水平管内黏稠油水环输送管道停输再启动特性*

尹晓云 敬加强 孙 杰 刘力华 蒲 波

(1.西南石油大学石油与天然气工程学院 2.油气消防四川省重点实验室 3.西安交通大学动力工程多相流国家重点实验室 4.中国石油西南油气田分公司通信与信息技术中心 5.中石油南充燃气有限责任公司)

0 引言

随着常规原油储量的日益减少，蕴藏量丰富的稠油在石油工业中的地位和作用愈加突出，有望成为今后重要的石油接替能源[1]。常用的稠油降黏减阻输送技术中，水环输送法由于成本低、能耗小以及环境友好等优势自提出以来一直备受世界石油界的关注，近年来被学者们视为实现稠油常温输送最有潜力的方法[2]，具有广阔的工业应用前景。

目前，国内外学者对稠油水环输送技术开展了大量的研究工作，其中包括水环发生器结构尺寸的优化设计[3－5]、油－水两相流流型特征与压降规律的试验探索[6－9]、油－水环状流管输压降及持液率预测模型的推导建立[10－12]、水环润滑油核悬浮机制的理论分析[13－15]以及油－水环状流流动稳定性的增强方法[16－19]。但研究主要集中于正常运行的稳态工况，少有涉及因日常维护或紧急事故而停输及停输后的再启动工况[20－21]。水环输送稠油管道停输后，由于油水密度差异，油上浮至管顶而水下沉到管底，促使水包裹油的环状流结构迅速转变成油水分层流结构。当管道重新启动时，黏附在管壁上的油污会使摩阻急剧增大，若泵不能提供足够高的压力，则无法使管路中的流体恢复流动。因此为了保证管线的顺利启动，有必要了解管路在各种情况下的再启动特性，以确定顺利再启动的操作条件和运行参数。

本文以500＃白油和自来水为研究对象，设计加工室内水环输送稠油再启动小型环道试验装置，模拟研究了油水环状流停输后再启动过程的流型演变特征及压降变化规律，分析了停输时间、初始含油体积分数及清洗流速对再启动特征参数(压降和时间) 的影响。研究结果可为现场管道因计划或事故停输后的再启动过程提供理论指导，同时可为稠油输送管道的安全经济运行提供一定参考。

1 试验材料与方法

1.1 材料

由于普通稠油呈深黑色，不便于观测流型，且黏附于管壁后不易清洁，所以选用500＃白油作为模拟油样，进而开展水环输送稠油停输再启动试验。采用比重瓶法，测定20 ℃时的白油密度为902 kg/m3；利用HAAKE Viscotester iQ Air 流变仪，测得20 ℃时的白油黏度为1 055.3 mPa·s。试验用水来自成都自来水供应厂，其20 ℃时的密度与黏度分别为998.2 kg/m3和1.005 mPa·s。

1.2 试验装置

本文自主研制了一套水环输送稠油停输再启动环道试验装置，其流程如图1 所示。该装置主要由油水供给系统、管路测试系统、吹扫系统及数据采集系统四部分组成。试验所用管材为硬质聚氯乙烯塑料(UPVC)，管路全长15 m，其中测试段长度为0.9 m，管径规格为DN25。测试段两端装有引压孔，连接CYQ－3051DP 差压变送器，采集该段流体压降，且靠近测试段末端安装2F04C 高速摄像机及配套LED 光源，拍摄管线停输及停输再启动过程中油水两相流型。

图1 试验流程示意图Fig.1 Schematic diagram of test process

油水供给系统由油路和水路组成。油路主要由储油罐、输油泵、涡轮流量计和球阀等组成，储油罐内白油经ZYB－83.3 高温渣油泵加压、LWGY－830 涡轮流量计计量后进入水环发生器，与水相混合；水路则主要包括储水罐、输水泵、电磁流量计和球阀等部件，储水罐内自来水经CVL4－16 立式不锈钢多级离心泵加压、LDC－QX315 电磁流量计计量后进入水环发生器，与油相混合。吹扫系统主要由V－0.60/8 空气压缩机、储气罐和调压阀等部件构成，用于试验结束后对整个管路进行吹扫。

1.3 试验方法

1.3.1 试验方案

室内模拟水环输送管道停输再启动过程的试验方案主要有两种:一种是同时开启油泵和水泵，通过提供可靠的高压来剪切管道上部的油相，逐渐恢复环状流的流动形态[22]；另一种是先只开启水泵，用一定流速的清水顶挤截留于管内的液体并清洗管壁，待压力表读数下降至稳定值后再开启油泵引入油流，重新形成环状流结构[23]。由于水流顶挤的启动方式便于操作且水流流量固定，利于研究压降随时间的变化趋势及评估各种因素的影响，本文主要讨论该启动方式下稠油管道的停输再启动过程。

1.3.2 试验步骤

在进行停输再启动模拟试验前，首先需要获得相对稳定的油水环状流流型。基于环状流动结构稳定存在的必要条件及准则式[15]，本试验设定油相表观流速Uos为0.74 m/s，水相表观流速Uws范围为0.22～1.09 m/s。油水环状流的形成及停输再启动试验均在20 ℃下进行，其具体步骤如下:

(1) 开启水路阀门及水泵，使单相水流以一固定流速流入管道，待水流量稳定后，记录测试段压降，作为管道油污冲洗干净的参考压降Δpr。

(2) 开启油路阀门及油泵，通过变频器或旁通阀调节油水流量以获得环状流流型，待油水流量稳定后，记录测试段压降，作为管道正常运行期间的稳定压降Δpc。

(3) 同时关闭油泵、水泵及相应阀门，将油水截留在试验管路内并静置一段时间。

(4) 重新开启水路阀门及水泵，采用与步骤(1) 中相同的流速冲洗管路，记录测试段压降随时间的变化规律，将初始峰值作为管道恢复运行的启动压降Δpmax。记录测试段压降从峰值降至参考值附近的时间，作为管道恢复运行的启动时间tr；观察再启动过程中静置分层的油水两相在水流冲洗下的运移规律。

(5) 重复步骤(1)～ (4)，探究不同停输时间ts、初始含油体积分数Co、清洗流速Uc对再启动参数(压降Δp和时间tr) 的影响。

(6) 试验结束后，打开空气压缩机，对试验管路进行吹扫。

2 试验结果与讨论

2.1 再启动过程流型演变

管道再启动过程中油水两相在水流冲洗下的运移规律如图2 所示。一开始，管道处于停输状态，油水两相由于密度差异呈现上层油、下层水的分层流结构(见图2a)；开启水泵及相应阀门，使水相流入管道，此时油泵及油路阀门仍保持关闭，管道上层的黏稠油受水流的剪切作用而脱离油层(见图2b)；随后，被剥离的油滴向整个管道扩散(见图2c)；由于UPVC 管材的亲油性，扩散运移的油滴撞击管壁形成油膜(见图2d)；最终，油膜逐渐被水流带走，管道被完全清洗干净(见图2e)。

图2 再启动过程中油水两相流型演变Fig.2 Evolution of oil-water flow pattern in restart process

2.2 再启动特性及影响因素

2.2.1 停输时间对再启动特性的影响

停输时间对再启动特性影响的试验条件与试验结果如表1 所示。再启动压力随停输时间的变化曲线如图3 所示。由图3 可以发现:停输时间ts对再启动时间tr基本没有影响，不同ts下tr均约为530 s；相反，停输时间ts对再启动压降峰值Δpmax有较大影响，Δpmax随ts的延长而增大，其原因是ts的延长使油水两相的分层更彻底，油层和水层分别运移到管道的上部和下部；而ts较短时，位于管道上管壁与核心油流之间的水层来不及运移到管道下部，当管道重新启动时，水层仍可充当润滑介质，从而使Δpmax降低。此外，还可以发现在不同工况下，再启动压降的瞬态行为具有相似的变化特征，即压降由初始峰值迅速降低至一定值后缓慢下降，直至达到单相水流压降，这与A.LIVINUS 等[24]描述的再启动过程中压降随时间的变化规律一致。笔者将该变化过程划分为三个阶段:第一阶段为压降骤降阶段(见图3 中Ⅰ阶段)，水流带走大量油相，压降在60 s内下降至初始峰值的50%；第二阶段为压降缓降阶段(见图3 中Ⅱ阶段)，水流逐渐清除管道顶部及黏附在管壁上的油相，压降缓慢下降；第三阶段为压降恒定阶段(见图3 中Ⅲ阶段)，水流已将管道清洁干净，压降在单相水流参考压降值附近轻微波动。

表1 停输时间对再启动特性的影响结果Table 1 Effect of shutdown time on restart characteristics

图3 再启动压力随停输时间的变化曲线Fig.3 Variation of restart pressure with shutdown time

2.2.2 初始含油体积分数对再启动特性的影响

再启动压力随初始含油体积分数的变化曲线如图4 所示。初始含油体积分数对再启动特性影响的试验条件与试验结果如表2 所示。由图4 可知，随初始含油体积分数Co的增加，再启动压降峰值Δpmax增大的同时再启动时间tr延长。这是因为Co越高，停输时截留于管道中的油就越多，流动阻力越大，需要消耗更多能量来克服阻力，因此Δpmax越大。此外，在水流的冲洗下，管道中的油越多，油滴越容易扩散至整个管道并黏附在管壁上形成油膜，导致管道更难清洗干净，从而使tr延长。

表2 初始含油体积分数对再启动特性的影响结果Table 2 Effect of initial oil content on restart characteristics

图4 再启动压力随初始含油体积分数的变化曲线Fig.4 Variation of restart pressure with initial oil volume fraction

2.2.3 清洗流速对再启动特性的影响

清洗流速对再启动特性影响的试验条件与试验结果如表3 所示。再启动压力随清洗流速的变化曲线如图5 所示。

表3 清洗流速对再启动特性的影响结果Table 3 Effect of cleaning flow rate on restart characteristics

由图5 可知，清洗流速Uc的增大可缩短再启动时间tr，但使再启动压降峰值Δpmax增大。究其原因，主要是由于在再启动阶段使用流速较高的水流更易将管道完全清洗干净，故所需tr较短；但较高的清洗流速对截留于管道内的油水两相初始冲击力更大，致使Δpmax增大。

图5 再启动压力随清洗流速的变化曲线Fig.5 Variation of restart pressure with cleaning flow rate

3 结论

(1) 自主研制的室内小型停输再启动环道模拟装置适用于水环输送稠油再启动过程中流型演变特征分析及再启动特性研究。

(2) 水环输送管线停输后静置分层的油水两相在管路重新启动时，主要经历了分层形态→水流推挤油层→油滴扩散→油滴撞击管壁形成薄油膜→水流逐渐清除油膜的变化过程。

(3) 在不同试验工况下，再启动压降随时间的变化规律相似，即先在短时间内迅速下降至初始峰值的50%，随后以逐渐减小的下降速率缓慢下降，直至降低到单相水流参考压降值附近。

(4) 停输时间的延长会增大再启动压降峰值，但对再启动时间无影响；初始含油体积分数的增加不仅会增大再启动压降峰值，而且会延长再启动时间；清洗流速的增大可缩短管线启动时间，但会增大再启动压降峰值。故水环输送稠油管道在油水输送量一定的条件下，因维护或故障停输时尽量缩短停输时间，重新启动时适当增大清洗流速可降低稠油停输管线的启动困难程度。