金鈺昕 姚安林 周 剛 劉 楊 吳宏雷

1. 西南石油大學石油與天然氣工程學院, 四川 成都 610500; 2. 中國石油工程建設有限公司西南分公司， 四川 成都 610041; 3. 中國電建集團山東電力建設有限公司, 山東 濟南 250014; 4. 中國石化勝利油田石油開發(fā)中心有限公司, 山東 東營 257000

0 前言

目前，國內大部分油田已處于開發(fā)中后期,油田產能下降,導致原油管道處于低輸量運行狀態(tài)。尤其是東部地區(qū)原油具有“三高”的特點,造成原油低輸量運行時產生凝管停輸?shù)奈ｋU大大增加[1-5]。解決管道低輸量問題的一種有效方法是進行正反輸送,如任京線、魏荊線等管道均開展過正反輸送[6-7]。目前,對正反輸送工藝的研究較少,大多集中在對正反輸運行方案制定及經濟性等方面的分析[8-9]。未見對正反輸送工藝溫降影響因素進行分析,而正反輸送工藝溫降變化，對正確、合理、安全地制定反輸方案具有重要的指導作用。因此,對原油管道正反輸溫降影響因素進行研究具有重要意義。本文運用管內油流的熱平衡方程及周圍環(huán)境的傳熱微分方程，建立輸油管道的正反輸非穩(wěn)態(tài)計算模型,并對反輸運行時的各種溫降影響因素進行詳細分析。

1 正反輸計算模型的建立

1.1 模型假設

實際正反輸工況中油流在管內的流動及與周圍環(huán)境的傳熱是復雜的三維非穩(wěn)態(tài)傳熱模型,為了簡化對正反輸非穩(wěn)態(tài)計算模型的求解,做如下假設[10-14]:

1)管道橫截面上的流速相等,管內的流動當作一維流動。

2)油流在管內的熱效應只影響到周圍土壤的有限區(qū)域。

3)忽略管內油流和周圍土壤在軸向上的傳熱。

4)管內油溫取平均油溫,管道截面上的油溫均勻分布。

5)忽略水分運移等對埋地溫度的影響,沿線埋地溫度取為定值。

1.2 數(shù)學模型

基于以上假設建立正反輸非穩(wěn)態(tài)計算物理模型[15-18]，見圖1。

圖1 正反輸非穩(wěn)態(tài)計算物理模型

正反輸送工藝計算模型的數(shù)學描述為:

1.2.1 管內油流的熱平衡方程

(1)

1.2.2 結蠟層及保溫層的非穩(wěn)態(tài)導熱微分方程

(2)

(3)

1.2.3 土壤的非穩(wěn)態(tài)導熱微分方程

(4)

1.2.4 連接條件

Tbr=(R+δ0+δb)-=Tsr=(R+δ0+δb)+

(5)

(6)

Twr=(R+δ0)-=Tbr=(R+δ0)+

(7)

(8)

1.2.5 邊界條件

Ty=H=Tn

(9)

(10)

(11)

(12)

1.2.6 初始條件

Ta=φ()

(13)

Tb=fb(r,θ)

(14)

Tw=fw(r,θ)

(15)

Ts=fs(x,y)

(16)

以上正輸切換為反輸時,反輸模型周圍土壤的溫度場為正輸結束時形成的穩(wěn)態(tài)溫度場,反輸油流的熱平衡方程及周圍環(huán)境的傳熱微分方程與正輸時相同,反輸切換為正輸時原理類似。因此,僅需討論反輸開始到反輸穩(wěn)定時各因素對反輸溫降的影響。

2 實例應用

2.1 基礎參數(shù)

某原油管道全長44.7 km,管徑219 mm×5.6 mm,全線設有首站、末站,輸送介質為原油,末站進站壓力為0.2 MPa。管道和環(huán)境相關參數(shù)見表1。

表1管道和環(huán)境相關參數(shù)

項目導熱系數(shù)/(W·m-1·℃-1)厚度/mm比熱容/(kJ·kg-1·℃-1)密度/(kg·m-3)管道405.60.467 800保溫層0.045402.3400土壤1.41 6001.841 300

2.2 反輸運行溫降計算

反輸運行溫降是以正輸切反輸操作結束時的溫降為初始條件的非穩(wěn)態(tài)過程,通過計算整個反輸運行過程中管道每10 km距離處每一時刻管內原油沿線的油溫,得到反輸運行油溫隨時間變化規(guī)律,見圖2。

由圖2可知,反輸運行開始后冷油被熱油頂擠,反向推進,并逐漸向周圍土壤散熱。冷油到達進站口的溫度要低于正輸時的進站溫度,這是由于管道保溫層的隔熱特性引起的,反輸時保溫層隔絕了土壤向冷油頭傳熱,使冷油頭在管道輸送過程中沒有出現(xiàn)溫升現(xiàn)象,反而出現(xiàn)了進一步溫降。

圖2 反輸運行油溫隨時間變化規(guī)律

另外,反輸運行開始后出站油溫與土壤溫度之間的溫差較大,出現(xiàn)較大的溫降梯度使油溫迅速降低,隨著運行時間的積累,由于熱油頭在管道內不斷向前推移,出現(xiàn)溫降梯度較大的管段部分也隨之向前推移,同時,不斷有新的熱油頭對周圍土壤進行傳熱,進而使熱油頭與土壤之間的溫差減小,最終在20 h左右反輸運行管道內油溫達到穩(wěn)態(tài)。

3 反輸運行溫降影響因素分析

3.1 出站油溫對反輸溫降的影響

由于反輸運行開始后的溫降，不僅包括反輸運行時冷油頭向周圍土壤的散熱，還包括反輸運行后注入管道的熱油頭向周圍土壤的散熱,溫降變化過程較復雜。為了對反輸溫降的過程進行更詳細的分析,根據(jù)反輸溫降特點,將反輸溫降變化過程分為反輸溫降非穩(wěn)態(tài)階段和反輸溫降穩(wěn)態(tài)階段(見圖3 Ⅳ階段)兩個階段,其中反輸溫降非穩(wěn)態(tài)階段又可細分為反輸初始階段、冷油頭控制階段和熱油頭控制階段。以下簡稱為Ⅰ階段、Ⅱ階段、Ⅲ階段。

詳細分析不同出站油溫、輸量、埋地溫度及管徑對反輸溫降的影響,其中不同出站油溫下的反輸溫降變化規(guī)律見圖3。

圖3 不同出站油溫下的反輸溫降變化規(guī)律

由圖3可知,不同出站油溫下Ⅰ階段溫降均迅速升高,且出站油溫越高,溫降升高越快。之后在Ⅱ階段溫降逐漸升高,由于此階段進站溫度由冷油頭的溫度形成,反輸出站油溫的變化對冷油頭的溫降沒有影響,因此隨著出站油溫的升高,不同的出站油溫的溫降趨勢變化相似。當冷油頭被全部頂出管道時,溫降達到最大。之后在Ⅲ階段隨著熱油頭對周圍土壤的不斷蓄熱,使反輸溫降逐漸減小,并漸漸達到反輸穩(wěn)定狀態(tài)。由于出站油溫的升高,使熱油頭在管道中流動時對周圍土壤的散熱能力也增大,導致在Ⅲ階段反輸溫降之間的溫度差逐漸減小。

3.2 反輸輸量對反輸溫降的影響

不同反輸輸量下的反輸溫降變化規(guī)律見圖4。

圖4 不同反輸輸量下的反輸溫降變化規(guī)律

由圖4分析可知,在Ⅰ階段反輸溫降的增大速度幾乎相同,反輸輸量的增大對Ⅰ階段的反輸溫降影響很小。在Ⅱ階段由于反輸輸量的增大導致反輸總傳熱系數(shù)增大,冷油頭溫降增大,且反輸輸量越大溫降梯度越大;另一方面由于反輸輸量的增大,使冷油頭在管道內的時間減小,更快地被頂出管道,這也導致了反輸溫降最大值的不同和出現(xiàn)時間的不同。在Ⅲ階段當熱油頭的反輸輸量較大時,其與周圍土壤的換熱量也較大,使這一階段的反輸溫降下降也較快,更快地達到反輸穩(wěn)定狀態(tài)。

3.3 埋地溫度對反輸溫降的影響

不同埋地溫度下的反輸溫降變化規(guī)律見圖5。

圖5 不同埋地溫度下的反輸溫降變化規(guī)律

由圖5可知,在Ⅰ階段反輸溫降的增大速度幾乎相同的,埋地溫度的升高對Ⅰ階段的反輸溫降影響很小。在Ⅱ階段,一方面隨著冷油頭與周圍土壤之間的換熱,使反輸溫降逐漸增大；另一方面由于埋地溫度的升高使冷油頭與周圍土壤之間的溫差減小,使反輸總傳熱系數(shù)減小,冷油頭反輸溫降梯度減小,進一步導致了在冷油頭被全部頂出管道時最大反輸溫降變小。由于熱油頭與周圍土壤之間的溫差與埋地溫度的升高產生的溫差相比要大得多,因此,在Ⅲ階段雖然埋地溫度較高的反輸溫降梯度較小,但不明顯。

3.4 管徑對反輸溫降的影響

不同管徑下的反輸溫降變化規(guī)律見圖6。

圖6 不同管徑下的反輸溫降變化規(guī)律

由圖6可知,在Ⅰ階段和Ⅱ階段,反輸運行時冷油頭向周圍土壤散熱,使反輸溫降增大,且管徑變小后,管道總傳熱系數(shù)變大,冷油頭與周圍土壤之間的換熱變強,導致管徑小的反輸溫降梯度也較大。反輸運行時,管徑越小,油流流速越快，冷油頭被頂出管道需要的時間越短。同理,在Ⅲ階段,管徑越小,熱油頭與周圍土壤換熱越強,反輸溫降梯度越大,達到反輸運行穩(wěn)定所需的時間越短。

4 結論

本文將正反輸非穩(wěn)態(tài)過程進行合理的簡化假設,建立正反輸?shù)姆欠€(wěn)態(tài)傳熱計算模型,并求解。創(chuàng)新性地將反輸溫降過程分為反輸初始階段、冷油頭控制階段、熱油頭控制階段和反輸溫降穩(wěn)定階段四個階段進行分析,得出:

1)對于保溫管道,反輸運行最低溫度為冷油頭全部被頂出管道時的進站溫度。

2)增大反輸輸量,在夏季進行反輸運行均能有效地提高反輸時的最低溫度,而提高出站油溫及變換管徑對升高反輸運行最低溫度幾乎沒有作用。

3)增大反輸輸量及縮小反輸管徑均能較好地縮短反輸運行達到穩(wěn)定所需的時間,而提高出站油溫及季節(jié)變換對反輸運行達到穩(wěn)定所需時間的影響很小。

4)增大反輸輸量對正反輸運行具有最積極的影響,在夏季進行反輸更易實現(xiàn),采用小管徑管道進行反輸運行,反輸溫降達到穩(wěn)定所需時間較短。