集輸管道分段清管捕集器負荷計算探討

陳俊文　郭艷林　代科敏　余　洋

中國石油工程建設有限公司西南分公司,　四川　成都　610041

0　前言

隨著氣田開發技術持續發展和開發需求逐漸提高,油氣生產工藝日益成熟,氣液混輸管道成為氣田內部集輸的主要輸送模式[1-2]。在氣液混輸管道的輸送過程中,清管和管道積液問題不可避免。由于清管可完成去除管道內部雜質(氣體無法攜帶的部分,影響管道輸送效率)、緩蝕劑預膜和管道內部檢測等項目，對于需要清管作業的集輸干線,清管過程中引起的積液段塞不可忽視。尤其對于長距離、大口徑集輸管道,在投產初期和生產后期,受輸量影響,其積液量較大,需要采取合適的方法控制清管過程中引起的管道出口段塞流。目前,諸多學者和專業單位對混輸管道積液、清管及段塞流問題進行了較為深入的研究[3-17],在積液機理、清管工藝和段塞流處理措施方面取得了較為豐碩的成果。從研究成果來看,絕大部分清管過程中的段塞流控制措施是基于控制清管速度和增大下游段塞流捕集器尺寸以滿足下游接收要求來制定的,鮮有通過利用集輸管道自身體積進行段塞流消化的報道。對長距離、大口徑的高壓集輸管道而言,管道清管將可能帶出體積龐大的段塞流液量,若按照預計總出液量進行段塞流捕集器負荷設計,其建造費用、占地面積和操作工藝在技術經濟上無優勢。因此,鑒于氣田集輸管道清管需求,有必要對氣液混輸管道積液及段塞流問題進行梳理,進一步利用管道本體進行段塞流接收的技術經濟可行性與實效性分析,為氣田集輸管道清管方案和段塞流捕集器設置思路提供相關參考。

本文基于集輸管道積液及清管排液規律,分析分段清管積液與排液規律,推導初始積液、清管時間與排液體積的相互關系式,結合商業軟件動態模擬結果,進一步探討影響分段清管積液與排液規律的主要因素。

1　集輸管道清管工藝

氣田集輸中,氣液混輸方式可簡化流程,降低投資,是一種普遍的做法和主流的集輸工藝。氣液混輸管路可視為類似“長距離分離器”,在輸送過程中,介質中液相與氣相部分發生分離,處于夾帶狀態運動,極易在管路中(尤其是低洼處)積聚形成積液。

根據目前研究成果和工程經驗可知[18-19],管道長度、地形起伏、氣液比、氣相流速、系統溫度等均是影響集輸管道內積液的主要因素。

清管工況下,段塞流控制的主要措施可基于以下方面考慮:

1)控制清管速度:通過控制管道輸氣量,對清管器的運行速度進行調節,延長清管球前段塞液量進入捕集器的時間,為捕集器提供更多的緩沖與排液時間,這是目前推薦的減緩段塞液量方式。其缺點是當正常速度較小時,繼續降低清管速度,可能引起卡球問題。

2)旁通式清管:旁通式清管器由一個中央圓筒連接清管器的頭部和尾部,氣體通過中央圓筒由清管器頭部的折板使其流向管壁。旁通的氣體對清管器前的段塞吹掃,使液體分散,減小峰值流量，其缺點是降低了清管球前后壓差和清管球速度,也可能引起卡球問題,同時,這種方式需要進行多次作業,才能清除管道中積液。

3)增大捕集器排液能力:通過提高捕集器下游液相出口的排液能力,快速將段塞流捕集器內液相排向下游低壓分離器或儲罐,減小高壓捕集器尺寸，但由于清管工況段塞出液速度較快,需要大幅提高捕集器排液能力,才能有效減小捕集器尺寸。

4)清管前預處理:通過引入吹掃氣或降低管道壓力,來提高管道中氣體流速,并相對緩慢地攜帶出大量積液。這種方式理論可行,但在實際生產中可能對生產過程產生較大影響。

由此可見,上述幾種措施均存在一定的使用限制,降低清管速度和旁通式清管在一定程度上可以減小瞬時進入段塞流捕集器的積液量,但需要保證清管器具有一定流速,避免卡球問題;增大捕集器排液能力對于提產或再啟動等工況較為有效,在清管過程中,也只能起到相對較快地排出段塞流捕集器中的積液量,對捕集器尺寸優化能力不足;預處理需有所依托,易引起下游生產波動。

因此,有學者提出了分段正序清管的思路,在段塞流捕集器總體投資較高的情況下,考慮在管道中段設置投資較小的清管站,實現管道分段清管,從而大幅降低末端段塞流捕集器投資。

下文將在討論分段正序清管的基礎上,進一步考慮分段反序清管方案,并定量表達后者的積液量、清管時間、段塞量、排液速度等內部關系,為工程中優化捕集器初步尺寸提供參考。

2　分段清管效果理論分析

2.1　分段正序清管工藝

如前所述,已有文獻[20]報道過正向分段清管技術在工程中應用。分段正序清管技術主要原理見圖1。

圖1　分段正序清管技術主要原理

由圖1可見,定性分析如下:

在確定工程最低輸量的基礎上,模擬分析并獲取管道中的積液量V及其沿程分布,在不考慮末端段塞流捕集器排液能力的情況下,可確定管道全線清管(合理流速)的段塞量V,因此,段塞流捕集器的捕集能力為V。

按照分兩段(A段+B段)清管考慮(A前B后),兩段管道的積液量應較為接近。在A段清管時,其積液經過B段進入捕集器,由于B段趨于保持原有的積液量,因此捕集器只處理A段積液量;待捕集器留出接收空間后,再完成B段清管。

分段正序清管具有減小末端段塞流捕集器尺寸的優勢,需增加考慮中間清管站,在大口徑、高壓力、較大積液量的管道系統中具有經濟性的可能。

2.2　分段反序清管工藝

分段正序清管過程中,A段清管推出的積液只是在B段與已有積液進行了交換，捕集器負荷按照每段積液量考慮;但這種方式實際上還不夠優化,可考慮利用B段先清管后留出的管道容積,以接收部分A段積液,因此提出分段反序清管工藝。分段反序清管技術主要原理見圖2。

圖2　分段反序清管技術主要原理

由圖2可見,按照分兩段(A段+B段)清管考慮(B前A后),在某一位置考慮設置中間清管站。在B段清管后,其積液進入下游捕集器,捕集器至少具備接收B段積液的能力;待捕集器留出接收空間后,A段開始清管;A段清管推出的積液經B段后,部分積液在B段中可以進行存儲,剩余部分進入捕集器。假設全程無輸量變化,可認為B段存液能力近似等于其正常輸送下的積液量。

由此可見,分段反序清管工藝借助了B段清管后留出的管道容積,作為分擔A段積液的空間,段塞流捕集器負荷約為系統總積液的1/3,進一步降低了段塞流捕集器尺寸。

在實際工程中,應進一步綜合考慮B段清空后的重新積液量、段塞流捕集器排液能力。其中,B段重新積液量將相應增大A段清管中引起的段塞量,段塞流捕集器排液能力可小幅降低所需處理段塞流體積。另外,還應結合清管器控制方案(減速清管或旁通清管),以形成更優的解決方案。

下文將基于理論分析,考慮B段積液因素,進一步推導反序清管方案的分段比例(各段積液量)和捕集器負荷。

3　分段反序清管捕集器負荷計算方法

根據前述分段反序清管理論,借助公式進一步表征各關鍵變量相互關系。

3.1　分段位置

以積液量比例表征分段位置,其中B段積液量比例為x,A段積液量比例為1-x,B段積液量為VB,A段積液量為VA。

VB=x·Vtotal

(1)

VA=(1-x)·Vtotal

(2)

式中:VB為B段積液量,m3;x為B段積液比;VA為A段積液量,m3;Vtotal為全線總積液量,m3。

3.2　B段清管過程排液

B段清管過程中,推出的積液量可近似等于捕集器負荷Vsc。

VB=Vsc

(3)

式中:Vsc為段塞流捕集器負荷,m3。

3.3　捕集器排液過程

B段清管結束后,捕集器需要盡快排液,以清空其內部積液,用于A段接收清管。因此,捕集器排液時間為t1。

(4)

式中:t1為段塞流捕集器排液時間,h;Qsc為段塞流捕集器排液能力,m3/h。

3.4　B段重新積液過程

從B段開始清管,上游氣體進入B段重新積液,積液速度近似為QL(上游液相產量),積液一直持續到A段積液進入B段或B段重新達到積液平衡。通常，該段時間t2可表示為：

(5)

式中:t2為全線清管時間,h;v為清管球運行速度,km/h;L為清管段長度,km。

另外,兩段清管額外間隔時間考慮為t3，因此,B段重新積液過程的時間為:

ttotal=t1+t2+t3

(6)

式中:t3為清管、排液額外間隔時間,h。

3.5　A段清管排液

在A段清管過程中,其積液首先進入B段,除去B段的最大積液能力和重新積液量后,剩余部分進入段塞流捕集器。

VA+QL×ttotal-Vbc=Vsc

(7)

VBC=VB

(8)

式中:VBC為B段積液能力,m3。

3.6　B段積液能力

在不降速清管時,可近似認為B段積液能力等于B段積液量;在降速清管后,B段積液能力需根據對應流量下的B段積液量確定。

因此,聯立上述方程,可定量計算滿足分段反序清管的段塞流捕集器負荷Vsc和分段比例x。

下文以模擬算例為例,對比本文公式與商業軟件計算結果,并進行分析與探討。

4　算例

本文對前述集輸管道分段清管模擬采用OLGA軟件,該軟件具備強大的氣液混輸穩態與動態模擬功能,尤其對于清管工況的模擬具有較高的市場認可度。

4.1　模擬分析

以某氣田集輸管道為例,模擬不同清管工藝下管道積液及段塞流捕集器負荷,并進行詳細討論。

4.2　工況描述

某氣田集輸管道,管徑DN 600,操作壓力5 MPa,長度23 km,在預計的生產后期輸氣量為350×104m3/d,產液量為100 m3/d,下游處理廠的最大排液接收能力1 000 m3/d，段塞流捕集器的排液能力按1 000 m3/d設計。

結合管道地形,模擬獲得穩定輸送過程中的沿程管道累計積液量,見圖3。

圖3　管道沿程高程-沿程管道累計積液量圖

由圖3可見,穩態輸送時,管道累積積液量為1 440 m3,管道全程處于爬坡段,積液較為嚴重。

4.3　公式計算捕集器最小負荷

借助本文推出的分段清管下捕集器負荷計算初步公式,分析本例需設置的捕集器規模,結果見表1。

表1捕集器最小負荷計算表

項目數值輸入參數 全線積液量Vtotal/m31 440 產液量QL/(m3·d-1)100 管道長度L/km23 氣體流速v/(m·s-1)4.5 捕集器排液能力Qsc/(m3·d-1)1 000 間隔時間t3/h0輸出結果 B段積液量VB/m3498.8 B段積液占比x0.346 A段積液量VA/m3941.2 B段重新積液量VBC/m356.4 捕集器負荷Vsc/m3498.8

由表1可見,在算例工況下,綜合考慮捕集器排液、B段重新積液和排液間隔等因素后,預估的捕集器負荷為498.8 m3,B段(第一段清管段)積液占比為0.346。這表明,考慮了B段重新積液后,A段清管后的總排液量有所增大,因此B段占比大于0.333。

4.4　軟件模擬

為進一步模擬真實的分段清管工況,以公式計算的B段積液量作為輸入條件,確定清管站前后的管道長度。經對照圖1,清管站上游管道長度約13.28 km,即A段長度為13.28 km,分段反序清管布置見圖4。

圖4　分段反序清管布置圖

清管過程管道積液量與末端段塞捕集器積液量結果,見圖5。

圖5　管道與末端段塞流捕集器積液-時間圖(分段反序清管)

由圖5可見,第一次清管(B段清管后),管道下游段塞流捕集器中凈積液量為480 m3,低于該段積液(498.8 m3),這主要是清管球最前方的小量液相進入捕集器后,被捕集器瞬時排盡(捕集器最大排液能力為1 000 m3/d),因此剩余的最大凈體積為480 m3。由于清管過程較短,這種影響予以忽略,因此本文中估算方法未納入考慮。為了降低捕集器負荷,需保證其積存液體排凈后再開始第二次清管。在此過程中,管道總積液量有所增加(約50 m3),這是由于B段清空后,液體重新開始積聚;模擬積液量小于公式計算結果,這主要是由于實際積液過程并非絕對線型(時間-積液量),積液量增大后,積液速率會有所下降。在第二次清管(A段清管)時,末端推出的凈段塞量為512 m3,略大于公式計算的結果(498.8 m3),說明在A段積液經B段進入段塞流捕集器的過程中,受整體流動慣性的影響,B段的積液能力發生了一定程度的減小。

總體來講,本文分析得出的公式能夠較為準確地計算分段反序清管的管段分布和段塞流捕集負荷,借助公式計算的分段結果,利用商業軟件可進一步精確計算段塞流捕集器負荷。

圖6　管道與末端段塞流捕集器積液-時間圖(降速全線清管)

由圖6可見,當流速降至1.8 m/s左右時,管道末端仍將產生最高達1 300 m3凈段塞流。過低的流速可能引發其他清管問題,可以認為,在合理清管速度下,該段管道的全線清管段塞流負荷仍然較大。

另外，本方案所提及分段清管思路可考慮結合常規清管器控制方法,例如降低清管球速度或采用多次旁通式清管;另外,省略中間清管站的收發球裝置,由其他方式控制清管球的啟停,這樣又可節省中間清管站投資。因此,本文提出的分段清管方案在配合其他清管措施后,存在優化空間,值得深入研究。

5　結論和建議

本文基于氣液混輸管道積液規律,結合管道清管與段塞流控制工藝,定性探討了分段清管段塞流控制方案,推導了分段反序清管方案的分段比例和捕集器負荷計算方法,并結合模擬分析,進一步分析了分段反序清管工藝的特點,揭示了分段清管對氣田集輸管道系統運行的效果。得出如下結論和建議:

1)大口徑的氣田集輸管道在投產初期和生產后期容易產生較大積液,清管工藝對段塞流捕集器尺寸影響較大。

2)常規單向清管容易產生較大的段塞流,降速清管和旁通式清管均有最低速度限制,以防卡球。

4)若中間清管模式可以優化簡化,將進一步提高分段反序清管的優越性。