停输再启动压力计算研究进展

江 锋, 黄文丽, 李洪宇

我国所产原油中约80%以上为含蜡原油, 在世界范围内含蜡油的产量也在逐年快速增加[1]。 此类原油在温度降至析蜡点以下时, 蜡从原油中析出导致原油黏度显著增大。 当原油中析出的蜡晶含量达到原油质量的2% ～3%时, 原油整体将发生胶凝[2], 随之失去流动性, 表现出触变性、 黏弹性与屈服应力等特殊性质。 在工程实际中, 输油管道不可避免地会出现停输。如果停输时间较长, 因油温下降造成原油胶凝, 从而在管道内部形成一段胶凝原油塞, 可对管道的再启动过程造成严重的影响。 受胶凝原油可压缩性的影响, 其屈服过程是一个渐变过程, 并且在屈服过程中存在较为明显的屈服面移动现象, 这将给停输再启动的生产过程带来严峻考验。 管道再启动的安全性是含蜡原油管道运行中面临的核心问题。 热油管道的停输再启动问题是非稳态传热与非稳态流动的耦合问题。 对于该问题的研究可以归结为以下几个部分: (1)停输温降的计算; (2)含蜡原油的流变性质; (3)管流分析及再启动水力、 热力计算。 本文主要分析含蜡原油停输再启动过程中关于压降计算模型部分的研究进展。

1 国外研究进展

从1970 年开始, 国内外科研工作者就开始对含蜡油的停输再启动问题进行了诸多方面研究, 从各方面研究了管内含蜡油再启动过程中的流动情况[3]。

为保障管道运行的安全可靠, 再启动过程中含蜡油的启动压力应小于管道安全启动压力, 然而过低的启动压力将不能挤顶原油流动。 因此, 合适的启动压力至关重要。 为提前预测整个含蜡油管道能否成功启动, 必须研究分析管内含蜡油启动压力的计算方法。 一些研究者[4-5]在做出部分假设的前提下率先提出再启动压力计算式, 认为当管壁处的剪切应力大于或等于原油的静屈服应力值时, 管道中原油便可发生流动, 此时计算管道的最低启动压力的式子如式(1)所示:

式中:ΔP为管道的最低启动压力, Pa;L为管道长度,m;τy为屈服应力, Pa;D为管内径, m。

这种计算方法较为简单, 计算的结果在工程上也较为保守。 由于公式简洁、 可操作性强, 被广泛应用于停输再启动压力值估算。 有学者也通过一定的试验验证了其保守性, 实验室使用旋转流变仪测试τy值, 再把所测的屈服应力值代入公式(1)计算压降值, 所得计算结果与直接从管道上读的压降值进行对比。 这个简单的试验结果表明, 管道直接所测得的启动压力比通过流变仪计算的启动压力偏大。 式(1)只是简单的依据静力平衡而得, 方程中没有其余普适性参数, 不适用于触变性物料。

因此后续有很多学者根据胶凝含蜡油的流变特性提出了自己的再启动模型, 以更加准确计算含蜡油再启动压力。

1.1 Sestak 模型

1987 年, Sestak J 等[6]采用Houska 触变模型研究管内胶凝原油再启动问题, 认为总压降ΔPc由挤顶液压降ΔP1与被挤顶液压降ΔP2组成, 且二者之和为一个常数。

ΔPc=ΔP1+ΔP2=const (2)

但在启动过程中忽略了胶凝原油与热油的掺混作用, 认为两者的界面是一个平面。 J Sestak 在分析过程中对惯性力和胶凝原油的可压缩性也没考虑。

这种方法在公式(1)的基础上进行了改进, 考虑了挤顶液压降。 但计算被挤顶液的压降中没有考虑胶凝原油的压缩性和启动过程的惯性压降。 其中所做的一个假设为结构参数λ不沿半径方向变化, 而仅随时间变化。

1.2 Cawkwell 模型

Cawkwell 和Charless[7]在Sestak 模型基础上进行了改进,深入考虑了原油的可压缩性和触变性, 采用常用的Houska 触变模型, 并结合动量方程和连续性方程, 计算管流速度和压力。

动量平衡方程:

连续性方程:

式中:ρ为原油密度, kg/m3;u为流速, m/s;t为时间, s;P为压力, Pa;z为管道长度, m;τrz为延管长方向切应力, Pa;αs为压力波在流体中的传播速度, m/s;K为液体体积弹性系数, Pa;E为管材弹性模量, Pa;δ为管壁厚度, m。

虽然Cawkwell 在Sestak 的模型基础上进行了改进, 但仍存在一些问题。 该模型中压力波的计算采用的是牛顿流体压力波动计算公式, 并未考虑原油在降温过程中的收缩对压力波传播的影响。 因此, 计算出的压力波波速偏差较大, 从而影响了停输再启动压力的计算结果。

1.3 Cheng Chang 模型

Chang Cheng[8]基于三阶段的应力理论和与时间有关的Bingham 流变模型, 提出当不同的恒定压力加载于管线上时,由于管壁剪切力的不同, 可能出现三种不同的情况: 立刻启动、 延时启动、 失败启动。 考虑原油具有触变性, 建立如下关系式计算再启动压力:

式中:ΔP为管道的最低启动压力, Pa;L为管道长度, m;τy0为结构充分裂降时的屈服应力, Pa;τy1为结构充分建立时的屈服应力, Pa; λ 为结构系数;D为管内径, m。

此压力计算模型与我国管道的实际运行情况还存在很大差距。 上述模型并没有考虑原油冷凝后的压缩性、 惯性及管内原油和环境的热交换的影响, 同时忽略了塑性黏度的裂降。 因此, 在此后工作中有待进一步完善。

目前国外研究者关于含蜡油管道启动压力计算方法的研究只是基于首站衡压、 断面等温、 绝热输油等工况的近似启动计算。 首站恒压这种启动方式并没有考虑泵与管道特性匹配, 不符合管道运行的实际工艺工况; 在模型的构建中, 认为沿线断面的原油没有温度差异, 但对于实际热油输送管道, 停输后的再启动过程其沿线管内原油是非等温的。

2 国内研究进展

在原油管道停输再启动压力计算模型的研究方面, 国内研究者充分考虑了流动和传热的耦合问题, 并结合工程实际做了大量的研究。

王东等[9]认为热油管道停输再启动过程中, 一般采用黏度较低的液体或加热的原油顶挤管内胶凝油。 此时的启动压力由被顶挤液压降ΔPf1(t) 、 顶挤液压降ΔPf2(t) 、 高程差产生的压降ΔPa和惯性压降ΔPel等四部分组成。 再启动的总压降ΔP计算模型如下:

ΔP=ΔPf1(t)+ΔPf2(t)+ΔPa+ΔPel(7)

通过分析计算这四部分压降, 并累加求和便可得停输再启动需要克服的压力差。 该式子的第一项需要知道顶挤液的种类、 第二项需要了解被顶挤液降温过程中的流体性质、 第三项需要了解每一列压力波传播的时间和传达的位置, 但对于触变性流体的高程差压降计算方法没有明确给出。

王培伟[10]利用环道研究了含蜡油停输再启动, 建立了牛顿流体及触变性原油启动过程的数学模型, 并编写了启动过程的水力计算程序。 通过对室外埋地环道及含蜡原油管道在不同边界条件下启动过程中的水力计算, 发现该模型虽能较好的计算停输再启动的压力, 但其本身具有一定局限性, 使用范围窄不能描述具有压缩性的胶凝原油。 停输再启动调试环道试验结果表明该实验存在数据重复性差、 油样屈服值与实际不符、 轻组分挥发大及控温不准等一系列问题。 但有研究者[11]对其环道进行了优化, 使其能够更好地描述停输再启动的实际过程。

赵晓东等[12]建立的数学模型首次考虑了凝油的孔隙率对胶凝含蜡油再启动压力计算的影响, 同时还考虑了压力波的传播影响。 赵晓东建立的数学模型考虑全面对含蜡原油停输再启动压力计算的发展具有很大的推动作用, 能较好地描述停输再启动的压力特点。 但与实际工业情况尚存着较大差距, 目前并未运用到实际工程当中。

胶凝原油触变模型种类繁多[13-17], 目前在含蜡油停输再启动的研究中学者所采用的触变模型大都为Houska 模型[17]。 也有学者针对不同的模型进行了比较分析。 蔡海生[18]在2008 年,对比考察了Houska 触变模型和赵晓东模型对再启动压力计算结果的影响, 发现启动压力变化不大。 包有全[19]将Dullaert-Mewis 模型用于胶凝含蜡原油黏弹-触变特性时, 发现模型描述的结构强度明显弱于真实结构, 模型描述的结构裂解过程和平衡状态与实验测试结果偏差较大。 于是对模型进行了改进, 并且考虑了含蜡原油胶凝后的可压缩性, 用包含可压缩性的Herschel-Bulkley 模型来描述, 对不适应性也做了修正。 该模型能较为准确的描述对具有压缩性的胶凝原油再启动压力计算方面的问题, 相比于之前的研究者, 使用了不同的触变模型、 对不适应性进行了修正, 提高了胶凝含蜡原油停输再启动压力计算的准确性。

3 结 语

综上, 国内外研究者对含蜡油再启动压力计算已做了大量研究工作, 但并没有提出可以在各种条件下能准确计算热油管道中胶凝油再启动压力及再启动过程压力与流量关系的模型方法。 在此笔者总结提出以下三点未来研究的重点方向:

(1)在明确含蜡原油再启动原理条件下, 考虑原油流动和传热耦合问题, 并且尽量贴合于实际不要做过多模型简化, 适当考虑弧形的掺混界面;

(2)对于再启动压力波的传播计算, 目前还没有明确可靠方法, 对于胶凝原油的裂解屈服问题, 还应该持续深入探讨;

(3)计算启动压力时必须同时考虑胶凝含蜡油的触变性和可压缩性, 对比选用合适的触变模型, 做到计算的准确性与可靠性。