蘇越 李曉平 孟凡華 陳磊 薛楊

1中國石油大學（北京）油氣管道輸送安全國家工程實驗室

2中國石油天然氣集團有限公司煤層氣開采先導實驗基地

天然氣管道在輸送過程中，伴隨著地形的起伏以及壓力和溫度的降低，管道中會形成積液。管線中的積液量隨著時間的增長會逐漸增大，從而占據管道截面的輸氣面積，增大管道的流動阻力，從而降低管道的輸氣能力[1-3]，且在一定的低溫下會形成水合物，造成冰堵事故的發(fā)生[4]。因此，管線中的積液必須及時清除，而如何確定清管周期則是一個關鍵的問題。

目前決定管線的清管周期有3個因素，分別是管線的最大允許壓降、最大允許積液量和最小輸氣效率[5]。

（1）最大允許壓降是針對某些管線進口壓力過大時會造成壓縮機的停機，因此規(guī)定了進口的最大壓力。

（2）最大允許積液量則是有些管線下游會裝有捕集器，如果積液量大于捕集器的最大容量，則必須進行清管作業(yè)，對于沒有安裝捕集器的管線，一般無此要求。

（3）輸氣效率則是根據管道運行過程中的具體參數進行計算得到的結果，一般規(guī)定當輸氣效率小于90%時，需要進行清管[6]。

輸氣效率在流量、溫度等物理參數保持不變的情況下，從本質上來說也是通過進出口壓力計算得到的，因此在同時規(guī)定了管線最大允許壓降的情況下，要對比最小輸氣效率下的壓降與最大允許壓降，較低的則作為判定清管周期的依據。對于有積液生成的管線，壓降的升高主要也是由于積液量的增大而引起的，所以當輸氣效率降低到清管標準時，也會對應著一個最大允許積液量，同樣需要與捕集器的最大處理量進行比較來判定是否需要清管。這三個判斷條件相互耦合，并不是獨立判斷清管周期的條件。有些管道沒有安裝捕集器或者造成壓縮機停機的壓力遠大于管線運行時的進口壓力，這時管線的輸氣效率則是判斷是否清管的最主要因素。而在實際生產過程中，管道的實際輸量可能遠小于規(guī)定的實際輸量，使得輸氣效率遠低于90%，為了避免頻繁清管，此時的最小輸氣效率還需根據生產情況決定[7-11]。

1 輸氣效率的計算

輸氣效率E是反映輸氣管道臟度的一個物理量，表明了實際運行情況偏離理想計算條件的程度。美國Panhandle 和前蘇聯天然氣研究所后期研究公式中均引入了輸氣效率的計算公式，其基本計算公式為[12-15]

式中：E為輸氣效率；Q為管線在標準狀況下（壓力p0=101 325 Pa，溫度T0=293 K）的實際輸量；Qr為管線在標況下的設計輸量，也就是通過理論計算得到的輸量。

在等溫穩(wěn)態(tài)且考慮高程差的情況下，輸氣管線的設計輸量計算公式為

式中：pQ是管道起點的絕對壓力，Pa；pz是管道終點的絕對壓力，Pa；D為管道內徑，m；λ為水力摩阻系數；Z為天然氣在管段平均溫度壓力下的壓縮因子；Δ 為天然氣的相對密度；T為管線運行時的平均溫度，K；L為所取管段長度，m；sz為管道終點與起點的高程差，m；si為第i段管道終點的高程，m；li為第i段管道的長度，m；常數C0=0.038 48。

摩阻系數λ的計算公式多種多樣，由于輸氣管道輸氣過程中氣體的流態(tài)大多處于紊流區(qū)，因此選用針對紊流計算精度較高的C-W 公式，大量的現場實測和實驗數據都證明了該公式的準確性[13-14]。C-W公式為

式中：ε為管壁的絕對粗糙度，mm；Re為雷諾數。

氣體的相對密度Δ 為氣體的密度與干空氣密度的比值，其表達式為

式中：ρa為標準狀況下的空氣密度，取值為1.237 kg/m3；ρ為標準狀況下的天然氣密度，通過BWRS方程進行迭代求解。

由于摩阻系數λ的計算公式是一個隱式方程，同樣需要用計算機進行迭代求解，因此采用JAVA語言進行編程，程序框圖如圖1所示。

2 不同輸量管線積液情況分析

通過OLGA軟件模擬出有積液生成之后的壓降變化，計算出在該壓降下的理論輸氣量，并與實際輸氣量對比計算出輸氣效率，從而判斷是否需要清管。為了對比輸量大小對積液情況的影響，對輸量較小的樊四集氣站至處理中心管線以及輸量較大的普光氣田D404～D405管線分別進行了模擬。

圖1 計算輸氣效率的程序框圖Fig.1 Program block diagram of gas transportion efficiency calculation

2.1 長治氣田A集氣站至處理中心管線

管線輸量為217 152 m3/d（在0 ℃、1個標準大氣壓下，下同），L245管線規(guī)格為355.6 mm×6.3 mm，全長10.04 km，最高點海拔756 m，最低點海拔650 m。管道的走勢如圖2所示。

圖2 樊四至處理中心管線路由圖Fig.2 Routing map from Fansi Gas Collection Station to the processing center

氣體組分以甲烷為主，平均含量達到98.94%，其次含少量CO2和N2，不含H2S，相對密度為0.5642。具體氣體組分含量如表1所示。

該管線目前清管周期為10 天左右，管線進口最大壓力規(guī)定不得超過1.2 MPa，未安裝液體捕集器，因此無最大允許積液量限制。

表1 樊四至處理中心管線氣體組分Tab.1 Gas composition of pipeline from Fansi Gas Collection Station to the processing center

2.2 普光氣田D404～D405管線

管線輸量為220×104m3/d，L360 管線規(guī)格為273 mm×17.5 mm，管線全長1 524 m，最高點海拔823.19 m，最低點海拔664.2 m。管線走勢如圖3所示。

圖3 普光D404～D405管線路由圖Fig.3 Routing map of Puguang D404～D405 pipeline

該管線中氣體組分含量如表2所示。

表2 普光D404～D405管線氣體組分Tab.2 Gas composition of Puguang D404～D405 pipeline

普光D404～D405管線目前清管周期在3個月至半年左右，最大進口壓力限制在9.6 MPa。

2.3 模擬結果

管線的進口壓力以及總積液量通過OLGA進行模擬，輸氣效率運用編制的程序進行計算，其隨時間變化的結果如圖4所示。

通過對以上結果分析可知，隨著時間的增長，管線輸氣效率呈下降趨勢，而進口壓力與總積液量均呈現一個上升的趨勢。對于樊四管線而言，在大約一個清管周期內（10 天），管線的積液量持續(xù)增長，并沒有達到飽和，而輸氣效率在第10 天降至60%左右，此時由于積液的影響，管線的輸氣能力偏離理想狀態(tài)十分嚴重。而對于普光D404～D405管線來說，在管線運行大約2 000 s 左右，積液量與進口壓力就已經達到了一個平衡，此時輸氣效率也達到了一個穩(wěn)定值不再下降，約為97.4%。

圖5為普光D404～D405管線出口液體流量與積液量隨時間變化的關系，可以看出管線出口有液體流出的時間點跟管線內積液達到平衡的時間點基本一致，所以可以認為，當該管線出口有液體流出時，該管線內的積液就不再增加，也就是說普光D404～D405管線積液沒有進一步堆積的過程。

圖4 管線進口壓力、總積液量及輸氣效率隨時間的變化Fig.4 Changes of inlet pressure，total volume of fluid and gas delivery efficiency with time

圖5 普光D404～D405管線積液量以及出口液相流量隨時間的變化Fig.5 Changes of liquid loading and liquid flow at outlet with time in Puguang D404～D405 pipeline

兩條管線在積液分布上也存在很大的差異，如圖6所示。

圖6 管線積液分布情況Fig.6 Distribution of liquid loading of pipeline

從管線積液的分布情況可以看出，樊四管線的積液堆積在三個上傾處，最大持液率能夠達到0.28左右。普光D404～D405 管線積液幾乎平鋪在整條管線上，且最大持液率僅有0.002 2 左右。根據以上的分析可以認為，普光D404～D405 管線僅僅會在管壁上形成一層很薄的液膜，并沒有積液的形成。

普光D404～D405 管線這種迅速平衡的情況并不意味著完全不需要清管，根據現場數據可知，當管線進口壓力達到9.5 MPa 時，仍要進行清管，而根據OLGA 的模擬，管線進口最終壓力僅平衡在9.16 MPa，之后不會繼續(xù)上升，所以一定有積液之外的因素影響使得壓力繼續(xù)升高，可能是管線腐蝕，或是固體雜質的沉降，統(tǒng)一將其視為管壁當量粗糙度變大[15-16]。對于這種輸量較大，沒有積液持續(xù)堆積的管線來說，積液量不會成為影響輸氣效率的最關鍵的因素。

3 積液形成臨界流量的計算

根據以上模擬分析的結果可知，兩條管線的積液情況有著很大的差異，樊四至處理中心管線積液嚴重，對管線的輸氣效率影響很大，而普光D404～D405管線幾乎不受積液的影響。為了驗證輸量是造成兩條管線差異的最主要因素，將運行10天的樊四至處理中心管線輸量由原先的217 152 m3/d提升至2 000 000 m3/d，并在運行1 h 后恢復輸量，其積液量隨時間的變化如圖7所示。

圖7 提升輸量后樊四管線的積液量隨時間變化Fig.7 Liquid loading change of Fansi Pipeline with time after lifting throughout

提升輸量后，管線的總積液量迅速降為0，恢復輸量后，積液量又繼續(xù)增加，且增大的趨勢與前10 天的趨勢一致。根據這一結果可以認為，對于積液嚴重的管線，提升輸量對管線積液進行吹掃是一個有效的清除手段。

由于增大輸量的過程會造成管線進口壓力的升高，對壓縮機等設備存在潛在的風險，因此必須尋求一個能剛好將積液排出的臨界流量。根據積液分布的模擬結果可知，若管線內沒有積液，那么當管線的積液平衡時，液相必然平鋪在管線上，無段塞流形成。因此將起伏管線中無段塞流形成的臨界流量視為無積液形成的臨界流量。劉曉倩等[17]在FLAT 模型的基礎上給出了在氣體流量不變時臨界傾角的計算公式，如果將整條管線中最大的傾角視為臨界傾角，此時求出的氣體流量就為臨界氣體流量。

起伏管道中形成段塞流的臨界條件如下：

以Taitel和Dukler的分層流模型（簡稱FLAT模型）為假設基礎，該模型認為氣液相界面為同一水平面[18]，如圖8所示。

圖8 FLAT分層流模型示意圖Fig.8 Schematic diagram of FLAT layered flow model

基于FLAT模型的持液率計算公式為

根據公式可知，求解該模型還需要已知氣體密度ρg和液面高度hl。其中氣體密度ρg可以通過BWRS 進行迭代求解，液面高度hl通過Taitel-Dukler 方程迭代求解。最終將氣體密度ρg和液面高度hl代入公式中即可求出積液形成的臨界流量[19-20]。

運用OLGA軟件對樊四至處理中心管線運行10天后輸量提升至計算出的臨界流量，并同時對增大和減小10%的臨界流量進行模擬，其總積液量隨時間的變化如圖9所示。

圖9 臨界流量下的總積液量變化Fig.9 Change of total liquid loading under critical flow rate

根據模擬結果可知，在該臨界流量下，可以有效地將管線中的積液吹掃排空，可以視為達到了清管的目的，在臨界流量下仍會有部分液體殘留在管線中，但是此時不會形成段塞流，使得管線的輸氣效率大幅度下降。若將流量提升10%，管線內積液幾乎全部排出，但是此時會伴隨著壓力的增大，如果在該壓力下不會造成壓縮機停機或其他儀器設備的損壞，可以適當將流量增大；而在臨界流量減少10%的情況下，積液仍有部分剩余，無法達到清管的目的。

4 結論

利用OLGA軟件對輸量較小的樊四至處理中心管線和輸量較大的普光D404～D405 管線進行了模擬分析，并且利用JAVA語言編制了計算輸氣效率的程序，認為氣體流量的不同是影響管線內是否積液的最主要因素，并且最終給出了臨界流量的計算公式。

（1）對于流量較大的管線，管線內的積液不會一直呈現上升趨勢，且達到平衡時間較快，如果最終平衡時管線的實際輸量與理論輸量接近，持液率很低且不存在段塞流的話，認為管線沒有明顯的積液形成。

（2）對于有積液形成的管線，提升輸量后可以有效地將積液吹掃出來，是一種有效的清管手段。

（3）由于提升輸量會造成管線的壓力臨時升高，容易對壓縮機等儀器造成破壞，因此需要求出一個臨界流量來進行清管。認為管線中無段塞流形成為無積液形成的臨界條件，給出了具體的臨界流量的計算公式，并對其進行了驗證。