包有權(quán)，張勁軍

中國石油大學(xué)油氣管道輸送安全國家工程實(shí)驗(yàn)室/城市油氣輸配技術(shù)北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室/中國石油大學(xué)(北京), 北京 102249

石油機(jī)械

膠凝含蠟原油壓縮性對(duì)管道再啟動(dòng)影響的研究

包有權(quán)，張勁軍*

中國石油大學(xué)油氣管道輸送安全國家工程實(shí)驗(yàn)室/城市油氣輸配技術(shù)北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室/中國石油大學(xué)(北京), 北京 102249

熱含蠟原油管道長時(shí)間停輸后，溫度降低導(dǎo)致原油膠凝且壓縮性顯著增強(qiáng)。膠凝含蠟原油黏彈-觸變特性和壓縮性的共同作用對(duì)管道再啟動(dòng)特性產(chǎn)生重要影響。本研究改進(jìn)了已有的黏彈觸變模型的不足，更好地表征了膠凝含蠟原油的黏彈-觸變特性，進(jìn)而通過數(shù)值模擬，分析了膠凝原油壓縮性對(duì)最小啟動(dòng)壓力、末端見流時(shí)間等關(guān)鍵性再啟動(dòng)工程參數(shù)的影響。結(jié)果表明，隨著膠凝原油壓縮性增強(qiáng)，最小啟動(dòng)壓力降低，相同啟動(dòng)壓力下的末端平衡流速增大；再啟動(dòng)過程中，屈服面向下游推進(jìn)的初始速度等于膠凝原油中的聲速，而后逐漸衰減；隨著壓縮性增強(qiáng)，一方面屈服面向下游推進(jìn)的初始速度減小，另一方面屈服面推進(jìn)過程中速度衰減程度加大，兩者共同作用導(dǎo)致末端見流時(shí)間延長。

含蠟原油；壓縮性；黏彈-觸變特性；再啟動(dòng)

0 前言

含蠟原油在常溫下流動(dòng)性差，常需加熱改善流動(dòng)性后才能進(jìn)行管道輸送。輸油管道不可避免會(huì)出現(xiàn)停輸，如果停輸時(shí)間較長，油溫下降將導(dǎo)致原油膠凝，表現(xiàn)出黏彈性及觸變性等復(fù)雜流變特性[1-2]；另一方面，膠凝原油具有“孔隙性”，因此原油膠凝后壓縮性顯著增強(qiáng)[3]。

據(jù)范砧等人對(duì)我國11種原油的研究[4]，在凝點(diǎn)以上，原油壓縮系數(shù)值介于10-10Pa-1至10-9Pa-1之間。Hénaut等人[5]和劉剛等人[6]研究表明，膠凝原油的壓縮性顯著高于液態(tài)油；隨著溫度降低或降溫過程中降溫速率增大，原油體積收縮率增大，壓縮性增強(qiáng)；原油壓縮系數(shù)的大小與施加壓力有關(guān)。Hénaut等人所測(cè)膠凝原油在兆帕級(jí)壓力下的壓縮系數(shù)介于10-8Pa-1至10-7Pa-1之間，劉剛等人所測(cè)膠凝原油的壓縮系數(shù)介于10-10Pa-1至10-8Pa-1之間。綜上所述，根據(jù)已有的研究，膠凝原油壓縮性與油品種類、溫度、降溫速率及壓力等因素相關(guān)，其值介于10-10Pa-1至10-7Pa-1之間。

目前，膠凝含蠟原油再啟動(dòng)數(shù)值研究中，通常將壓縮因子

引入到動(dòng)量方程[7-16]，通過改變壓縮因子的取值來分析壓縮性的變化對(duì)再啟動(dòng)的影響。式(1)中，α為油品壓縮因子，Pa-1；ρ為油品密度，kg/m3；P為壓力，Pa。具體的數(shù)值模擬中，常采用無量綱形式的壓縮因子α*=αΔP，其中ΔP為管道進(jìn)、出口壓力差，單位為Pa?？紤]到含蠟原油長輸管道壓力為兆帕級(jí)，由前述膠凝原油壓縮因子介于10-10Pa-1至10-7Pa-1之間，可得α*的量級(jí)介于10-4至10-1之間，本文后續(xù)數(shù)值分析中α*均在此范圍內(nèi)取值。

Wachs等人[10]采用Houska模型描述含蠟原油的觸變特性，考察了膠凝原油壓縮性和觸變性對(duì)啟動(dòng)流的影響。結(jié)果顯示，如果忽略膠凝原油的壓縮性，即便考慮膠凝原油的觸變特性，最小啟動(dòng)壓力與根據(jù)力平衡關(guān)系

所得數(shù)值相等。式(2)中ΔPrestart為最小啟動(dòng)壓力，Pa；L為管長，m；d為管道內(nèi)直徑，m；τy為膠凝原油的屈服應(yīng)力，Pa。而考慮壓縮性后，壓縮性和觸變性的共同作用使得最小啟動(dòng)壓力低于ΔPrestart。Negr?o等人[11]和Kumar等人[14]的研究結(jié)果表明，膠凝原油壓縮性較小時(shí)，由于壓力波的反射，啟動(dòng)過程中壓力和流速會(huì)出現(xiàn)周期性振蕩；壓縮性較大時(shí)，振蕩現(xiàn)象消失。Ahmadpour等人[12]采用Dullaert-Mewis黏彈觸變模型[11,17]描述膠凝原油的黏彈-觸變特性，發(fā)現(xiàn)膠凝原油壓縮性增強(qiáng)會(huì)使得末端見流時(shí)間延長。Dullaert-Mewis模型表達(dá)式為：

式中，τ為剪應(yīng)力，Pa；λ為結(jié)構(gòu)參數(shù)，取值范圍為[0,1]，無因次；τy,el為彈性應(yīng)力，Pa；γ˙為剪切率，s-1；t為時(shí)間，s；τy,ss為平衡屈服應(yīng)力，Pa；τss為平衡剪應(yīng)力，Pa。模型待定參數(shù)分別為ηst,0(Pa·s)、η∞(Pa·s)、τy,ss(Pa)、k1(sβ)、k2(sβ-0.5)、k3(sβ-1)、k4(s)、β(無因次)。實(shí)際上，Dullaert-Mewis模型并不能很好地描述膠凝原油的黏彈-觸變特性，如圖1所示。主要問題有：(1)初始剪切段應(yīng)力峰值擬合結(jié)果和測(cè)試結(jié)果差距大(相對(duì)偏差為16.6%)，即模型描述的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度明顯弱于真實(shí)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，而膠凝原油的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度對(duì)再啟動(dòng)過程至關(guān)重要；(2)模型描述的結(jié)構(gòu)裂降過程及平衡狀態(tài)與實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果差別較大。此外Ahmadpour也未對(duì)末端見流時(shí)間隨壓縮性增強(qiáng)而延長的內(nèi)在原因進(jìn)行分析。

綜上可以看出，目前就膠凝原油壓縮性對(duì)再啟動(dòng)的影響主要集中在分析壓力、流速等瞬變過程的變化，但壓縮性對(duì)最小啟動(dòng)壓力、末端見流時(shí)間及平衡流速等關(guān)鍵性工程參數(shù)的影響及其機(jī)理尚缺乏研究。這正是本文的研究目標(biāo)。

本文首先對(duì)Dullaert-Mewis黏彈-觸變模型進(jìn)行改進(jìn)，以使其較好地表征膠凝原油的黏彈-觸變特性；在此基礎(chǔ)上，通過數(shù)值模擬，考察膠凝原油的壓縮性對(duì)最小啟動(dòng)壓力、平衡流速、屈服面推進(jìn)速度及末端見流時(shí)間等的影響。

圖1 DM模型擬合結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果[2]對(duì)比Fig. 1 Comparison between the test results[2]and the fi tting results of DM model

1 膠凝含蠟原油黏彈-觸變特性的表征

針對(duì)Dullaert-Mewis黏彈-觸變模型(以下簡(jiǎn)稱“DM模型”)描述膠凝含蠟原油黏彈-觸變特性存在的問題，結(jié)合膠凝含蠟原油流變特性，對(duì)模型進(jìn)行如下改進(jìn)：

首先，膠凝含蠟原油平衡流變曲線符合Herschel-Bulkley模型[18]，故在狀態(tài)方程中引入冪次n，如式(4)所示。不難看出，當(dāng)n=1時(shí)，狀態(tài)方程即還原為DM模型狀態(tài)方程。

其次，DM模型假設(shè)彈性應(yīng)力演化方程的前置因子(k4/t)β和速率方程的前置因子(1/t)β僅是時(shí)間t的函數(shù)，這意味著無論剪切作用強(qiáng)弱，在給定時(shí)刻的前置因子值相同。但實(shí)際上，不同強(qiáng)度的剪切作用對(duì)結(jié)構(gòu)造成的破壞(即結(jié)構(gòu)裂降)速率不同，故借鑒文獻(xiàn)[19]，將前置因子改為以剪應(yīng)變?yōu)樽宰兞?，分別為k4/(1+γβ)和1/(1+γβ)，在給定時(shí)刻，改進(jìn)后的前置因子值隨剪切率的增大而減小，符合結(jié)構(gòu)參數(shù)的實(shí)際變化趨勢(shì)。文獻(xiàn)[19]通過對(duì)比模型的擬合效果和預(yù)測(cè)能力，已證明了前置因子以剪應(yīng)變?yōu)樽宰兞績?yōu)于以時(shí)間為自變量。

第三，分子網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)理論認(rèn)為蠟晶結(jié)構(gòu)恢復(fù)速率取決于蠟晶聚集體大小[20]，現(xiàn)有的含蠟原油本構(gòu)模型基本上都采納這一觀點(diǎn)，認(rèn)為蠟晶結(jié)構(gòu)恢復(fù)僅與蠟晶顆粒的布朗運(yùn)動(dòng)相關(guān)[21-22]，故去除DM模型速率方程中剪切作用對(duì)結(jié)構(gòu)恢復(fù)的影響項(xiàng)，也即。

最后，關(guān)于速率方程中破壞速率與剪切率的關(guān)系，現(xiàn)有文獻(xiàn)常用兩種形式，一種假設(shè)破壞速率與剪切率的m(m＞0)次方成正比，即結(jié)構(gòu)破壞項(xiàng)為另一種直接假設(shè)破壞速率與剪切率成正比[17,20,23]，DM模型即為后者。鑒于第一種形式涵蓋第二種形式，故將DM模型中結(jié)構(gòu)破壞項(xiàng)改為。

改進(jìn)后的模型為：

模型的待定參數(shù)分別為ηst,0(Pa·sn)、η∞(Pa·sn)、τy,ss(Pa)、n(無因次)、k1(sm-1)、m(無因次)、k3(s-1)、k4(Pa-1·s-1)、β(無因次)。圖2為改進(jìn)后的DM模型擬合結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果對(duì)比，初始剪切段應(yīng)力峰值擬合結(jié)果與測(cè)試結(jié)果的相對(duì)偏差為2.6%，總體的模型擬合結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果平均相對(duì)偏差為2.2%。可見看出，改進(jìn)后的模型能很好地表征膠凝含蠟原油黏彈-觸變特性。

圖2 改進(jìn)后的DM模型擬合結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果[2]對(duì)比Fig. 2 Comparison between the test results[2]and the fi tting results of modif i ed DM model

2 啟動(dòng)流控制方程

設(shè)啟動(dòng)前管內(nèi)充滿均勻的膠凝原油；啟動(dòng)開始時(shí)管道入口處施加恒定壓力；管內(nèi)膠凝原油結(jié)構(gòu)從上游到下游逐漸發(fā)生破壞，直至啟動(dòng)達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)；管內(nèi)原油等溫流動(dòng)；管道為水平且等截面。

管道再啟動(dòng)數(shù)值模擬控制方程包括連續(xù)性方程、動(dòng)量方程和本構(gòu)方程。其中連續(xù)性方程和動(dòng)量方程分別如式(7)和式(8)所示，本構(gòu)方程采用本研究改進(jìn)的DM模型，見式(4)～(6)。

式中，z為軸向位置，m；W為截面平均速度，m/s；τw為管壁剪切應(yīng)力，Pa；R為管道半徑，m。

將剪應(yīng)力沿徑向呈線性分布關(guān)系代入改進(jìn)后的DM模型，則本構(gòu)模型變?yōu)椋?/p>

各物理量按如下方式進(jìn)行無量綱化：

式中，r為軸向位置，m；w為軸向分速度，m/s；η為表觀黏度，Pa·s；W0為參考速度，W0=ΔPR2/(η0L)，m/s；ρ0為油品在常壓下的密度，kg/m3；η0為參考黏度，η0=η∞(W0/R)n-1，Pa·s。則無量綱化后的數(shù)學(xué)模型為：

無量綱化過程中涉及到的無量綱數(shù)定義如表1所示。

邊界條件如下：再啟動(dòng)開始前，管內(nèi)充滿均勻的膠凝原油，速度場(chǎng)w*(*r, z*, t*=0)=0，壓力場(chǎng)P*(z*, t*=0)=0，結(jié)構(gòu)參數(shù)λ(r*, z*, t*=0)=1；再啟動(dòng)開始時(shí)刻，入口壓力瞬時(shí)增至P*(z*=0, t*)=1/δ，出口壓力P*(z*=1/δ, t*)=0；管壁處無滑移，即w*(r*=1, z*, t*)=0。

3 網(wǎng)格數(shù)目確定

為確保數(shù)值計(jì)算結(jié)果為網(wǎng)格無關(guān)解，考察了網(wǎng)格數(shù)目對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響。表2為5組網(wǎng)格劃分方式，以算例δ=0.0001、α*=0.005、Re=100、Гy,ss=0.3、S=3、K4=1、Bu=0.05、Bd=1、n=0.8、β=0.5、m=0.8為例進(jìn)行說明。

表1 無量綱化過程中所涉及無量綱數(shù)Table 1 Dimensionless numbers in the dimensionless governing equations

圖3為t*=170和t*=600時(shí)刻不同徑向網(wǎng)格數(shù)條件下，末端徑向速度分布情況?？梢钥闯?，徑向網(wǎng)格數(shù)Nr=30和Nr=50所得結(jié)果已無差別，因此后續(xù)計(jì)算選取Nr=50。圖4為徑向網(wǎng)格數(shù)一定(Nr=50)，不同軸向網(wǎng)格數(shù)Nz下軸向位置z*=1 000和z*=9 000處壓力P*的變化情況?？梢钥闯?，網(wǎng)格比較稀疏時(shí)，P*增大過程中會(huì)出現(xiàn)較強(qiáng)的高頻振蕩，Nz大于(含)300后振蕩便消失，因此后續(xù)計(jì)算選取軸向網(wǎng)格數(shù)Nz=500。

表2 軸向網(wǎng)格數(shù)Nz和徑向網(wǎng)格數(shù)Nr的組合Table 2 Combinations of axial grid number Nzand radial grid number Nr

圖3 不同徑向網(wǎng)格數(shù)條件下管道末端的速度分布Fig. 3 Radial distribution of velocity at pipeline outlet for different radial mesh sizes

圖4 不同軸向網(wǎng)格數(shù)條件下z*=1 000和z*=9 000處壓力瞬變過程Fig. 4 Time evolution of pressure at the axial positions z*=1 000 and z*=9 000 for different axial mesh sizes

圖5 管道末端平衡流速隨平衡屈服應(yīng)力數(shù)的變化(δ=0.000 1, Re=100, S=3, K4=1, Bu=0.05, Bd=1, n=0.8, β=0.5, m=0.8)Fig. 5 Steady-state velocity at pipeline outlet versus steadystate yield stress number (δ=0.000 1, Re=100, S=3, K4=1, Bu=0.05, Bd=1, n=0.8, β=0.5, m=0.8)

圖6 啟動(dòng)平衡后管道末端處原油結(jié)構(gòu)參數(shù)的徑向分布(δ=0.000 1, Re=100, Γy,ss=0.4, S=3, K4=1, Bu=0.05, Bd=1, n=0.8, β=0.5, m=0.8)Fig. 6 Radial distribution of structural parameter of crude oil at pipeline outlet when the steady state is reached (δ=0.000 1, Re=100, Γy,ss=0.4, S=3, K4=1, Bu=0.05, Bd=1, n=0.8, β=0.5, m=0.8)

4 膠凝原油可壓縮性對(duì)再啟動(dòng)的影響

(1)最小啟動(dòng)壓力

最小啟動(dòng)壓力是工程中最為關(guān)注的管道再啟動(dòng)參數(shù)。圖5為不同壓縮性下，末端平衡流速隨平衡屈服應(yīng)力數(shù)Гy,ss的變化。末端平衡流速為零表示再啟動(dòng)失敗。由平衡屈服應(yīng)力數(shù)Гy,ss的定義(見表1)可知，Гy,ss大意味著啟動(dòng)壓力低。從圖5可以看出，隨著壓縮性增強(qiáng)，最小啟動(dòng)壓力降低，相同啟動(dòng)壓力下的末端平衡流速增大。實(shí)際上，壓縮性強(qiáng)意味著啟動(dòng)過程中膠凝原油的體積變化率大，進(jìn)而導(dǎo)致較大的剪切作用，使得膠凝原油結(jié)構(gòu)破壞程度加大。圖6為不同壓縮性下，啟動(dòng)達(dá)到平衡后管道末端處原油結(jié)構(gòu)參數(shù)的徑向分布。不難看出，隨著壓縮性的增強(qiáng)，一方面管內(nèi)“流核”區(qū)域(結(jié)構(gòu)參數(shù)λ=1)減?。涣硪环矫?，流動(dòng)區(qū)(λ＜1)內(nèi)相同徑向位置處的結(jié)構(gòu)參數(shù)亦減小。結(jié)構(gòu)破壞程度加大導(dǎo)致流動(dòng)阻力減小，從而使得流速增大，如圖7所示。從最小啟動(dòng)壓力和平衡流速的角度看，膠凝原油可壓縮性增大是管道再啟動(dòng)的有利因素。

(2)屈服面推進(jìn)速度

膠凝含蠟原油管道再啟動(dòng)過程中，由于膠凝原油壓縮性的存在，管內(nèi)流體從上游到下游逐漸發(fā)生屈服、流動(dòng)，而非全管同時(shí)產(chǎn)生流動(dòng)。圖8為相同壓縮性、不同啟動(dòng)壓力下(不同平衡屈服應(yīng)力數(shù)Гy,ss)，屈服面抵達(dá)沿程各處的耗時(shí)情況。由于壓縮性相同，所以膠凝原油中的聲速相同(聲速c=1/(ρ0α)0.5)?？梢钥闯?，起始階段屈服面以聲速向下游推進(jìn)，而后隨著啟動(dòng)過程的進(jìn)行，屈服面推進(jìn)速度逐漸衰減，且啟動(dòng)壓力越小(平衡屈服應(yīng)力數(shù)越大)，屈服面推進(jìn)速度的衰減程度越大。

圖7 啟動(dòng)平衡后管道末端處速度分布(δ=0.0001, Re=100, Γy,ss=0.4, S=3, K4=1, Bu=0.05, Bd=1, n=0.8, β=0.5, m=0.8)Fig. 7 Radial distribution of steady-state velocity at pipeline outlet (δ=0.0001, Re=100, Γy,ss=0.4, S=3, K4=1, Bu=0.05, Bd=1, n=0.8, β=0.5, m=0.8)

圖8 不同平衡屈服應(yīng)力數(shù)下沿程各處見流時(shí)間(δ=0.0001, α*=0.005, Re=100, S=3, K4=1, Bu=0.05, Bd=1, n=0.8, β=0.5, m=0.8)Fig. 8 Restart times at different axial positions for different steady-state yield stress number (δ=0.0001, α*=0.005, Re=100, S=3, K4=1, Bu=0.05, Bd=1, n=0.8, β=0.5, m=0.8)

圖9為相同平衡屈服應(yīng)力數(shù)Гy,ss、不同壓縮性下屈服面的推進(jìn)情況?？梢钥闯?，隨著壓縮性的增強(qiáng)，屈服面推進(jìn)過程減緩。原因在于：(1)壓縮性增強(qiáng)使得膠凝原油中聲速減小，也即屈服面向下游推進(jìn)的初始速度減小；(2)將圖9中各條件下所得末端見流時(shí)間與對(duì)應(yīng)壓縮性下聲速傳播一個(gè)管長所需時(shí)間進(jìn)行對(duì)比(見圖10)，可以發(fā)現(xiàn)在相同啟動(dòng)壓力(相同平衡屈服應(yīng)力數(shù)Гy,ss)下，隨著壓縮性增強(qiáng)，值增大，表明屈服面推進(jìn)過程中其速度衰減程度增大。

(3)管道末端見流時(shí)間

屈服面推進(jìn)速度初始值及衰減程度的不同導(dǎo)致啟動(dòng)過程中管道末端見流時(shí)間不同。圖11為不同壓縮性下，末端見流時(shí)間隨啟動(dòng)壓力(平衡屈服應(yīng)力數(shù)Гy,ss)的變化?？梢钥闯?，相同壓縮性下末端見流時(shí)間隨啟動(dòng)壓力的降低而延長。而如圖12所示，相同啟動(dòng)壓力下(平衡屈服應(yīng)力數(shù)Гy,ss)，末端見流時(shí)間隨壓縮性的增強(qiáng)而延長。因此，從管道末端見流時(shí)間的角度看，壓縮性強(qiáng)是管道再啟動(dòng)的不利因素。但鑒于工程實(shí)際中最為關(guān)心的再啟動(dòng)參數(shù)是最小啟動(dòng)壓力，而壓縮性增強(qiáng)會(huì)使得最小啟動(dòng)壓力降低，故本著優(yōu)先解決主要矛盾的原則，通常可將壓縮性強(qiáng)視為管道再啟動(dòng)的有利因素。

圖9 不同壓縮性下沿程各處見流時(shí)間(δ=0.0001, Re=100, Γy,ss=0.4, S=3, K4=1, Bu=0.05, Bd=1, n=0.8, β=0.5, m=0.8)Fig. 9 Restart times at different axial positions for different compressibility of gelled oil (δ=0.0001, Re=100, Γy,ss=0.4, S=3, K4=1, Bu=0.05, Bd=1, n=0.8, β=0.5, m=0.8)

圖10 不同壓縮性下末端見流時(shí)間與對(duì)應(yīng)壓縮性下聲速傳播一個(gè)管長所需時(shí)間比(δ=0.0001, Re=100, Γy,ss=0.4, S=3, K4=1, Bu=0.05, Bd=1, n=0.8, β=0.5, m=0.8)Fig. 10 t*/t*versus compressibility of gelled oil (δ=0.0001, Re=100,sc Γy,ss=0.4, S=3, K4=1, Bu=0.05, Bd=1, n=0.8, β=0.5, m=0.8)

圖11 不同壓縮性下管道末端見流時(shí)間隨平衡屈服應(yīng)力數(shù)的變化(δ=0.0001, Re=100, S=3, K4=1, Bu=0.05, Bd=1, n=0.8, β=0.5, m=0.8)Fig. 11 Total restart times versus steady-state yield stress number for different compressibility of gelled oil (δ=0.0001, Re=100, S=3, K4=1, Bu=0.05, Bd=1, n=0.8, β=0.5, m=0.8)

圖12 不同平衡屈服應(yīng)力數(shù)下管道末端見流時(shí)間隨壓縮性的變化(δ=0.0001, Re=100, S=3, K4=1, Bu=0.05, Bd=1, n=0.8, β=0.5, m=0.8)Fig. 12 Total restart times versus compressibility of gelled oil for different steady-state yield stress number (δ=0.0001, Re=100, S=3, K4=1, Bu=0.05, Bd=1, n=0.8, β=0.5, m=0.8)

4 結(jié)論

通過對(duì)DM黏彈-觸變模型的改進(jìn)，很好地表征了膠凝含蠟原油的黏彈-觸變特性?；诟倪M(jìn)后的DM黏彈-觸變模型，通過數(shù)值計(jì)算獲得了膠凝原油壓縮性對(duì)管道再啟動(dòng)的影響，主要結(jié)論如下：

(1)隨著壓縮性的增強(qiáng)，啟動(dòng)過程中膠凝原油經(jīng)受的剪切作用增強(qiáng)，使得膠凝原油結(jié)構(gòu)破壞加大，進(jìn)而使得最小啟動(dòng)壓力降低，相同啟動(dòng)壓力下管道末端平衡流速增大。

(2)再啟動(dòng)過程中，屈服面向下游推進(jìn)的初始速度等于膠凝原油中的聲速，而后逐漸衰減。隨著啟動(dòng)壓力降低，屈服面推進(jìn)速度的衰減程度加大，進(jìn)而使得末端見流時(shí)間延長。隨著膠凝原油壓縮性增強(qiáng)，屈服面向下游推進(jìn)的初始速度減小，推進(jìn)過程中推進(jìn)速度衰減程度加大，兩方面作用共同導(dǎo)致末端見流時(shí)間延長。

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Effect of compressibility of gelled waxy crude oil on pipeline restart

BAO Youquan, ZHANG Jinjun
National Engineering Laboratory for Pipeline Safety/ Beijing Key Laboratory of Urban Oil & Gas Distribution Technology/ China University of Petroleum-Beijing, Beijing 102249, China

Waxy crude oil in pipeline becomes gelled and more compressible because of temperature reduction after prolonged shutdown of the heated oil pipeline. The combined effect of both elasto-viscoplastic thixotropic behavior and compressibility of gelled crude oil plays a critical role on pipeline restart. In the present work, an elasto-viscoplastic thixotropic model was modif i ed to better describe the elasto-viscoplastic thixotropic behavior of gelled waxy crude oil. Then numerical simulations were carried out to investigate the effect of compressibility of gelled crude oil on the restart time and the minimum pressure difference required for successful restart, both of which are of prime importance in engineering practice. The results show that a high compressibility of gelled oil will reduce the minimum pressure difference required for successful restart, and increase the steadystate velocity under given restart pressure. In the initial stage, the propagation velocity of the yield cross-section is equal to the sound speed in gelled crude oil, then gradually decreases during the restart process. With the increase of compressibility of gelled crude oil, the initial propagation velocity of the yield cross-section decreases, while the attenuation of the propagation velocity of the yield cross-section increases. Under this action, the restart time increases.

waxy crude oil; compressibility; elasto-viscoplastic thixotropic behavior; pipeline restart

10.3969/j.issn.2096-1693.2017.02.024

(編輯 馬桂霞)

包有權(quán), 張勁軍. 膠凝含蠟原油壓縮性對(duì)管道再啟動(dòng)影響的研究. 石油科學(xué)通報(bào), 2017, 02： 258-266 BAO Youquan, ZHANG Jinjun. Effect of compressibility of gelled waxy crude oil on pipeline restart. Petroleum Science Bulletin, 2017,02： 258-266.

10.3969/j.issn.2096-1693.2017.02.024

*通信作者, zhangjj@cup.edu.cn

2017-03-02

國家自然基金重點(diǎn)項(xiàng)目(51134006和51534007)聯(lián)合資助