2. 结果与讨论

2.1 再启动过程

利用本研究搭建的环道实验系统，在各实验条件下均于管道中观察到明显的稠油-水环状流流型，这为稠油水环输送管道停输再启动实验的开展提供了必要条件。稠油（LD1）-水两相在不同表观流速（U_os=0.74m/s，U_ws=0.28m/s、0.44m/s、0.65m/s）下的典型流型特征如图3所示。由图3可见，稠油-水两相在管道中形成了相对稳定的偏心环状流流型，即上薄下厚的外层水环包裹着核心油相一起向前流动。

图4显示了稠油水环输送管道停输再启动过程中压降随时间的变化关系。由图4可知，以恒定水流速度重新启动时，再启动过程总体上可分为两个阶段。第一阶段是压降衰减阶段，再启动压降随时间的增大先由初始峰值迅速下降，而后缓慢减小，最后直至降到某一压降恒定值。将以恒定水流速度再启动过程中再启动压降的最大值（初始峰值）定义为再启动最大压降，简称再启动压降Δp_max；将压降降至恒定值所对应的时间称为再启动时间tr。第二阶段是压降恒定阶段，再启动压降随时间的增长基本不再变化或在某一恒定值附近轻微波动，此压降恒定值Δp_r即为单相水流的稳态压降值。这与Poesio等、Livinus等在其各自的停输再启动实验中观察到的再启动压降随时间变化的阶段性特征一致。由图4可见，在H_o=0.55、μ_o=2.038Pa·s、t_st=1h、U_cl=0.53m/s的实验条件下，其再启动压降为11.22kPa，再启动时间为1290s，压降恒定值为0.42kPa。

2.2 再启动压降特性及影响因素

2.2.1 持油率的影响

图5反映了稠油水环输送管道再启动压降随持油率的变化关系。由图5可知，再启动压降Δp_max随持油率H_o的增加而增大，呈单调递增趋势。且持油率愈大，再启动压降的增幅则愈大。这是因为随持油率增高，一方面油相体积含量增加，油液分子间的摩擦阻力增大；另一方面油相与管壁接触面积增加，油液与管壁间的摩擦阻力也增大。对比图5(a)~(d)可以发现，油品黏度越大，持油率对再启动压降的影响越显著；恒定水流速度越大，持油率对再启动压降的影响也越显著。

2.2.2 油品黏度的影响

不同持油率、停输时间及恒定水流速度工况下稠油水环输送管道再启动压降随油品黏度的变化规律如图6所示。从图中可以发现，再启动压降Δp_max随油品黏度μ_o的增大而增高，两者之间存在单调递增的关系。但随着油品黏度的增大，再启动压降增高的幅度越来越小。此外，通过比较图6(a)~(d)可知，持油率愈大，油品黏度对再启动压降的影响愈明显；恒定水流速度愈大，油品黏度对再启动压降的影响也愈明显。

2.2.3 停输时间的影响

图7展示了稠油水环输送管道再启动压降随停输时间的变化关系。由图7可见，停输时间t_st对再启动压降Δp_max的影响较小，随着t_st的增长，Δp_max呈略微增大的趋势。这可能是由于所选停输时间0.5h和1h都相对较短，在此两种情况下，油水两相流均处于由环状流转变为完全分层流的过渡阶段，且其在管内的空间分布状况差异较小。因此，在持油率、油品黏度及恒定水流速度一定的条件下，不同停输时间所对应的再启动压降值比较接近。然而，Strazza等的研究表明随着停输时间的进一步增长，再启动压降会出现明显增大的趋势。其原因在于停输时间较短时，置留在管道上部的水膜没有足够的时间全部运移至管道下部，故当停输管线再次启动时，滞留的水膜仍能充当油相与管壁间的润滑层，从而减小了稠油与管壁间的摩擦阻力，进而降低了再启动压降的初始峰值；而停输时间较长时，稠油-水两相有充足的时间在重力和界面张力的双重作用下实现完全分层，故当停运管线重新启动时，管道上部油相与管壁直接接触，从而造成稠油与管壁间的摩擦阻力增大，进而导致再启动压降的初始峰值增高。

2.2.4恒定水流速度的影响

不同持油率、油品黏度及停输时间条件下稠油水环输送管道再启动压降随恒定水流速度的变化规律如图8所示。从图中可以看出，与再启动压降随持油率、油品黏度及停输时间的变化规律一致，再启动压降Δp_max也随恒定水流速度U_cl的增加而增大。但随着恒定水流速度的增加，再启动压降增大的幅度越来越小。此外，通过对比图8(a)~(d)可见，持油率愈大，恒定水流速度对再启动压降的影响程度愈大；油品黏度愈大，恒定水流速度对再启动压降的影响程度也愈大。故当稠油水环输送管线停运后重新启动时，所施加的再启动流量不能太大，否则所需的再启动压降过高；但也不能太小，否则所用的再启动时间过长。