摘 要：针对目前对高含硫气液混输管道清管X-况瞬态流动规律认识不足，导致管道设计压力与终端段塞流捕集器尺寸不好确定的问题，以某高含硫气田为例，采用数值模拟方法，研究了清管过程中管道起点压力、管道终端排液量等参数的变化规律，分析了管内气相流速与原料气气液比对清管工况的影响，进而提出了高含硫气液混输管道设计压力与终端段塞流捕集器尺寸的优化确定方法：①当管内气相流速介于2～6m／s时，清管中管道起点压力超压现象不明显，清管时宜将管内气相流速控制在此范围内；②当管内气相流速或气液比减小时，清管中管道起点压力峰值和终端排液量均将增大，但不同管道的增大幅度并不一致，管道越长、高程差越大，其增加幅度越大；③在设计阶段，应根据管道运行后期可能会遇到的低管内气相流速与低气液比工况参数来确定管道合理的设计压力与段塞流捕集器尺寸。该成果可为高含硫气液混输管道的优化设计与清管操作提供依据。
关键词：高含硫 气液混输管道 清管 瞬态流动规律 管道设计压力 段塞流捕集器 优化设计
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
气液混输管道中的低洼与_L升管段极易产生段塞流，需要定期清管以消除管内积液、降低管内腐蚀、提高管输效率并减轻终端处理负担[1-3]。国外早在20世纪60年代便开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，为多相流管道清管数值模拟提供了理论基础。国内梁志鹏[10]建立了一个瞬态清管分析模型，李玉星等[11-13]对气液混输管道清管中清管时间、清管器运行速度等参数进行了数值模拟，喻西崇等[14-15]采用OLGA软件对海底油气混输管道清管过程中流体的瞬态流动规律进行了分析，王荧光等[16-17]将Barua稳态模型与TACITE编码瞬态模型结合，对苏里格气田集输管线的清管过程进行了瞬态模拟研究。以上研究对象均为油气混输管道或含硫量较低的气液混输管道，而专门针对高含硫气液混输管道清管工况瞬态流动规律的研究成果还未见公开报道。
1 清管分析模型建模方法
采用OLGA软件对高含硫气液混输管道清管瞬态工况进行数值模拟之前，需要预先建立管道的稳态模型。在稳态模型的基础上建立清管瞬态分析模型，主要包括设定清管器收发球位置、模拟时间、发球时间、清管器和管壁之间的静摩擦力与动摩擦力、清管器与管壁液膜之间的黏性摩擦力、清管器直径等诸多参数。其中，清管器收发球位置、清管器与管壁之间的静摩擦力、动摩擦力、清管器与管壁液膜之间的黏性摩擦力等参数的设置合理与否对模拟结果将产生重要影响。
1．1 清管器收发球位置
清管器发球位置一般设置在距管道起始点l～10m位置处，而接球位置一般设置在管道终端。需要特别注意的是，清管器发球位置不能设置在管道起始点处，原因在于OLGA软件默认管道起点处为清管球发球装置的盲板，必须要距离发球装置卣板一定距离才能在清管器前后建立起发球压差从而发球。
1．2 静摩擦力(F0)
静摩擦力一般需根据经验采用试错法来设定，参数设定原则为：清管前后压差越大，该参数可设置较大；反之，可设置较小。此参数如设置不当将导致清管瞬态工况无法模拟或模拟结果会出现压力过高、温度过低等异常情况，此时可调整该参数设定值大小，直到不再出现此类问题为止。在实际建模中其经验设定值一般为3000～13000N。
1．3 动摩擦力(Fw)
清管器与管壁之间的动摩擦力取决于清管器和管壁之间的接触程度。因此，随着清管器运行速度的增加，清管器和管壁之间的动摩擦力将减小，这主要是由于清管器和管壁之间的接触减少所致，町通过动摩擦系数来调整，其计算公式为：
Fw＝max(0，F0-¦w½Up½)sgn(Up) (1)
式中¦w为清管器与管壁间的动摩擦系数，其取值范围一般为3500～9000(N·s)／m；Up为清管器平均运行速度，m／s。
1．4 黏性摩擦力(Fv)
当清管器开始运行后，沿着清管器的流体会与清管器之间产生黏性摩擦，这主要是由于流体具有黏性造成的，其汁算公式为：
Fv＝¦1Up+¦2Ip½Up½ (2)
式中¦1为内摩擦系数(线性摩擦系数)，(N·s)／m，其取值范围一般为6～10(N·s)／m；¦2为二次摩擦系数，(N·s2)／m2，其取值范围一般为1500～4000(N·s2)／m2。
2 清管工况瞬态流动规律
2．1 基本建模参数
某高含硫气田各生产井H2S含量的变化范围为2.15％～2.65％，CO2含量的变化范围为2.86％～4.03％。选取5个测试井段天然气组分的平均含量作为原料气干基组成数据(表1)。同时以该高含硫气田001-26井®26井集气站和28井®集气总站这2条气液混输管道为例，并结合这2条管道的现场实际生产数据，确定相应管道清管工况建模参数如表2所示，2条管道高程如图1所示。
2．2 模拟结果分析
2．2．1清管工况瞬态流动规律
为简化起见，仅以001-26井®26井集气站气液混输管道实际清管作业为例，分析清管过程中管道起点压力、管道终端液体流量等工况参数的变化规律。
2．2．1．1管道起点压力变化规律
清管时管道沿线的压力会随着清管时间而不断发生变化，特别是管道起点处的压力可能会超过管道设计压力而出现安全风险。为此，选取管道起点作为压力监测点，清管过程中管道起点压力随时间的变化规律如图2所示。由图2可知，当清管器进入管道后(1500s时)，管道起点由于需要憋压来发射清管器，会出现压力的急剧增加，但随着清管器不断向下游运动，清管器前面的液塞不断影响管道起点处的压力，使得起点压力出现较大的波动变化。当清管器距起点较远时，随着管内段塞长度的减小以及积液的不断排出，管道起点压力开始下降，最后到清管器离开管道时(5200s时)，管道起点压力基本保持平衡。在清管过程中出现的管道起点压力峰值为8.82MPa，为管道正常运行工况下起点压力的1.07倍。因此，清管作业中管道起点压力的超压幅度需要特别注意。
2．2．1．2管道终端液体流量变化规律
清管过程中管道终端液体瞬时质量流量和累计液体量这2个参数是设计终端段塞流捕集器的基础依据，图3给出了001-26井®26井集气站管道清管过程中终端液体流量变化规律。由图3可知，管道终端液体瞬时质量流量会随着清管时间发生剧烈波动，最大值约为7kg／s，可能会超过管道终端段塞流捕集器设计尺寸而出现溢流现象，特别是对于高含硫气液混输管道，其积液中存在高含量H2S等剧毒物质可能会对周围环境造成安全风险。此外，通过模拟管道终端累计液体体积流量，可得出管道在清管过程中排液急剧增大时段内的总排液量，可为管道终端段塞流捕集器容量设计提供参考。
2．2．2参数敏感性分析
管内气相流速、原料气气液比等参数对清管过程中的管内流体瞬态流动状况具有重要影响。为此，以001-26井®26井集气站和28井®集气总站2条气液混输管道为例，分别对这2条管道开展管内气相流速和原料气气液比等参数的敏感性分析，以考察其对清管过程的影响。
2．2．2．1管内气相流速的影响
只改变相应清管分析模型中的管内气相流速，对管内气相流速为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等共计14种工况分别开展仿真分析，以考察管内气相流速对清管过程的影响。
1)对管道起点压力的影响。清管作业中管道沿线压力均将出现一个较大的峰值，特别是管道起点压力可能超过设计压力而出现安全隐患。前述2条管道在不同管内气相流速下起点压力峰值变化情况如图4所示。由图4可知，清管过程中管道起点压力峰值增大幅度均随管内气相流速的增大呈现先减小然后趋于稳定最后再增大的趋势：当管内气相流速为0.2m／s时，管道起点压力增大幅度可达9％，即超过正常压力1.09倍；而当管内气相流速介于2～6m／s时，清管过程管道起点压力超压现象不明显。出现这一现象的原因在于：当管内气相流速较小时，管内积液较多，此时由地形起伏产生的重力压降在总压降中占主导地位，导致管路总压降较大，而当管内气相流速较大时，沿程摩阻压降将增大，也会导致管路总压降增大，进而导致管道起点压力升高。因此，建议在清管操作过程中宜将管内气相流速控制在2～6m／s范围内，保证清管作业的安全。
2)对管道终端总排液量的影响。清管过程中2条管道终端在排液量急剧增加时段内的总排液量如图5所示。由图5可知，不同气相流速对清管过程中管道终端排液量急剧增加时段内总排液量的变化将产生显著影响。随着管内气相流速的增大，管道终端总排液量呈现逐渐递减的趋势，这是由于随着管输量的增加，管内气流速度增大，气体的携液能力增强，管内总积液量减少，因而清管过程中管道终端总排液量也将减少。
2．2．2原料气气液比的影响
只改变相应模型中的原料气液比，对气液比为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等共计14种工况分别开展仿真分析，以考察原料气气液比对清管过程的影响。
1)对管道起点压力的影响。2条管道在不同原料气气液比下的管道起点压力峰值变化情况如图6所示。由图6可知，原料气气液比也对清管过程管道起点压力的变化具有重要影响，即：当原料气气液比低于4×10m3／m3时，清管过程中管道起点压力峰值则随原料气气液比的减小而快速增大，尤其当原料气气液比小于1×104m3／m3后，清管过程中的管道起点压力峰值将增大到正常生产工况下管道起点压力的l.1～1.3倍。
2)对管道终端总排液量的影响。2条管道在不同原料气气液比下的管道终端在排液量急剧增加时段内的总排液量如图7所示。由图7可知，原料气气液比对管道终端总排液量的影响表现为：清管过程中管道终端总排液量与原料气气液比之间呈反比关系，即随着气液比的不断减小，清管过程中管道终端在排液量急剧增加时段内的总排液量将更多。因此，在设计段塞流捕集器尺寸时应充分考虑气田开发后期可能会遇到的含水量增大的工况。
3 管道设计压力与段塞流捕集器尺寸优化确定方法
由前述分析可知，随着管内气相流速和气液比的减小，清管过程中管道起点压力峰值和管道终端总排液量均将增大，而随着气田开发时间的延长，必然会出现气井产量减小而含水量增大的现象。在上述两个因素的叠加作用下，可能使得管道在清管过程中起点压力与终端排液量进一步增大，导致超过设计工况而出现安全风险。为此，以前述分析的2条气液混输管道为例，分析管道在可能遇到的较恶劣工况(即管内气相流速与原料气气液比均较小)下的管道起点压力和终端排液量的变化规律。其中，管道的清管工况模拟参数见表3，计算结果如表4与图8、9所示。
由表4与图8、9可知，当管内气相流速与气液比均减小时，清管过程中管道的起点压力峰值和终端排液量均将增大，但不同管道的增大幅度并不一致，体现出的基本规律为：管道越长或高程差越大，清管中管道的起点压力峰值和终端排液量增大幅度越大。其中，对管道较长高程差较大的28井®集气总站管道而言，在管道运行到后期可能遇到的恶劣工况下清管过程中管道起点压力将比管道运行初期正常运行工况下的起点压力增大1.35倍，而终端排液量则比管道运行初期清管过程中的排液量增大1.41倍。
因此，高含硫气液混输管道在设计阶段应根据管道运行后期可能会遇到的低管内气相流速与低气液比工况参数来确定管道合理的设计压力与段塞流捕集器尺寸。若管道运行后期的管内气相流速与气液比工况参数在设计阶段不便确定时，管道设计压力与段塞流捕集器尺寸至少应按设计阶段相关计算结果的l.3～1.5倍来估算，以保证系统的本质安全。
4 结论
1)当管内气相流速介于2～6m／s时，清管中管道起点压力超压现象不明显，清管时宜将管内气相流速控制在此范围内。
2)当管内气相流速或气液比减小时，清管中管道起点压力峰值和终端排液量均将增大，但不同管道的增大幅度并不一致，管道越长高程差越大，其增大幅度越大。
3)高含硫气液混输管道在设计阶段应根据管道运行后期可能会遇到的低管内气相流速与低气液比工况参数来确定管道合理的设计压力与段塞流捕集器尺寸。若管道运行后期钧管内气相流速与气液比工况参数在设计阶段不便确定时，管道设计压力与段塞流捕集器尺寸至少应按设计阶段相关计算结果的1.3～1.5倍来估算，以保证系统的本质安全。
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本文作者：岑康 江鑫 朱远星 杨静 昝林峰
作者单位：西南石油大学土木工程与建筑学院
中国石油集团工程设计有限责任公司西南分公司
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