張兵強

中國石油西氣東輸管道公司豫皖管理處，河南鄭州 450000

0 引言

目前油田常用的破乳劑加注工藝有滴注工藝、引射注入工藝等，這些傳統(tǒng)的加注工藝加注點多設置在管道三通位置，有些甚至直接從壓力表接口注入。這些注入方式的共同點就是注入管道的破乳劑隨原油乳狀液流動，而目前國內多數(shù)原油存在黏度高、密度大等特性，在管道中流動均呈層流分布，這就造成了破乳劑和原油乳狀液混合困難。如果不經(jīng)過劇烈攪動或者泵等設備的剪切過程，破乳劑很難均勻到達油水界面膜，從而嚴重影響了原油破乳脫水效果，導致許多油田存在破乳劑加注量大、破乳效果差、破乳劑更換頻繁等難題。

研究發(fā)現(xiàn)當破乳劑以逆流高壓噴射方式注入時，可以彌補破乳短時間內混合不均勻的缺點，提高破乳效果。逆流高壓噴射注入位置見圖1。

圖1 逆流高壓噴射破乳劑加注工藝加注位置示意

1 注入點流場模擬研究

本文以FLUENT為模擬平臺，采用SST k-ω湍流模型，對逆流高壓噴射和普通破乳劑加注方式進行數(shù)值模擬，首先建立逆流注入和普通注入的幾何模型，然后對其進行網(wǎng)格劃分，最后設定邊界條件對其流場進行仿真計算。

1.1 GAMBIT模型建立及網(wǎng)格劃分

本文建模的主管道直徑100mm，長度1 200mm；注入管道直徑20mm，長度300mm，利用GAMBIT對兩種加注方式建立幾何模型，見圖2。

圖2 兩種加注方式幾何模型及網(wǎng)格劃分

CFD計算對計算網(wǎng)格有特殊要求，一是必須考慮到近壁的黏性效應，因而采用較密的貼體網(wǎng)格；二是網(wǎng)格的疏密程度應與流場參數(shù)的變化梯度大體一致。本文網(wǎng)格劃分采用Tgrid法，該方法適合復雜的工程結構，生成四面體和金字塔網(wǎng)格，Tgrid法生成網(wǎng)格過程不需要用戶干預，可以劃分出網(wǎng)格密度變化很大的網(wǎng)格。并用GAMBIT軟件對管道進出口方向進行定性，然后輸出后綴為.m sh文件以供在FLUENT中進行模擬計算。

1.2 FLUENT模擬結果分析

本文以某油田原油乳狀液（密度0.934 1 t/m3）和WDP-1破乳劑（密度0.902 3 t/m3）為流動介質，主要控制兩個進口的流速，根據(jù)現(xiàn)場數(shù)據(jù)將乳狀液流速設定為2m/s，根據(jù)壓力、速度換算關系將破乳劑注入速度設定為6m/s，控制方程采用SST k-ξ湍流模型，采用FLUENT對常規(guī)注入方式和逆流高壓噴射注入方式進行流場模擬，主要分析流場內液體粒子分布規(guī)律、混合后兩種介質速度場及流線分布情況。由于建立的是三維模型，為了能夠清楚地展現(xiàn)管道內部破乳劑和乳狀液的混合情況，在FLUENT中設置觀察平面X=0，該平面能清楚觀察兩種介質混合時的流場，流線分布情況。模擬結果見圖3、4。

圖3 常規(guī)破乳劑注入流場分布情況

圖4 逆流高壓噴射破乳劑注入流場分布情況

從圖3（a）可以看出，常規(guī)破乳劑加注方式，乳狀液流線和破乳劑流線幾乎呈平行分布。圖3（b）和（c）則表明，常規(guī)破乳劑加注方式的速度場分布均勻，混合物顆粒呈分層狀態(tài)，破乳劑和乳狀液混合程度較低，不利于破乳劑均勻分布到乳化膜表面，因此該加注方式不適合在短距離的站場加注破乳劑。

從圖4（a）可以看出，逆流高壓注入的破乳劑對管道內部流場影響較大，破乳劑和乳狀液速度矢量交匯處流線發(fā)生變化，形成湍流漩渦。從圖4（b）可以看出，速度交匯處出現(xiàn)了0速度點，根據(jù)伯努利方程可知該點速度減小壓力必然增加，從而形成了虛擬的駐點，駐點附近可以形成劇烈的湍流漩渦，有利于乳狀液和破乳劑在駐點漩渦附近快速混合后繼續(xù)流動。圖4（c）的混合物粒子標識號（Particle ID）流線圖表明，經(jīng)過湍流漩渦攪動后，兩種介質混合相對均勻，有利于破乳劑分散到乳狀液水滴表面，替換原油中天然乳化劑，降低乳化膜強度，使分散的小水滴聚結沉降。

2 噴嘴類型選擇

逆流高壓噴射加注工藝注入點彎管出口的形狀對破乳劑霧化效果影響巨大，所謂的霧化就是在高壓能量的作用下，液體被破碎成微小顆粒的物理過程。破乳劑加注過程中霧化程度越高越有利于破乳劑均勻分布到油水界面，提高破乳效果，同時也可以降低破乳劑的用量，節(jié)約生產(chǎn)成本。

為了選擇霧化效果更好的噴管類型，本文對漸縮式噴管和縮放式噴管進行了模擬研究。漸縮式噴管尺寸為φ20mm×10mm，φ20mm×5mm；縮放式噴管尺寸為φ20mm×10mm×20mm。通過模擬漸縮和縮放噴管在加注破乳劑時對管道內部流場的影響，而后根據(jù)流線分布情況以及速度場分布情況，選擇合適的噴管類型。φ20mm×10mm和φ20mm×10mm×20mm噴管的模擬結果見圖5。

圖5 兩種類型噴管紊流能量云圖

對比圖5（a）、（b） 可知，漸縮噴管和縮放噴管在最小直徑相同的情況下，漸縮噴管引起的紊流強度達136m2/s2，而縮放噴管產(chǎn)生的紊流強度只有40.6m2/s2，模擬結果表明同等條件下漸縮噴管產(chǎn)生的紊流強度遠大于縮放噴管。圖6（a）、（b）則表明漸縮噴管形成的錐形噴霧頭幾乎布滿整個管道，而縮放噴管形成的錐形噴霧頭僅僅在管道中心位置。綜上所述，漸縮噴管對破乳劑的霧化效果更好，因此本文選擇漸縮噴管加注破乳劑。

圖6 液體顆粒標識號流線分布

為了進一步確定漸縮噴管收縮比例對破乳劑注入效果的影響，本文對不同收縮比例的漸縮噴管進行了對比實驗，模擬實驗結果見圖5（a）、圖6（b）和圖7。

圖7 φ20mm×5mm漸縮噴管模擬結果

對比圖5（a）和圖7（a）可知，漸縮噴管出口直徑越小，形成的紊流能量越大，出口直徑從10mm減小到5mm時，紊流強度從136m2/s2增加到了150m2/s2，增加幅度有限，同時隨著收縮比例增加，加注位置對加注泵的壓力要求也不斷提高。對比圖6（a）和圖7（b）可知，漸縮噴管出口直徑越小形成的紊流漩渦越大，在不考慮經(jīng)濟性情況下，這是理想的變化趨勢，但是收縮比例過大可導致液流對噴嘴沖蝕磨損過大，噴嘴更換頻繁，同時對加注泵性能要求更高，最終導致加注成本急劇增加。因此綜合破乳劑分布效果和經(jīng)濟性，建議選擇漸縮噴管收縮出口直徑在5～10mm之間，不宜過小。

3 加注點模塊化設計

由于逆流高壓噴射加注方式的特殊性，其加注位置必須進行專門設計加工以滿足加高壓逆流噴射工藝的需求，現(xiàn)對其詳細加工尺寸進行三維構造，采用的兩個方案見圖8。

圖8 破乳劑加注點三維構造示意

方案一：注入點裝置采用整體鑄造技術一次成型，在主管道兩端焊接DN100mm法蘭片，采用法蘭連接集輸管道，噴嘴和注入管道采用螺紋連接。

方案二：適合于口徑較大管道，采用和主管道等徑三通在三通上焊接對應法蘭，并在法蘭盲板上開孔焊接加注噴管，該加注裝置具有成本低，維修方便等優(yōu)點。

4 結論

本文提出了一種全新的逆流高壓噴射破乳劑注入方式，并利用FLUENT軟件以某油井乳狀液和WDP-1破乳劑為流動介質，對常規(guī)注入方式和逆流高壓噴射注入方式進行了模擬，結果表明逆流高壓噴射破乳劑加注方式在主管道中形成的紊流漩渦加劇了破乳劑和乳狀液混合，有利于破乳劑分散到乳化膜表面，破壞乳狀液的穩(wěn)定性，加快水滴聚結沉降。同時對加注噴管類型進行了選擇，模擬了不同類型噴管對破乳劑和乳狀液混合流場分布的影響，模擬結果表明，采用漸縮噴管加注破乳劑效果優(yōu)于縮放式噴管，并確定了噴管出口直徑宜控制在5～10mm之間。

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