三通中的表觀黏度云圖，三通模型左側為入口面，右側和上方為出口面，模擬速度均為0.85 m/s，壓力均為0.6 MPa。可以看到三通分流處的表觀黏度大幅下降，黏度降低現象比同直徑長半徑彎頭處更加明顯；流過分流處后由于剪切率大幅降低，表觀黏度基本恢復到原來的水平。模擬結果顯示，小直徑三通內的整體表觀黏度以及軸心高黏度區的范圍均小于大直徑三通，流經DN100 mm分流處時表觀黏度的降低現象比流經DN200 mm分流處時要更明顯；小直徑三通干管分流點處有明顯的黏度梯度，且支管內表觀黏度受影響的范圍大于大直徑三通。這說明，管徑越小，流動時內部的剪切率就越大，表觀黏度就越小，在分流處差別更加明顯。

圖2 不同直徑三通處表觀黏度云圖Fig.2 Apparent viscosity cloud diagram of different diameter tees

圖3 不同變徑管處表觀黏度云圖Fig.3 Apparent viscosity cloud diagram at different reducers

圖3 為不同變徑管處的表觀黏度云圖。由圖3可以看出轉輸液在流經變徑管前后表觀黏度大幅變化，黏度降低水平高于同直徑的常用彎頭和三通。首先，是因為變徑后速度發生突變，流動不穩定，剪切率大幅上升；其次，縮徑處會出現強化剪切的渦流；最后，縮徑后流動截面積縮小，速度梯度變大，造成的剪切更大，黏度的恢復程度顯著弱于流過彎頭和三通后。經比較可知，變徑管直徑越小，流動中的轉輸液整體表觀黏度越低；變徑幅度越大，對轉輸液造成的剪切就越大；偏心變徑時產生的剪切強度大于同類型的同心變徑管，且偏心變徑后轉輸液的整體黏度明顯小于同心變徑。

2.2 相同管件中不同流速下的表觀黏度模擬

圖4中a、b分別為DN100 mm長半徑彎頭內轉輸液以0.4 m/s和1.3 m/s速度流動下的表觀黏度云圖。由其可以看出，長半徑彎頭中以0.4 m/s速度流動的轉輸液整體黏度高于以1.3 m/s速度流動的轉輸液，且轉彎處的表觀黏度值分布呈現明顯的波動。這是因為在轉彎處流場不穩定，由于內外側速度差和壓差的存在產生較強的渦流，高速流動下表觀黏度的降低現象更明顯。圖4中c、d分別為DN100 mm三通內轉輸液以0.4 m/s和1.3 m/s速度流動下的表觀黏度云圖。由其可以看出，不同流動速度下轉輸液的黏度分布有較大不同，高速流動下轉輸液的整體黏度小于低速流動，以0.4 m/s速度流動的轉輸液分流處和壁面處表觀黏度分布梯度小于流速為1.3 m/s的情況，且高速流動下支管內表觀黏度受影響的范圍更大。圖4中e、f分別為DN100 mm/65 mm同心變徑管內轉輸液以0.4 m/s和1.3 m/s速度流動下的表觀黏度云圖。由其可以看出，以0.4 m/s速度流動的轉輸液表觀黏度在變徑前、變徑時和變徑后均高于以1.3 m/s速度流動的轉輸液表觀黏度，表觀黏度在變徑中心達到最低。

將圖4與前文中各對應模型流速為0.85 m/s下的模擬結果共同分析可以發現，流動速度對表觀黏度有較大影響。流動速度越大，管件中的剪切越嚴重，轉輸液的整體黏度就越低；同樣管徑的管件中，流速越大，近壁面處的黏度梯度越明顯，這是因為轉輸液有較高黏度，在流動過程中有“掛壁”現象，流動速度越大，壁面處轉輸液的速度梯度就越大，剪切就越嚴重。

3 結論

圖4 各管件不同流速下表觀黏度云圖Fig.4 Apparent viscosity cloud diagram of different flow rate at different pipe fittings

（1）用數值模擬的方法分析驅替液在不同配注管件內的表觀黏度場變化情況，與現場試驗相比，能更準確地掌握各管件內表觀黏度的具體分布情況，認識驅替液在不同管件內流動時表觀黏度的變化規律。

（2）相同條件下驅替液在常用彎頭、三通和同心變徑管中流動時受到的剪切依次增大；驅替液在小直徑管件內流動時受到的剪切大于大直徑管件，管件內驅替液流速越大，受到的剪切就越大，管件直徑越小或配注流速越大，流動的不穩定性越強，越不利于黏度的保持。

（3）要盡可能減少配注系統中管件數量，尤其是變徑管數量，彎頭盡量使用曲率半徑大的，變徑處盡量使用同心變徑管，適當增大配注管件直徑，降低配注流速，能夠有效控制系統中的剪切程度，有利于驅替液黏度的保持。

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