摘 要

摘　要：針對目前對高含硫氣液混輸管道清管X-況瞬態(tài)流動規(guī)律認識不足，導致管道設計壓力與終端段塞流捕集器尺寸不好確定的問題，以某高含硫氣田為例，采用數值模擬方法，研究了清管過

摘　要：針對目前對高含硫氣液混輸管道清管X-況瞬態(tài)流動規(guī)律認識不足，導致管道設計壓力與終端段塞流捕集器尺寸不好確定的問題，以某高含硫氣田為例，采用數值模擬方法，研究了清管過程中管道起點壓力、管道終端排液量等參數的變化規(guī)律，分析了管內氣相流速與原料氣氣液比對清管工況的影響，進而提出了高含硫氣液混輸管道設計壓力與終端段塞流捕集器尺寸的優(yōu)化確定方法：①當管內氣相流速介于2～6m／s時，清管中管道起點壓力超壓現(xiàn)象不明顯，清管時宜將管內氣相流速控制在此范圍內；②當管內氣相流速或氣液比減小時，清管中管道起點壓力峰值和終端排液量均將增大，但不同管道的增大幅度并不一致，管道越長、高程差越大，其增加幅度越大；③在設計階段，應根據管道運行后期可能會遇到的低管內氣相流速與低氣液比工況參數來確定管道合理的設計壓力與段塞流捕集器尺寸。該成果可為高含硫氣液混輸管道的優(yōu)化設計與清管操作提供依據。

關鍵詞：高含硫  氣液混輸管道  清管  瞬態(tài)流動規(guī)律  管道設計壓力  段塞流捕集器  優(yōu)化設計

Transient flow characteristics of the pigging process of high sulfur gas-liquid mixed transmission pipelines and its significance to an optimal design of pipelines

Abstract：The current research is insufficient on the transient flow characteristics of the pigging process of high sulfur gas-liquid mixed transmission pipelines，which leads to the inconveniency of determining the pipeline design Pressure and the size of a slug catcher．Taking some high sulfur gas-liquid mixed transmission pipelines in service as instances，the variation rule of their running parameters including a pig¢s running position and velocity，the start Point pressure as well as terminal drainage volume of pipelines during the pigging process were studied by the numerical simulation method．The influences of the gas phase velocity and gas-liquid ratio on the pigging process of high sulfur gas liquid mixed transmission pipelines were also discussed by humerical simulation．In addition,an optimal method was put forward to determine the pipeline design pressure and the size of a slug catcher．The resuhs showed that(1)because the over-pressure phenomenon at the starting point of a pipeline is not striking when the gas-phase superficial velocity in the pipeline is 2-6m／s，the gas phase velocity in the pipeline should be controlled within this scope；(2)the startpomt pressure peak and terminal drainage volume of pipelines would increase with the decrease of gas-phase superficial velocitv or gas liquid ratio，while the increasing degree in different pipelines is not consistent，i．e．the longer a pipeline or the bigger the elevation difference between the starting and terminal point of a pipeline，the greater the increasing degree will be；and(3)the pipeline design pressure and the size of a slug catcher should be determined based on the low gas-phase velocity and low gas liquid ratio which may be encountered at the later stage of pipeline operation．The achieved conclusions and recommendations provide effective guidance for the optimal design and pigging operation of high sulfur gas liquid mixed transmission pipelines in the ruture．

Keywords：high sulfur gas-liquid mixed transmission pipelines，pigging process，transient flow characteristics，pipelinc design pressure，slug catcher，optimal design

氣液混輸管道中的低洼與_L升管段極易產生段塞流，需要定期清管以消除管內積液、降低管內腐蝕、提高管輸效率并減輕終端處理負擔^[1-3]。國外早在20世紀60年代便開始了多相流管道清管研究，取得了一定的成效，建立了McDonald-Baker^[4]、Barua^[5]、Kohda^[6]、Minami^[7]、TACITE^[8]、PeTra^[9]等清管分析模型，為多相流管道清管數值模擬提供了理論基礎。國內梁志鵬^[10]建立了一個瞬態(tài)清管分析模型，李玉星等^[11-13]對氣液混輸管道清管中清管時間、清管器運行速度等參數進行了數值模擬，喻西崇等^[14-15]采用OLGA軟件對海底油氣混輸管道清管過程中流體的瞬態(tài)流動規(guī)律進行了分析，王熒光等^[16-17]將Barua穩(wěn)態(tài)模型與TACITE編碼瞬態(tài)模型結合，對蘇里格氣田集輸管線的清管過程進行了瞬態(tài)模擬研究。以上研究對象均為油氣混輸管道或含硫量較低的氣液混輸管道，而專門針對高含硫氣液混輸管道清管工況瞬態(tài)流動規(guī)律的研究成果還未見公開報道。

1　清管分析模型建模方法

采用OLGA軟件對高含硫氣液混輸管道清管瞬態(tài)工況進行數值模擬之前，需要預先建立管道的穩(wěn)態(tài)模型。在穩(wěn)態(tài)模型的基礎上建立清管瞬態(tài)分析模型，主要包括設定清管器收發(fā)球位置、模擬時間、發(fā)球時間、清管器和管壁之間的靜摩擦力與動摩擦力、清管器與管壁液膜之間的黏性摩擦力、清管器直徑等諸多參數。其中，清管器收發(fā)球位置、清管器與管壁之間的靜摩擦力、動摩擦力、清管器與管壁液膜之間的黏性摩擦力等參數的設置合理與否對模擬結果將產生重要影響。

1．1　清管器收發(fā)球位置

清管器發(fā)球位置一般設置在距管道起始點l～10m位置處，而接球位置一般設置在管道終端。需要特別注意的是，清管器發(fā)球位置不能設置在管道起始點處，原因在于OLGA軟件默認管道起點處為清管球發(fā)球裝置的盲板，必須要距離發(fā)球裝置卣板一定距離才能在清管器前后建立起發(fā)球壓差從而發(fā)球。

1．2　靜摩擦力(F0)

靜摩擦力一般需根據經驗采用試錯法來設定，參數設定原則為：清管前后壓差越大，該參數可設置較大；反之，可設置較小。此參數如設置不當將導致清管瞬態(tài)工況無法模擬或模擬結果會出現(xiàn)壓力過高、溫度過低等異常情況，此時可調整該參數設定值大小，直到不再出現(xiàn)此類問題為止。在實際建模中其經驗設定值一般為3000～13000N。

1．3　動摩擦力(Fw)

清管器與管壁之間的動摩擦力取決于清管器和管壁之間的接觸程度。因此，隨著清管器運行速度的增加，清管器和管壁之間的動摩擦力將減小，這主要是由于清管器和管壁之間的接觸減少所致，町通過動摩擦系數來調整，其計算公式為：

Fw＝max(0，F0-¦w½Up½)sgn(Up)　　　　  (1)

式中¦w為清管器與管壁間的動摩擦系數，其取值范圍一般為3500～9000(N·s)／m；Up為清管器平均運行速度，m／s。

1．4　黏性摩擦力(Fv)

當清管器開始運行后，沿著清管器的流體會與清管器之間產生黏性摩擦，這主要是由于流體具有黏性造成的，其汁算公式為：

Fv＝¦1Up+¦2Ip½Up½ 　　　　　   (2)

式中¦1為內摩擦系數(線性摩擦系數)，(N·s)／m，其取值范圍一般為6～10(N·s)／m；¦2為二次摩擦系數，(N·s²)／m²，其取值范圍一般為1500～4000(N·s²)／m²。

2　清管工況瞬態(tài)流動規(guī)律

2．1　基本建模參數

某高含硫氣田各生產井H2S含量的變化范圍為2.15％～2.65％，CO2含量的變化范圍為2.86％～4.03％。選取5個測試井段天然氣組分的平均含量作為原料氣干基組成數據(表1)。同時以該高含硫氣田001-26井®26井集氣站和28井®集氣總站這2條氣液混輸管道為例，并結合這2條管道的現(xiàn)場實際生產數據，確定相應管道清管工況建模參數如表2所示，2條管道高程如圖1所示。

 

 

 

2．2　模擬結果分析

2．2．1清管工況瞬態(tài)流動規(guī)律

為簡化起見，僅以001-26井®26井集氣站氣液混輸管道實際清管作業(yè)為例，分析清管過程中管道起點壓力、管道終端液體流量等工況參數的變化規(guī)律。

2．2．1．1管道起點壓力變化規(guī)律

清管時管道沿線的壓力會隨著清管時間而不斷發(fā)生變化，特別是管道起點處的壓力可能會超過管道設計壓力而出現(xiàn)安全風險。為此，選取管道起點作為壓力監(jiān)測點，清管過程中管道起點壓力隨時間的變化規(guī)律如圖2所示。由圖2可知，當清管器進入管道后(1500s時)，管道起點由于需要憋壓來發(fā)射清管器，會出現(xiàn)壓力的急劇增加，但隨著清管器不斷向下游運動，清管器前面的液塞不斷影響管道起點處的壓力，使得起點壓力出現(xiàn)較大的波動變化。當清管器距起點較遠時，隨著管內段塞長度的減小以及積液的不斷排出，管道起點壓力開始下降，最后到清管器離開管道時(5200s時)，管道起點壓力基本保持平衡。在清管過程中出現(xiàn)的管道起點壓力峰值為8.82MPa，為管道正常運行工況下起點壓力的1.07倍。因此，清管作業(yè)中管道起點壓力的超壓幅度需要特別注意。

 

2．2．1．2管道終端液體流量變化規(guī)律

清管過程中管道終端液體瞬時質量流量和累計液體量這2個參數是設計終端段塞流捕集器的基礎依據，圖3給出了001-26井®26井集氣站管道清管過程中終端液體流量變化規(guī)律。由圖3可知，管道終端液體瞬時質量流量會隨著清管時間發(fā)生劇烈波動，最大值約為7kg／s，可能會超過管道終端段塞流捕集器設計尺寸而出現(xiàn)溢流現(xiàn)象，特別是對于高含硫氣液混輸管道，其積液中存在高含量H2S等劇毒物質可能會對周圍環(huán)境造成安全風險。此外，通過模擬管道終端累計液體體積流量，可得出管道在清管過程中排液急劇增大時段內的總排液量，可為管道終端段塞流捕集器容量設計提供參考。

 

2．2．2參數敏感性分析

管內氣相流速、原料氣氣液比等參數對清管過程中的管內流體瞬態(tài)流動狀況具有重要影響。為此，以001-26井®26井集氣站和28井®集氣總站2條氣液混輸管道為例，分別對這2條管道開展管內氣相流速和原料氣氣液比等參數的敏感性分析，以考察其對清管過程的影響。

2．2．2．1管內氣相流速的影響

只改變相應清管分析模型中的管內氣相流速，對管內氣相流速為0.22m／s、0.44m／s、0.79m／s、1.56m／s、2.32m／s、3.11m／s、3.87m／s、4.66m／s、5.43m／s、6.17m／s、6.87m／s、7.60m／s、8.50m／s、9.60m／s等共計14種工況分別開展仿真分析，以考察管內氣相流速對清管過程的影響。

1)對管道起點壓力的影響。清管作業(yè)中管道沿線壓力均將出現(xiàn)一個較大的峰值，特別是管道起點壓力可能超過設計壓力而出現(xiàn)安全隱患。前述2條管道在不同管內氣相流速下起點壓力峰值變化情況如圖4所示。由圖4可知，清管過程中管道起點壓力峰值增大幅度均隨管內氣相流速的增大呈現(xiàn)先減小然后趨于穩(wěn)定最后再增大的趨勢：當管內氣相流速為0.2m／s時，管道起點壓力增大幅度可達9％，即超過正常壓力1.09倍；而當管內氣相流速介于2～6m／s時，清管過程管道起點壓力超壓現(xiàn)象不明顯。出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因在于：當管內氣相流速較小時，管內積液較多，此時由地形起伏產生的重力壓降在總壓降中占主導地位，導致管路總壓降較大，而當管內氣相流速較大時，沿程摩阻壓降將增大，也會導致管路總壓降增大，進而導致管道起點壓力升高。因此，建議在清管操作過程中宜將管內氣相流速控制在2～6m／s范圍內，保證清管作業(yè)的安全。

2)對管道終端總排液量的影響。清管過程中2條管道終端在排液量急劇增加時段內的總排液量如圖5所示。由圖5可知，不同氣相流速對清管過程中管道終端排液量急劇增加時段內總排液量的變化將產生顯著影響。隨著管內氣相流速的增大，管道終端總排液量呈現(xiàn)逐漸遞減的趨勢，這是由于隨著管輸量的增加，管內氣流速度增大，氣體的攜液能力增強，管內總積液量減少，因而清管過程中管道終端總排液量也將減少。

 

2．2．2原料氣氣液比的影響

只改變相應模型中的原料氣液比，對氣液比為1×10⁴、2×10⁴、3×10⁴、4×10⁴、5×10⁴、6×10⁴、7×10⁴、8×10⁴、9×10⁴、10×10⁴、13×10⁴、16×10⁴、19×10⁴、22×10⁴m³／m³等共計14種工況分別開展仿真分析，以考察原料氣氣液比對清管過程的影響。

1)對管道起點壓力的影響。2條管道在不同原料氣氣液比下的管道起點壓力峰值變化情況如圖6所示。由圖6可知，原料氣氣液比也對清管過程管道起點壓力的變化具有重要影響，即：當原料氣氣液比低于4×10m³／m³時，清管過程中管道起點壓力峰值則隨原料氣氣液比的減小而快速增大，尤其當原料氣氣液比小于1×10⁴m³／m³后，清管過程中的管道起點壓力峰值將增大到正常生產工況下管道起點壓力的l.1～1.3倍。

 

2)對管道終端總排液量的影響。2條管道在不同原料氣氣液比下的管道終端在排液量急劇增加時段內的總排液量如圖7所示。由圖7可知，原料氣氣液比對管道終端總排液量的影響表現(xiàn)為：清管過程中管道終端總排液量與原料氣氣液比之間呈反比關系，即隨著氣液比的不斷減小，清管過程中管道終端在排液量急劇增加時段內的總排液量將更多。因此，在設計段塞流捕集器尺寸時應充分考慮氣田開發(fā)后期可能會遇到的含水量增大的工況。

 

3　管道設計壓力與段塞流捕集器尺寸優(yōu)化確定方法

由前述分析可知，隨著管內氣相流速和氣液比的減小，清管過程中管道起點壓力峰值和管道終端總排液量均將增大，而隨著氣田開發(fā)時間的延長，必然會出現(xiàn)氣井產量減小而含水量增大的現(xiàn)象。在上述兩個因素的疊加作用下，可能使得管道在清管過程中起點壓力與終端排液量進一步增大，導致超過設計工況而出現(xiàn)安全風險。為此，以前述分析的2條氣液混輸管道為例，分析管道在可能遇到的較惡劣工況(即管內氣相流速與原料氣氣液比均較小)下的管道起點壓力和終端排液量的變化規(guī)律。其中，管道的清管工況模擬參數見表3，計算結果如表4與圖8、9所示。

 

 

 

 

由表4與圖8、9可知，當管內氣相流速與氣液比均減小時，清管過程中管道的起點壓力峰值和終端排液量均將增大，但不同管道的增大幅度并不一致，體現(xiàn)出的基本規(guī)律為：管道越長或高程差越大，清管中管道的起點壓力峰值和終端排液量增大幅度越大。其中，對管道較長高程差較大的28井®集氣總站管道而言，在管道運行到后期可能遇到的惡劣工況下清管過程中管道起點壓力將比管道運行初期正常運行工況下的起點壓力增大1.35倍，而終端排液量則比管道運行初期清管過程中的排液量增大1.41倍。

因此，高含硫氣液混輸管道在設計階段應根據管道運行后期可能會遇到的低管內氣相流速與低氣液比工況參數來確定管道合理的設計壓力與段塞流捕集器尺寸。若管道運行后期的管內氣相流速與氣液比工況參數在設計階段不便確定時，管道設計壓力與段塞流捕集器尺寸至少應按設計階段相關計算結果的l.3～1.5倍來估算，以保證系統(tǒng)的本質安全。

4　結論

1)當管內氣相流速介于2～6m／s時，清管中管道起點壓力超壓現(xiàn)象不明顯，清管時宜將管內氣相流速控制在此范圍內。

2)當管內氣相流速或氣液比減小時，清管中管道起點壓力峰值和終端排液量均將增大，但不同管道的增大幅度并不一致，管道越長高程差越大，其增大幅度越大。

3)高含硫氣液混輸管道在設計階段應根據管道運行后期可能會遇到的低管內氣相流速與低氣液比工況參數來確定管道合理的設計壓力與段塞流捕集器尺寸。若管道運行后期鈞管內氣相流速與氣液比工況參數在設計階段不便確定時，管道設計壓力與段塞流捕集器尺寸至少應按設計階段相關計算結果的1.3～1.5倍來估算，以保證系統(tǒng)的本質安全。

 

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本文作者：岑康  江鑫  朱遠星  楊靜  昝林峰

作者單位：西南石油大學土木工程與建筑學院

  中國石油集團工程設計有限責任公司西南分公司