水平管內黏稠油水環輸送管道停輸再啟動特性*

尹曉云 敬加強 孫 杰 劉力華 蒲 波

(1.西南石油大學石油與天然氣工程學院 2.油氣消防四川省重點實驗室 3.西安交通大學動力工程多相流國家重點實驗室 4.中國石油西南油氣田分公司通信與信息技術中心 5.中石油南充燃氣有限責任公司)

0 引言

隨著常規原油儲量的日益減少，蘊藏量豐富的稠油在石油工業中的地位和作用愈加突出，有望成為今后重要的石油接替能源[1]。常用的稠油降黏減阻輸送技術中，水環輸送法由于成本低、能耗小以及環境友好等優勢自提出以來一直備受世界石油界的關注，近年來被學者們視為實現稠油常溫輸送最有潛力的方法[2]，具有廣闊的工業應用前景。

目前，國內外學者對稠油水環輸送技術開展了大量的研究工作，其中包括水環發生器結構尺寸的優化設計[3－5]、油－水兩相流流型特征與壓降規律的試驗探索[6－9]、油－水環狀流管輸壓降及持液率預測模型的推導建立[10－12]、水環潤滑油核懸浮機制的理論分析[13－15]以及油－水環狀流流動穩定性的增強方法[16－19]。但研究主要集中于正常運行的穩態工況，少有涉及因日常維護或緊急事故而停輸及停輸后的再啟動工況[20－21]。水環輸送稠油管道停輸后，由于油水密度差異，油上浮至管頂而水下沉到管底，促使水包裹油的環狀流結構迅速轉變成油水分層流結構。當管道重新啟動時，黏附在管壁上的油污會使摩阻急劇增大，若泵不能提供足夠高的壓力，則無法使管路中的流體恢復流動。因此為了保證管線的順利啟動，有必要了解管路在各種情況下的再啟動特性，以確定順利再啟動的操作條件和運行參數。

本文以500＃白油和自來水為研究對象，設計加工室內水環輸送稠油再啟動小型環道試驗裝置，模擬研究了油水環狀流停輸后再啟動過程的流型演變特征及壓降變化規律，分析了停輸時間、初始含油體積分數及清洗流速對再啟動特征參數(壓降和時間) 的影響。研究結果可為現場管道因計劃或事故停輸后的再啟動過程提供理論指導，同時可為稠油輸送管道的安全經濟運行提供一定參考。

1 試驗材料與方法

1.1 材料

由于普通稠油呈深黑色，不便于觀測流型，且黏附于管壁后不易清潔，所以選用500＃白油作為模擬油樣，進而開展水環輸送稠油停輸再啟動試驗。采用比重瓶法，測定20 ℃時的白油密度為902 kg/m3；利用HAAKE Viscotester iQ Air 流變儀，測得20 ℃時的白油黏度為1 055.3 mPa·s。試驗用水來自成都自來水供應廠，其20 ℃時的密度與黏度分別為998.2 kg/m3和1.005 mPa·s。

1.2 試驗裝置

本文自主研制了一套水環輸送稠油停輸再啟動環道試驗裝置，其流程如圖1 所示。該裝置主要由油水供給系統、管路測試系統、吹掃系統及數據采集系統四部分組成。試驗所用管材為硬質聚氯乙烯塑料(UPVC)，管路全長15 m，其中測試段長度為0.9 m，管徑規格為DN25。測試段兩端裝有引壓孔，連接CYQ－3051DP 差壓變送器，采集該段流體壓降，且靠近測試段末端安裝2F04C 高速攝像機及配套LED 光源，拍攝管線停輸及停輸再啟動過程中油水兩相流型。

圖1 試驗流程示意圖Fig.1 Schematic diagram of test process

油水供給系統由油路和水路組成。油路主要由儲油罐、輸油泵、渦輪流量計和球閥等組成，儲油罐內白油經ZYB－83.3 高溫渣油泵加壓、LWGY－830 渦輪流量計計量后進入水環發生器，與水相混合；水路則主要包括儲水罐、輸水泵、電磁流量計和球閥等部件，儲水罐內自來水經CVL4－16 立式不銹鋼多級離心泵加壓、LDC－QX315 電磁流量計計量后進入水環發生器，與油相混合。吹掃系統主要由V－0.60/8 空氣壓縮機、儲氣罐和調壓閥等部件構成，用于試驗結束后對整個管路進行吹掃。

1.3 試驗方法

1.3.1 試驗方案

室內模擬水環輸送管道停輸再啟動過程的試驗方案主要有兩種:一種是同時開啟油泵和水泵，通過提供可靠的高壓來剪切管道上部的油相，逐漸恢復環狀流的流動形態[22]；另一種是先只開啟水泵，用一定流速的清水頂擠截留于管內的液體并清洗管壁，待壓力表讀數下降至穩定值后再開啟油泵引入油流，重新形成環狀流結構[23]。由于水流頂擠的啟動方式便于操作且水流流量固定，利于研究壓降隨時間的變化趨勢及評估各種因素的影響，本文主要討論該啟動方式下稠油管道的停輸再啟動過程。

1.3.2 試驗步驟

在進行停輸再啟動模擬試驗前，首先需要獲得相對穩定的油水環狀流流型。基于環狀流動結構穩定存在的必要條件及準則式[15]，本試驗設定油相表觀流速Uos為0.74 m/s，水相表觀流速Uws范圍為0.22～1.09 m/s。油水環狀流的形成及停輸再啟動試驗均在20 ℃下進行，其具體步驟如下:

(1) 開啟水路閥門及水泵，使單相水流以一固定流速流入管道，待水流量穩定后，記錄測試段壓降，作為管道油污沖洗干凈的參考壓降Δpr。

(2) 開啟油路閥門及油泵，通過變頻器或旁通閥調節油水流量以獲得環狀流流型，待油水流量穩定后，記錄測試段壓降，作為管道正常運行期間的穩定壓降Δpc。

(3) 同時關閉油泵、水泵及相應閥門，將油水截留在試驗管路內并靜置一段時間。

(4) 重新開啟水路閥門及水泵，采用與步驟(1) 中相同的流速沖洗管路，記錄測試段壓降隨時間的變化規律，將初始峰值作為管道恢復運行的啟動壓降Δpmax。記錄測試段壓降從峰值降至參考值附近的時間，作為管道恢復運行的啟動時間tr；觀察再啟動過程中靜置分層的油水兩相在水流沖洗下的運移規律。

(5) 重復步驟(1)～ (4)，探究不同停輸時間ts、初始含油體積分數Co、清洗流速Uc對再啟動參數(壓降Δp和時間tr) 的影響。

(6) 試驗結束后，打開空氣壓縮機，對試驗管路進行吹掃。

2 試驗結果與討論

2.1 再啟動過程流型演變

管道再啟動過程中油水兩相在水流沖洗下的運移規律如圖2 所示。一開始，管道處于停輸狀態，油水兩相由于密度差異呈現上層油、下層水的分層流結構(見圖2a)；開啟水泵及相應閥門，使水相流入管道，此時油泵及油路閥門仍保持關閉，管道上層的黏稠油受水流的剪切作用而脫離油層(見圖2b)；隨后，被剝離的油滴向整個管道擴散(見圖2c)；由于UPVC 管材的親油性，擴散運移的油滴撞擊管壁形成油膜(見圖2d)；最終，油膜逐漸被水流帶走，管道被完全清洗干凈(見圖2e)。

圖2 再啟動過程中油水兩相流型演變Fig.2 Evolution of oil-water flow pattern in restart process

2.2 再啟動特性及影響因素

2.2.1 停輸時間對再啟動特性的影響

停輸時間對再啟動特性影響的試驗條件與試驗結果如表1 所示。再啟動壓力隨停輸時間的變化曲線如圖3 所示。由圖3 可以發現:停輸時間ts對再啟動時間tr基本沒有影響，不同ts下tr均約為530 s；相反，停輸時間ts對再啟動壓降峰值Δpmax有較大影響，Δpmax隨ts的延長而增大，其原因是ts的延長使油水兩相的分層更徹底，油層和水層分別運移到管道的上部和下部；而ts較短時，位于管道上管壁與核心油流之間的水層來不及運移到管道下部，當管道重新啟動時，水層仍可充當潤滑介質，從而使Δpmax降低。此外，還可以發現在不同工況下，再啟動壓降的瞬態行為具有相似的變化特征，即壓降由初始峰值迅速降低至一定值后緩慢下降，直至達到單相水流壓降，這與A.LIVINUS 等[24]描述的再啟動過程中壓降隨時間的變化規律一致。筆者將該變化過程劃分為三個階段:第一階段為壓降驟降階段(見圖3 中Ⅰ階段)，水流帶走大量油相，壓降在60 s內下降至初始峰值的50%；第二階段為壓降緩降階段(見圖3 中Ⅱ階段)，水流逐漸清除管道頂部及黏附在管壁上的油相，壓降緩慢下降；第三階段為壓降恒定階段(見圖3 中Ⅲ階段)，水流已將管道清潔干凈，壓降在單相水流參考壓降值附近輕微波動。

表1 停輸時間對再啟動特性的影響結果Table 1 Effect of shutdown time on restart characteristics

圖3 再啟動壓力隨停輸時間的變化曲線Fig.3 Variation of restart pressure with shutdown time

2.2.2 初始含油體積分數對再啟動特性的影響

再啟動壓力隨初始含油體積分數的變化曲線如圖4 所示。初始含油體積分數對再啟動特性影響的試驗條件與試驗結果如表2 所示。由圖4 可知，隨初始含油體積分數Co的增加，再啟動壓降峰值Δpmax增大的同時再啟動時間tr延長。這是因為Co越高，停輸時截留于管道中的油就越多，流動阻力越大，需要消耗更多能量來克服阻力，因此Δpmax越大。此外，在水流的沖洗下，管道中的油越多，油滴越容易擴散至整個管道并黏附在管壁上形成油膜，導致管道更難清洗干凈，從而使tr延長。

表2 初始含油體積分數對再啟動特性的影響結果Table 2 Effect of initial oil content on restart characteristics

圖4 再啟動壓力隨初始含油體積分數的變化曲線Fig.4 Variation of restart pressure with initial oil volume fraction

2.2.3 清洗流速對再啟動特性的影響

清洗流速對再啟動特性影響的試驗條件與試驗結果如表3 所示。再啟動壓力隨清洗流速的變化曲線如圖5 所示。

表3 清洗流速對再啟動特性的影響結果Table 3 Effect of cleaning flow rate on restart characteristics

由圖5 可知，清洗流速Uc的增大可縮短再啟動時間tr，但使再啟動壓降峰值Δpmax增大。究其原因，主要是由于在再啟動階段使用流速較高的水流更易將管道完全清洗干凈，故所需tr較短；但較高的清洗流速對截留于管道內的油水兩相初始沖擊力更大，致使Δpmax增大。

圖5 再啟動壓力隨清洗流速的變化曲線Fig.5 Variation of restart pressure with cleaning flow rate

3 結論

(1) 自主研制的室內小型停輸再啟動環道模擬裝置適用于水環輸送稠油再啟動過程中流型演變特征分析及再啟動特性研究。

(2) 水環輸送管線停輸后靜置分層的油水兩相在管路重新啟動時，主要經歷了分層形態→水流推擠油層→油滴擴散→油滴撞擊管壁形成薄油膜→水流逐漸清除油膜的變化過程。

(3) 在不同試驗工況下，再啟動壓降隨時間的變化規律相似，即先在短時間內迅速下降至初始峰值的50%，隨后以逐漸減小的下降速率緩慢下降，直至降低到單相水流參考壓降值附近。

(4) 停輸時間的延長會增大再啟動壓降峰值，但對再啟動時間無影響；初始含油體積分數的增加不僅會增大再啟動壓降峰值，而且會延長再啟動時間；清洗流速的增大可縮短管線啟動時間，但會增大再啟動壓降峰值。故水環輸送稠油管道在油水輸送量一定的條件下，因維護或故障停輸時盡量縮短停輸時間，重新啟動時適當增大清洗流速可降低稠油停輸管線的啟動困難程度。