黃 平，馬庭紅，林 波，劉小斌

(西南油氣田蜀南氣礦，四川 瀘州 646000)

1 頁巖氣外輸干線概況

1.1 壓氣站概況

頁巖氣外輸干線線路總長度 118.1 km，設計壓力 6.3 MPa，管徑DN800，設計集輸氣能力1200×104m3/d。A輸氣站為該外輸干線末端站點，主要接收該外輸干線上游來氣，其中一部分通過低輸進入川渝管網(wǎng)沿線供用戶使用，其余部分進入B壓氣站，經(jīng)過分離、過濾，增壓后再輸往國家管網(wǎng)，如圖1所示。

圖1 頁巖氣外輸干線示意圖

B壓氣站主要對上游輸氣站來氣經(jīng)過分離、過濾，增壓后再通過上游輸氣站輸往川渝管網(wǎng)，設計壓力 6.3 MPa，設置 2 臺3.6 MW變頻電驅離心式壓縮機組；2019年9月投運后，該外輸干線每日最大輸氣能力提升為1700萬m3。

C壓氣站主要接收某公司和油田集輸?shù)捻搸r氣，經(jīng)場站分離除塵、過濾，進入壓縮機增壓后輸往輸氣處A輸氣站，設計壓力 6.3 MPa，設置1臺8.8 MW國產(chǎn)電驅離心式壓縮機組；2020年9月投運后，頁巖氣外輸干線日輸氣能力達2150萬m3，進一步疏通了某區(qū)塊頁巖氣外輸?shù)墓芫W(wǎng)瓶頸。

1.2 頁巖氣外輸干線3臺機組概況

1.2.1 B壓氣站機組概況

B壓氣站機組設計壓力6.3 MPa，設計輸量954～1188×104m3/d，站內低壓分輸34～115×104m3/d；進站壓力3.83～4.3 MPa、增壓后出站5.3～5.87 MPa，低壓分輸2.5～3.4 MPa；操作溫度10～54.74 ℃。場站安裝有PCL402變頻電驅離心式壓縮機2套，阿特拉斯螺桿空壓機2套，油站潤滑系統(tǒng)2套，旋風式分離器3臺，臥式分離器3臺，匯氣管1臺，如圖2所示。

圖1 頁巖氣外輸干線示意圖

B壓氣站自2019年10月27日起壓縮機組啟機正式加載試運行，截至2021年4月30日，1號機組累計運行10935.67 h，處理氣量23.76×108m3，2號機組累計運行10515.89 h，處理氣量22.97×108m3。B壓氣站主要耗電設備為：壓縮機三相異步電動機、空壓泵電機、油站電機、油空冷電機、 空冷器電機、消防泵電機等。2019年10月27日投產(chǎn)至2021年4月30日，總耗電量為5299.2萬kW·h，平均電費率為0.64(元/kW·h)。

1.2.2 C壓氣站機組概況

C壓氣站壓縮機組設計壓6.3 MPa，設計輸量1717～2006×104m3/d，最大增輸能力2102×104m3/d；最高轉速9374 r/min，額定轉速8927 r/min，進站壓力4.13～4.46 MPa，增壓后出站壓力5.4～6.05 MPa；分輸?shù)蛪河脩魤毫Α?.0 MPa；進站溫度12.16～20 ℃；增壓后出站溫度31.07～43.4 ℃。場站安裝有PCL-502變頻電驅離心式壓縮機組1套，壓縮機空氣撬2套，油站系統(tǒng)1套，臥式分離器4臺，匯管1臺，放空點火裝置1臺。

C壓氣站自2020年9月16日起壓縮機組啟機正式加載試運行，截至2021年4月30日，機組累計運行4907.54 h，處理氣量33.32×108m3，其中機組日均處理氣量最多為1698.32×104m3，進氣壓力4.12～4.56 MPa，排氣壓力4.71～5.13 MPa，壓縮機轉速保持在8200 r/min左右，加載負荷為80%。

C壓氣站(圖3)主要耗電設備為：壓縮機三相異步電動機、空壓泵電機、油站電機、油空冷電機、空冷器電機、消防泵電機等。2020年9月16日投產(chǎn)至2021年4月30日，總耗電量為2324.53萬kW·h，平均電費率為0.7069(元/kW·h)。

2 目前3臺機組運行工況

自2020年9月C壓氣站投用至今，某集輸干線日輸氣量由1800萬方降低至1350萬方，偏離C壓氣站的設計工況。D脫水站出站壓力由5.3 MPa降至4.4 MPa；A輸氣站低輸氣量由300萬方/日提升至700萬方/日；偏離納溪壓氣站的設計工況。

圖3 C壓氣站主要設備關系圖

根據(jù)頁巖氣外輸干線輸氣量、D脫水站出站壓力，結合A輸氣站高低輸氣量，蜀南氣礦先后摸索了三種運行模式，即3臺機組同時運行、C壓氣站單獨運行、B壓氣站單獨運行，下面就每種模式分別選擇一種典型工況進行分析。由于實際運行工況多數(shù)偏離了設計工況，無法得到機組對氣體做功過程的多變指數(shù)，只能以絕熱指數(shù)(取1.34)來計算(由于熱阻的存在，絕熱效率高于多變效率)，用絕熱效率定性反映損失的大小，比較各工況下壓縮機組性能優(yōu)劣：

2.1 3臺機組同時運行

2021年1月2日08：00頁巖氣外輸干線壓縮機運行情況：C壓氣站生產(chǎn)時間24 h，壓縮機進氣壓力4.28 MPa，排氣壓5.13 MPa，電機電流642 A，轉速7278 r/min，瞬時1635萬方/日；B壓氣站：生產(chǎn)時間24 h，壓縮機進氣壓力4.38 MPa，排氣壓力5.17 MPa，電機電流177 A，轉速9620 r/min，處理氣量1350萬方/日，低輸250萬方/日，頁巖氣外輸干線總量1600萬方/日。

2.1.1 C壓氣站壓縮機工況分析

基準狀態(tài)下機組轉速為轉速7278 r/min時流量為1635萬方/日，換算成進口狀態(tài)下流量15500 m3/h；根據(jù)相似理論，結合PCL502性能曲線可知該工況下機組效率為80%；把機組兩級做功過程近似為無冷卻的多變壓縮；計算得出C壓氣站機組功率為4264 kW。絕熱壓縮功率為3475 kW，絕熱效率為81.49%，如圖4。

圖4 興文壓縮機實際運行多變效率和總耗功率

2.1.2 B壓氣站壓縮機工況分析

此工況下B壓氣站2臺離心式壓縮機組同時運行，單臺機組處理氣量630萬方/日以上；超出設計工況，效率低能耗高，無法通過多變效率計算多變功率和總耗功率。根據(jù)離心式壓縮機組電機輸出電壓和電流，按照功率因子0.9計算，離心式壓縮機總耗功率為2327.4 kW。絕熱指數(shù)取進排氣條件的平均值為1.34，得出絕熱壓縮功率為1312 kW，絕熱效率為56.37%，如圖5。

圖5 納溪壓縮機實際運行效率和總耗功率

2.2 C壓氣站單獨運行

2021年4月24日08：00頁巖氣外輸干線壓縮機運行情況：C壓氣站生產(chǎn)時間24 h，壓縮機進氣壓力4.12 MPa，排氣壓力5.58 MPa，電機電流793 A，轉速8810 r/min，瞬時流量1480萬方/日；D脫水站中心站出站壓力4.44 MPa；納溪壓氣站1#、2#壓縮機停機，頁巖氣外輸干線氣量1398萬方/日。

基準狀態(tài)下機組流量為1480萬方/日，換算成進口狀態(tài)下流量14584 m3/h；利用相似理論，結合PCL502性能曲線得出該工況下機組多變效率為85%。把機組兩級做功過程近似為無冷卻的多變壓縮，計算得出C壓氣站壓縮機總耗功率為5897 kW；絕熱壓縮功率為5355 kW，絕熱效率為91.43%，如圖6。

圖6 C壓氣站單獨運行實際效率

2.3 B壓氣站單機運行

2021年5月15日08：00頁巖氣外輸干線壓縮機運行情況：C壓氣站生產(chǎn)時間0小時；納溪壓氣站1# 壓縮機運行24 h，2# 壓縮機運行0 h，1#機進氣壓力3.65 MPa，排氣壓力4.84 MPa，轉速12266 r/min，電流229 A，處理瞬量661萬方/日，低輸瞬量688萬方/日，頁巖氣外輸干線瞬量1349萬方/日，D脫水站出站壓力4.48 MPa。此時B壓氣站超出機組設計工況，效率較低。根據(jù)電機輸出電壓、電流、功率因子，計算得出該工況下總耗功率3570 kW，絕熱壓縮功率為2212 kW，絕熱壓縮效率61.97%，如圖7。

圖7 納溪西站單機運行實際工況

3 能耗分析及下一步運行調整

3.1 3種運行模式能耗對比

根據(jù)前面3種運行模式典型工況分析結果：(1)3臺機組同時運行時，機組總能耗最高，但B壓氣站2臺離心式壓縮機組偏離設計較遠，屬于大流量工況，葉輪葉片進口氣流為負沖角，沖擊損失增大，絕熱效率最低(僅為56%)；(2)C壓氣站壓縮機單獨運行時，機組總耗功率居中，絕熱效率最高(約為91%)；(3)B壓氣站單機運行時，機組總耗功率最少，但機組仍處于大流量工況，進口氣流形成負沖角，絕熱效率偏低(約為62%)。

表1 3種不同運行模式能耗對比

隨著某頁巖氣產(chǎn)量逐漸降低，A輸氣站低輸氣量維持在600～800萬方/日，未來3臺機組同時運行不符合分公司高質量發(fā)展要求。為進一步降低機組運行成本，在不影響產(chǎn)量的前提下，需要重新摸索機組運行模式。

3.2 摸索機組運行模式

結合目前頁巖氣外輸干線運行情況，以2020年5月19日為例，D脫水站出站壓力4.53 MPa；B壓氣站進氣壓力3.67 MPa、出站壓力4.83 MPa；A輸氣站高輸684萬方/日，低輸686萬方/日。

前面已經(jīng)分析了B壓氣站單機運行模式，因偏離壓縮機設計工況較遠效率較低。下面我們探索兩臺機組同時運行的情況，此時單機處理量342萬方/日，結合PCL402性能曲線，此時轉速為9844 r/min，平均分子量為16.276，假設B壓氣站進出站壓力不發(fā)生變化，進氣溫度為15.6 ℃(設計值)，絕熱系數(shù)為1.34，多變效率取82%。壓縮過程近似為無冷卻多變壓縮，計算得出該工況下壓縮機功率為1400 kW，綜合合性能曲線進行驗證，雙機共消耗功率2800 kW，比單獨運行一臺機組的能耗(3.5 MW)還要低，如圖8，9。

圖8 B壓氣站2臺機組單獨運行

圖9 B壓氣站兩臺機組單獨運行總耗功率

3.3 根據(jù)歷史運行數(shù)據(jù)進行驗證

表2分析了B壓氣站自投運以來實際月度消耗電量情況；根據(jù)每月實際消耗電量和兩臺機組累計運行時間，可知B壓氣站平均消耗功率在1438～3625 kW之間波動(包含場站空壓機及生活用電)，機組實際平均功率1400～3600 kW之間。

表2 B壓氣站平均消耗功率

其中2020年1月2臺機組累計運行1354.75 h，累計處理氣量23602萬方，每臺機組處理氣量為380萬方/日，B壓氣站累計消耗電量194.901 kW·h，機組平均功率在1400 kW左右。由于C壓氣站此時并未投產(chǎn)，B壓氣站雙機運行，和目前工況正好相似，佐證了我們理論分析的合理性。

4 壓縮機組設計選型探討

隨著某頁巖氣產(chǎn)量逐漸降低，A輸氣站低輸氣量維持在600～800萬方/日，3臺機組均已偏離最初設計，結合前面分析可知C壓氣站壓縮機流量富余過多，B壓氣站單臺機組流量偏于保守，下面我們根據(jù)現(xiàn)有工況對離心式壓縮機組選型進行探討。

4.1 使用?；▽壓氣站進行選型

4.1.1 確定設計工況

根據(jù)目前頁巖氣外輸干線運行情況(D脫水站出站壓力4.53 MPa；B壓氣站進氣壓力3.67 MPa、出站壓力4.83 MPa；A輸氣站高輸684萬方/日，低輸686萬方/日)，利用離心式壓縮機相似理論，重新選擇1臺離心式壓縮機；同時一臺機組可以降低壓氣站占地面積，減少公司用地成本。

4.1.2 機組重新選型

選取PCL402為模型機；因為進口容積流量是原來單臺機組2倍，進口狀態(tài)與原設計相等，?；葹?.7071，主機選擇陜鼓EBZ56-2型(沈鼓PCL562型)離心式壓縮機；額定轉速為8700 r/min，額定功率為7.2 MW，多變效率與PCL402相等。

離心式壓縮機為一缸兩級，葉輪直徑510/495 mm，并采用葉輪對排結構，平衡軸向推力；葉片使用交大賽爾全可控渦結構以提高多變效率，葉片數(shù)26/26片；輪盤和輪蓋采用天元智造激光粉材熔覆技術降低表面粗糙度，減小摩擦損失和輪阻損失；其他通流部分尺寸變?yōu)镻CL402機組的1.4倍。

吸氣室采用徑向進氣管；擴壓器使用工況范圍寬、效率曲線平坦的無葉結構；同時減小彎道前半部分通道的擴壓度并加大出口內側的轉彎半徑，降低彎道內的分離損失。軸承采用抑振性能良好的可傾瓦結構，并適當提高轉子剛度，擴大穩(wěn)定工作區(qū)，避免發(fā)生油膜振蕩。

離心式壓縮機組配備合適的故障診斷檢測系統(tǒng)，根據(jù)機組參數(shù)的波形圖和軸心軌跡圖，確定適時的停機和局部維修時間，以節(jié)約維修費用，增加持續(xù)生產(chǎn)時間。

4.1.3 新機性能曲線

根據(jù)相似理論，在同樣進氣條件下，新機壓比不變，多變效率與PCL402相同，轉速變?yōu)镻CL402的70.71%，能量頭、功率、流量是PCL402的2倍。當離心式壓縮機進氣壓力為3.65 MPa，排氣壓力4.85 MPa，轉速為6960 r/min時，多變效率為84%，計算得出機組總耗功率為2866 kW，如圖10。

圖10 新機多變效率性能曲線

4.2 使用效率法對C壓氣站進行選型

4.2.1 壓縮機的設計參數(shù)

C壓氣站目前工況：進口絕對壓力4.49 MPa，進口體積流量195 m3/min，進口溫度293 K，出口絕對壓力5.41 MPa，氣體摩爾質量為16.276，絕熱指數(shù)K=1.34。

4.2.2 設計參數(shù)的整理與計算

計算壓力：整機壓比ε=1.211；

壓縮機排氣絕對壓力：pout=5.4376 MPa；

計算流量：進口質量流量Qm=100.424 kg/s。

4.2.3 壓縮機的方案設計

(1)葉輪主要參數(shù)和級數(shù)的確定：

葉輪葉片出口安裝角β2A=45°；

葉輪葉片入口安裝角β1A=30°；

選取流量系數(shù)φ2r=0.25；

選取葉輪葉片數(shù)量z=16片；

計算周速系數(shù)φ2u=0.6112；

選取輪阻與漏氣損失系數(shù)βL+βdf=0.03；

計算流動效率ηb=0.8446；

初步選擇葉輪出口圓周速度u2=240 m/s;

計算多變壓縮能量頭Wpol=29518.83 J/kg；

計算級數(shù)：0.9928級(取整為1級)；

通過級數(shù)優(yōu)化圓周速度u2=239.13 m/s。

(2)確定轉速：

選取葉輪出口相對寬度b2/d2=0.12；

選取葉輪出口阻塞系數(shù)：0.9491；

選取壓縮機進口氣流速度cin=30 m/s；

計算多變指數(shù)系數(shù)kV2=3.232；

計算葉輪出口絕對速度在半徑方向分量c2r=59.78 m/s；

計算葉輪出口絕對氣流方向角α2=22.24°；

根據(jù)三角函數(shù)計算葉輪出口絕對速度c2=157.9 m/s;

計算機組進出口溫差ΔT=11.70 K；

根據(jù)理論公式計算轉速N=12237 r/min。

(3)核算葉輪出口相對寬度：

轉速取整優(yōu)化n=12200 r/min；

根據(jù)理論公式核算b2/d2=0.1193；

選取葉輪葉片出口厚度：4 mm；

計算D2=374.25 mm；

校核葉輪出口葉輪阻塞系數(shù)0.9230；

選取并校核輪轂直徑d=130.5 mm(采用剛性軸)，如表3。

(4)計算整機內功率：

壓縮機總耗功率Ptot=3615 kW

(5)固定元件設計：

(a)吸氣室選擇軸向收斂性進氣管，為葉輪提供軸向均勻進氣條件。

(b)使用葉片擴壓器，具體參數(shù)如下：

擴壓器進口直徑D3=1.1D2=411.67 mm；

擴壓器出口直徑D4=1.6D2=598.80 mm；

擴壓器葉片入口寬度b3=1.3b2=58.16 mm；

選取擴壓器葉片出口寬度b4=b3=58.16 mm；

計算擴壓器葉片入口安裝角β3A=17.46°；

表3 葉輪主要設計參數(shù)

計算擴壓器葉片出口安裝角β4A=29.46°；

擴壓器葉片數(shù)z=14片。

(c)蝸殼結構設計：

ρ為圓形通流截面的半徑，Rc為圓形截面的圓心半徑。

4.2.4 壓縮機逐級詳細計算

以方案設計為基礎，根據(jù)葉輪、通流部分的流道結構和幾何尺寸，計算主要通流截面上的熱力學參數(shù)，保證壓縮機流道具有合適的通流能力、合理的流道結構和良好的流動性能，保證壓縮機效率高且工況范圍寬。

4.2.5 輔助系統(tǒng)設計

其它輔助系統(tǒng)設計和B壓氣站壓縮機設計相同，此處不再重復。

5 下步工作建議

為了實現(xiàn)頁巖氣外輸干線3臺離心式壓縮機組經(jīng)濟運行，首先選擇多變效率(絕熱效率)比較高的運行模式，即C壓氣站單獨運行或者B壓氣站兩臺機組單獨運行，下面對這2種模式機組進行比較。

5.1 總耗功率對比

頁巖氣外輸干線總長度為110 km，C壓氣站位于D脫水站中心站和B壓氣站之間，距離D脫水站中心站56 kM、距離B壓氣站54 kM；目前頁巖氣外輸干線日輸氣量1350萬方，高輸680萬方，D脫水站中心站出站壓力4.3～4.5 MPa，A輸氣站高輸壓力為4.6～4.8 MPa。

表4 兩種運行模式對比

該壓縮機單獨運行時，需要將所有氣量全部增壓，再輸往A輸氣站進行高低壓分輸，其中 680萬方氣量直接輸往大管網(wǎng)，剩余670萬方氣量調壓閥降低輸往南干線、佛納線、佛納復線，機組總耗功損失約為50%。

B壓氣站雙機單獨運行時，2臺機組原料氣由A輸氣站提供，僅有680萬方通過機組增壓后輸往大管網(wǎng)，機組總耗功僅為該壓縮機單獨運行時的50%；白天用氣量增加，高輸氣量偏低，壓縮機容易踹振，如表4。

5.2 下一步工作建議

根據(jù)最近半年管網(wǎng)運行數(shù)據(jù)，頁巖氣外輸干線外輸氣量1200～1400萬方/日，D脫水站出站壓力4.3～4.5 MPa，A輸氣站高輸氣量600～800萬方/日，建議兩種運行模式：

(1)經(jīng)濟運行模式，B壓氣站雙機單獨運行。D脫水站出站壓力可以降低到4.5 MPa；為了防止白天高輸氣量偏低壓縮機踹振，建議通過A輸氣站調壓閥控制低輸量，滿足雙機平穩(wěn)運行。

(2)兼顧生產(chǎn)模式，C壓氣站單獨運行。D脫水站出站壓力可以降至4.3 MPa，頁巖氣外輸干線增加輸量0～50萬方/日；為了防止小流量工況下壓縮機組喘振，可以適當打開場站回流閥，滿足機組平穩(wěn)運行。