油水兩相絕熱和冷卻流型與換熱特性研究

郝常利，王 鑫，何 君，張 淦，畢仁軍，汪太陽

（中國石油大學(xué)（華東）儲運(yùn)與建筑工程學(xué)院/山東省油氣儲運(yùn)安全省級重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東青島266580）

油水兩相流是油氣田開采輸送中的一種常見流型，對其開展研究具有重要意義。目前對油水流動的實(shí)驗(yàn)研究主要包括流型分析、流型轉(zhuǎn)變規(guī)律以及壓降、含水率等方面，其中流型的轉(zhuǎn)變研究對于管道輸送設(shè)計運(yùn)行具有重要價值。目前使用的流型探究方法主要有可視觀察、高速攝像、電阻探針、γ 射線密度計、電導(dǎo)探針等。J. L. Trallero 等[1]把水平管中油水兩相流的流型分為分離流和分散流兩大類六種，其中分離流包括分層流(ST)、混合界面分層流(ST&MT)，分散流包括水層上部油相分散流(DO/W&W)、水包油乳狀液(O/W)、油包水和水包油混合流(DW/O&DO/W)和油包水乳狀液(W/O)，并提出了判斷流型轉(zhuǎn)變的方法。M.Nadler 等[2]對水平管內(nèi)油水兩相流的流動型態(tài)進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)管內(nèi)流體的摩擦壓降最大值發(fā)生在油中包水的含量最大時，且給出了油包水和水包油流型之間的轉(zhuǎn)變關(guān)系式。G. F. Hewitt[3]比較了氣-液兩相流和液-液兩相流的流型，指出液液兩相的分散流動在任何相份額下都可能發(fā)生，尤其是在高速下，且存在一種非常重要的現(xiàn)象即反相現(xiàn)象，即系統(tǒng)從水滴分散在連續(xù)油相中轉(zhuǎn)變?yōu)橛偷畏稚⒃谶B續(xù)水相中，還發(fā)現(xiàn)等密度液液兩相流中存在間歇流，卻不易存在或根本不存在于密度差較大的液液兩相流。

眾多學(xué)者[4-10]對油水反相過程進(jìn)行理論或?qū)嶒?yàn)研究，發(fā)現(xiàn)反相含水率在30%～50%，建立不同的油水反相模型，模型大都只適用于低黏原油。

目前對冷卻換熱條件下多相流換熱特性的研究很少，而深海油田開發(fā)過程中多相流管道正是處于冷卻環(huán)境下。綜合文獻(xiàn)[11-17]發(fā)現(xiàn)，學(xué)者們對多相流換熱的研究范疇主要為氣液兩相流的換熱特性，很少涉及油水兩相流的冷卻換熱研究，本研究模擬深海輸送過程中多相流的無相變換熱內(nèi)容，因此屬于冷卻工況的換熱特性研究。

1 實(shí)驗(yàn)裝置及測試方法

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)裝置包括油水兩相流動水平管路、冷卻液循環(huán)管路、液相加熱系統(tǒng)、實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)4 個部分，實(shí)驗(yàn)流程如圖1 所示。油水兩相流動管路包括介質(zhì)輸送段、油水混合段、對流換熱段、透明實(shí)驗(yàn)測試觀察段和電導(dǎo)探針參比段。其中，對流換熱段全長4.6 m，由內(nèi)徑26 mm 的紫銅管和外徑75 mm 的PPR 管嵌套組成，用于實(shí)驗(yàn)過程中管外冷卻換熱；實(shí)驗(yàn)測試觀察段全長1.0 m，由內(nèi)徑16 mm、壁厚3 mm 的透明有機(jī)玻璃管組成，用于實(shí)驗(yàn)過程中流動數(shù)據(jù)測量和管內(nèi)流動現(xiàn)象觀察。

圖1 實(shí)驗(yàn)流程Fig.1 Experimental process

1.2 數(shù)據(jù)采集裝置

數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)包括流動采集裝置和溫度采集裝置，其中流動采集裝置由自制電導(dǎo)探針、PCI 采集卡、液相流量計、壓差傳感器和流動采集電腦組成，溫度采集裝置由自制熱電偶、IMP 板和溫度采集電腦組成。采用美國NI 公司的PCI-6229 異步高速采集板卡，單通道最大采集頻率為0.25 MHz，采樣電壓為－10～+10 V，每個采集通道的頻率設(shè)置為1 kHz，抗電磁干擾強(qiáng)；輸力強(qiáng)公司IMP 系列35951H采集板的直流電壓采樣為－12～+12 V，直流電流采樣為0～20 mA，可用于測量熱電偶、直流電壓、熱電阻、電阻以及直流電流等參數(shù)，抗噪性強(qiáng)。

1.3 測試方法

實(shí)驗(yàn)使用LP-14 白油-水兩相介質(zhì)，在油水分離器內(nèi)加熱后，白油通過臥式離心泵增壓、質(zhì)量流量計計量后從油水分離器進(jìn)入油水混合器，水通過立式離心泵增壓、電磁流量計計量后從油水分離器進(jìn)入油水混合器。油水兩相在分層式混合器內(nèi)進(jìn)行混合，經(jīng)過入口發(fā)展段后依次進(jìn)入對流換熱段、實(shí)驗(yàn)觀察段，最后進(jìn)入油水分離器進(jìn)行充分分離完成一次循環(huán)。

實(shí)驗(yàn)選取了較為廣泛的實(shí)驗(yàn)工況點(diǎn)，涉及所有的油水兩相流型，選取的144 組工況點(diǎn)(表觀水速和表觀油速分別取0.05、0.08、0.1、0.2、0.3、0.4、0.5、0.6、0.7、0.8、0.9、1.0 m/s，形 成12×12 矩 陣 式 工況)。設(shè)置數(shù)據(jù)采樣頻率為1 kHz，對每個工況點(diǎn)數(shù)據(jù)和圖像連續(xù)采樣時間為200 s。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 油-水兩相流動分析

2.1.1 油水絕熱和油水冷卻壓降分析 圖2 為單位壓降在絕熱流動和冷卻流動時一定水速下隨油速的變化圖，從圖2（a）、（b）中可以看出，當(dāng)水速一定時，單位壓降隨著油速的增加呈增大趨勢，且單位壓降的增加速率與水相表觀流速基本無關(guān)；還發(fā)現(xiàn)絕熱流動和冷卻流動時的單位壓降變化趨勢在低油速時基本一致，但在高油速時冷卻流動的單位壓降增速變緩。

圖2 一定水速下單位壓降隨油速的變化Fig.2 The variation of unit pressure drop with oil velocity under certain water velocity

2.1.2 油水絕熱和油水冷卻流型圖 圖3（a）、（b）分別為一定水速和油速下油水冷卻流動和油水絕熱流動時的流型分布。對比可以看出，相對無冷卻液時流體對流換熱的流型劃分，有冷卻液時水包油、混合界面分層流以及油包水這三種流型所占的范圍變小，但分層流、油包水&水包油以及水包油&水流型在流型圖上所占范圍變大，各流型之間的轉(zhuǎn)化分界線偏上，向更大油速和水速趨勢發(fā)展。這是因?yàn)橛欣鋮s液時，流體與冷卻液的溫度梯度大，使熱流體溫度相對低，油品黏度越大，越不容易形成油為離散相的流型，因此不容易形成油包水分散流；加入冷卻液后，使油品黏度增大，有無冷卻液對流型的影響可歸結(jié)為油品黏度對流型的影響。然而，油品黏度對油水兩相流型的影響機(jī)理比較復(fù)雜，油品黏度增大，一方面使界面兩側(cè)的剪切力差值變大，容易造成界面失穩(wěn)；另一方面又可以耗散引起界面失穩(wěn)的能量。因此，油品黏度對油水兩相流型的影響規(guī)律還處于定性階段，有待于進(jìn)一步深入研究。

圖3 油水冷卻和油水絕熱流動流型圖Fig.3 Oil?water flow pattern in cooling process and adiabatic process

2.1.3 流型與含水率的關(guān)系 為探究入口含水率與油水兩相流型的關(guān)系，特令1 代表分層流，2 代表混合界面分層流，3 代表油包水&水包油混合流，4 代表油包水分散流，5 代表水包油&水分散流，6 代表水包油分散流，流型與入口含水率的對應(yīng)關(guān)系如圖4 所示。

從圖4（a）、（b）可以觀察出，低水速時含水率對流型的影響與冷卻液無關(guān)，而0.8 m/s＜Vso＜1.1 m/s 時，無冷卻液時油包水的含水率范圍略廣，向高含水率延伸；當(dāng)Vsw＞0.4 m/s 時，有冷卻液時水包油&水的含水率范圍向低含水率延伸，高含水率工況數(shù)增加，水包油的含水率范圍雖無變化，但明顯有冷卻液時的實(shí)驗(yàn)工況數(shù)減少。還發(fā)現(xiàn)，對于黏度較低的白油-水兩相流，有冷卻液時的反相含水率范圍略小于無冷卻液時的反相含水率范圍，也可用油相黏度來解釋。

圖4 油水冷卻、油水絕熱流型與含水率的關(guān)系Fig.4 Relation diagram of oil?water flow pat?tern and water holdup in adiabatic process

2.1.4 不同流型圖對比分析 在一定油相物性、流體溫度下，對油水兩相流型起關(guān)鍵性的因素有管內(nèi)含水率和混合流速。圖5 為本研究冷卻過程和絕熱過程時的油-水兩相流型圖。圖5（a）、（b）與典型的Trallero[18]油-水兩相流型圖、陳杰等[19]油-水兩相流型圖對比發(fā)現(xiàn)，四個流型圖中均包含六種流型，且發(fā)現(xiàn)雖然均包含分層流、油包水&水包油混合流、油包水、水包油這四種流型，它們在流型圖中的上下位置排序規(guī)律大體一致，但對應(yīng)的含水率和混合流速有較大差異。

對比圖5（a）和Trallero[18]流型圖發(fā)現(xiàn)，本研究的混合流速為0.1～2.1 m/s，而Trallero[18]的混合流速為0.25～3.0 m/s；本研究的分層流和混合界面分層流的混合流速相比Trallero[18]較大，在低含水率下未能形成水包油&水流型，高混合流速下的油包水、油包水&水包油和水包油流型分布一致，這是因?yàn)門rallero[18]的管徑較大，大約是本研究管徑的2 倍，由于管徑越小，摩擦阻力越大，從而會導(dǎo)致油水波動較小，只有達(dá)到更高速度時界面才能撕裂界面應(yīng)力產(chǎn)生波動；Trallero[18]和本研究均得到油包水&水包油混合流，但未得到與陳杰[19]流型圖中的O&O/W&W 流型。

圖5 典型油-水兩相流型圖與本文流型圖對比Fig.5 Comparisons of typical oil?water two?phase flow patterns and this paper flow patterns

對比圖5（b）和陳杰[19]流型圖發(fā)現(xiàn)，雖然實(shí)驗(yàn)條件基本相同，但除油包水流型外，本研究的混合流速相比陳杰[19]流型圖均較大，油包水的流型范圍明顯小于陳杰[19]的范圍。這是因?yàn)楸狙芯渴窃跓崃黧w條件下進(jìn)行的，油品黏度小，易抵抗內(nèi)部應(yīng)力撕裂，形成小油滴分布到水相中，在較低含水率下也會形成水包油&油包水流型。另發(fā)現(xiàn)圖5（b）的流型分布更接近Trallero[18]和陳杰[19]的流型范圍，這是由于冷卻過程時會降低熱流體實(shí)驗(yàn)溫度，三者的流體溫度差異減小而產(chǎn)生的流型范圍差異。

含水率影響流型轉(zhuǎn)換的臨界混合速率，例如混合界面分層流向水包油&水流型轉(zhuǎn)變、水包油&水向水包油流型轉(zhuǎn)化時，可以看出，含水率越大，臨界混合流速越小；而混合界面分層流向水包油&油包水流型轉(zhuǎn)變、水包油&油包水向油包水流型轉(zhuǎn)變時，含水率越大臨界混合流速越大；分層流向混合界面分層流時的臨界混合流速與含水率無關(guān)。可以用油水反相來解釋，含水率低于40%的時候，變化規(guī)律一致；含水率高于40%時，規(guī)律與之相反，因此認(rèn)為本研究的反相點(diǎn)在40%左右。

2.2 冷卻過程對流換熱特性研究

2.2.1 換熱數(shù)據(jù)處理方法 進(jìn)行冷卻液溫度為4 ℃和9 ℃條件下單相水和單相白油流體的對流換熱預(yù)實(shí)驗(yàn)，將經(jīng)典的Dittus-Boelter 關(guān)聯(lián)式和Petukhov 和Kirillov 關(guān)聯(lián)式的計算值與換熱系數(shù)實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行對比分析，相對誤差在5.0%以內(nèi)，確保本研究流動和傳熱系統(tǒng)的可靠性。

通過預(yù)實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，采用管內(nèi)不同截面的熱電偶之間的溫差來計算總的換熱量更為準(zhǔn)確，本實(shí)驗(yàn)采用傳熱測試段下游的管段作為換熱系數(shù)計算管段，距離為1.4 m。首先計算管內(nèi)兩相流換熱量，將采集到的外壁面溫度求算術(shù)平均值，再根據(jù)外壁面溫度和換熱量計算內(nèi)壁面溫度，然后計算內(nèi)壁面與熱流體之間的對數(shù)平均溫差，最后根據(jù)式（1）計算對流換熱系數(shù)值。

2.2.2 水相表觀流速對冷卻對流換熱的影響

圖6 為冷卻液4 ℃時白油-水兩相流管內(nèi)對流換熱系數(shù)隨水相表觀速度的變化規(guī)律。從圖6 可以看出，當(dāng)油速一定且小于0.5 m/s 時，hTP先增加后減小然后趨于穩(wěn)定值，存在最大值和最小值，由于在一定油速下，隨著水速的增加，流型依次為分層流、水包油&水、水包油或是分層流、混合界面分層流、水包油&水、水包油，發(fā)現(xiàn)在流型轉(zhuǎn)化點(diǎn)產(chǎn)生hTP的趨勢變化，這表明流型對hTP有很大影響，分層流時隨著水速的增加hTP也隨之增加，而混合界面分層流時雖增加但增加幅度變小，當(dāng)分層流或混合界面分層流向水包油&水過渡時hTP會減小，但隨著水速的增加，水包油&水時的hTP基本與水包油時的hTP持平；而油速在0.6～0.7 m/s 時，hTP先基本不變再增加，后減小并逐漸趨于穩(wěn)定值，穩(wěn)定點(diǎn)在Vsw=0.4 m/s；油速等于0.8 m/s 時，hTP趨勢為先基本不變，后增大到一定值，穩(wěn)定點(diǎn)在Vsw=0.4 m/s；油速大于0.8 m/s 時，hTP先不變后增大到一定值后波動變化。這是因?yàn)檩^低流動水速下，水速的增加表征著Re 數(shù)增大，管內(nèi)各相介質(zhì)的混合攪動程度更加劇烈，使管內(nèi)流體與管壁的對流換熱增強(qiáng)；且流速增大表征著單位液體質(zhì)量增大，從而導(dǎo)致對流換熱系數(shù)增加。但流型為水包油或油包水&水包油后，hTP基本不變，此時流型內(nèi)部結(jié)構(gòu)影響占主導(dǎo)作用。

圖6 白油-水兩相流對流換熱系數(shù)隨水相表觀流速的變化Fig.6 Oil?water heat transfer coefficient with superficial water velocity

2.2.3 油相表觀流速對冷卻對流換熱的影響

圖7 為冷卻液4 ℃時一定水速下白油-水兩相流管內(nèi)對流換熱系數(shù)隨油相表觀速度的變化規(guī)律。

圖7 白油-水兩相流對流換熱系數(shù)隨油相表觀流速的變化Fig.7 Oil?water heat transfer coefficient with superficial oil velocity

由圖7 可知，當(dāng)Vsw＞0.4 m/s 時，hTP值與油速無關(guān)，即換熱系數(shù)不隨油速的增加而增大，最小含水率為28.6%；當(dāng)Vsw=0.4 m/s 時，hTP先基本保持一定值，直到油速大于0.8 m/s 后hTP小幅度下降；當(dāng)0.1 m/s＜Vsw＜0.4 m/s 時，hTP先增 加再減小，轉(zhuǎn)折點(diǎn)在含水率33.3%～42.9%，這是因?yàn)榇嬖谟退聪虻脑?，隨著油相表觀流速的增大而向水速減小的方向移動；當(dāng)Vsw=0.05 m/s 時，hTP變化大，存在最大值，這是因?yàn)榉謱恿骱突旌辖缑娣謱恿髁餍统霈F(xiàn)多的原因，使換熱系數(shù)持續(xù)增大。流速越大，換熱越大油溫越小，而油品黏度隨溫度的變化在低溫下變化較大，高溫時油品黏度變化規(guī)律較小，因此流速高時hTP基本不變。

3 結(jié) 論

管外冷卻換熱過程中的油水流動會影響水平管油水兩相流流型分布，相對絕熱過程時的流型圖劃分來說，管外冷卻換熱過程時水包油、混合界面分層流以及油包水這三種流型所占的范圍變小，但分層流、油包水&水包油以及水包油&水流型在流型圖上所占范圍變大，相鄰流型之間的轉(zhuǎn)化分界線偏上方，向更大油速和水速趨勢發(fā)展。

換熱系數(shù)與流型和流速密切相關(guān)，低流速下主要受流速的影響；高流速下主要受流型的影響。較低流動水速下水速的增加表征著雷諾數(shù)增大，管內(nèi)各相介質(zhì)的混合攪動程度更加劇烈，使管內(nèi)流體與管壁的對流換熱增強(qiáng)；且流速增大表征著單位液體質(zhì)量增大，從而導(dǎo)致對流換熱系數(shù)增加。但較高水速下流型為水包油或油包水&水包油后，hTP基本不變，說明此時流型內(nèi)部影響占主導(dǎo)作用。