稠油油藏自适应调流控水装置优化与试验*

李渭亮 董亮亮 李林涛 谢友利

(1.中国石化西北油田分公司石油工程技术研究院 2.中国石化缝洞型油藏提高采收率重点实验室 3.西南石油大学机电工程学院)

0 引 言

近年来，水平井在油气藏开发中的应用越来越多，但对于边底水油藏，由于水平井与储层的接触面积较大，沿程摩阻和储层物性变化往往导致水平井水平段各处产液量不均，底水易于向水平井根部和物性较好的部位锥进，极大地影响了水平井的开采效果[1-5]。为了解决这类问题，国内外研制了油井流入控制器(ICD)。目前，ICD从结构及产生压降原理的不同划分为3种类型，即螺旋通道型、喷嘴型和混合型。

螺旋通道型ICD设计了不同直径和长度的螺旋或者弯曲的通道，生产液流过时，由于流体黏度的影响会产生摩擦压降，沿程压力损失的大小受流体黏度影响很大，因此螺旋通道型ICD的一种弊端是：当油井出现进水，较低黏度的水相比于石油承受更小的阻力，更容易进入管道，进而影响油井石油产量[6-8]。喷嘴型ICD通过设备上不同尺寸的喷嘴来进行控制，然而，因为节流的作用，储层中生产液流经喷嘴后，结构内部速度较快，生产液所携带的细砂很容易侵蚀喷嘴型ICD或者出现颗粒堵塞情况[9-11]。混合型ICD结构中存在的许多流动槽隔板将产生一定的压降，其结构因流体通流面积较大，腔内的流体流速相对较低，能够有效缓解砂石冲蚀和堵塞现象的发生[12]，但该装置不能阻碍或者减少出水，造成作业成本大幅增加[13]，经济效益降低。

笔者在分析流体物性和稠油油藏工况[14]的基础上，利用稠油与水的流动特性，优化出一种能根据流体产出量自动调节附加阻力的稠油油藏自适应调流控水装置。该装置压降主要由最小过流面积和流道长度决定，考虑到流入控制装置应具备一定的抗冲蚀和防堵塞能力，本结构保证了足够的过流面积。油和水的黏度不同导致它们各自在装置中流动状态不同，据此可设计出对油压降小而对水压降大的结构。本文采用的结构优化方法具有一定的可靠性。

1 自适应调流控水装置几何模型

1.1 装置结构

装置主要由入口通道、节流通道、节流喷嘴及中心出口等组成，结构如图 1 所示。入口通道主要作用是将流体引入自适应稠油调流控水装置，节流通道利用沿程摩阻效应起到进水阻油的作用，节流喷嘴利用局部摩阻效应起到进油阻水的作用，中心出口是连接装置与中心管基管的通道。

图1 自适应调流控水装置结构Fig.1 Structure of autonomous inflow control device

1.2 工作原理

整个装置工作原理为:利用油与水的密度和黏度差异造成的油水在几何流道中的流动差异，使得油和水在旋流过程中能量损失不同，实现高节流压降及油和水的压降差异，起到 “节流”低黏度流体、“开源”高黏度流体的作用。

2 CFD仿真模型

2.1 模型控制方程

稠油油藏中，当流体流入自适应稠油调流控水装置时，考虑到节流通道沿程摩阻和节流喷嘴局部摩阻，流体存在能量损失，稠油与水在旋转通道下存在边界层流动，故本文采用标准k-ε模型。

标准k-ε模型的输运方程为：

Gk+Gb-ρε-YM+Sk

(1)

(2)

其中：

(3)

式中：k为湍流动能，J；ρ为流体密度，kg/m3；ui为速度分量，m/s；xi和xj为位移分量，m；μt为湍流黏度；σk、σε分别为湍流动能和湍流动能耗散率对应的普朗特系数；ε为湍流动能耗散率；C1ε、C2ε、C3ε为经验常数；Gk是由平均速度梯度引起的湍流动能，J ；Gb是由浮力引起的湍流动能，J；YM为可压缩湍流波动动能，J；Sk和Sε是自定义的源项;对于不可压缩流体Gb=0、YM=0。

2.2 边界条件

塔河油田产量为20 t/d，水平段长度约500 m，每10 m设置1个或1组调流控水装置，共50个或50组，每个装置入口速度为1.01 m/s，因此，将入口设置为速度入口边界，出口设置为自由出口边界。取水密度1 000 kg/m3，黏度1.003 mPa·s，稠油密度为850 kg/m3，黏度为1 200 mPa·s，其他面采用壁面条件，由壁面函数法确定，固体面采用无滑移边界条件。

2.3 稠油适应性仿真结果分析

借助CFD仿真计算出油水通过自适应稠油调流控水装置时油相体积分数云图及油相速度矢量图，分别如图2和图3所示。

图2 油相体积分数云图Fig.2 Cloud chart of oil phase volume faction

图3 油相速度矢量图Fig.3 Oil phase velocity vector

由图2和图3可以看出,稠油在整个流动过程中主要集中在旋流通道内环，水主要集中在旋流通道外环；稠油主要从旋流通道内4个近流道流入，通过旋流式通道后的压力损失比较均匀，压力降低的过程较为平稳。这说明此流道具有平稳节流的作用，在油田现场应用中，能够起到均衡采液的作用，控制高渗段流体的快速产出。同时可以看出，水主要从旋流式主流道流入，由于水的密度大、黏度小，在通过旋流式通道时，整个流动过程中的压力要明显高于油通过时的压力。此外，水流过后在圆形导流通道处形成高压区，压力要高于流体入口处的压力，水的压力损失主要发生在圆形导流通道部分。分析结果表明：此装置对水有较高的敏感性，能够促使低黏度流体在圆形导流通道内快速旋转，形成压力峰值区域，从而产生较大的压降。

3 结构参数对控水效果敏感性分析

3.1 挡板结构对控水效果影响特性

圆盘中心挡板主要起调整平衡流动作用，能够调整水流旋转及减少紊流干扰，因此，挡板对油水流动有很大影响，对不同挡板结构进行仿真，得到油相速度云图，如图4所示。

图4 不同挡板油相速度云图Fig.4 Cloud chart of oil phase with different layers of baffles

由图4可以看出,油从节流通道和支路通道在圆盘中心汇聚后，由中心出口流出；随着挡板数量增加，油相速度逐渐增大，究其原因为:一定数量的挡板使得水在外环流动，减少了水对油向中心流动的干扰，调整了油的平衡流动。

不同挡板的节流控水性能如图5所示。图5表明，随着挡板数量的增加，油相压降先减小后增大，2层挡板作用时，压降最小值为0.22 MPa；同时，水油压降比随着挡板数量增加，呈现先增大后减小趋势，挡板数量为2层时，水油压降比达到最大值4.95。这是由于挡板使水在外环流动，减少了水对油向中心流动的干扰，达到良好的控水效果；但挡板数量超过2层后，油相在通道内沿程摩阻增大，对稠油适应性变弱。因此，结构设计时装配2层挡板，可以达到最佳节流控水效果。

图5 不同挡板的节流控水性能曲线Fig.5 Throttling and water control performance curve with different layers of baffles

3.2 入口支路对控水效果影响特性

油的黏度大，控水结构中大部分油相通过节流喷嘴由支路进入圆盘中心，因此，支路数量对节流控水有很大影响，对不同支路数量进行仿真，得到油相速度云图，如图6所示。不同支路的节流控水性能曲线如图7所示。

图6 不同支路油相速度云图Fig.6 Cloud chart of oil phase velocity with different branches

图7 不同支路的节流控水性能曲线Fig.7 Throttling and water control performance curve with different branches

由图6可以看出，当只有1个入口支路时，很大一部分油从节流通道进入，能量损失大，当支路数量增加到4时，油基本从支路进入圆盘中心，减少了油在流动中的能量损失，提高了油水分离效率。由图7可以看出，随着入口支路的增加，油相压降逐渐减小，在入口支路数量为4时，压降达到最小值0.22 MPa；而水油压降比随着入口支路数量增加，呈现增大趋势，当入口支路数量为4时，水油压降比达到最大值5.04。这是因为入口支路增多，提高了油从支路流入的效率，促进了水进入节流通道，大大增强了控水性能。因此，在设计时可根据结构尺寸，适当增加喷嘴数量，以提高调流控水效果。

3.3 入口角度对控水效果影响特性

入口角度对流体在节流流道中的旋转运动有很大影响，对不同入口角度进行仿真，得到油相速度云图，如图8所示。不同入口角度的节流控水性能曲线如图9所示。

图8 不同入口角度油相速度云图Fig.8 Cloud chart of oil phase velocity with different inlet angles

图9 不同入口角度的节流控水性能曲线Fig.9 Throttling and water control performance curve with different inlet angles

由图8和图9可以看出，不同的入口角度对水的压降影响较大，在入口角度为50°～90°时，水流压降变化明显，但对油的压降影响却很小，基本保持稳定。这是由于水的密度大、黏度小，主要从节流通道流入，而入口角度的变化影响了水流在节流通道中的能量损失。同时可以看出，水油压降比变化明显，在入口角度为40°时，水油压降比达到最大值4.98，达到最佳控水效果。这是由于在入口角度为40°时，保持入口支路与节流通道最短距离便于油从支路流入，减少能量损失。因此，在设计时入口角度控制在40°时的节流控水效果最佳。

4 最佳结构的适用性分析

通过上述仿真分析得到调流控水装置最佳结构(挡板2层、入口支路4个、入口角度40°)，其速度流场云图如图10所示。

图10 最佳结构速度流场云图Fig.10 Optimal structure

同时对稠油和稀油的结构适用性做了分析。稀油密度850 kg/m3，黏度30 mPa·s；稠油密度900 kg/m3，黏度120 mPa·s ，改变流体的入口油相体积分数，进行仿真计算，得到出口处油相体积分数变化曲线，如图11所示。

图11 结构适用性曲线Fig.11 Structural adaptability curve

由图11可以看出，随着入口油相体积分数的增大，稠油和稀油在出口处油相的体积分数都有所增大，但稠油整体增加大于稀油，充分说明本结构对稠油有更好的适应性，并且当油水比为0.2时，控水效果最好。

为进一步比较自适应调流控水装置与常规调流控水装置的性能差异，分析水和油分别在不同装置出口处的节流压降，如图12所示。

图12 与常规调流控水装置节流压降对比Fig.12 Comparison of throttling pressure drop with conventional inflow control device

从图12可以看出，水和油流经自适应调流控水装置时可以产生较大的节流压降，水油压降比可达4.95，并且节流压降的差别非常大(含水体积分数越高，节流压降越大)。而水和油在流过常规调流控水装置时，产生的节流压降基本相等，且非常低，水油压降比仅有1.77，因此只能用于水平井见水前的产液剖面调整，且调整能力一般。总之，自适应稠油调流控水装置在稠油油藏中具有更强的产液剖面调整能力，能有效提高控水效果。

5 室内试验

为了验证该装置对稠油的适应性，设计了相应的控水性能室内试验，从水、油压降方面来评价其控水性能。试验原理如图13所示。试验连线图与结果图如图14和图15所示。

图13 试验原理图Fig.13 Principle of test

图14 试验连线图Fig.14 Connection diagram of test

图15 试验结果图Fig.15 Test results

制定相关试验方案，进行室内试验，用柴油与原油调配出不同黏度稠油，测试出控水阀板前后压降。试验得到的水油压降结果如表1及图16所示。

表1 试验结果Table 1 Test results

图16 水和不同黏度油节流压降曲线Fig.16 Throttling pressure drop curve of water and oil with different viscosities

从图16可以看出，水相的节流压降远远大于其他3种不同黏度油相的节流压降，水油压降比在4.52左右，并且随着流量增大，水相节流压降急剧增大，而油相节流压降增幅较小。比较几种不同黏度油相可以看出：在低流量0.6～0.9 L/min时，Ⅲ号油相的节流压降较大，Ⅰ号油相的节流压降较小；当流量大于0.9 L/min后，Ⅰ号油相节流压降增幅快速增大，与Ⅱ号油相交于点0.95 L/min；在流量低于0.95 L/min时，Ⅰ号油油相压降更小，在流量大于0.95 L/min时，Ⅱ号油油相压降更小。在低流量时，低黏度的节流压降小于高黏度的节流压降，随着流量增大，低黏度油相节流压降增幅快速增大，最终大于高黏度油相节流压降，充分证明了每个黏度均存在一定适用的流量范围，同时也证明了该调流控水装置对稠油有较好的适应性。

6 结 论

本文针对调流控水问题，基于两相流理论，建立了自适应调流控水结构内部流动仿真计算模型，对比分析了结构参数对控水效果的影响，形成以下结论。

(1)通过运用两相流方法，建立了自适应稠油调流控水结构内部流动仿真计算模型，并进行了仿真结果分析，验证了此装置的流道具有平稳节流的作用。

(2)分析了不同结构对装置调流控水的影响，得到了节流控水的最佳结构，即在挡板为2层、入口支路为4个、入口角度为40°时，水油压降比接近5，节流控水效果最好。

(3)对最佳结构进行适应性分析，并与常规装置的节流压降进行对比，发现本结构对稠油和稀油都有很好的节流控水效果，同时，对稠油有更好的适应性，相较于常规装置具有更强的控水能力。

(4)室内试验得出，该调流控水装置对稠油产生的水油压降比在4.52左右，且随着流量增大，水相节流压降急剧增大，而油相节流压降增幅较小，充分证明了该调流控水装置对稠油有较好的适应性。