涪陵頁巖氣田集氣干線積液規律研究*

中國石化重慶涪陵頁巖氣勘探開發有限公司

涪陵頁巖氣田位于山地丘陵地帶，由于集氣站內重力分離器氣液分離效果差、管線溫壓變化大、起始管段氣量低、管線起伏高差大等因素影響，天然氣中攜帶的游離液和析出的飽和液易沉積在管線低點無法帶出，降低了集氣干線輸氣效率，增大了腐蝕風險[1-3]。目前氣田主要采用放噴和清管等措施進行排液，既存在天然氣浪費，又存在清管降產，影響氣田生產任務完成。因此，有必要開展集氣干線積液規律研究，建立管線臨界攜液流速及積液量計算方法，準確認識管線積液情況，有效保障集氣干線安全、高效地運行。

1 傾斜管氣液兩相流動模擬

1.1 模型描述

通過對管道內氣液兩相流動仿真模擬，研究集輸管道內的積液規律。涪陵頁巖氣田目前已建成70×108m3/a集輸工程，集氣干線規格主要有Φ 559 mm×10 mm、Φ 457 mm×10 mm、Φ 323 mm×10 mm、Φ353 mm×9 mm四種。

本次模擬采用規格為Φ457 mm×10 mm的管線，管線內徑為437 mm，管線壓力為5 MPa?？紤]計算長度（1～10 m）內溫度變化不大（小于1 ℃），可以忽略，不考慮流體相變，流體流動為不可壓縮穩態流動。

采用Gambit軟件繪制三維結構網格模型，管線入口端水平段長為2 m，出口端傾斜段長為6 m，彎管曲率半徑為1.5D，對網格處理好邊界形狀，并且在流動參數變化大的彎管區域適當加密網格，如圖1所示。

圖1 管道模型建立與網格劃分Fig.1 Pipeline model establishment and meshing

利用Fluent軟件模擬管線內氣液兩相流動，其中兩相流模型選擇Eulerian模型，用以描述管道中液體的液滴態和液膜態；對于流動中有相混合或分離的流動，Eulerian模型能給出更精確的結果。氣體和液體入口邊界采用速度邊界，出口邊界采用壓力出口，湍流模型選擇RNGk-ε模型，用以處理高應變率及流線彎曲程度較大的流動。

1.2 模擬結果

設定入口速度為1 m/s，持液率為0.2，傾斜段角度為45°進行模擬，選取y=0截面進行分析，氣體攜帶液體經過彎管進入傾斜管段時形成湍流（圖2），造成氣體動能損失，氣體流速降低（圖3），無法舉升液體，造成液體回落（圖4），滑脫損失增加，傾斜段壓力梯度增加（圖5）。

圖2 湍流強度分布云圖Fig.2 Distribution cloud chart of turbulence intensity

圖3 速度分布云圖Fig.3 Distribution cloud chart of velocity

圖4 含水率分布云圖Fig.4 Distribution cloud chart of water content

圖5 壓力分布云圖Fig.5 Distribution cloud chart of pressure

設定入口持液率為0.2，入口速度分別為0.5、1、2、3 m/s，傾斜管段角度分別為30°、45°、60°，模擬不同氣體流速、不同傾斜角度時管道積液的規律，如表1、圖6所示。當傾斜管角度一定時，氣體流速越快，管道內的平均持液率越低，說明管道中滯留的液體越少；相同流速下，45°傾斜角攜液能力最差，管道內平均持液率最高，管道內滯留的液體最多，說明45°傾斜角所需的臨界攜液流速最大。

表1 不同流速、不同角度傾斜管含水率分布對比Tab.1 Comparison of water content distribution in inclined pipes with different flow velocities and angles

圖6 不同傾斜角度、不同流速下管道內平均持液率對比Fig.6 Comparison of average liquid holdup in pipeline with different inclination angles and flow velocities

2 臨界攜液氣量計算

目前主流的攜液模型有兩種：一種是基于液滴模型假設，認為排出氣井積液所需的最低條件是使氣流中最大液滴能連續向上運動；另一種是基于液膜模型假設，液膜模型認為液膜的反向流動是導致積液的主要原因[4]。根據模擬結果分析，當流速增大至臨界攜液流速以上，液體由擾動流逐漸向環狀流轉化，液體生成后，在向上移動的同時逐漸向管壁靠近，最終與管壁的液膜融合在一起，并不能穩定存在，因此認為傾斜管的液體主要以液膜形式被攜帶。

肖高棉等[5]認為液膜向上流動是由運動氣流作用于氣液界面產生的剪切力τi克服液體重力與管壁剪切力τw的結果，如圖7所示。

圖7 液膜受力分析示意圖Fig.7 Schematic diagram of liquid film force analysis

當氣液界面剪切力τi與液膜重力達到平衡時，液膜與管壁間剪切力τw趨于0，液膜厚度達到臨界值δcr，液膜開始出現反向流動，此時的氣體流速為傾斜管臨界攜液流速，根據受力分析

式中：τi為氣液界面剪切力，N/m2；ρl為液體密度，kg/m3；g為重力加速度，m/s2；δcr為臨界液膜厚度，m；θ為管段的傾斜角，（°）。

根據沿程阻力的概念，忽略液速的影響，氣液界面產生的剪切力τi可用下式來計算

式中：fi為氣液界面摩阻因數；ρg為氣體密度，kg/m3；vg為氣體流速，m/s。

fi可用Wallis[6]計算式求得

式中：D為管道內徑，m。

綜合（1）式和（2）式可獲得臨界攜液流速表達式

式中：vgcr為臨界攜液流速，m/s。

考慮傾斜管中液膜不均勻分布，PAZ[7]將圓管簡化為正方形進行研究，如圖8所示。根據實驗觀測的數據，認為小角度傾斜管（0～60°）中，管道底部液膜厚度明顯大于管道頂部和邊緣的液膜厚度，而對于大角度傾斜管（60°～90°），液膜在底部和管壁邊緣更厚，在頂部較薄。

圖8 傾斜管液膜分布Fig.8 Liquid film distribution in inclined tube

對于小角度模型，假設在方形管道的頂部和兩邊液膜均勻厚度為δfT，底部液膜厚度為δfB，PAZ[7]基于沿軸向單位長度上底部液膜的質量守恒，給出了δfT與δfB的關系式（5）以及δfT與持液率Hl的關系式（6）

式中：因數N的表達式[4]為

對于大角度傾斜管，管道側面的液膜厚度與底部的液膜厚度相同，為δfB，管道頂部的液膜厚度為δfT，基于頂部液膜質量守恒關系，推導出大角度傾斜管液膜分布表達式為

持液率計算選用Beggs&Brill-Moody模型，在Beggs-Brill持液率修正模型中，引入了傾角修正系數ψ，表示傾斜管截面持液率與水平管截面持液率的比值[8]。

式中：Hl(θ)為傾角為θ時的截面持液率，無因次；Hl( 0 )為水平管截面持液率，無因次。

水平管截面持液率Hl( 0 )取決于體積含液率Rl和弗勞德數Fr。

式中：Ql為液相的質量流率，kg/s；Qg為氣相的質量流率，kg/s；vm為氣液混合物速度，m/s；a、b、c均為與流型有關的系數；C為常數。

將液膜分布方程與臨界攜液流速計算方程耦合計算可獲得管道氣體臨界攜液流速計算模型，該模型考慮液膜在周向上的不均勻分布。利用液膜分布模型計算最大液膜厚度，將其代入臨界攜液流速計算方程，即可計算臨界氣流速度。求解過程如下：

（1）給定氣體流速初值vg0。

（2）利用vg0求出持液率Hl。

（3）將Hl代入液膜分布計算方程中，計算管道最大液膜厚度δf。

（4）將計算獲得的δf代入臨界攜液流速方程獲得vg1。

（5）將vg1與vg0比較，若在誤差允許范圍內，則vgcr=vg1為臨界攜液流速；否則令vg0=vg1，重復步驟（2）～（4），直到滿足誤差要求。

根據以上方法計算管線規格為Φ457 mm×10 mm的臨界攜液流速，管線輸壓為4 MPa時，管內氣體臨界攜液流速隨傾斜角的變化如圖9所示。傾斜角為50°左右時所需的臨界攜液流速最大，攜液最困難。

圖9 不同傾斜角臨界攜液流速（ D=437 mm， p=4 MPa）Fig.9 Critical liquid-carrying velocity at different inclination angles ( D=437 mm， p=4 MPa)

3 集輸管線積液量計算

天然氣在流動過程中，一方面隨著管道與周圍環境之間的熱交換，溫度會降低，在一定的溫度、壓力條件下一部分液體會凝析出來，此時管路內形成氣液兩相流[9]；另一方面，對于產氣量大、產水較高的集氣站，可能因站內分離不徹底，導致氣體攜帶部分液態水進入管網，這種情況下管線內氣體攜液量無法準確得知。積液管段積液量可通過沿程持液率計算[10]。

式中：QL為管線內總積液量，m3；L為管線長度，m；A為管線截面面積，m2。

當管道中液體流量無法獲得時，持液率Hl很難準確計算。本文引入最優化算法，在已知單段管線進出口壓力和輸氣量的前提下，利用遺傳算法，以管線計算壓差與實際壓差誤差最小為優化目標，擬合管線液體流量，從而獲得積液管段積液量。計算流程如圖10所示。

圖10 積液量計算流程Fig.10 Calculating process of liquid loading volume

4 實例分析

涪陵頁巖氣田DN450集氣干線A—H段全長15.2 km，管線規格為Φ457 mm×10 mm，位于山地丘陵地帶，管道起伏較大，如圖11所示。該段管線于12月9日開展清管作業，共清出積液95 m3。從各節點壓力變化（圖12）分析可知，清管后除末端節點壓力有所升高外，其余節點壓力均降低，整段管線壓差減小。從集氣干線各段輸氣量（圖13）分析可知，清管后各段輸氣量均有所增加，G—H段輸氣量由390×104m3/d上升至440×104m3/d。

圖11 A—H段管線沿程海拔Fig.11 A—H elevation along pipeline

通過集氣干線臨界攜液氣量模型及積液量計算模型對A—H段干線進行計算分析，獲得各段管線臨界攜液氣量變化曲線如圖14所示。A—B段、C—D段存在明顯的爬坡，所需攜液氣流速度較大。輸氣量無法達到臨界攜液氣量時，產生積液如圖15所示。C—D段清管前因輸壓較高，輸氣量低于臨界攜液氣量，產生積液；清管后，排除了管線積液，降低了C、D節點輸壓，釋放氣井產能，管線輸氣量增加，提高了C—D段管線攜液能力。A—H段清管前后積液量變化如圖16所示，計算得到清管后排除積液101 m3，實際清管清出積液95 m3，證實了模型的有效性。

圖12 各節點壓力隨時間的變化Fig.12 Variation of node pressures over time

圖13 集氣干線各段輸氣量隨時間的變化Fig.13 Variation of gas flow with time in each section of gas gathering trunk line

圖14 各段管線臨界攜液氣量對比Fig.14 Comparisons of critical liquid-carrying capacity of each section

圖15 C—D段積液量分析Fig.15 Analysis of liquid loading volume in C—D section

圖16 A—H段干線清管前后積液量隨時間的變化Fig.16 Liquid loading volume changes with time of A—H trunk line before and after pigging

5 結論與認識

（1）傾斜管段液膜的反向流動是導致積液的主要原因，傾斜角為50°左右時需要的臨界攜液流速最大。

（2）在基于液膜流動的臨界攜液流速模型的基礎上引入遺傳算法，推導的積液量計算方法適用于涪陵頁巖氣田集氣干線。

（3）涪陵頁巖氣田A—H段干線積液主要發生在輸氣量較小、傾斜角較大的A—B段和C—D段，建議加強該段干線沿線集氣站管理，通過管網輸氣量調控解決管線積液問題，延長集氣干線清管周期。