老油田摻水工藝能耗分析及節能優化技術研究

王巖（大慶油田有限責任公司第五采油廠）

隨著我國陸上油田的深入開發，地面工藝布局逐漸從三級布站向一級或一級半布站轉變，同時原油產量減少、含水率上升、油品物性變差是老油田面臨的主要問題[1-2]。為節約能耗，摻水集油工藝成為了替代原三管伴熱工藝的有效手段。根據集油管道的布置方式，摻水工藝可分為雙管摻水工藝和環狀摻水工藝，前者是在每口單井上設置一條摻水線和集油線，通過摻水閥組和集油閥組（通常兩者合并為一個閥組）將井口產液送至聯合站，工藝可靠性較高，且單一井組的管線出現故障時，不會影響整體集油工藝[3]；后者是在區塊內設置多個集油環，除摻水閥組與第一口單井之間的管道為摻水線外，其余油井間均由集油線連接，順著環的方向液量不斷增加，可減少摻水量、降低摻水溫度[4]。影響摻水工藝能耗的影響因素較多，有摻水方式、摻水量、摻水溫度、產液量、含水率、油品物性和地溫等[5-7]，其中摻水方式、摻水量及摻水溫度是可變因素，其余因素在某一時間內相對固定。綜上，以某邊遠小斷塊為研究對象，通過敏感性分析，研究不同摻水方式、摻水量及摻水溫度對能耗的影響，并以總運行費用最低為目標函數，在水力及熱力約束條件的影響下，求解最佳運行參數并優化節能措施，以期為地面儲運系統的簡化優化提供實際參考。

1 計算依據

1.1 集輸管道溫降計算

采用蘇霍夫公式計算穩態工況下管道的沿程溫降[8]。

式中：TL為距離起點L處的溫度，℃；T0為埋地管道處的地溫，℃；TQ為管道起點處的溫度，℃；K為油流到周圍介質的總傳熱系數，W/(m2·℃)，一般通過歷史數據利用熱阻法反算得到；D為管道外徑，m；L為管道長度，m；C為油水混合物的比熱容，J/(kg·℃)；G為油水混合物的質量流量，kg/s。

1.2 集輸管道壓降計算

對于單相流動的摻水管道，采用達西公式計算沿程摩阻損失。

式中：hl為沿程摩阻損失，m；λ為水力摩阻損失；d為管道內徑，m；ω為流動截面上流體的平均流速，m/s。

對于兩相或三相流動的集油管道，采用列賓宗公式計算沿程摩阻損失。

式中：β為待定系數，m2/s；m為待定系數，無因次；β、m的值根據不同流態（層流、水力光滑區、混合摩擦區和粗糙區）的取值有所不同；Q為流體的體積流量，m3/s；v為流體的運動黏度，m2/s。

1.3 耗電量和耗氣量計算

摻水系統能耗主要包括站內摻水泵的電耗和加熱爐的熱耗，機泵軸功率及摻水溫升負荷的計算公式[9-10]為：

式中：P1為機泵軸功率，kW；qv為機泵出口排量，m3/s；ρ為流體密度，kg/m3；H為機泵排量為qv時的揚程，m；η為機泵效率，%；Q1為加熱爐熱負荷，kW；C0為水的比熱容，J/(kg·℃)；t1、t2分別為加熱爐出口和進口溫度，℃。

根據公式（4）～（5），結合使用時間和加熱爐熱效率（管式加熱爐的效率取85%～90%），計算單位時間內的耗電量和耗氣量。

2 基礎參數

以某邊遠小斷塊為研究對象，原油密度875 kg/m3（20 ℃）、黏度30.5 mPa·s（50 ℃）、凝點30 ℃，油井產量和含水率見表1。根據水力和熱力限制，確保進站壓力不大于0.2 MPa，井口回壓不超過1.5 MPa，進站溫度為33 ℃。埋地管道深度1.5 m，沿線土壤溫度5 ℃，總傳熱系數1.5 W/(m2·℃)，管徑根據以上限制進行選取，最小管徑為DN50 mm。防腐保溫層厚度為50 mm，根據黏溫測試曲線設置原油轉相點為60%。

表1 油井產量和含水率Tab.1 Production and water content ratio of oil well

根據上述信息，在Pipesim 軟件中，利用Soure、Sink、Flowline 和Heat Exchange 等模塊分別建立雙管摻水、首端環狀摻水和末端環狀摻水模型見圖1。

圖1 不同摻水工藝的建模流程Fig.1 Modeling flow of different water blending processes

3 結果與討論

3.1 摻水量和摻水溫度對耗電量的影響

考慮到集油閥組的進站溫度要求及加熱爐最高熱出口溫度的限制，以雙管摻水工藝為例，考察摻水溫度50～80 ℃（步長10 ℃）條件下，不同摻水比（熱水量∶油井產量）對耗電量的影響，結果見圖2。在摻水比一定時，隨著摻水溫度的升高，耗電量有所下降，但降幅逐漸減小，這是由于溫度升高，油水乳狀液的黏度降低，且在高溫區的黏度呈平緩趨勢，即當摻水溫度增加到一定程度后，對介質流速和泵輸出功率不再造成影響，耗電量不再降低。在摻水溫度一定時，隨著摻水比的增加，耗電量呈先增加后降低再增加的趨勢，這是由于摻水量增大的初期，一方面含水原油的黏度隨著綜合含水率的增加而增大，另一方摻水量與摩阻損失呈正比，流速越大，摩阻損失越大，兩者共同作用下耗電量上升；在摻水量增大的中期，綜合含水率越過轉相點，管內流型從油包水乳狀液轉化為水包油乳狀液，此時黏度下降是引起摩阻損失降低的主控因素；在摻水量增大后期，井口油嘴推動摻水介質向管輸方向移動的阻力增大，機泵出口壓力升高，泵消耗能量增加，此時流速增加是引起摩阻損失增加的主控因素。從上述分析可知，在摻水比1.0 附近處的能耗較低。

圖2 不同摻水比對耗電量的影響（雙管摻水工藝）Fig.2 Influence of different water blending ratios on power consumption（double-pipe water blending process）

同理，在摻水溫度70 ℃條件下，考察不同摻水方式下摻水比對耗電量的影響，結果見圖3。雙管摻水工藝的耗電量最高，約為單管環狀摻水工藝耗電量的1.56～2.05 倍；三種摻水工藝的摻水比和耗電量關系相似，且以末端摻水工藝的能耗最低。這是由于末端摻水工藝將摻水管道直接通至最遠油井，在保證井口回壓滿足要求的前提下，即可實現流動保障，此時其余油井的井口回壓肯定不會超過約束條件，因此該工藝下的耗電量較低。

圖3 不同摻水方式下摻水比對耗電量的影響Fig.3 Influence of water blending ratio on power consumption under different water blending modes

3.2 摻水量和摻水溫度對耗氣量的影響

以雙管摻水工藝為例，考察摻水溫度50～80 ℃條件下，不同摻水比對耗氣量的影響，結果見圖4。在摻水比一定時，耗氣量與摻水溫度呈正相關；在摻水溫度一定時，耗氣量與摻水比也呈正相關，但耗氣量增加幅度逐漸減小，在摻水比1.4 之后的耗氣量增幅不大。這是由于無論是增大摻水溫度還是摻水比，考慮油井產量是一定的，且與土壤之間的換熱會隨著時間延長逐漸平衡（管土區域形成了穩定溫度場），故耗氣量不會一直增加。

圖4 不同摻水比對耗氣量的影響（雙管摻水工藝）Fig.4 Influence of different water blending ratios on gas consumption（double-pipe water blending process）

同理，在摻水溫度70 ℃條件下，考察不同摻水方式下摻水比對耗氣量的影響，結果見圖5。雙管摻水工藝的耗氣量最高，約為單管環狀摻水工藝耗氣量的1.07～1.09 倍；三種摻水工藝的摻水比和耗氣量關系相似，且以首端摻水工藝的能耗最低。首端摻水工藝從最近油井開始，管內流量不斷增加，在符合集輸半徑熱力條件的前提下，即可實現流動保障，因此該工藝下的耗氣量較低。

圖5 不同摻水方式下摻水比對耗氣量的影響Fig.5 Influence of water blending ratio on gas consumption under different water blending modes

3.3 摻水系統運行費用影響因素分析

按照電價0.6 元/kWh，伴生氣價格1.5 元/m3核算，考察摻水溫度50～80 ℃條件下，不同摻水比對運行費用的影響，結果見圖6。在摻水比一定時，運行費用隨著摻水溫度的上升而增加。這是由于摻水溫度上升，加熱爐的熱負荷變大引起運行費用增加，雖然介質黏度減小，表觀流速變快，耗電量變小引起的運行費用減小，但前者的增速遠大于后者的降速，綜合結果顯示運行費用增加。在摻水溫度一定時，運行費用隨著摻水比的上升先增大后減小再增加，在綜合含水率未越過轉相點時，介質黏度增大是引起運行費用上升的主要因素；越過轉相點后，介質黏度減小是引起運行費用下降的主要因素；在高含水期，管內滿流輸送是引起運行費用再次上升的主要因素。

圖6 不同摻水比對運行費用的影響（雙管摻水工藝）Fig.6 Influence of different water blending ratios on operating costs（double-pipe water blending process）

同理，在摻水溫度70 ℃條件下，考察不同摻水方式下摻水比對運行費用的影響，結果見圖7。其中，環狀摻水工藝的運行費用遠低于雙管摻水工藝，首端摻水和末端摻水工藝的運行費用幾乎一致，末端摻水工藝略優，在摻水比為1.0 附近處的節能潛力最大。此外，通過考察不同摻水溫度對運行費用的影響，得到該區塊在摻水溫度65～75 ℃的運行費用最低。

圖7 不同摻水方式下摻水比對運行費用的影響Fig.7 Influence of water blending ratio on operating cost under different water blending modes

3.4 能耗優化模型的建立

上述分析雖然從定量的角度反映了不同因素對能耗及運行費用的影響，并得到了末端環狀摻水工藝最優的初步結論，但給出的只是某一固定工況下參數調節范圍。為實現工藝參數的精準調控，采用前端Intouch 軟件+后端Matlab 軟件的形式實現能耗優化，前端用于現場數據展示和實時數據讀取，后端用于能耗優化求解和優化結果寫入，遵循“一環一法”、“一工況一法”的原則對能耗進行智能調控。目標函數為總運行費用最低，公式為：

式中：E為運行費用，萬元；ET、EP分別為燃氣費用和電費，萬元。

約束條件為進站壓力不大于0.2 MPa，井口回壓不超過1.5 MPa，進站溫度高于凝點以上3～5 ℃（根據不同的產液量和季節設置），決策變量為摻水溫度和摻水量。同時，在系統中內置模糊控制器實現控制量的非線性滯后優化。在采集環流量、各井口溫度、各井口壓力的前提下，通過Matlab 軟件在公式（6）的基礎上進行能耗優化；將優化后摻水溫度傳至加熱爐溫控器用于站內維溫、原油外輸和單井摻水，將優化后的摻水量用于各環摻水；實時對比兩者與最優結果之間的差異，當差異達到最小化時，完成能耗優化。通過上述優化求解，可以確定不同季節、不同產液量、不同地溫、不同含水率和不同油品物性下的最佳集輸運行參數，保證環狀摻水工藝在水力和熱力的平衡條件下運行。摻水工藝優化前后對比結果見表2。

表2 摻水工藝優化前后的對比Tab.2 Comparison before and after the optimization of water blending process

從優化結果分析，不同月份下的末端環狀摻水工藝的摻水量較三管伴熱工藝的伴熱水量減少了47.1%～58.9%，同時摻水溫度也所有降低，兩者均會影響耗氣量和耗電量，進而影響運行費用。優化后運行費用降低了63.3%～68.8%，年運行費用可降低37.31 萬元。同時對比了不同月份下地溫、摻水溫度和摻水量之間的關系，結果見圖8。隨著地溫的升高，管壁與土壤間的熱交換逐漸減少，總傳熱系數降低，摻水溫度降低；在達到同樣約束條件的前提下，摻水溫度與摻水量呈反比，摻水量有所上升，但升高的幅度較小。此外，當環境溫度變化或集油環中有啟停井操作時，該優化方式也能及時對摻水量進行調整；當進站溫度和產液量增加至一定程度時，也可適當減少摻水量或停止摻水，實現季節性常溫輸送。

圖8 地溫、摻水溫度和摻水量之間的關系Fig.8 Relation between ground temperature and water blending temperature and water blending amount

4 結論

將耗電量和耗氣量作為主要技術指標，利用敏感性分析衡量不同摻水方式、摻水量及摻水溫度對摻水工藝的能耗影響，并以總運行費用最低為目標函數，在水力及熱力約束條件的影響下，求解最佳運行參數和優化節能措施，得到如下結論：

1）在摻水比一定時，隨著摻水溫度的升高，摻水系統的耗電量有所下降；在摻水溫度一定時，隨著摻水比的增加，耗電量呈先增加后降低再增加的趨勢。

2）在摻水比一定時，耗氣量與摻水溫度呈正相關；在摻水溫度一定時，耗氣量與摻水比也呈正相關，但增加幅度逐漸減小，在摻水比1.4 之后的耗氣量增幅不大。

3）通過將Intouch 和Matlab 軟件互聯，實現了不同月份最優摻水溫度和摻水量的求解，將三管伴熱工藝優化為末端環狀摻水工藝后，運行費用降低了63.3%～68.8%，年運行費用可降低37.31 萬元，節能潛力巨大。