石油学报科学与工程13（1995）87-94
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对含蜡原油管道的设计标准：最高
泵（马力）的压力要求
J.A. Ajienka, C.U. Ikoku
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石油工程系，哈科特港大学，P.M.B. 5323. Choba，哈科特港，尼日利亚
1993年的8月13日;接受于1994年11月16日
摘要
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一种新方法幂律原油管道的设计呈现。此方法是基于原油在最大压力下正常不间断流动所需要的幂律，重新开始流动以打破凝胶的压力。该方法是迭代作为幂律原油的流变学是高度依赖于温度。这种方法是一种对传统的石油管道设计模型有所改进的方法。
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使用此条件和传统方法中，含蜡原油管道在尼日尔三角洲的尺寸正好，结果显示，除其他外，通过这种方法所预测的直径比传统方法的要小。另外，对于相同的这种方法的直径泵的流量和压力重启要求较低。
- 介绍
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含蜡原油是难以处理。窗体顶端
含蜡原油是难处理。它们因为蜡结晶表现出的非牛顿流动特性在温度低于浊点。在进一步冷却和结晶连续，胶凝出现低于临界倾点。浊点以上时，流体是牛顿流体。浊点是在该石蜡颗粒开始沉淀出来的溶液的温度，倾点通常比浊点低10-20F（Reistle，1927年，Tuttle，1983年和Newberry，1984）
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特点是，含蜡原油具有高pourpoints。蜡沉淀的结果限制流量，增加了流线的压力，增加停机时间，更机械故障和较高的处理成本。该最大的问题是在管线的完全堵塞和重新启动胶凝油管的。处理问题很多都是在海底流系统更具挑战性。窗体顶端
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特点是，含蜡原油具有高倾点。蜡沉淀的结果限制流量，增加了流体的压力，增加停机时间，造成更多机械故障和较高的处理成本。最大的问题是在管线的完全堵塞和重新启动胶凝油管。处理问题很多都是在海底使系统更具挑战。Ajienka和Ikoku（1990）已经讨论了一些特征和处理蜡状原油的方法。
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现有文献讨论了通过常规的设计含蜡原油管道的方法（Ells和Brown，1971年; Harvey等，1971;Smith，1979年a，B;Uhde and Kopp，1971;Ford等人，1965年；Herring，1974年）。这些工作人员都没有在含蜡原油管道设计中解决一个根本问题 - 考虑含蜡原油的特殊性设计选择管道的最佳直径。这可能导致在管线中凝胶通过超过停机时间最大允许水平和可用的泵容量不足以重启流动。
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含蜡原油的流变学是高度依赖于温度，因此热传递必须考虑正常不间断的操作，以及用于停机后重新启动的流动。热传递是在关闭期间激烈。因此，静态冷却比不间断的流动过程中动态冷却更成问题。
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最坏的设计条件是非牛顿紊流，当流动完全重新启动时，和在最低环境温度下重启流量低于设计流量时非牛顿流体层流流动。这些情况表明最大压力（或马力）的要求。如果倾点是低于环境温度，倾点可以被认为是关键的设计点。
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在常规的管道设计，管直径选择仅考虑紊流牛顿流动基于所需流率与管道长度（Brill and Begss，1978）。然而，在单相含蜡原油管道，既牛顿（入口端）与非牛顿（排出端）紊流可以取决于沿流动温度是否高于或低于浊点的管道发生。要关机后重新启动流体，判断是否为牛顿流动。
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Harvey等（1971）建议，牛顿流动的范宁的公式可以与布拉休斯摩擦系数方程紊流，哈根 - 泊肃叶方程层流放在一起。对于非牛顿流动相同的公式应该用于紊流但表观粘度应当用塑性粘度和Hedstrom方程来代替用于层流。非牛顿流动特性被假定为大约宾汉塑性。然而，根据最近的研究流变（Barry，1971; Sifferman，1979年，Yan and Luo，1987; Ajienka，1990年）的报告，此情况很方便使用广义幂律模型。
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- 理论依据
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以下假设：（一）单相（油）稳态流动; （二）管道入口和环境温度以及浊点和倾点是已知的; （三）通过流变研究（Economides and Chaney，1983; Sifferman，1979），该含蜡原油的性质和预期的处理问题已经确定; （四）温度对流变参数已被确定和触变性被忽略的影响; （五）处理方法已经决定好; （六）设计输送量，管道长度以及其他相关信息，如通道等，是已知的; （七）最小流量率Qmin，以引发流动是期望的输送量的50％;（八）最大可取的停机时间是确定的，（九）原油密度，比热容，热电导率与温度无关（Economides and Chaney，1983）。
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对于稳定流条件下，由于管件的损失，总压降是以下三者之和，是由于摩擦的压力损失总和，是海拔变化引起的压降，是对流加速度产生的压降（Brill and Begss，1978）。
（1）
（2）
（3）
是在海拔净变化。需要注意的是不依赖于管道直径和水平流动，它是零。
（4）
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对于单相不可压缩的油流（无气体逸出）和恒定的管道直径，是微不足道的。因此式.1简化为：
（5）
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对于湍流非牛顿流动（）在新管（为了简化），在为内壁光滑的管道的布拉休斯的相关性用于摩擦系数（Brill and Begss，1978年）：
（6）
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注意，穆迪摩擦系数，是四倍范宁摩擦系数，
使用幂律模型，所述雷诺数由（Govier和Aziz，1972年）给出：
(7)
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公式6和7代入式2给出了：
(8)
这里：
（9）
(10)
在牛顿流动（）的限制，n = 1且K =
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方程7，8和9减小到方程湍流所推荐的Harvey等牛顿流动（1971年）。
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处理操作期间非牛顿流动道奇和METZNER摩擦系数的相关性被推荐用于压力损失计算。
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层流可以由道奇和METZNER（1959）方程估算：
（11)
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流体是层流，。在非牛顿流动层的摩擦系数可以由方程12计算：
(12)
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将公式7和12代入到公式2，启动压力可以这样计算：
(13)
这里：
（14）
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是关机后开始流在寒冷的流线满油的最小设计流速。对于冷流动管线，流体为非牛顿流体，将需要非常高的压力来打破凝胶开始流动。这样的压力可以比管道爆破压力更高，需要设计尽量低的流率以减少压力要求。式13对最大静态温度曲线预计停机时间进行评估。同样，在牛顿的极限流，其中n= 1和K = P，方程13和14减少到哈根一泊肃叶方程推荐Harvey等（1971年）。
对于层流的非牛顿流动，Irani和Zajac的（1982）还发现，Hedstrom方程宾汉塑性流动是更精确的。这个方程建议评估管线处理含蜡原油的效率时，因为它涉及经验因素，这将是很难用迭代计算。因此式13用于设计目的。
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停机之后所需的压力用以打破凝胶由下式给出：
（15）
（16）
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屈服强度，是很小的温度很敏感变化。因此，Harvey等（1971）考虑
停机时间超过36小时的危险更大。Uhde and Kopp（1971）建议的最大停机时间3和10之间取决于倾点和环境温度。然而，现在有可能确定任何类型的蜡质的原油临界停机时间（Ajienka，1990）。式15可以评价假定在整个管道的温度是在倾点。
- 研究方法
研究的方法是预测沿管道的温度，以确定那些段，其中温度指示牛顿和非牛顿流动，以评估湍流和层流以及凝胶化管线的总压降，然后在要求的基础上设计管道的最大压力，再与假设原油为非蜡质的作比较。
3.1程序
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（1）确定油的动态和静态流量条件下相关领域的流变性和其它性质的数据。
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- 该流体特性包括：（i）倾点，浊点和蜡含量; （ii）关联流体性质如，K，n，与温度（以及密度，比热和热电导率如果有的话）; Ajienka（1990）提出了含蜡原油流变性的相关性;和（iii）其触变性展表现的温度范围以上应注意。
（b）现场数据包括：（i）土壤和环境温度和季节变化，入口温度;（ⅱ）土壤类型，其热扩散率; （ⅲ）管道表面的类型，掩埋或绝缘;如果被埋，埋深; （iiii）海拔剖面;及（v）与总传热系数的变化管的长度或平均值。
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- 从流变学和野外数据注意：
- 特有的处理问题，如：（ⅰ）高屈服强度，凝胶和启动压力; （ii）高倾点面对的环境温度;和（iii）高蜡含量等。
- 决定：（1）使用方法防止总胶凝;运输量，Q（Ajienka和Ikoku，1990年）。
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（3）初步设计。首先假设一个管道直径，，如下。使用临界温度方法和传统的（非牛顿湍流）管道设计，估计的直径与最后的结果将稍后比较。在此，流变参数是在浊点或倾点，或最低环境温度进行评价。这里注意的是，可用的马力给出通过：
（17） （a）计算的，（忽略）对于一个给定马力和Q.
（b）从方程17可知，从式8计算。
（c）比较和。
（d）若接近，将;如果没有，设置。
（e）重复步骤b和c，直到收敛实现（误差= 0.01）。
（4）
-
与已知的，设置它等于 把管道分成短段。温度被认为是每段内是恒定的。
（b）计算管道的冷却配置文件：（i）动态流动条件（Ajienka，1990年）：
（18）其中松弛距离为：
(19)
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对于时间少于七天，时间功能，F（T）是从表中得到（Willhite，1967）。然而，时间长于一周，Ramey（1962）给了一个线源的解决方案如:
（20）
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其中r;是管道的外部半径，t为总流动时间，是对程度错误的引入。
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（ⅱ）无流量或静态流动条件在最大允许的停机时间：
（21）
这里：
（22）
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