蘇里格氣田集輸管線清管過程瞬態(tài)模擬

摘 要

摘要：對清管過程中的兩相流流體特征的研究有助于管線及上下游設(shè)備的設(shè)計(jì)及操作。為此，采用穩(wěn)態(tài)Barua模型與具有較好組分追蹤功能的TACITE編碼瞬態(tài)模型對蘇里格氣田集氣管線清
摘要：對清管過程中的兩相流流體特征的研究有助于管線及上下游設(shè)備的設(shè)計(jì)及操作。為此，采用穩(wěn)態(tài)Barua模型與具有較好組分追蹤功能的TACITE編碼瞬態(tài)模型對蘇里格氣田集氣管線清管操作中兩相流瞬時(shí)流動(dòng)規(guī)律進(jìn)行了研究，重點(diǎn)分析了通球過程中流型、液體流量、壓力、清管速率及天然氣水合物堵塞等工況的變化規(guī)律。結(jié)果表明：由于清管過程中地形起伏較大，流體出現(xiàn)了多種流型，液體流量與壓力沿程波動(dòng)較大；清管器速度在上升管段和下降管段的凹凸結(jié)合處由于前后壓差的明顯變化會(huì)發(fā)生較大的改變。通過對管道總持液量變化的
分析，獲取了清管后各閥組管線恢復(fù)穩(wěn)態(tài)的時(shí)間。采用瞬態(tài)分析方法對清管器運(yùn)行中溫度變化研究的結(jié)論表明：各閥組在清管過程中沒有天然氣水合物的形成。進(jìn)一步驗(yàn)證了清管節(jié)流理論的正確性。
關(guān)鍵詞：蘇里格氣田；清管；TACITE模型；瞬態(tài)模擬；集輸管線
    鄂爾多斯盆地蘇里格氣田已正式投入開發(fā)。該地區(qū)主要為沙漠地貌，地形起伏不均，高差較大，兩相流在集輸管線中極易形成地形段塞流，管線運(yùn)行一定周期后，極易在管線內(nèi)產(chǎn)生積液、天然氣水合物，導(dǎo)致內(nèi)腐蝕，降低管輸效率和管線使用壽命。因此對蘇里格氣田進(jìn)行清管研究十分必要。
    目前，介紹管線清管過程中清管器動(dòng)態(tài)模擬的文獻(xiàn)資料并不多。McDonald-Baker[1]是最早的濕天然氣管道清管模型，此后的Barua[2]對McDonald-Baker模型進(jìn)行了改進(jìn)，去掉了一些假設(shè)條件，并提出了段塞進(jìn)入分離器或段塞流捕集器中段塞加速度的程序，卻沒有改進(jìn)原始模型中最主要的連續(xù)穩(wěn)態(tài)假設(shè)條件。Kohda[3]提出了第一個(gè)基于兩相瞬態(tài)流的清管模型，但仍采用瞬態(tài)截面含氣率和壓降關(guān)系來計(jì)算時(shí)間滑移，使其適用性受到了限制。Shoham-Minami[4]通過對瞬態(tài)清管的研究提出了預(yù)測清管器位置、段塞位置及清管壓降的瞬態(tài)流模型，但在瞬態(tài)研究中卻使用了固定坐標(biāo)系統(tǒng)。Lima[5]提出的以雙流體模型為基礎(chǔ)的瞬態(tài)清管模型對清管器運(yùn)行時(shí)間等參數(shù)模擬的效果較好，但不能跟蹤段塞頭部的具體位置。Petra[6]模型采用了交叉網(wǎng)格及一階歐拉隱式積分法，卻沒有考慮與溫度相關(guān)的問題。Azevedo(1995)提出了可預(yù)測清管器位置的不可壓縮流體模型。此外Haun(1986)、Cordell(1986)、Comes(1994)、Short(1994)和Niechele(2000)等人分別對清管器的動(dòng)力學(xué)進(jìn)行了研究[7]。
    由于在清管過程中集輸管線埋地敷設(shè)，清管器的運(yùn)行情況(如位置、速度、壓降等)不能直觀地觀察到，因此現(xiàn)采用PIPEPHASE(Barua模型)對蘇里格氣田蘇10井區(qū)集氣管線清管過程進(jìn)行估算，再采用TACITE[8]模型對清管過程進(jìn)行瞬態(tài)模型研究以期
對現(xiàn)場清管提供指導(dǎo)與依據(jù)。
1 清管過程采用的穩(wěn)態(tài)及瞬態(tài)模型
1.1 清管過程采用的穩(wěn)態(tài)模型
清管操作采用的穩(wěn)態(tài)模型是經(jīng)過大量數(shù)據(jù)驗(yàn)證的經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式[9～14]，詳見表1。
 
1.2 TACITE編碼瞬態(tài)模型
1.2.1 TACITE模型
    TACITE編碼的主要應(yīng)用之一是預(yù)測由流體流動(dòng)邊界條件發(fā)生變化所引起的段塞在瞬態(tài)兩相流中的傳播。TACITE以漂移流動(dòng)模型的數(shù)值分辨力為基礎(chǔ)，可用于多相傳輸中遇到的有關(guān)坡度、流動(dòng)特性和流動(dòng)狀態(tài)的任何情況。其精確的數(shù)值格式可以對混合物組成進(jìn)行精確的追蹤，所以對每一個(gè)虛擬組分都具有一個(gè)質(zhì)量守恒方程。此外，還具有一個(gè)混合物能量守恒方程和一個(gè)混合物動(dòng)量守恒方程。該瞬態(tài)模型的準(zhǔn)確性已得到AGIP、TOTAL和ELF的驗(yàn)證。特別是清管模型在油氣集輸領(lǐng)域的有效性也已被驗(yàn)證[16]?，F(xiàn)采用V.Henriot等人[17]建立模型方法將真實(shí)組分?jǐn)M合成7個(gè)虛擬組分進(jìn)行TACITE瞬態(tài)模擬。
1.2.2清管物理模型
TACITE編碼中的清管模型在處理清管過程中的質(zhì)量守恒問題時(shí)，充分考慮了管線泄漏影響并對清管器前部堆積液體量進(jìn)行預(yù)測；清管模型在處理清管過程中的力平衡問題時(shí)，考慮了清管器兩側(cè)壓力損失和使清管速度降低的壁面阻力的影響[16]。可設(shè)定發(fā)球位置、接收位置、清管器的長度和重量以及壁面摩擦系數(shù)。
清管器兩側(cè)壓力損失和壁面阻力公式：
 
質(zhì)量平衡公式：
VS=VpSp+VfSf
假設(shè)流體是具有恒定黏度的分層結(jié)構(gòu)，則清管器所受剪應(yīng)力為：
 
液體薄膜速率為：
 
清管器前后壓力降為：
 
清管速度為：
2 清管過程的模擬與分析
2.1 蘇10井區(qū)天然氣典型組成
    蘇里格氣田屬低孔(8.95%)、低滲(0.73m3/d)、低產(chǎn)[(1～3)×104m3/d]、低豐度(1.3×108m3/d)、低飽和度(50%～60%)、低壓(28MPa)的“六低”氣田，凝析油含量很低，為2.15～4.93g/cm3，露點(diǎn)壓力較低，CO2平均含量為1.076%(體積分?jǐn)?shù))，不含H2S，相對密度為0.5687，詳見表2。
表2 蘇里格氣田天然氣典型組成表    %
組分
摩爾分?jǐn)?shù)
組分
摩爾分?jǐn)?shù)
CH4
C2H6
C3H8
iC4H10
nC4H10
iC5H12
92.390
4.448
0.883
0.154
0.171
0.074
nC5H12
C6+
C02
N2
H2
He
0.340
0.080
1.019
0.678
0.018
0.055
2.2 清管操作穩(wěn)態(tài)估算
表3列出了不同計(jì)算關(guān)聯(lián)式對清管過程的模擬結(jié)果，其中BBM與MBE關(guān)聯(lián)式對段塞長度、清管時(shí)間和恢復(fù)穩(wěn)態(tài)時(shí)間的模擬結(jié)果十分接近，但其他關(guān)聯(lián)式對各參數(shù)的模擬相差較大。一般計(jì)算段塞流長度關(guān)系為：TACITE＞OLGA＞BBM＞MBE＞BBME＞OLE。穩(wěn)態(tài)各關(guān)聯(lián)式計(jì)算的清管時(shí)間大致一致，沒有多大差別，但清管后重新恢復(fù)穩(wěn)態(tài)的時(shí)間卻相差較大，一般是BBM＞MBE＞BBME＞TCATE＞0LGA。
表3 Barua穩(wěn)態(tài)清管操作計(jì)算結(jié)果表1)
閥組編號
長度(km)
段塞長度(m)
清管時(shí)間(h)
清管后恢復(fù)穩(wěn)定時(shí)間(h)
BBM
BBME
MBE
TACITE
OLGA
BBM
BBME
MBE
TACITE
OLGA
BBM
BBME
MBE
TACITE
OLGA
6#
7.8
82.1
64.9
65.2
144.0
83.2
0.459
0.454
0.464
0.461
0.452
17.65
12.81
12.90
6.53
6.11
2#
5.0
53.7
43.5
42.3
188.6
99.2
0.273
0.270
0.256
0.276
0.271
11.89
8.51
8.55
18.50
4.75
4#
6.0
60.9
42.2
47.8
90.9
51.3
0.352
0.348
0.333
0.352
0.348
13.68
9.80
9.84
4.46
4.45
7#
7.5
84.6
66.8
67.1
264.2
133.4
0.450
0.444
0.450
0.469
0.453
19.32
13.76
13.82
20.40
7.20
    注：1)段塞長度取統(tǒng)計(jì)概率為99.86%(N=3)的長度；閥組入口壓力為0.8MPa，管線規(guī)格為273.1mm×5.2mm，流量為22.5×104m3/d。
2.3 流型變化規(guī)律
    從圖1可以觀察到各閥組管線走向起伏變化較大。圖2顯示出了各閥組在不同時(shí)刻的流型變化，各閥組流體主要流型為：段塞流、分散流、分散光滑流、分層波狀流和環(huán)狀流。從圖中可以發(fā)現(xiàn)由于各管線起伏走向的不同產(chǎn)生了不同的流型，各閥組在地形變化頻繁處主要產(chǎn)生地形段塞。對于地形起伏最大的6#閥組由于管線初始地形高程變化較大，在清管開始便產(chǎn)生了段塞流，隨著清管器經(jīng)過最高點(diǎn)后液體的滑脫，流型由段塞流向分層流轉(zhuǎn)變?？梢姷匦螌α餍偷淖兓绊戄^大。
 
2.3.1清管器下游液體流量變化規(guī)律
    從圖3可以看出隨著清管的進(jìn)行，清管器下游段塞長度逐漸增加。在下游段塞還沒有到達(dá)終端之前，終端的液體流量基本保持在0.0003m3/s左右不變，隨著清管的進(jìn)行，當(dāng)清管器前面的段塞到達(dá)終端后，終端液體流量變化十分劇烈，各閥組終端液體流量由零迅速增加，通過終端的液體累計(jì)量呈線性增長，各閥組出口液體累積量為：4510kg(6#閥組)、13674kg(2#閥組)、6385.6kg(4#閥組)、11012kg(7#閥組)；段塞到達(dá)終端后各閥組段塞收集時(shí)間為：101.1s(6#閥組)、100.8s(2#閥組)、40.1s(4#閥組)、40.3s(7#閥組)。當(dāng)清管結(jié)束后，終端液體流量接近零，幾乎全為氣體即出現(xiàn)了所謂的段流現(xiàn)象。在整個(gè)清球過程中，液體流量在地形起伏較大的上升管段和下降管段的凹凸結(jié)合處會(huì)發(fā)生較大的波動(dòng)。這是流體在上升管路處清管器前端液體由于自重堆積造成的結(jié)果；而在下降管路處由于清管器前后端液體自重及清管器自重的影響使清管器前端液體流速迅速增加。這種現(xiàn)象對高程變化較大的4個(gè)閥組尤為明顯。
2.3.2壓力變化規(guī)律
    各閥組由于地形變化起伏大，壓力波動(dòng)隨著管線的起伏也發(fā)生了較大的變化(見圖4)。從圖中可以看到壓力波動(dòng)的位置出現(xiàn)在段塞出現(xiàn)處和管線走向發(fā)生改變的地方。在通球過程中各閥組流體壓力變化具有共同的特征：當(dāng)清管器放入管道后，由于清管器后部流體被阻，上游氣體被壓縮使清管器上游壓力急劇升高，清管器運(yùn)動(dòng)后，上游重新恢復(fù)到新的穩(wěn)態(tài)；清管器下游由于流體連續(xù)性的中斷，開始時(shí)下游流體壓力急劇下降，清管器經(jīng)過后，由于氣體得以補(bǔ)充，原下游下降的壓力開始上升。清管器剛經(jīng)過時(shí)，在清管器上游一定長度的管段內(nèi)幾乎沒有液體存在，使清管器上游壓力幾乎相等，僅由于阻力損失使壓力出現(xiàn)微小的差別；當(dāng)清管操作完成后，各管段經(jīng)過一段時(shí)間重新達(dá)到了新的穩(wěn)態(tài)。
2.3.3清管器瞬時(shí)位置、速率及壓降變化規(guī)律
    從圖5各參數(shù)變化可知閥組的清管時(shí)間為：0.39h(6#閥組)、0.28h(2#閥組)、0.32h(4#閥組)、0.44h(7#閥組)。TACITE計(jì)算的清管時(shí)間與穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果十分接近，為清管時(shí)間提供了參考。各閥組清管器維持的基本運(yùn)行速度為4～7m/s，但地形起伏變化的影響造成清管器的運(yùn)行速度變化較大。此外，在清管器穩(wěn)定運(yùn)行后，距離管道入口越遠(yuǎn)的地方各閥組清管器的運(yùn)行速度增加越快，何利民等人[18]將該現(xiàn)象歸結(jié)為氣體膨脹的影響。
2.3.4總持液量變化規(guī)律
    圖6顯示出了清管初始各閥組的總持液量為：11.1m3(6#閥組)、15.6m3(2#閥組)、7.8m3(4#閥組)、11.1m3(7#閥組)。清管后管線內(nèi)的總持液量為：1.6m3(6#閥組)、0.87m3(2#閥組)、0.5m3(4#閥組)、0.71m3(7#閥組)。初始總持液量是管線流體平穩(wěn)后的最大總持液量，而圖形中總持液量的最小值是各閥組經(jīng)過清管后的最小總持液量。清管完成后管線內(nèi)流體重新恢復(fù)穩(wěn)態(tài)，總持液量又重新達(dá)到清管初始值。從圖6中曲線可以看出各閥組重新恢復(fù)穩(wěn)態(tài)的時(shí)間為：49.2h(6#閥組)、37.5h(2#閥組)、38.9h(4#閥組)、76.5h(7#閥組)。與穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果相比較，TACITE瞬態(tài)計(jì)算清管重新恢復(fù)穩(wěn)態(tài)的時(shí)間要比穩(wěn)態(tài)大得多，這主要是因?yàn)門ACITE對組分變化的準(zhǔn)確瞬態(tài)跟蹤功能使計(jì)算結(jié)果更加嚴(yán)謹(jǐn)。
 
3 清管器中天然氣水合物堵塞工況預(yù)測
    清管過程中造成管線堵塞的原因如下：①由于管線鋪設(shè)不平和管內(nèi)沉積雜物造成堵塞，這類堵塞與天然氣性質(zhì)無關(guān)，可采取在設(shè)計(jì)壓力允許范圍內(nèi)增大清管器上下游壓差來解決；②由于天然氣在輸送過程中，壓力溫度的變化使液體析出而堆積在管線低洼處，當(dāng)清管器推動(dòng)低洼處積液運(yùn)行時(shí)在清管器處發(fā)生節(jié)流效應(yīng)，生成天然氣水合物堵塞清管器，這種堵塞與管線布局和天然氣的性質(zhì)有關(guān)。目前還沒有很有效的方法解決第二類堵塞[18～19]。因此，對清管過程中的天然氣水合物堵塞工況進(jìn)行預(yù)測研究具有重要的意義。現(xiàn)采用Barua-modifie & McDonald-Baker(BMB)清管模型對清管器前后溫度和壓力進(jìn)行計(jì)算。
 
    從圖7中各閥組管線沿程溫度變化曲線可以發(fā)現(xiàn)：各閥組在清管過程中均未發(fā)生天然氣水合物堵塞現(xiàn)象，但清管后溫度較清管前溫度發(fā)生了明顯的下降。這進(jìn)一步驗(yàn)證了陳科等人[20]提出的清管器在管線突變處、積液處(遇雜物)減速或停止，天然氣在清管器處將發(fā)生節(jié)流效應(yīng)的理論是正確的。
4 結(jié)論
    1) 穩(wěn)態(tài)模型段塞流長度計(jì)算關(guān)系為：TACITE＞OLGA＞BBM＞MBE＞BBME＞OLE；計(jì)算的清管時(shí)間基本相似；重新恢復(fù)穩(wěn)態(tài)的時(shí)間計(jì)算關(guān)系為：BBM＞MBE＞BBME＞TACITE＞0LGA。
    2) 清管過程中出現(xiàn)的主要流型為：段塞流、分散流、分散光滑流、分層波狀流和環(huán)狀流。
    3) 當(dāng)清管器前面的段塞還沒有達(dá)到終端之前，通過終端的液體量基本上保持不變；當(dāng)清管球前面的段塞到達(dá)終端之后，通過終端的液體流量急劇增大，累計(jì)液體量也急劇增大，如果此時(shí)段塞流捕集器操作不當(dāng)就有可能導(dǎo)致溢液。
    4) 清管過程中管線各點(diǎn)壓力變化相同，都具有啟動(dòng)壓力偏高的變化規(guī)律。
    5) 各集氣閥組平均清管速率為4～7m/s，清管時(shí)間為0.28～0.44h，恢復(fù)穩(wěn)態(tài)時(shí)間為37.5～76.5h。
    6) 計(jì)算、分析結(jié)果驗(yàn)證了清管節(jié)流現(xiàn)象的存在，各集氣閥組清管過程中沒有發(fā)生天然氣水合物冰堵現(xiàn)象。
符號說明
    Lp為清管器長度；Xp為清管器周長；Sp為清管器截面積；Mp為清管器質(zhì)量；tp為清管器所受剪應(yīng)力；Vp為清管速度；△pp為清管器前后壓降；Fw為孔壁阻力；D為管線直徑；S為管道截面積；Sf為清管器周圍流體液膜截面積；Vf為流體膜速度；θ為管線傾斜角度；e為清管器與管壁之間距離；g為重力加速度；V為流體質(zhì)量流率；ρ為流體密度；μ為流體黏度。Xki組分在k相中組分的質(zhì)量分率；C為i組分的總質(zhì)量分率；Rk為k相的體積分率；Vk為k相的速率；Vki為i組分在k相的速率；ρk為k相的密度；Hk為k相的焓；Um為混合速率；p為壓力；T為溫度；Tw為通過管壁的壁摩擦基值；Tws為分離流動(dòng)的流體通過管壁的壁摩擦基值；TwD為分散流動(dòng)的流體通過管壁的壁摩擦基值；Qw為通過管壁的熱交換基值；Qws為分離流動(dòng)的流體通過管壁的熱交換基值；QwD為分散流動(dòng)的流體通過管壁的熱交換基值；N為組分?jǐn)?shù)；k為相的基數(shù)；i為組分的基數(shù)；m為混合物的基數(shù)。
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(本文作者：王熒光 中國石油江河工程有限公司)