埋地熱油管道停輸再啟動研究

侯昊 章濤 白樺 李江飛

摘 要：管道停輸與再啟動是埋地熱油管道運行中經(jīng)常遇到的問題。介紹了國內外的專家學者在該領域的研究成果，包括實驗研究和數(shù)值模擬兩個方面。在對不同研究者的研究方法進行分析后，總結了管道停輸與再啟動數(shù)值模擬方面目前尚未解決好的問題，為停輸再啟動過程的研究提供了一定參考。

關 鍵 詞：含蠟原油；停輸再啟動；管道；數(shù)值模擬；實驗

中圖分類號：TE 832 文獻標識碼： A 文章編號： 1671-0460（2015）07-1560-04

Study on Shutdown and Restart of Buried Hot-Oil Pipeline

HOU Hao1，ZHANG Tao1，BAI Hua1，LI Jiang-fei2

（1. China University of Petroleum （Beijing）， Beijing 102249， China；

2. Department of Thermal Engineering， Chengde Petroleum College， Hebei Chengde 067000， China）

Abstract： The shutdown and restart of buried hot-oil pipelines often occur. Researchers have done a lot of studies on these problems and acquired quantities of achievements. In this paper， research status of shutdown and restart of buried hot-oil pipelines was introduced from aspects of numerical simulation and experiments. Unsolved problems of shutdown and restart were presented.

Key words： Waxy crude oil； Shutdown and restart； Pipeline； Numerical simulation； Experiment

熱油管道的停輸是不可避免的，無論是意外故障還是計劃維修都會導致管道停輸。然而，管道的停輸會導致管內油品和管外環(huán)境由于溫度差異而產(chǎn)生復雜的熱量交換。如果外界環(huán)境溫度低于管內介質溫度，管內油品溫度降低，這時就有可能出現(xiàn)蠟的析出現(xiàn)象。大量蠟晶可能形成一定的結構（例如網(wǎng)狀）增強油品結構的強度。如果泵提供的壓力不足以破壞這個結構強度，就有可能發(fā)生凝管事故。為此，國內外研究者對管道停輸再啟動過程從數(shù)值計算和實驗研究兩方面展開了大量的研究，本文在分析總結前人研究工作的基礎上，探討了目前關于停輸再啟動過程的研究中所存在的一些問題，為以后的研究提供了一定的參考。

1 數(shù)值模擬

1.1 停輸溫降計算

對熱油管道停輸溫降的研究方法主要有數(shù)值方法和解析法[1，2]，由于熱油管道停輸溫降是一個三維的非穩(wěn)態(tài)的過程，并且伴隨著析蠟放熱和邊界移動等問題，加之對熱油管道停輸溫降的影響因素很多，并且有些因素還具有模糊性和隨機性，因此對于這樣一個復雜的過程是很難通過解析的方法來求解的，除非進行大量的假設和簡化。因此，數(shù)值方法表現(xiàn)出其優(yōu)越性，加之近年來計算機技術的飛速發(fā)展為數(shù)值計算提供了便利，因此越來越多的研究者通過數(shù)值方法對熱油管道停輸溫降進行了大量的模擬分析研究，取得了很大進展。

1.1.1 計算區(qū)域的確定

實際情況中，管道停輸后的熱量交換問題十分復雜，可能還包括流體相平衡及相變、對流導熱的耦合等問題。尤其是三維計算區(qū)域下，網(wǎng)格節(jié)點很多，計算量非常大，所消耗的資源更是巨大?？紤]到管道停輸后的軸向溫降與徑向溫降相比小得多，所以往往忽略軸向的溫度梯度，這也是國內外通用的做法。加之管道及周圍土壤溫度場的分布的軸對稱性，因此溫度場計算區(qū)域可以簡化為垂直于管道的半無限大平面。直接對半無限大區(qū)域計算，會帶來計算量大且重復，效率不高的問題。對此，研究人員可以通過建立的各種數(shù)學模型進行求解，有代表性的方法是半空間模型法[1，3]、等效圓筒法[4]和熱力影響區(qū)域法[5-7]。對于半空間模型法，通常將半無限大土壤區(qū)域簡化為有界的區(qū)域進行計算。熱力影響區(qū)域法認為，大地恒溫層溫度Th在距地面H處不受熱油管道溫度的影響；而在水平方向上距離管道中心L距離處熱量的傳遞可以被忽略。等效圓筒法把管道看做是土壤包裹著的介質，土壤被意象為圓筒狀，可以視為包裹著管道的環(huán)狀的保溫層。國際著名的流動模擬軟件OLGA就是根據(jù)等效圓筒模型而開發(fā)的。該方法可以廣泛應用于穩(wěn)態(tài)模型的求解，但是鑒于其界定保溫層厚度的難度，對求解非穩(wěn)態(tài)問題并不適用[8]。因此，對停輸再啟動過程的研究很少采用等效圓筒模型。

1.1.2 停輸溫降過程的研究

原油管道停輸以后，按照傳熱方式的不同，可以把管內停輸溫降過程分為三個階段[9]。第一階段：自然對流傳熱主導階段，管道剛停輸時油溫較高，結蠟層很薄，管內油品主要以液態(tài)形式存在，因此自然對流放熱強度較大；然而管內存油和鋼管的熱容量都較小，故該階段溫降速度很快。第二階段：自然對流與熱傳導共同控制階段。當原油溫度下降至析蠟點以后，原油開始析蠟膠凝。管壁結蠟層不斷加厚，固液界面會逐漸擴展到管中心方向。第三階段：純導熱階段。該階段管內存油已全部形成網(wǎng)絡結構，原油失去流動性，凝油層主要以熱傳導方式向外界散熱。該階段中的溫降速率低于第一階段而高于第二階段。因此，在管道停輸后的熱力方程分析求解通常圍繞以下三方面主題：（1）液相區(qū)自然對流傳熱；（2）固液移動相界面?zhèn)鳠?；?）原油析蠟潛熱的處理。

一個方法是把熱油管道停輸溫降問題視為一系列類似的非穩(wěn)態(tài)導熱問題來進行處理，即聯(lián)立土壤導熱方程、管壁以及保溫層導熱方程以及油品導熱方程，結合邊界條件進行數(shù)值求解。顯然這種處理方法跟實際情況有很大的差異。

另一種研究方法則考慮原油溫降過程中自然對流的影響。即通過劃分對流區(qū)和導熱區(qū)的方法綜合考慮自然對流和導熱換熱的影響，劃分的邊界也是動態(tài)變化的。為了更好地處理自然對流問題，人們在此引入了當量導熱系數(shù)的概念以轉化自然對流問題為導熱問題，這樣可以憑借一個導熱方程描述整個對流換熱和導熱過程。與普通導熱方程不同之處就在于方程中的導熱系數(shù)不是原來意義上的實際導熱系數(shù)，而是當量導熱系數(shù)。原油凝結析蠟過程會放出析蠟潛熱，人們開發(fā)了兩種方法研究相變潛熱釋放后可能帶來的相態(tài)變化問題，第一種[10]將析蠟潛熱對原油溫降的影響通過原油的比熱容隨溫度的變化來反映，第二種[3]認為原油只是在固液界面上放出析蠟潛熱。目前，普遍采用的是第一種方法。

1.2 再啟動計算

含蠟原油管道停輸后再啟動時，往往采用熱油或者水，甚至直接用低粘度油品做頂級液頂出管內凝結油品。啟動過程是否順利，取決于停輸過程的溫降幅度、啟動初始時刻的油溫分布以及原油的流變性等因素，最終通過流量的恢復情況來反映。

1.2.1 管道再啟動過程的熱力計算

李長俊等[11]將再啟動過程中土壤熱物性參數(shù)看作是隨溫度變化的函數(shù)，通過keller盒式積分法和廣義阻尼牛頓-拉夫遜法對所建立的數(shù)學模型進行求解。趙曉東[12]等對管道再啟動過程進行熱力計算時認為壓力波到達前，熱力計算模型與停輸溫降模型相同；壓力波到達后，則通過聯(lián)立油流熱平衡方程、凝油層導熱方程以及土壤導熱方程，用數(shù)值法進行求解。

1.2.2 再啟動過程的水力計算

熱油管道再啟動過程通常是熱力和水力相互耦合的過程，對再啟動過程的計算通常是聯(lián)立求解原油的控制方程，結蠟層、管壁、保溫層的導熱方程。管道啟動時，壓力有一個傳遞過程，使得膠凝原油的屈服不是在同一時間完成，而是沿管道不斷向前推進的。再啟動過程的不同時刻，壓力波所到達的位置不同，管道不同截面或相同界面不同徑向位置原油的結構參數(shù)、屈服情況以及剪切歷史均不相同，因而管道不同位置處的原油觸變過程是不一樣的。為此，壓力波傳播速度及其影響因素以及觸變過程的研究是再啟動過程水力計算的重點。

如前所述，再啟動過程的不同時刻，壓力波所到達的位置不同。管道不同截面或相同界面不同徑向位置原油的結構參數(shù)、屈服情況以及剪切歷史均不相同，因此不同屈服段的原油的觸變過程是不同的。如何描述不同屈服段的觸變過程是個難題，引起了很多專家學者的討論和研究，也取得了一定成果。目前，有以下幾種方法處理不同屈服段：Sesteak[13]模型沒有考慮管道軸向和徑向上原油結構參數(shù)的變化，也忽視了凝油壓縮性和慣性的影響，凝油段的觸變過程采用Houska模型進行描述。通過本模型求解控制方程，可以預測管道停輸后所需最小啟動壓力以及凝油的排出時間。王東等[14]把再啟動過程所需啟動壓力視為頂擠液壓降、被頂凝油段壓降、慣性壓降和高程差產(chǎn)生的壓降四部分之和。因為頂擠液通常為熱水或熱油，用牛頓流體或冪律流體的壓降公式進行計算；考慮到被頂擠液有可能是牛頓流體、無觸變性的冪律流體或觸變性流體，觸變性流體通過試算得到壓降；慣性壓降由每一列壓力波產(chǎn)生流量增量所產(chǎn)生的壓力的疊加而得到。陳宏健等[15]用雙速率觸變模型計算觸變性原油再啟動過程，認為結構屈服應力和稠度有各自的裂降速率，不是等速率裂降。

Chang[16]認為由管壁向管中心，凝油截面可以分為三個區(qū)，依次稱為流動區(qū)、蠕變區(qū)和彈性形變區(qū)。在對管道加上一個恒定的啟動壓力以后，管道的啟動情況也可能有三種變化，包括瞬時啟動（Start-up without delay）、延時啟動（Start-up with delay）和失敗啟動（unsuccessful start-up）這三種情形。以上三種啟動情況可以通過力平衡關系計算得出。描述觸變性采用的則是賓漢姆模型，該模型的缺陷在于，凝油壓縮性的影響并沒有被考慮進去，同時也忽視了軸向上流變性變化的作用。

Cawkwell[17]改進了傳統(tǒng)的sesteak模型，具體內容如下：網(wǎng)格的劃分沿管道的軸向和徑向方向，采用二維網(wǎng)格，即軸向和徑向上流變參數(shù)的變化都被納入了考慮；該模型提出了“流核區(qū)”的概念，假設剪切在該區(qū)域內并不會發(fā)生，而只在該區(qū)域與管壁之間的環(huán)形空間里產(chǎn)生剪切現(xiàn)象。

2 實驗研究

實驗研究包括室內環(huán)道實驗和現(xiàn)場實現(xiàn)兩種方式來，主要用來對所建立的再啟動模型進行檢驗和修正。通過實驗可以對管道停輸與再啟動過程停輸溫降、壓力波速和再啟動壓力等方面進行研究。

目前研究者們通過實驗主要進行以下各方面的研究：

（1）崔國秀、李才等[18-20]主要通過環(huán)道實驗來研究管道再動動過程的壓力波傳播規(guī)律及其影響因素。研究者們通過測量壓力波傳到不同位置處的兩個傳感器的時間差，計算出壓力波傳播的平均速度，然后分析不同因素對壓力波的影響。李才等[36]在室內環(huán)道上進行了啟動膠凝原油的實驗，以研究管道中的壓力的傳遞過程。通過實驗得出壓縮膠凝原油中的“孔隙”的阻尼作用和凝油屈服過程的徑向滯后是影響壓力傳遞速度的兩個重要因素，然后通過實驗數(shù)據(jù)回歸出估算膠凝原油管道中壓力傳遞速度的表達式。

（2）還有研究者[18，21]通過環(huán)道實驗來研究管道停輸后的溫降規(guī)律?？梢酝ㄟ^在管道內部以及管道周圍土壤中不同布置一些熱電偶，對停輸與再啟動過程的溫度場情況進行監(jiān)測，可以得到停輸溫降規(guī)律和再啟動過程的溫度場情況。

（3）因為油品在流變儀內的受剪切情況跟在埋地管道內的受剪切情況有很大差異，因此有的研究者[22，23]通過實驗環(huán)道來測量原油流變參數(shù)；

（4）還有的研究者[24]通過環(huán)道實驗分析添加流動改進劑對管道再啟動特性的影響。通過實驗研究添加流動改進劑后，油品流變性、再啟動壓力、壓力波速等的變化。

（5）通過現(xiàn)場實驗進行研究；管道現(xiàn)場實驗的主要目的有兩個方面，目的之一是檢驗埋地熱油管道停輸與再啟動數(shù)學模型和計算方法的可靠性以及計算結果的準確程度，從而對數(shù)值計算模型進行檢驗和修正[25，26]。另一個目的是通過現(xiàn)場實驗來研究添加流動改進劑（如降粘劑、降凝劑等）對管道再啟動特性的影響[27，28]。

3 結 論

管道再啟動過程的數(shù)值計算還有很多沒有解決的問題，目前數(shù)值模擬方面尚未解決的問題主要表現(xiàn)在以下五個方面：

（1）對熱油管道而言，其停輸與再啟動的過程十分復雜，往往牽扯到非穩(wěn)態(tài)的水力和熱力過程。所以，研究者們通常都會對控制方程進行簡化，例如做一些假設的先決條件以降低計算量。這些簡化就會帶來計算的不準確和誤差。此外，還有一些變量（例如剪切）歷史對油品工況的影響目前很難定量描述，這也會帶來計算結果的不準確。

（2）熱油管道停輸以后，隨著溫度降低蠟結晶析出管道流動中還會出現(xiàn)相變現(xiàn)象。目前，研究人員要么在導熱系數(shù)中加入相變的影響因素，即當量導熱系數(shù)的影響，要么只考慮相變過程放出的相變潛熱。顯而易見，上述處理手段總會帶來計算結果與實際情況的差異。

（3）原油在膠凝過程中，膠凝界面并不與管道中心成同心環(huán)狀[3]。目前對移動邊界問題的研究均認為相界面是與管道同心的環(huán)狀，因此會產(chǎn)生誤差。邊界移動問題還有待于研究。

（4）到目前為止，還沒有研究者考慮過壓力波反射對原油結構參數(shù)的影響。對不同觸變段的研究目前主要的處理方法有四種，均沒有考慮壓力波反射對結構參數(shù)的影響。

（5）目前還沒有公認的觸變性模型。另一方面，由于實驗環(huán)道與實際生產(chǎn)管道的差異，實驗環(huán)道上所得的結論不一定跟實際情況完全符合。因此數(shù)值方法和實驗應該結合起來，以實驗檢驗和修正數(shù)值計算結果，以數(shù)值計算改進實驗研究。

參考文獻：

[1]李長俊，曾自強，等.熱油管道停輸過程中油品溫降計算[J].油氣儲運，1991，10 （2） .

[2]吳明，楊惠達，等. 埋地熱油管道停輸徑向溫降規(guī)律研究[J] .石油化工高等學校學報，2001，14（3）.

[3]李長俊，李丙文.熱油管道停輸數(shù)值模擬[J] .油氣儲運，2001，20（7）：28-31.

[4]趙曉東. 改性原油輸送管道啟動過程非穩(wěn)態(tài)水力、熱力計算方法研究[D] .石油大學（北京）碩士學位論文，1999.

[5]吳國忠，龐麗萍，等.埋地輸油管道非穩(wěn)態(tài)熱力計算模型研究[J] .油氣田地面工程，2002，21（1）：91-93.

[6]劉曉燕，龐麗萍，等. 地管道允許停輸時間的計算[J].油氣儲運，2003，22（5）：18-21.

[7]宇波，徐誠，等.冷熱原油交替輸送停輸再啟動研究，油氣儲運，2009，28 （11） ：4-16.

[8]崔國秀，張勁軍. 埋地熱含蠟原油管道的非穩(wěn)態(tài)傳熱問題.中國工程學，2003，5（7）：77-82.

[9]楊筱蘅，張國忠.輸油管道設計與管理[M]. 石油大學出版社（山東），1996。

[10]孔祥謙.有限單元法在傳熱學中的應用[M] . 北京：科學出版社 ， 1998.

[11]李長俊，駱建武，陳玉寶.埋地熱油管道啟輸熱力數(shù)值模擬[ J].油氣儲運，2002，20 （12） ：16-191

[12]趙曉東，張立新，等.鐵秦管道停輸再啟動過程模擬[J].油氣儲運，2002，21（1）：1～4.

[13]J. Sestak， M. E. Charles， M. G. Cawkwell. Start-up of gelled crude oil pipeline[J]. J. of Pipelines， 1987， 6： 15-24.

[14]王 東，李 群海，等. 埋地含蠟原油管道停輸再啟動壓力計算[J].油氣儲運，2005，24（10）：21-25.

[15]陳宏健，張帆. 觸變性原油再啟動壓力的計算[J].油氣儲運，2004，23（6）：20-22.

[16]C. Chang， Q. D. Nguyen， H. P. R?nningsen. Isothermal start-up of pipeline transporting waxy crude oil[J]. J. of Non-Newtonian Fluid Mech. 1999，87： 127-154.

[17]M. G. Cawkwell，M. E. Charles. An improved model for start-up of pipelines contained gelled crude oil[J]. J. of Pipelines， 1987， 7： 41-52.

[18]崔秀國，張立新，等.熱油管道停輸再啟動特性的環(huán)道模擬實驗研究[J].油氣儲運，2009 ，28 （1）： 27-29.

[19]李才.張曉萍，等.膠凝原油管道再啟動壓力傳遞速度的研究[J].油氣儲運，1998，17（2）：6-10.

[20]張翔，張國忠. 渤西原油管流啟動特性研究[D]. 中國石油大學（華東）碩士研究生學位論文，2007.

[21]崔秀國，姜保良，等.埋地熱油管道停輸溫降的大型環(huán)道測試分析[J].油氣儲運，2009，28 （7） 59-62.

[22]饒心，張國忠. 蘇丹原油的啟動特性與數(shù)據(jù)處理方法研究[D]. 中國石油大學（華東）碩士研究生學位論文，2008.

[23]黃春芳，李才，等. 膠凝原油管道再啟動實驗研究[J].油氣田地面工程（OGSE），1997， 16（4）：24-27.

[24]王兵.乳化降技技術及其在集輸中應用的研究[D].大慶石油學院碩士論文，2006.

[25]張樹文，安家榮，等：彩石輸油管道停輸再啟動過程實驗研究[J].油氣儲運，2000，19（10）：45-48.

[26]刑曉凱，等.埋地熱油管道停輸與再啟動過程研究[J].石油規(guī)劃設計，2001，12（3）：21-23.

[27]林紅梅.曹旦夫.BEM2JN降粘劑在大武支線的現(xiàn)場實驗[J]. 石油天然氣學報， 2008，30（6）：360-361.

[28]張秀杰，曹金水，等.魏荊管道停輸再啟動困難的原因分析[J].油氣儲運，1998，17（5）：7-10

（上接第1559頁）

（3）發(fā)現(xiàn)催化劑硫中毒后，嚴格執(zhí)行硫高降溫的基本規(guī)則，適當加大注氯量，抑制可逆硫的吸附，同時迅速查找原因，根據(jù)具體情況選擇最佳的解決辦法。

（4）嚴格監(jiān)控重整進料，密切關注重整各反應參數(shù)的變化，加強工藝管理及設備管理，保證第一時間發(fā)現(xiàn)問題。

參考文獻：

[1]邵建忠，王君鈺，武遲，等， 鉑錸比對鉑錸催化劑反應性能與抗硫 性能的影響[J]. 石油學報（石油加工）， 1991， 7（12）： 39-45.

[2]李大東. 加氫處理工藝與工程[M]. 北京：中國石化出版社， 2007， 969-972.

[3]徐承恩. 催化重整工藝與工程[M]. 北京：中國石化出版社， 2006， 603-605.

[4]紀長青. 重整催化劑脫硫酸鹽的工業(yè)應用[J]. 石化技術， 2002， 9（4）： 210-213.