稠油-水混输停运管线再启动力学响应特性研究

赵海勇，王 帅，陈 龙，秦 媛，魏紫滢，赵亚睿，张 玥，苏春娥

(1.长庆油田 第十一采油厂，甘肃 庆阳 745000；2.中国石油大学(北京)石油工程学院，北京 102249；3.延安大学 石油工程与环境工程学院，陕西 延安 716000)

引 言

随着世界石油资源开采年限及力度的不断增加，原油重质化问题愈加严重，面对中轻质原油储备的逐渐枯竭，亟需实现从常规原油到非常规原油的转变[1]，开采区域从陆地到近海、深水扩展[2-3]。而稠油高黏性引起再启动问题亟需解决，稠油含胶质、沥青多而含蜡量少，具有黏度高、密度大、凝点低以及流动性极差等显著特征[4-6]，并具有一定的黏弹性与触变性特征[7]，特别是在停输低温工况下的高黏性，导致停输管线再启动压力极大[8-9]。此外，稠油在采输过程中总会伴随着油田采出水，易形成稠油乳状液(W/O型乳状液或O/W型乳状液)，由于稠油-水两相存在反相点、密度差，导致停输静置初始流型状态变化多端，给稠油-水混输流动保障带来极大挑战[10-11]。目前，针对胶凝含蜡原油管道的停输再启动研究较多[12-13]；而对于稠油管输停运再启动，近年仅见中科院许晶禹教授[3，6-7，14]团队对稠油的屈服特性及停输管道启动压力特征及影响因素等相关研究，但适合稠油乳状液的启动应力模式，还需进一步系统地研究。本文通过稠油-水混输再启动环道实验，系统研究了再启动压力变化规律，为稠油-水混输管线再启动及流动安全保障提供依据与理论指导。

1 实验部分

1.1 实验材料

选取旅大稠油为油品研究对象，其黏度307.20 mPa·s(50 ℃)、密度为917.5 kg/m3(20 ℃)，通过Anton Paar Rheolab QC流变仪系统剖析稠油乳状液在不同工况条件下启动过程的力学响应特性。基于流变仪系统测量其在恒定剪切速率条件下的剪切应力与时间的关系，拟合实验数据建立启动模型，继而理论预测再启动压力。

1.2 实验装置

为验证再启动压力预测的可靠性，自主研制一套室内稠油-水两相混输的环道再启动实验装置，测量再启动压力用于对比分析，其管道材质为304不锈钢、管段长度为10.2 m、管内径为25 mm，如图1所示。

图1 稠油再启动环道实验装置

装置操作流程：将一定比例的油水分别通过变频油泵、水泵，将油水样泵送到环道管路之中，关闭阀门4，并停泵及关闭阀门1、阀门2；待停输一定时间后，将阀门1打开，开启油泵，在一定流量下启动停输管道，环道不同位置处安装有6个压力变送器，测量其在不同工况条件下的再启动压力情况。

2 结果与讨论

2.1 启动过程剖析

通过流变仪剖析稠油及其乳状液启动过程，分析在恒定的剪切速率条件下启动应力随时间变化关系，发现启动过程可分为剪切应力上升、衰减、平衡三阶段，如图2所示。并通过数据拟合，可得启动模型(1)：

图2 衰竭阶段实验值与拟合值对比

(1)

式中：τs为实时壁面剪切应力，Pa；τmax为启动最大应力，Pa；τ∞为平衡剪切应力，Pa；B为衰减指数，s-1，其值愈大，由τmax降至τ∞愈快；T为剪切时间，s；ts为启动最大应力所对应的时间，s；t∞为平衡时间，s。

不同温度剪切平衡后流变特性见表1。

表1 旅大稠油启动平衡阶段流变特征

最大启动应力所对应的时间ts，实际上该时间是流变仪软件选择所产生的剪切应力(或扭矩)的时间，即设置好所需的剪切速率，流变仪将自动匹配在该工况下油样中所产生的剪切应力。故ts为流变仪匹配剪切速率与应力相对应所需要的时间，因此，ts不是油品自身性质的体现，所以在模型(1)的基础上，设ts=0，即直接给停输管道一个Q的启动流量，不考虑启动上升阶段的缓冲过程，模型(1)可演变成模型(2)：

(2)

将稠油乳状液从启动过程中的最大启动应力降至平衡应力所需的时间t∞与压力波在停输管道启动时的传播时间最大L/α相比较。

当管道启动压力波总传播时间小于平衡时间，即总传播时间L/α≤t∞时，旋转启动应力计算式为

(3)

当管道启动压力波总传播时间大于平衡时间，即总传播时间L/α>t∞时，旋转启动应力计算式为

(4)

式中：τl为距离停输管道首端l处管道的壁面剪切应力，Pa；α为压力波传播速度，m/s；l为距离停输管道首端的距离，m。

以上分析可得在恒定剪切速率下，初始启动时启动应力将迅速达到最大值，之后将随着剪切时间逐渐缓慢地下降。

2.2 再启动压力预测

通过理论分析，其启动过程所产生的启动压力，包括3部分，即

(5)

式中：Pl为由摩阻产生的启动压力，Pa；Pα为由压力波产生的启动压力，Pa；Pg为由高程差产生的启动压力，Pa；L为停输管道长度，m；Q为启动流量，m3/s；ρ为流体密度，kg/m3；D为管道内径，m；g为重力加速度，m/s2；h为起终点高程差，m。

启动时的压力波传播速度[14]

(6)

式中：K为油流体积模量，取1.56×109Pa；δ为管壁厚度，m；c1为管道支撑情况修正因数，一般c1=1；E为管材的弹性模量，取2.069×1011Pa。

式(5)中，第一项摩阻压力Pl主要是由壁面剪切应力产生的，而稠油及其乳状液在启动过程中又表现出剪切稀释性，壁面剪切应力将随着时间缓慢降低，所以在恒定启动流量下，启动过程中应力不是恒定值，而随着管道距离(即剪切时间)的变化而变化。

当停输管道加压后，首端稠油即剪切流动，沿管线逐渐往末端传播，当加压时间t=L/α后，压力波将传到管道末端，末端稠油开始剪切启动，末端油流剪切流动时间接近于零，而首端油流已剪切流动。若压力波沿管道传播速度α不变，则管道中各点稠油的剪切流动时间与其至首端的距离成负相关，离首端距离愈远，则剪切流动时间愈短。令l为某点至管道首端的距离，则该点稠油在管道启动时已经历了时间为(L-l)/α的流动剪切，把t=(L-l)/α代入式(3)或(4)，即可得到管壁剪切应力沿管道长度的分布函数。

当停输管道再启动时全线温度一致时，停输管道启动过程中由摩阻产生的启动压力Pl及其工况条件下的启动压力P的计算如下：

(1)当L/α≤t∞时，

(7)

故此工况条件下的启动压力

(8)

(2)当L/α>t∞时，

(9)

故此工况条件下的启动压力

(10)

2.3 实例分析

实验启动管路长10.2 m，管内径25 mm，壁厚4 mm，实验油样分别为纯油和含水10%乳状液，启动温度分别为30 ℃和40 ℃。在不同启动流量下3.27～13.98 L/min，实验测量再启动压力，计算其理论预测值和相对误差，结果见表2。图3为再启动压力预测值与实测对比分析结果，平均相对误差为6.95%，吻合精度较好。

表2 实验测量再启动压力及其预测值

图3 不同条件下再启动压力预测值与实测值对比

3 结 论

(1)以稠油为研究对象，通过Anton Paar Rheolab QC流变仪系统分析了稠油及其乳状液初始启动力学响应特性，初始启动过程可分为启动应力上升、衰减与平衡3个阶段。

(2)依据旋转启动过程的流变数据，建立了启动应力模型，并引入了衰减指数B，准确地描述停输管道再启动过程中的应力变化。

(3)自主研制并加工搭建了一套室内小型再启动环道实验装置，可快速方便测量不同的启动流量、不同温度工况条件下停输管道的启动压力；理论分析再启动过程与再启动压力计算。环道启动过程表明，适当增大启动流量可缩短启动时间，但同时也增大了管线的再启动压力；将理论预测值与实验测量值进行对比分析，平均绝对相对误差为6.95%，有较好的吻合精度。