临界与亚临界的油嘴油／气／水质量流速试验与预测.docx

1、临界与亚临界的油嘴油/气/水质量流速试验与预测编译：王志彬石红艳（西南石油大学研究生院）审校：刘廷元摘要：利用位于Porsgrunn的NorskHydro油气R&D中心的多相流循环测得大段孔板型与笼型油嘴在临界流与亚临界流两种条件下的气液两相嘴流数据.这篇文章是对Schuller（2003）研究成果的拓宽与发展.（2003）的研究成果共用到1999测得的367个数据，本次试验一共测得509个试验数据，下游分离器压力和温度分别维持在8bara利50X?.上游最大压力为40bara,嘴前嘴后最大压力比接近4.2003年Schuller给出的Hydro模型在预测临界流与亚临界流质斌流速方面有

2、相当好的准确性，绝对平均误差和标准差分别为6.2%、8.9%.与1986年提出的Perkins模型和1993年提出的Sachdeva模型相比，Perkins模型和Sachdeva模型的平均百分误差均高于22%,标准差均高于25%.Hydro模型对临界流与亚临界流之间的过渡流珞测准确性也较好。井族（多分支井的井流物同时流进一个水下出油管）油和气的生产经常要求对每口井的产最进行控制，准确地预测嘴子的实际性能对优化生产来说显得尤为重要。最近儿年，用于油井配产相互作用的多相流模型和的控制系统得到发展。他们把井流物在油管上游条件下的测试数据、油嘴开度、流动特性作为输入参数。北海的Troll油田和其它几个

3、油田已经成功实现了油嘴的自动化控制，实现基础气液两相嘴流模型，他们利用的嘴流模型是基于1991年的Selmcr-Olscn和1995年提出的Hydro模型。油嘴的亚临界流通常用油嘴的流动能力系数G描述。通常在实验架上用水作为测试流体来测得的。为决定临界流条件，使用了几种方法：假设热动力平衡的均匀流模型：假设没有气体从油中闪蒸出去的均匀流模型（冻结流）（Henry&Fauske,1971）；用经验或半经验关系式描述气体从液体中的闪蒸带来的动能（Henry&Fauske,1971）。真实油藏流体多相流流过油嘴，与试验条件下单相嘴流相比，最大的差异在于以下几个方面：油藏碳氢化合物流体

4、包括从轻质碳氢化合物到重质碳氢化合物的多种组分；轻质组分的闪蒸导致流体流过油嘴的过程中，与单相嘴流试验相比动能变化的差异；由于上游几何尺寸和流速的关系，在油嘴上游存在几个不同的流型，会影响油嘴的流动行为，如液塞、相间转化（Selmer-Olsen1991;Selmer-Olsen&Lemonnier1995）。2003年，Schtlllcr的研究表明：Hydro模型能较好地预洵亚临界流条件下真实碳水化合物（如：气、油、水）的质量流速，在石油和天然气工业中精度比其它模型高，这可能是由于其它模型是基于以水或稳定的空气和惰性气体作为测试流体介质的测试数据而建立的。在Schuller的研究中，

5、最多相流循环测试环开展了试验，共获得单相、两相、三相367个试验数据点。在试验中测试了两种不同的几何类型的油嘴在不同开度（2.0%、3.5%、5.0%）下的试验数据。油嘴下游维持在8bara,50C,上游温度恒定、压力以体积流速间接给出。上游的压力由泵控制，最大压力值为8barao流动状态主要为亚临界流。为了把测试数据拓展到临界流，在本文第二部分油嘴试验研究中（2002年开展本试验），使用二级压缩机（可以把气体加压到更高的情况）测试了142个新的单相、二相、三相流动数据点。评价。评价结果概括如下：与其它气液两相嘴流模型相比，Hydro模型对质量流速的预测能力是最好的；Hydro模型中用在本文中

6、评价的嘴流模型，质量流速预测能力排序Perkins模型。到的算法可以用于临界流和亚临界流两种流型。为:（1）Hydro模型；（2）Sachdeva模型；（3）参数说明6C=AC/A2f收缩系数，无因次Cr=孔板尺寸的流动系数，g/min/psip=Hi力，N/m2T=温度,Kp=压差，PlP3,N/m2下标说明G=气体。二油T二收缩位置1=油嘴的上游3=油嘴的下游（在压力恢复状态下）国际单位与公制单位的换算系数无因次无因次流量系数，气=嘴流系数，。二体积流鱼，X=质景分数，无因次m=混合物=水均质混合物2=油嘴喉道处（油嘴出口）BarX1.0*.E+05=Pa°F°F-32

7、)/I.8=rGalX3.785412E-03=?3PsiX6.894上述转换系数都是弟确的。E+00=kPa参考文献G.E.>andLang，1.Robertson.D.S.>Morgan,I.W.P.,FlashingFlowThroughWellheadChokes:Anexperimentalstudy*Rhirdintl.ConferenceonMultiphaseElow>BHRA>TheHague(1987).2. DriskclLL.,Control-ValveSelectionandSizing.TheInstrumentSocietyofAmeric

8、a,ResearchTrianglePark,NorthCarolina(1983).3. Chisholm.D.Two-PhaseFlowinPipelinesandHeatExchangers.GeorgeGodwin(LongmanGroupLtd.)andIChemE>London(1983).4Tangren.R.F.,Dodge.C.H.,andSeifert.H.,CompressibilityEffectsinTwo-PhaseFlow,J.AppliedPhysics(1949)20,No.7,637.5. Henry,R.E.,Two-PhaseFlowDynamic

9、s.Hemisphere(1981).6. Grolnes.M.A.andLeung,J.C.,ChemicalEngineeringProgress(1985)81>No.8,47.7. Henry,R.E.andFauske,H.K.:,TheTwo-Phasecriticalflowoftwo-componentmixtureinnozzles,orificesandshorttubes.TASMEJ.HeatTransfer(1971)93>2,179.8. RP52I,GuideforPressureReliefandDepressuringSystems.API.Was

10、hington.D.C.(1990).9. Sachdeva.R.etal.,Two-PhaseFlowThroughChokes,paperSPE15657presentedatthe1986SPEAnnualTechnicalConferenceandExhibition,NewOrleans.5-8October.10. Singleton*E.W.»Developmentofahigh-performancechokevalvewithreferencetosizingformultiphaseflow.MeasurementandControl,(1991)24,273.1

11、1. Perkins.T.K.,CriticalandSub-criticalFlowofMultiphaseMixturesThroughChokes,SPEDC(December1993)271.12. Osman,M.E.andDokla,M.E.,Correlationspredictgas-condensateflowthroughchokes.Oil&GasJ.(1992)90,No.ll,43.13. Selmer-Olsen,S.,SubseaChokeFlowCharacteristics,DNVResearchReportNo.92-2054,DetNorskeVe

12、ritas,Norway(1992)；Selmer-Olsen,S.etal.SubseaChokesasMultiphaseFlowmeters.ProductionControlatTrollOlje,paperpresentedatthe7thIntl.ConferenceonMultiphaseProduction,BHRGroup,Cannes.France(1991).14. Selmer-Olsen,S.,Etudetheoriqueetexperimentaledescoulementsdisphasiquesentuydreconvergente-divergente.PhD

13、dissertation*I'lnst.Nntl.PolytechniquedeGrenoble(INPG),Grenoble.France(1991).15. Wilson,A.et.al.»Creating,ImplementingandVerifyinganEngineeringTool,paperpresentedatthe1991GasProcessorsAssoc.AnnualConvention.SanAntonio*Texas,March.16. OverA,S.»NEW*SANewProcessSimulator.NPF,NorwegianPetr

14、ochemicalSociety(1989).17.Morris,S.D.,Two-PhasePressureDropacrossCalvesandOrificePlatesinEuropeanTwo-PhaseFlowGroupMeeting,paperE2.MarchwoodEngineeringLaboratories*Southhampton,U.K.(1985)4-7June.19. Simpson,ll.C.,Rooney,D.H.,andGrattan,e.»Two-Phaseflowthroughgatevalvesandorificeplates,paperpres

15、entedatthe1983Inti.ConferenceonthePhysicalModellingofMultiphaseFlow,Coventry,England,19-21Aprml.20. Hewitt>G.andHall-Taylor>N.S.,AnnularTwo-PhaseFlow,PergamonPress,Oxford.England(1970).(来源：SPEProduction&Operations,2006)多相流动环（MPFL）的主要部件和布置如图1所示。该系统是油、气、水三相循环测试环，该系统能够把油、气、水合成具备真实油藏流体性质的井流物。为

16、确保完全隔氧的环境，所有的流体都经脱氧装置脱氧，表1给出了设备的主要测试技术说明。三相分离器安装在室内，各相流体流过分离器下游的泉并计凤，以达到试验所要求的流速。一旦流速达到要求，可以用上游压力泵进一步增加流体的压力。在循环系统中安装了两个壳装式热交换器（一个用于冷却气体，另一个用于冷却或加热液体）以控制温度。试验装置和测试设备都被隔热处理，电热控制系统用于确保椎个流动过程中温度均匀一致。、1U40m图2油嘴测试段各相流体的流速用油嘴下游的气体循环泵和液泵控制。各相流体在T型连接点混合，并进入3-in（内径77.9nun）管道，然后流进位于下游45m处的多相泵（Bornemann,型号：MW.

17、7T.3zk-50）.此处的多相泵在本试验中的作用是将上游的压力增加到期望值，最后混合流体进入油嘴测试段。'在本试验系统中用到了大最的设备，仅有儿个主要部件直接用于获取数据。图1列出了各个设备的位置。本系统使用的设备有过程设备和精密仪龈4过程设备用于确保试验过程的连续性，如压力、温度和流速。图1列出了各个设备的位置。精密仪器用于监测所需的参数是否达到期望值，如压力降和流动条件。各个设备见图2。2003年，Scalier等在研究过程中所使用的儿何油嘴（一个孔板阀和一个有两个相反孔的简化笼式油嘴）再次被用于测试，他们的设计和安装参考位置相同，测试时两种儿何油嘴调整到不同的过流面积。因为笼式

18、油嘴有两个孔，这两个孔的大小被调整到与相应孔板油嘴相同过流面积的尺寸。两个孔定位在相同的水平面。孔板型油嘴和笼式油嘴代表管道中的两种不同的障碍物类型。对于孔板型油嘴，流体刚流过嘴子出口时的压力最低。对于笼式油嘴，在嘴子内部某个位置压力最低。对笼式油嘴，流体在汕嘴内形成的径向流在内部造成喷射，这样近似增加了流动障碍。在笼式油嘴内部，素乱障碍的内部消耗造成压力损失，然而对于孔板型油嘴，孔板产生压力损失后，素乱流动分离。具体的油嘴的儿何尺寸见2003年Schulle的研究报告。测试的两种尺寸分别为Hmm和18mm,代表油嘴孔过流面积的2%和5%.测试过程首先包括水、气、油的单相测试，接着气、水，气、

19、油的二相，最后是油、气、水的三相流动测试。试验流体是北海Njord油由的原油、挪威Kaarstoe站点的天然气、加入盐的水经合成后的流体lOBara,50*C下油、气组分如表2所示。所有组分均比戊烷和C6卜重，碳氢化合物液体系统是相X寸较轻的原油（43°API）,天然气体系中甲烷含危高于80%。在测试期间，分离器维持在8bara>50C状态。独立测试变量是分离器条件下的各相体积流速、压力降、温度。油嘴压力在每次测试中都不同，但是下游压力维持在一定值，并接近于分离器压力。各相体积流速测试点处的油、气、水的密度是知道的。在每次测试期间质量流速维持恒定不变，但是因为混合物从油嘴上游到

20、分离器之间，压力变化使液相中的气量:分离出来，液相发生闪蒸，气体质最分数随之发生变化。当气、油之比和含水危与分离器条件下一致时，油、气、水达到平衡状态。由于油嘴上游压力商于分离器压力，这样油嘴入口处的*油比和含水量与分离器条件下不一致。由于泵在较大的压差下运行，造成压缩效应，引起泵的入口温度与分离器的温度不-致。上游的参数值可用热力物性程序NEWS计算，该程序是基于热动力平衡，利用SRK状态方程得出来的。在本试验中，区分临界流是本试验非常重要的一部分。在本试验中，通过油嘴下游的快速开关和人工操作阀对临界流与亚临界流进行监测，如图3所示。VL-i-i»图3临界流监测段快速开关和人工操作

21、阀布置一旦流速达到要求，人工阀就可以用于节流油嘴下游的流动。这会造成压力升高。然而快速反应压力单元操作和记录的频率为100HZ,快速开关阀会造成下游压力降低，阀基本上在1秒钟就达到全开的位置。如果同时监测到阀的上游和下游压力都在减少，如图4所示，这就意味着流态达到亚临界流，因为在亚临界流状态，压力蒸动能传到上游。相反，如果没有监测到油嘴E游压力降低的信号，如图5沛示，那么流动就处于临界流，因为在亚临界流状态，压力波动不能传到上游。使转化的压力信号比噪声.产生的波动信号还强就显得尤其重要。因此，如果干扰产生的波动比快速开关产生的脉冲压力还强，在试驶中通过对人工阀做相应的调粮以下游产生适宜的压力转

22、化信号。在试验过程中三个不同的试验操作员对试验结果进行评估，试验后对每个人的评估作出比较,'如果作出的评估不能得到调和，该试验点就视为无效。时3<S)图3亚临界流条件下压力波动信号时间(S)图4临界流条件下压力波动信号试验中将压力的突然降低产生的扰动用于区分临界流和亚临界流，这主要由于以下两方面的晓因：一是在临界流处存在-流速与压力扰动传播的信号速度相等(在单相流速中意味声速)的剖面，阻止扰动在相反的方向传播；二是快速开关阀处于关闭状态时，阀突然打开造成下游压力信号大大降低，亚临界流可能变为临界流。3. 试验结果在本试验中，单相、两相、三相流体的共142个实验点被测试，试验过程中

23、气液比在0.5到50之间变化，含水率在10%到90%之间变化，多相泵提供的压力在16到60bara之间变化，产生的嘴前最后压力比在1.5到4.5之间变化。单相水用于获得两种不同几何特性、两种不同开度下油嘴的节流系数C“表3给出了1999年和2002年测试两种不同几何特性、三种不同开度油嘴的C、值。这些值是根据方程1得出的。表3-不同油嘴类型及不同尺寸下的CvffiChokeSizeOrificeCageComment11mm3.553.50199914mm5.175.86199918mnV8.88873199918mm8768.55200211mm3.503.512Q023600p.10：2V

24、0.86FypwAp'Q：体积流兼；P：密度；Fy:节流系数；Ap：压差。下标刀和W分别表示多相混合物和水；下标1和3分别表示入口和出口位置。对于亚临界流，代=1。如果公式1应用于单相水流，那么P=P.。临界流的监测通过目视分析压力扰动是如何在相反的方向传播得到的。如前面的分析那样(如图4和图5所示)。llnun孔板对应的部分测试结果在表4被给出。但本文章提出的模型在与其它模型做分析比较时，测得的142个试验数据点都用到。表4临界流和亚临界流条件下llnun孔板油嘴测试结果测点序列号pl/p3GLR(-)含水率(%)观察到的流态C2-G0WOR-11-1621.850.87.2亚临界C

25、2G0W-0R-11-1632.339.211.2临界C2G0W-0R-11-1651.749.790.2亚临界C2-G0WOR-U-1662.150.291.7亚临界C2-G0W-0R11-1672.349.189.9临界C2-G0W-0R11-1682.550.589.6亚临界C2G0W-0R-11-1691.58.989.9临界C2-G0W-0R11-170临界C2-GOW-OR-11-1712.09.69.7临界C2-G0WOR11-1722.010.09.5临界C2G0W-0R-11-1731.611.710.0亚临界/临界C2-G0W-0R11-1741.810.

26、088.9亚临界C2G0W-0R-11-1752.49.288.8临界C2-G0WOR-11-1761.74.790.0临界C2-GOW-OR-11-17亚临界/临界C2-G0W-0R-11-1782.14.410.1临界C2GOW-OR-11-1792.25.010.3临界C2G0W-0R-11-1801.55.510.6-亚临界C2-G0W-0R-11-18临界C2GOW-OR-11-1822.24.989.4临界C2-G0W-0R-11-1832.25.390.0临界C2-G0W0R-11-1902.11.090.3临界11-mm-直径孔板油嘴

27、测试结果测点序列号pl(bare)T1CC)Xg(-)Xo(-)Xw(-)P1-P3(bare)M(kg/s)C2W0R-11-25115.8943.90.00000.00001.00005.982.1C2W-0R-11-25223.5447.90.00000.00001.000013.083.13C2W0R-11-25327.3953.90.00000.00001.000016.583.58C2-W-0R-11-25431.3958.90.00000.00001.000020.234.00C2-W-0R-11-25535.3266.90.00000.00001.000023.714.41C2

28、GOWOR-11-16223.8577.90.2960.64030.063710.430.67C2G0W0R-11-16328.4893.90.24320.6510.105816.120.96C2-G0W-0R-11-16419.8669.90.26010.05760.68248.450.65C2-G0W-0R-11-16524.3469.90.25170.04890.699412.970.84C2-G0W0R-11-16630.6279.90.24190.06260.695517.571.07C2G0W0R-11-16737.1392戈0.24610.06040.693522.011.27C

29、2G0W-0R-11-6815.4853.90.07230.81510.11264.950.95C2GOW0R-U-16925.3866.90.0730.81410.112911.521.52C2GOW-OR-11-17032.1270.90.0710、8178/0.111215.781.79C2-G0W-0R-11-17137.7987.90.07380.80970.116519.072.02'C2G0W-0R-11-17215.6150.90.07780.08130.84095.881.05C2-G0W0R-11-17323.0348.90.06280.08340.853810.1

30、21.59C2-G0W-0R-1117431.0970.90.06010.07460.865318.222.29C2GOW0R-11-17518.8150.90.03860.8330.12847.431.36C2G0W-0R-11-17626.2857.90.04040.83780.121812.731.84C2G0W-0R-11-17732.0164.90.03480.84090.124216.62.29C2GOW0R-11-17838.4973.90.03850.83430.127221.012.54C2G0W0R-11-17917.2456.90.03920.0810.87985.971

31、.43C2-G0W-OR-11-18O27.6256.90.03440.07680.888714.462.32C2-G0W0R-11-18134.7259.90.03220.08150.886218.742.78C2-G0W-0R-11-18239.3763.90.0340.07690.889121.113.06C2-G0W0R-11-18322.0852.90.00730.07640.916311.662.65模型2003年，Schuller在研究过程中所用到的模型，除了两相乘积模型，本研究中也再次评价了下面这些模型:Hydro模型，Sachdeva模型(1986),Perkins模型(19

32、93),以及2003年SchUIler利用自己所提出的新滑脱关系式而建立的新的完善模型。注意，Hydro模型可以看作几个模型，如Hydro长模型和Hydro短模型。当前，在石油行业广泛应用Hydro模型和Perkins模型，用其控制多相流体流过油嘴。不同嘴流质量流速模型的预测能力利用实测值评价。各个嘴流模型质量流速预测值与实测值的比较图已做出。所提出的嘴流模型能够判断流态是临界流还是亚临界流，别的模型如2003年Schuller提到的两相乘积模型没有这种功能。与Sachdeva和Perkins模型相比，该模型最大的-个特点就是在油嘴的喉部和下游处使用了控制单元体。流体在进入控制体之前可能会改变

33、方向，但是在控制体内部不会。与仅使用流量系数的方法相比，是从机理上对不可逆损失过程的描述。如果确实需要，可以使用流晨系数或校正因子42007,Vol.3,No.4对其微调。控制体积的方法也是也是对有热量损失和质量交换的复杂流动过程的一种简便描述方法。该方法假设没有滞止压力损失，假设混合物的嬉值从入口到流喉（流动面积最小的边界位置）不变，这样使该模型的下游控制体积具有入口的条件。壁面的摩擦会导致直流管段的出口节流（Fann。节流）改变滞止压力。对于快速压缩、没有滞止压力损失的情况是合理的，如在孔板型、笼式油嘴或短喷嘴中。但是对于较长收缩部分，这样的假设就不合理。如果与壁面接触的时间较长，与壁面发

34、生的热交换就会影响到滞止燃。Hydro模型在2003年Schuller的研究成果中已经被详细描述过，在SPE中也能较容易找到Sachdeva模型和Perkins模型的资料，在此就不再对它们做介绍。4. 结果分析1999年主要针对亚临界流做了试验（Schuller,2003）,测试了367个试验点。加上本次的142个试验数据点（2002）,就大大拓宽了试验数据的范围。后者的数据点绝大部分都在临界流条件下得到的。用所有的509个试验数据点对Hydro模型、Sachdeva模型、Perkins模型做了评价。这里主要介绍Hydro模型。Hydro模型是基于1999年的试验（Schuller,2003）

35、结果，Hydro短模型用于孔板阀油嘴，Hydro长模型用于笼式儿何关系的油嘴。用水做试验流体介质测得在模型中用到的不同儿何特性对成的G和压缩因子Go这些值对具体的几何特性油嘴来说为定值，与流过油嘴的流体种类无关。对于孔板（即Hydro短模型）油嘴G取为0.62,Hydro长模型C。取为0.42。从图6中可以看出该模型在预测临界流与亚临界流之间过渡流方面是较准确的。Subcritical/CriticalFlowTransitionTransitionlocifromHydrochokemodel（Schiillcretal.2003）Exporlmontaldatapoints100'

36、F-尸.-f_一70'-50(E<E<Eicl30TransitionLocus.WC=90%1ranoiiionLocusWG«1U%CntM：wlob争但rvt»on.1。WCTransitionLocus.WC=90%1ranoiiionLocusWG«1U%CntM：wlob争但rvt»on.1。WC20070.5030201070.503020110CfttiCA!obcrveftOH.90%WCSubc<Kiza»ebservM*cn.10%WCbuOcnticaioborvartton,如咬.WG1234

37、£UpstreamPressure/DownstreamPressure()图7绐出了Hydro模型的桂能，2002年的数据点大大拓宽了参数范围.(s豆)碧MOHss皇paopedHydroModel(Schulleretal.2003)241514I 312II10987OExperimentalMassFlowRate<kg/s)F»g.7Predictedve.menemflowmt«v/itn”、Hydromodeld.平均误差为+0.9%,绝对平均误差为6.2%；标准差为8.9%。与其它模型相比，显著地提高了准确性。5. 讨论显然，Hydro模型在

38、预测油嘴的质段流速的准确性最好，将数据拓宽到临界流条件，但并没有对质量流速的预测能力有任何负面的影响，准确性同样很好。预测值与测量:值相当接近，如图7所示。Sachdeva模型，Perkins模型的预测能力分别如图8和图9所示，其准确性与1999年的试验(Schuller,2003)结果一样，数据点很分散，两模型的预测能力都比Hydro模型差得多。利用气/凝析井(Guo箸在2002所做的研究、的测试数据对Sachdeva模型也做了评价，该模型评估质量流速的程度高保4060%。(s>asmoh翁箜pew-sdaflowrolwwIt<><>DataPtiaso1xxNowcxtondoUdutoHydro模型在实际应用中可能是最好的模型。6.1临界流与亚临界流之间的过渡流Hydro模型在预测过渡流方面似乎比较合理。当上游和F游边界条件与临界流、亚临界流的数学方程的定义式蛆合时，得不到任何合理解。利用计算机程序算法