大庆原油低温流变特性量化表征

大庆原油低温流变特性量化表征

马伟平1 赵皓2 李立2 王诗鹏3 曹曰坤4 张利军2

(1.中国石油管道科技研究中心;2.中国石油管道公司;

3.中国石油管材研究所;

4.滨州黄河河务局惠民黄河河务局)

马伟平等.大庆原油低温流变特性量化表征.油气储运,2010,29(8):634-637.

摘要:针对东北管网低输量输送大庆原油安全运行的要求,基于流变学理论分析和管输模拟试验研究结果,建立了大庆原油流变特性参数凝点、粘度(表观粘度)、屈服应力与管输条件下热历史和剪切历史关系的数学模型。引入了原油存在不完全可逆性参数的H ouska触变模型适用于描述大庆原油的触变特性。通过试验,得到了铁大线、秦京线管输条件下大庆原油的触变模型参数。研究成果应用于大庆原油管道低输量运行特性和安全性评价,基于热油管道流动安全性定量评价方法,得到了铁秦线不同输量下最低安全进站温度。

主题词:大庆原油;低温;流变特性;凝点;粘度;触变性;屈服应力;量化表征

含蜡原油低于反常点温度,表现为假塑性、触变

性、屈服性等复杂的非牛顿流体性质,其流变特性与

热历史、剪切历史密切相关。使用流变仪通过少量

试验确定原油流变特性数学模型的关键参数,利用

数值模拟研究含蜡原油管道运行特性和安全性评

价,已成为含蜡原油流变特性工程应用研究的发展

方向。 十五 期间大庆油田产量逐年递减,大庆原

油年输量由4860 104t降至2800 104t,东北管

网面临低输量运行的严峻事实。针对东北管网低输

量输送大庆原油安全运行的要求,研究大庆原油低

温(低于反常点温度)流变特性随管输条件热历史、

剪切历史变化的规律,建立大庆原油凝点、粘度(表

观粘度)、触变性、屈服应力与管输条件下热历史、剪

切历史关系的数学模型,为指导东北管网的安全运

行提供理论依据。

1管输模拟方法

文献[1]按照流体的体积平均能量耗散率计算

平均剪切率,以粘性流动能量耗散或熵产作为剪切

作用的模拟量,实现了原油管输条件下热历史和剪

切历史的定量模拟。原油流动过程的能量耗散为:

=2f v3

d t(1)

式中: 为原油流动过程中的能量耗散,J/m3;v为

原油在管道中的流速,m/s;d为管内径,m;t为原油

流过一个站间的时间,s;f为Fanning摩阻因数;

为原油密度,kg/m3。

管输模拟试验装置(图1)主要由密闭搅拌槽、

IKA调速搅拌器和H AA KE F8程控水浴组成。试

验在密闭环境下进行,定量模拟大庆原油经历的热

历史和剪切历史,在此基础上测试原油流变性参数。

搅拌槽内流体的平均剪切速率为:

av=1000

K t

1

n+1

(幂律流体)(2)

av=1000

t

1

(牛顿流体)(3)

式中: av为搅拌槽内流体的平均剪切速率,s-1;t 为

模拟试验时间,s;K为稠度系数,mPa s n;n为流变

行为指数; 为流体的动力粘度,mPa s。

2大庆原油管输条件数学模型

2.1原油凝点与管输条件模型

定义 动冷终温 为原油在管输模拟试验装置中

经历剪切作用,同时从热处理温度动态降至一定温

度,而取样测试原油凝点和粘度的终冷温度,相当于

科技攻关项目:中国石油天然气股份有限公司 十五 科技攻关项目 大庆原油低温流变特性量化表征及应用 ,040103。

作者简介:马伟平,工程师,1979年生,2004年硕士毕业于中国石油大学(华东)油气储运工程专业,现主要从事油气管道标准研究工作。

电话:0316 *******。E mail:maw eiping2001@https://www.360docs.net/doc/a02653138.html,

实验研究 634

管道稳态运行过程的进站温度和停输再启动过程的

原油初始停输温度。图1 原油管输模拟装置 基于上述定义,建立了反映大庆原油凝点与热处理温度(45~65 )、动冷终温(30~36 )关系

的数学模型,与按照凝点测试标准通过静态降温测

试的凝点相比,更具有实际指导意义。已知热处理

温度和在该热处理温度下经静态冷却测试的原油凝

点,即可预测大庆原油管输过程中在30~36 任一

动冷终温 范围内的凝点。

T gd =T gR -0.483+0.378

exp -1.657265-T R T R -45

0.5702 36-T d (4)(30 T d 36 ;45 T R 65 )式中:T gd 为动冷终温T d 的凝点, ;T gR 为在45~65 热处理温度范围内经静态冷却测试的原油凝点, ;T d 为动冷终温, ;T R 为热处理温

度, 。

对比52个凝点预测值与实测值(图2),凝点最

大绝对偏差1.75 ,总体平均绝对偏差为0.58 。

绝对偏差小于0.5 的数据点23个,为总数的

44.2%;绝对偏差大于0.5 小于1 的数据点

20个,为总数的38.4%;绝对偏差大于1 的数据

点9个,为总数的17.4%。

2.2原油粘度与管输条件模型

基于文献[2]的含蜡原油粘温关系机理模型,建

立了反映大庆原油粘度(表观粘度)与热处理温度、

动冷终温关系的数学模型。计算了45~65 范围

内任一热处理温度下大庆原油动冷终温34 的稠

度系数和流变行为指数,再利用粘温关系机理模型,预测大庆原油在该热处理温度下凝点以上任一温度的粘度。

图2 原油凝点数学模型预测值与实测值的对比

当45 T R 53 时,K 34=36.246T R -1372.1(5)n 34=10.0248T R +0.1705(6) 当53 T R 65 时,K 34=10.9721exp [0.40046(T R -53.682)]+689.701(7)n 34=1.1508ex p [0.6829(T R -66.691)]

+1.4741-1(8)式中:K 34为大庆原油动冷终温34 的稠度系数,

m Pa s n ;n 34为大庆原油动冷终温34 的流变行为

指数。

含蜡原油粘温关系机理模型为:

=A ex p (E a /RT ) [1-k 0k( )c]-2.5(9)式中: 为含蜡原油粘度,Pa s;A 为指前因子或称频率因子(由析蜡点以上原油液相粘度计算得到),Pa s;E a 为粘性流动活化能(由析蜡点以上原油液相粘度计算得到),J/mo l;T 为绝对温度,K;R 为气体常数,取8.314J/(m ol K );k 0k( )为剪切因子,与蜡晶颗粒和液相原油性质有关,由非牛顿流体温度下原油表观粘度与剪切率关系计算确定;c 为析蜡量随温度的变化关系。对比468个粘度预测值与实测值(图3),总体平均相对偏差为9.42%。相对偏差小于5%的数据点51个,为总数的10.9%;相对偏差在5%~10%的数据点312个,为总数的66.7%;相对偏差大于10%的数据点105个,为总数的22.4%。

实验研究 635

马伟平等:大庆原油低温流变特性量化表征

M a W eiping ,et al:Q uant ifiable Character izat ion of L ow temperature Rheolog y Behav ior of Daqing Crude Oil

图3 原油粘度数学模型预测值与实测值的对比2.3原油屈服应力与管输条件模型建立了反映大庆原油屈服应力与热处理温度、动冷终温和测试温度关系的数学模型。模型中参数的计算方法为:T P =36+2(T g -32)

(10) ys =-0.09096exp [0.5573(T -32)]T 2R

+11.9831exp [-0.5296(T -32)]T R

-336.74exp [-0.5136(T -32)]

(11) yp =1.274 ys

(12) yd =0.166 ys (13)

C =0.00457T 2-0.69686T +18.67671

(20~25 )

(14)C =f (T )(25 ~T )

(15) m 45=0.53797ex p [0.73433(T -32)]

+0.49795

(16) m 50=0.84822ex p [1.44902(T -33)]

+0.32414

(17)k = yp - ys +(T ys - yd ) exp (-C S /C P )

C P [1-ex p (-C S /C P )]

(18)

y = ys + y2-( ys + y2- yd ) ex p -C s C d

m (19)

式中:T p 为峰值动冷终温, ;T g 为在热处理温度

T R 下静态冷却测试的凝点, ;T 测试温度, ;

ys 为全静态降温条件下的屈服应力; yp 为峰值屈服

应力; yd 为全动态降温条件下的屈服应力;C 为不同

温度区间对应的累计析蜡量;m 和k 为修正参数。

T R 45 时,m 取热处理温度45 的m 45;45 T R 50 时,m 取热处理温度50 的

m 50;50 T R 65 时,m 取热处理温度50 的

0.5m 50;C P 为峰值动冷终温T P 对应的累计析蜡

量,%;C d 为动态降温过程的析蜡量,即动冷终温对

应的累计析蜡量,%;C S 为静态降温过程的析蜡量,

即测试温度对应的累计析蜡量减去动冷终温对应的

累计析蜡量,%。

动冷终温高于峰值动冷终温时,T d T P ,

y2=kC d ;动冷终温低于峰值动冷终温时,

T d

对比139组屈服应力预测值与实测值(图4),

平均相对偏差为30.27%。相对偏差小于20%的数

据点85个,为全部数据点数的61.2%。图4中上

下两条虚线为 20Pa 误差线,误差线范围内的数

据点有114个,为全部数据点数的82%。

图4 原油屈服应力数学模型预测值与测量值的对比2.4原油触变性与管输条件模型考虑原油经历剪切后,其内部结构不可能全部破坏,仍有残余结构存在,因此在H ouska 模型中引入不可恢复结构参数,建立了2个结构参数和2个速率方程的触变模型。 = y 0+ 1 y 1+ 2 y 2+(K + 1 K 1+ 2 K 2) n (20)d 1d t =a 1(1- 1)-b 1 1 m 1(21)d 2d t =-b 2 2 m 2(22)式中: 为剪切应力,Pa; 为剪切速率,s -1; 1为可恢复结构参数; 2为不可恢复结构参数; y0为结构充分裂降后的屈服应力,即屈服应力不变的部分,Pa; y1为可恢复结构的屈服应力的触变部分,Pa;

y2为不可恢复结构的屈服应力的触变部分,Pa;

实验研究 636

油气储运

Oil &G as Sto rag e and T r anspor tatio n

K 为结构充分裂降时的稠度系数,Pa s n ; K 1为可恢复结构的稠度系数的触变部分,Pa s n ; K 2为不可恢复结构的稠度系数的触变部分,Pa s n ;a 1为可恢复结构建立速率参数,s

-1;b 1为可恢复结构裂降速率参数,s

m 1-1;b 2为不可恢复结构裂降速率参数,s m 2-1;m 1和m 2为待定参数。

上述触变模型形式新颖,参数物理意义明确,优于H ouska 等触变模型[3]。

建立了反映大庆原油触变模型参数与热处理温度和动冷终温关系的数学模型,以及触变模型参数随测试温度和动冷终温关系的数学模型,为含蜡原油管道停输再启动的工艺计算提供了依据。 y0=0.001

y1=-0.1214T 2R +13.207T R +T d -364.49

y2=-0.008T 3R -1.4629T 2R +88.314T R

+T d -1770.8

K =-0.0343T 2R +3.8914T R

+0.25T d -105.2

K 1=-0.07T 2R +7.95T R +1.25T d -253.75 K 2=-0.0157T 2R +1.7586T R +0.5T d -58.4 n =-0.025T d +1.2 m 1=0.001 (45 T d 65 ) m 1=1 (65

基于大庆原油低温流变特性量化表征研究成果和热油管道流动安全性评价方法[4]

,通过临界输量与凝管概率来确定管道稳定运行安全指数SOSI (Stable Operatio n Safety Index)和停输再启动安全指数PRSI(Pipeline Restar t Safety Index )。考虑了大庆原油流变特性随热处理温度、动冷终温和测试温度的变化关系,确定了2004年铁秦线不同输量下最低安全进站温度(图5),管道流动安全性评价结

果与实际情况符合较好。图5 秦皇岛站实际进站温度和最低安全进站温度3.2大庆原油低温流变特性试验依托东北管网铁大线和秦京线,开展了大庆原油低温流变特性与管输条件关系的现场研究试验。通过研究特定测试温度、出站温度和管流剪切历史

等诸多因素对大庆原油低温流变特性的影响,获得了东北管网秦京线、铁大线管输条件下不同测试温度和动冷终温的触变模型参数[5],为准确计算大庆原油管道停输再启动压力提供了理论依据。

试验发现:经历不同管流剪切历史对大庆原油低温流变性影响不大。热处理温度为55 时,秦京线大庆原油的低温流动性能最差;热处理温度在50~54 之间时,铁大线大庆原油的低温流动性能最差。因此,在满足热力条件约束的前提下,原油出站温度应避免上述温度区间。

参考文献:

[1]张劲军.含蜡原油添加降凝剂输送中剪切作用的影响和模拟

[D].北京:中国石油大学,1998.

[2]李鸿英.含蜡原油粘温关系的机理模型[D].北京:中国石油大学,2002.

[3]杨晓静.含蜡原油触变模型的研究与应用[D].北京:中国石油大学,2004.

[4]许康.埋地含蜡原油管道流动安全性评价方法研究及应用[D].北京:中国石油大学,2005.

[5]马伟平,祁惠爽,彭士垚,等.混掺俄油的大庆原油触变特性试验[J],油气储运,2008,27(5):27-32.(收稿日期:2009 10 28)

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