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 v3d 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=1000K t1n+1(幂律流体)(2)av=1000t1(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@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+0.378exp -1.657265-T R T R -450.5702 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 dm (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 <T P , y2=kC P 。

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 nK 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,sm 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。