稠油水混輸海管停輸再啟動壓力預(yù)測

王 帥 ,薛蕎蕎 ,王榮元 ,崔凱翔 ,敬加強(qiáng)

(1.延安大學(xué) 石油工程與環(huán)境工程學(xué)院,陜西 延安 716000;2.陜西延長石油(集團(tuán))有限責(zé)任公司管道運(yùn)輸輸氣第一分公司,陜西 延安 716000;3.陜西延長石油(集團(tuán))有限責(zé)任公司管道運(yùn)輸?shù)谝环止?陜西 榆林 719000;4.西南石油大學(xué) 石油與天然氣工程學(xué)院,成都 610500;5.油氣消防四川省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,成都 611731)

海洋石油資源正成為各國爭相開發(fā)與布局的關(guān)鍵領(lǐng)域[1-3],是全球油氣資源的重點(diǎn)接替區(qū)之一[4-5],深水區(qū)域?qū)⒊蔀槲磥砗Ｉ嫌蜌忾_發(fā)的主戰(zhàn)場[6-7]。海洋石油也是中國油氣產(chǎn)量主要的增長來源,近5年來,中國重大油氣田主要來自近海、深水[8],根據(jù)全國油氣資源評價(jià)的結(jié)果,近海石油地質(zhì)資源量為1.074×1010t[9]。渤海油田整個(gè)盆地群在生產(chǎn)油田超過50個(gè),其中探明稠油地質(zhì)儲量占總儲量的50.4%,蘊(yùn)藏著豐富的稠油資源[10]。所以,高黏原油的節(jié)能增效及采輸流動安全是克服輕質(zhì)原油日益貧乏、保障原油接替的重中之重,但是稠油膠質(zhì)、瀝青質(zhì)等大分子含量高,相對直鏈烴含量少,具有高黏度、強(qiáng)吸附、高摩阻等流動特征,導(dǎo)致其輸送具有較大挑戰(zhàn)。目前,管輸稠油流動黏附性強(qiáng)、能耗高、停輸管線再啟動困難等技術(shù)瓶頸仍然存在,尤其是停運(yùn)管在海底低溫工況條件下,因重質(zhì)原油的高黏性,使得停輸管的啟動壓力特別高[11];另外,稠油在開采與輸送過程同時(shí)會產(chǎn)生油田采出水,油水兩相流動過程會使稠油乳液形成,但由于稠油-水乳狀液存在相反轉(zhuǎn)點(diǎn)、油水密度差等,導(dǎo)致停運(yùn)管線初始階段油水狀態(tài)及其演化運(yùn)移復(fù)雜[12-13]。特別是稠油 水兩相混輸海管的停輸再啟動的流動保障問題[14],海洋稠油 水混輸過程中不可避免的計(jì)劃檢修或事故停輸(臺風(fēng)等事故需平臺人員緊急撤離);雖然,管輸稠油停運(yùn)后不致發(fā)生相變、凝結(jié)等現(xiàn)象[15],但在海洋惡劣環(huán)境下,其高黏性、低流動性,導(dǎo)致管線啟動困難,稠油 水混輸給停運(yùn)管線再啟動壓力預(yù)測與流動保障帶來較大挑戰(zhàn)[16-17]。目前,中科院許晶禹教授針對超稠油的黏彈特征、屈服應(yīng)力及原油管道停運(yùn)時(shí)啟動應(yīng)力和流動規(guī)律進(jìn)行了研究[7],但適合稠油 水兩相混輸及其油水乳狀液的啟動應(yīng)力模型,特別是對稠油 水兩相混輸停運(yùn)管線再啟動壓力預(yù)測精準(zhǔn)性與可靠性等還需進(jìn)一步研究。因此,文中瞄準(zhǔn)稠油 水混輸再啟動過程力學(xué)特性,通過分析稠油及其乳狀液啟動過程應(yīng)力響應(yīng)特性,基于正交啟動實(shí)驗(yàn),建立了啟動應(yīng)力的非線性模型,對再啟動壓力進(jìn)行準(zhǔn)確預(yù)測,為稠油管線停輸再啟動提供理論依據(jù)和實(shí)際指導(dǎo)。

1 實(shí)驗(yàn)部分

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

選取渤海油田旅大21-2(以下簡稱LD 21-1)稠油及油田采出水為實(shí)驗(yàn)材料,其純稠油黏度為307.20 MPa·s(50 ℃)、密度為917.5 kg/m3(20 ℃),旅大油田采出水礦化度,如表1所示。運(yùn)用Rheolab QC流變儀測量系統(tǒng)分析稠油及其乳狀液的流變學(xué)特征,其純稠油流變曲線、黏溫曲線,如圖1所示。分析了稠油 水乳狀液在不同含水率、不同溫度、不同停輸時(shí)間、不同啟動流量等條件下再啟動時(shí)力學(xué)變化規(guī)律,包括旋轉(zhuǎn)啟動應(yīng)力與停運(yùn)管道再啟動壓力特性。采用上述流變儀分析系統(tǒng),測量油流在恒定剪切速率啟動過程時(shí),旋轉(zhuǎn)啟動應(yīng)力隨時(shí)間的變化規(guī)律,回歸實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)構(gòu)建再啟動應(yīng)力模型,進(jìn)一步計(jì)算與分析停運(yùn)管線的啟動壓力值及其變化規(guī)律。

圖1 稠油及其乳狀液流變特性Fig.1 Rheological properties of heavy oil and its emulsions

表1 旅大油田采出水礦化度Table 1 The salinity of produced water in Lvda Oilfield

1.2 實(shí)驗(yàn)裝置

為驗(yàn)證停運(yùn)管線再啟動壓力計(jì)算的精準(zhǔn)性,研制與搭建了1套稠油乳狀液環(huán)道停輸再啟動實(shí)驗(yàn)裝置,測量啟動壓力與理論計(jì)算值進(jìn)行對比,其環(huán)道的材質(zhì)為304不銹鋼管、管道長度為10.2 m、管道內(nèi)徑為25 mm,如圖2所示。

圖2 稠油再啟動環(huán)道實(shí)驗(yàn)裝置Fig.2 The heavy oil restart loop experimental device

按照所規(guī)定的油水比例將稠油水分別通過變頻油泵和水泵,把油樣、水樣泵送到環(huán)道管路實(shí)驗(yàn)裝置內(nèi),而后關(guān)閉閥門4,停泵同時(shí)關(guān)閉閥門1、閥門2;等停輸所給定的時(shí)間后,打開閥門1,并啟動油泵,在一定的啟動流量下推動停輸管道內(nèi)油流流動,環(huán)道沿線不同位置處安裝有6個(gè)壓力變送器,測量在不同條件下的壓力變化[18]。

2 結(jié)果與討論

2.1 啟動應(yīng)力響應(yīng)特性

以稠油及其油水乳狀液為測試對象,分別測量在不同工況下(不同含水率、溫度、靜置時(shí)間、啟動流量),啟動初始階段力學(xué)變化規(guī)律,剖析不同工況下,剪切應(yīng)力與時(shí)間的變化關(guān)系,分析啟動過程與啟動應(yīng)力模式。在恒定剪切速率啟動條件下,不管何種類型的實(shí)驗(yàn)樣品,在啟動過程總存在著一個(gè)剪切應(yīng)力上升階段;尤其在剪切應(yīng)力達(dá)到峰值前,剪切應(yīng)力先隨時(shí)間存在一個(gè)驟然增大階段,再隨時(shí)間緩慢增大至峰值,在啟動過程中將最大剪切應(yīng)力所對應(yīng)的時(shí)刻認(rèn)為油流將開始啟動,自此剪切應(yīng)力隨時(shí)間由峰值開始減小,如圖3所示。分析可知,在停輸管道中靜置稠油乳液啟動過程中與管內(nèi)壁間產(chǎn)生的應(yīng)力受到諸多因素的影響,并隨時(shí)間的延長而變化,呈先迅速增大再緩慢減小至恒定值的總體趨勢。為準(zhǔn)確描述啟動過程剪切應(yīng)力隨時(shí)間的變化關(guān)系,擬合實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)并建立啟動應(yīng)力變化的模型是分析與預(yù)測停輸管道再啟動壓力的基礎(chǔ)。引入了含水率、啟動溫度、靜置時(shí)間、恒定剪切速率影響因素,分析此4個(gè)因素對啟動應(yīng)力影響作用的定量關(guān)系,作為建立啟動應(yīng)力模型的一個(gè)必要及關(guān)鍵參數(shù)。

圖3 含水率20%的稠油乳狀液啟動過程力學(xué)響應(yīng)特性Fig.3 The start-up mechanical response characteristics of heavy oil emulsion with 20% water content

剖析稠油及其乳狀液或稠油 水兩相混合液的啟動過程,研究在恒定剪切速率工況下,啟動應(yīng)力與時(shí)間的變化規(guī)律,可以發(fā)現(xiàn)油樣在旋轉(zhuǎn)啟動過程中分為剪切應(yīng)力的上升、衰減、平衡了3個(gè)應(yīng)力變化階段,通過實(shí)動過程實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合可知,滿足式(1)啟動過程應(yīng)力變化模型[18]。

式中:τs為啟動過程中壁面剪切應(yīng)力,Pa;τmax為啟動最大應(yīng)力,Pa;τ∞為平衡剪切應(yīng)力,Pa;B為衰減指數(shù),其值愈大,由τmax降至τ∞愈快,單位為s-1;T為剪切時(shí)間,s;ts為啟動最大應(yīng)力所對應(yīng)的時(shí)間,s;t∞為達(dá)到動態(tài)平衡所需要的時(shí)間,s。

分析ts為啟動最大應(yīng)力所對應(yīng)的時(shí)間,該時(shí)間ts值的大小受油品自身性質(zhì)、油流所處的條件、油流旋轉(zhuǎn)啟動過程測試裝置慣性等影響較大,故ts不僅僅是油品自身性質(zhì)的體現(xiàn)。為定量描述分析衰減 平衡階段應(yīng)力隨剪切時(shí)間的變化過程,基于模型式(1),從ts=0開始分析,直接給停運(yùn)管線一個(gè)恒定的啟動流量,忽略在啟動過程初始階段的應(yīng)力上升過程,啟動過程應(yīng)力變化模型式(1)可化為式(2)。

2.2 正交啟動應(yīng)力非線性模型

分析不同因素對啟動應(yīng)力影響的顯著程度,進(jìn)行4因素混合水平的正交啟動實(shí)驗(yàn),其影響因素及水平,如表2所示。含水率有6種水平、溫度與恒定剪切速率分別有4種水平、靜置時(shí)間有2種水平,依據(jù)正交實(shí)驗(yàn)原理設(shè)計(jì)32組啟動實(shí)驗(yàn),其啟動應(yīng)力結(jié)果如表3所示。在此基礎(chǔ)上,應(yīng)用SPSS軟件對實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行模型回歸,研究各因素的影響顯著程度及其與啟動應(yīng)力的量化關(guān)系。

表2 稠油 水乳狀液正交啟動實(shí)驗(yàn)影響因素與水平Table 2 Influencing factors and levels of heavy oil water emulsion orthogonal start up experiment

表3 四因素混合水平正交實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)及啟動應(yīng)力結(jié)果Table 3 Results of start-up stress by orthogonal test on four factors and mixed levels

續(xù)表3

采用SPSS軟件對正交啟動實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行方差分析,評價(jià)上述各因素對稠油乳狀液或稠油 水混合液啟動應(yīng)力的影響作用顯著程度,通過比較F值與顯著性Sig.值,確定4種因素影響作用的顯著程度;稠油 水油流的正交啟動應(yīng)力實(shí)驗(yàn)方差分析結(jié)果,如表4所示。可知恒定剪切速率與啟動溫度對稠油乳狀液啟動應(yīng)力的影響最為顯著,關(guān)系也最為密切;靜置時(shí)間對啟動應(yīng)力的影響也較為顯著,但與啟動溫度和恒定剪切速率相比較次之;在0～50%范圍內(nèi),含水率對啟動應(yīng)力也有著相當(dāng)?shù)挠绊?但影響較為微弱;就對其啟動應(yīng)力影響顯著性程度而言,其總體排序有:恒定剪切速率＞啟動溫度＞靜置時(shí)間＞含水率。

表4 四因素混合水平正交實(shí)驗(yàn)方差分析結(jié)果Table 4 Results of start-up stress by orthogonal test on four factors and mixed levels

由于啟動應(yīng)力的4個(gè)影響因素具有不同單位,且各因素間的水平也不在同一個(gè)數(shù)量級上,為減小擬合模型的誤差,回歸分析前將對各因素的水平進(jìn)行歸一化處理。采用最小 最大標(biāo)準(zhǔn)化的歸一化處理方法。這種方法是對原始數(shù)據(jù)進(jìn)行了線性變化,使其結(jié)果映射在[0-1]之間,其轉(zhuǎn)化函數(shù)為

依據(jù)影響啟動應(yīng)力自變量和因變量的范圍,應(yīng)用式(3)可得各因素的轉(zhuǎn)化函數(shù)。

式中:φ為含水率,無量綱;Ts為啟動溫度,℃;tst為靜置時(shí)間,min;為恒定剪切速率,、分別為含水率、啟動溫度、靜置時(shí)間、恒定剪切速率歸一化后的實(shí)驗(yàn)值,其單位為無量綱。在稠油乳狀液或混合液啟動應(yīng)力影響作用的分析基礎(chǔ)之上,建立預(yù)測啟動最大應(yīng)力的非線性回歸模型,其表達(dá)關(guān)系見式(4),由于表達(dá)式中有4個(gè)變量7個(gè)系數(shù),故稱之為四參量七系數(shù)啟動(最大)應(yīng)力模型。

式中:a＇為黏性模量,Pa;b＇、c＇、d＇、e＇、f＇、g＇為非線性啟動應(yīng)力預(yù)測模型的系數(shù),單位為無量綱。

應(yīng)用SPSS軟件對模型及各相關(guān)系數(shù)進(jìn)行非線性回歸與檢驗(yàn),通過79次模型評估和34次導(dǎo)數(shù)評估后運(yùn)行停止,連續(xù)殘差平方和之間的相對減少量最多為SSCON=1.000E-8;相關(guān)性R2(1-殘差平方和/已更正的平方和)等于0.946,R2＞0.90,回歸模型與正交實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)有著較高的擬合程度;故可得到非線性回歸模型系數(shù)的最優(yōu)解,將模型系數(shù)代入式(4)可得稠油 水乳狀液啟動應(yīng)力的非線性回歸模型為

分析可知,隨含水率的增大,稠油乳狀液或混合液的啟動最大應(yīng)力先增大后減小,存在啟動應(yīng)力峰值,通過計(jì)算得到峰值φ=0.54,恰好在稠油乳狀液的反相點(diǎn)前后;啟動溫度與啟動最大應(yīng)力呈指數(shù)減小關(guān)系,即隨著啟動溫度增大,啟動應(yīng)力減小,有呈凸向溫度軸的減小趨勢,即溫度越大,減小幅度越小;恒定剪切速率與啟動應(yīng)力呈正相關(guān),隨著恒定剪切速率的增大,啟動應(yīng)力增大;而啟動應(yīng)力在起始一定的靜置時(shí)間內(nèi)呈減小趨勢,而后隨靜置時(shí)間基本保持不變。

啟動應(yīng)力τmax依據(jù)式(5)回歸的非線性模型進(jìn)行計(jì)算,τ∞按已經(jīng)恢復(fù)流動后的稠油 水乳液的本構(gòu)方程計(jì)算,故在衰減過程中應(yīng)力變化為

啟動應(yīng)力溫度評價(jià)范圍為4～40 ℃,通過上述啟動過程應(yīng)力變化模型式(6)描述其衰減過程與平衡過程。分別選取稠油 水乳狀液或混合液在3種含水工況(0、20%、50%)為例進(jìn)行分析,說明啟動過程應(yīng)力變化規(guī)律,對比實(shí)測值與擬合值的一致性情況。由圖4可見,稠油在啟動溫度4℃、靜置時(shí)間60 min、恒定剪切速率1.0 s-1的啟動條件下,起始時(shí)刻剪切應(yīng)力隨時(shí)間迅速增大,在1.5 s處達(dá)峰值251 Pa,啟動最大應(yīng)力;此后,剪切應(yīng)力隨時(shí)間慢慢降低,在87 s以后,剪切應(yīng)力恒定在150 Pa,應(yīng)力值隨時(shí)間不再變化,如圖4(a)所示。稠油 水在剪切應(yīng)力作用所形成的油包水型(W/O 型)乳狀液分析時(shí)可認(rèn)為是單一均相體系,啟動過程的衰減階段剪切應(yīng)力響應(yīng)平滑,如圖4(a)與圖4(b)所示。當(dāng)含水率大于反相點(diǎn)后,成水包油型(O/W 型)乳狀液,啟動過程也基本遵循著這3個(gè)階段,只是在衰減階段有較為明顯的上下波動,而非呈現(xiàn)出緩慢平滑的曲線,但也在某一恒定值上下變化,分析波動的原因,由于稠油 水乳狀液反相之后為乳狀液與游離水共存的一種油水兩相混合體系,受到游離水作用在測試過程中出現(xiàn)小范圍波動,由于處于平衡階段剪切應(yīng)力保持在恒定值130 Pa,但在該恒定值上下存在明顯的、較小幅度的應(yīng)力波動[19],如圖4(c)所示。圖3給出了3種工況下啟動過程應(yīng)力變化的擬合優(yōu)度分別為2.17%、3.27%、9.06%,可見啟動過程應(yīng)力變化的實(shí)驗(yàn)測量值與理論計(jì)算值的一致性較好。

圖4 衰竭階段啟動應(yīng)力實(shí)測值與擬合值對比Fig.4 The comparison of measured value and fitting value of start-up stress in failure stage

2.3 再啟動壓力分析及預(yù)測

油停輸管線再啟動時(shí),需著重分析由摩阻造成的啟動壓力,該部分壓力是因壁面應(yīng)力而產(chǎn)生,但在啟動初始階段壁面應(yīng)力將隨剪切時(shí)間而變化。當(dāng)給停運(yùn)管施加動力后,管道起點(diǎn)油流受到動力擠壓開始流動,壓力波沿管道慢慢向管線終點(diǎn)傳播,當(dāng)施加壓力為t=L/a后,壓力波傳播到管道終點(diǎn),管線終點(diǎn)油流受到壓力開始流動,當(dāng)管線終點(diǎn)原油剛剛受到剪切作用開始流動時(shí),管線起點(diǎn)原油在剪切作用下已流動了L/a。當(dāng)壓力波線傳播速度保持不變時(shí),管線中各位置處油流隨至起點(diǎn)的距離越遠(yuǎn),油流受到剪切作用產(chǎn)生流動的時(shí)間越短。

令l為某位置至管線起點(diǎn)的長度,則該位置油流在整條管線完全啟動時(shí)已產(chǎn)出流動的時(shí)間為(L-l)/a,將t= (L-l)/a代入式(2),推導(dǎo)出管道壁面處應(yīng)力值沿管線長度的變化關(guān)系式為

其中,啟動時(shí)的壓力波傳播速度a可按下式(8)計(jì)算[20]:

式中:ρ為稠油及其乳狀液密度,kg/m3;K為體積模量,Pa;取1.56×109Pa;D為內(nèi)徑,m;c1為管道支撐情況修正因數(shù),無量綱;取c1=1;δ為環(huán)道壁厚,m;E為管材彈性模量,Pa;取2.069×1011Pa。

由于油流與壁面間的阻力而引起的啟動壓力部分,根據(jù)其軸向的受力平衡,選取半徑為r的小圓柱微元體進(jìn)行分析,其中長度為dl、切向應(yīng)力為τs,可得:

當(dāng)停運(yùn)管啟動過程中整條管線溫度相同時(shí),由油流在管壁黏附作用所產(chǎn)生的再啟動壓力部分ΔP l按式(12)與式(14)計(jì)算。

1)當(dāng)L/a≤t∞時(shí),因摩阻產(chǎn)生的啟動壓力部分按式(12)計(jì)算:

此工況下水平管段停運(yùn)時(shí),其稠油再啟動壓力可按式(13)計(jì)算:

式中:m為稠度系數(shù),Pa·sn;n為流變指數(shù),無量綱;Qe為啟動流量,m3/s。

2)當(dāng)L/a＞t∞時(shí),因摩阻產(chǎn)生的啟動壓力部分,可按式(14)計(jì)算:

因此,此工況下水平管段停運(yùn)時(shí),其稠油的再啟動壓力可按式(15)計(jì)算:

通過上述再啟動壓力動力學(xué)理論分析與環(huán)道實(shí)驗(yàn)測量,將再啟動壓力理論計(jì)算值與環(huán)道實(shí)測值進(jìn)行了對比與誤差分析,如圖5所示,相對誤差在±25范圍內(nèi),平均相對誤差絕對值為16.38%,可見其吻合精度較好。運(yùn)用所提出的“四系數(shù)七參數(shù)啟動應(yīng)力模型”可較好地預(yù)測稠油 水混輸停運(yùn)管道的再啟動壓力。再啟動壓力隨啟動溫度提升而降低、隨恒定剪切速提高而升高,因此,控制溫度與啟動時(shí)流量的大小,若提高T s、減小或Qe,可減小稠油停輸管線的啟動困難程度。

圖5 再啟動壓力理論計(jì)算值與環(huán)道實(shí)測值誤差分析Fig.5 Error analysis of theoretical calculated value and measured value of restart-up pressure

3 結(jié)論

1)稠油 水乳狀液在恒定剪切速率啟動過程中,整體上可分為屈服、衰減、平衡3個(gè)階段:屈服前剪切應(yīng)力迅速上升,達(dá)到應(yīng)力峰值后開始緩慢減小至平衡應(yīng)力,而后處于平衡階段應(yīng)力不再顯著變化;

2)基于正交啟動實(shí)驗(yàn),通過SPSS軟件對90組正交數(shù)據(jù)進(jìn)行非線性回歸分析,建立了稠油 水乳狀液四參量七系數(shù)啟動應(yīng)力預(yù)測模型;

3)根據(jù)稠油乳狀液流變學(xué)特征與啟動應(yīng)力特性,建立了稠油 水混合液停輸管道的再啟動過程動力學(xué)模型,啟動壓力預(yù)測值與實(shí)測值平均相對誤差絕對值小于16.38%;環(huán)道再啟動壓力隨溫度升高而降低,隨啟動過程中啟動流量的升高而升高,適當(dāng)升高啟動流量能減少停輸管線的再啟動時(shí)間,但將伴隨著再啟動壓力的升高。