HJ成品油管道CK—ZH段保压停输期间的压力变化及影响因素分析

温华平 龙 震

〔中国石化北京石油分公司 北京 100022〕

在日常运行过程中，成品油管道会遇到计划或非计划停输，停输期间需要保压，检测管道有无泄漏现象，但由于操作不同，会引起管道压力的升高或者降低。压力过高将触发管道泄压保护系统，而压力过低会导致启输时需对管道充压，以保证下游站场泵的入口压力，严重时或可引起高点处管道内油品气化，给管道的正常运行带来重大的安全隐患[1]。因此，管道停输压力应控制在合理范围之内。

1 管道停输后压力变化的影响因素

长距离成品油输送采用密闭输送方式。由于油品在不同的压力和温度条件下具有一定程度的压缩性与膨胀性，使得成品油管道在停输期间，因为油品、管道与外部环境存在温差，造成管内油品体积发生变化，从而引起管道压力的变化[2]。

1.1 温度的影响

1.1.1 温度对油品体积的影响

大部分成品油管道的首站紧邻炼厂，来油温度较高，首站出站油温也相应较高。管道在正常输送过程中，油品与管道外部环境维持一个较为稳定的温度场。当管道停输后，油品温度开始下降，从而引发管道压力开始快速下降。

将成品油首站至其后截断阀之间的管段称之为初始管段。该管段温度变化最为明显，尤其在夏季，地表与地下温度差较大会导致油罐内油品温度远高于管道埋深处地温，加之过泵引起的油品升温，管内油品与管道环境的平均温差可达5℃以上。因此，停输后管中油品温度变化引起的管内压降在该段尤为明显。

油品体积随温度变化的性质称为油品的膨胀性，其大小通常使用体积膨胀系数表示，物理意义为温度升高1℃时体积的相对变化量，具体见式(1)。

dV=Vβtdt

(1)

式中：dV——油品体积改变量，m3；

V——油品初始体积，m3；

βt——油品的体积膨胀系数，℃-1；

dt——温度改变量，℃。

除油温影响油品体积之外，管道受压形变同样影响油品体积，将该影响因素代入式(1)可得：

(2)

式中：D——管道直径，m；

dP——压力变化量，Pa；

αp——管道体积膨胀系数，取3.3×10﹣5℃﹣1；

E——管道杨氏弹性模量，取0.2×1010Pa；

δ——管道壁厚，mm。

1.1.2 温度对管道压力的影响

当管输油温由T1降至T2，压力也随之由P1

降至P2，关系见式(3)：

(3)

A=δ˙E/D

(4)

式中：K——油品弹性系数。

对于距离短、管径小、流速低及温降大的管道，可使用苏霍夫公式(5)计算管道沿线的油温[3]：

TL=T0+(TR+T0)e-∝L

(5)

(6)

式中：TL——距起点L处的油品温度，℃；

T0——管道周围介质的温度，取埋地管道中心埋深处的自然地温，℃；

TR——管道起点的油品温度，℃；

α——参数；

L——管道长度，m；

k——总传热系数，W/(m2·℃)；

G——管输油品质量流量，kg/s；

c——管输油品比热容，J/(kg·℃)。

1.2 地形的影响

对于长度相当、温差相近的管段在同一停输时间内压力变化也会受地形的影响[4]，地形因素之所以对管道停输后的压降产生影响，是因为管内油品具有压缩性。地势平缓地区的管段，停输时管内压力较低，油品的压缩性在该条件下难以体现，管内压力主要受油品温度影响。但是，地形起伏较大地区的管段，停输时管内平均压力较高，再加上管段本身较高的位压，使得该条件下停输压力相比于平缓地区的管道的停输压力高出许多，管内油品的压缩性也随之得以体现。因此，处在地形起伏较大地区的管段，停输后的压力变化不仅受温差的影响，也受地形因素的影响。

2 纯液相管段压降模型的建立

对于沿线高程变化不明显或处在停输初期的管道，管道内压力通常会高于管内油品的饱和蒸气压，此时管道内油品为纯液相状态。由第1章中管道停输后压力变化的影响因素分析可知，影响某一确定管道内压力变化的因素包括停输期间管道沿线环境的温度、管道沿线高程、管道内油品性质、停输时管内油温及其随着时间的变化率等。本章在理论分析的基础上，引入油品压缩性方程，对温度压降模型进行修正，对纯液相管段压降计算进行建模，用于对实际管段进行压降计算。

影响成品油管道散热的因素很多，包括：管道的输量、油品的热物性、出站温度、管径的大小、保温条件、埋地管段土壤的物性、大气温度及风速等[5]。这些因素中任一个改变都会影响管道的散热情况。如当管道内油品温度升高时，管道与外界的温差增大，其散热损失将增大，反之减小。增加输量，沿线油温相应升高。外界环境温度升高，沿线油温也相应升高。各种因素都会影响土壤温度场的分布，从而影响管道径向和轴向的温降。

当成品油管道停输以后，管道内油品的温度场、传热以及土壤温度都将发生变化。当环境温度较低时，管道的稳态运行温降增大。在停输时间较短的情况下，由于管道有土壤蓄热层，因此温降不明显，但当停输时间较长时，管内油品的散热量会增加，在此阶段随着环境温度的降低，油品降温加快。表明环境温度对油品的停输降温过程有很大的影响，而且不同进出站温度也会影响管道的停输温降。当油品温度较高时，土壤温度场受油品温度的影响，蓄热强度较大，这就使油品在停输时降温过程持续的时间较长[6]。

综上分析，建立管道的土壤温度场物理模型，忽略土壤水分迁移的影响，假设管道与土壤之间的传热为纯导热；忽略管道与土壤之间的接触热阻[7]，有式(7)关系存在：

(7)

式中：Ty——油品温度，℃；

Tb——管壁温度，℃；

v——油流速度，m/s；

t——时间，s；

z——径向距离，m；

a1——油流至管内壁的放热系数，W/(m2·℃)；

ρy——油品密度，kg/m3；

cy——油品比热容，kJ/(kg·℃)。

当管道停输时，油品流速为0m/s，则停输时的油流能量方程为式(8)：

(8)

边界条件Ty为上游站场出站温度，本论文中取CK站出站油温。

(9)

管道的热容量Cg为：Cg=cgρgVg=

(10)

式中：ρy——油品密度，kg/m3；

cy——油品比热容，kJ/(kg·℃)；

Vy——油品体积，m3；

ρg——钢材密度，kg/m3；

cg——钢材比热容，kJ/(kg·℃)；

Vg——钢材体积，m3；

D1——管道内径，m；

D2——管道外径，m。

由式(5-10)推导得出管道停输后温度随停输时间的变化方程式(11)：

(11)

式中：Dp——管道平均直径，m；

k——总传热系数，W/(m2·℃)；

T0——环境温度，℃；

Tτ——停输τ小时后的温度，℃；

TQ——开始停输时的温度，℃；

τ——停输时间，h。

油品比热容式(12):

(12)

式中：Ty——油品温度，℃；

管道开始停输时的平均油温已知，以1h为计算单位，便可以由式(11)求出停输一段时间内每小时的管内平均油温[8]。

随着温度变化，管道压力的变化可通过公式(3)计算：当管输油温由Ti-1降至Ti，压力也随之由Pi-1降至Pi时的关系见式(13)：

(13)

式中：βα——管道的体积膨胀系数，管道为钢管时，βα≈3.3×10-5℃-1；

δ——管道壁厚，mm；

E——管材的杨氏弹性模量，管材为钢管时，E≈2 ×1011Pa ；

βt——油品的体积膨胀系数，℃-1；

K——油品的弹性系数，Pa；

Ti——第i时步的油温，℃；

Ti-1——第i-1时步的油温，℃；

Δp——第i时步与第i-1时步的压差，Pa。

3 气液两相管段压降模型的建立及案例分析

HJ成品油管道总长151.4km，年设计输量285万t，设计压力为6.4MPa。首站为CK站，经DX站、ZH站终点至SH站，输送介质为汽油及柴油。CK站至ZH站管段长度为88.9km，管径为Φ323×7.1mm，ZH站至SH站管径为Φ273×6.4mm。

具有较大高程差的管段会在停输后由于管段压力的下降而产生气液分离。选取HJ成品油管道CK站至ZH站管段进行研究，CK—ZH段的沿程高差变化趋势图见图1。本章对此进行建模，用于对实际管段进行压降计算，并与现场数据进行对比。

图1 CK—ZH段沿线高程差趋势

3.1 温度对压降的影响

HJ管道保压停输时管道内充满车用柴油，管内油品不会由于气化而产生气体。在此情况下管道油品温度随停输时间的延长而逐渐下降，从而使油品体积缩小而造成管道压力下降，严重时可能使管内压力降到油品饱和蒸气压以下，并使部分油品气化而形成气带或液柱分离现象。该情况容易在沿线具有较大高程差的管段内出现。因此，为了研究CK—ZH段温度与压力变化关系，在此提出HJ管道停输后CK—ZH段压力变化与温度变化关系的理论基础。

假设密闭管段内含有不溶解于柴油的气体，在柴油受热膨胀且体积变化不大的情况下，密闭管段内的部分气体可能无法溶解到柴油中。进一步假设密闭管段内的气体符合理想气体状态变化规律，则密闭管段内的气体变化过程符合气体理论方程式(14)[10]。

(14)

式中：C——常数。

在密闭管段内，由于柴油受热体积膨胀与所含气体体积压缩产生的力构成一对作用力与反作用力，则气体的体积减小量等于柴油体积的膨胀量ΔV，即：

V0-Vn=ΔV=(Tn-T0)fV

(15)

式中：V0——T0时的气体体积；

Vn——Tn时的气体体积。

f为柴油的热膨胀系数。

由式(14)和式(15)可推导得到密闭管段内气(V0)与油(V)的体积比式(16):

(16)

由式(16)可得管内存在气液两相时密闭管段内柴油受热膨胀产生的压力和温度变化的关系式，利用递推法可计算得到pn随Tn变化的数值。

(17)

密闭管段内柴油受热膨胀引起压力上升有一定的过程：低温情况下，密闭管段内存在一定的油气气体空间，随着温度的升高，密闭管段内的柴油受热膨胀，气体逐渐溶解其中，压力变化过程符合气液两相模型；温度进一步升高，密闭管段内的气体全部溶解于柴油中，压力变化过程符合纯液相模型。密闭管段内的压力随柴油热膨胀由气液两相模型转化为纯液相模型，此时温度为Tk，由式(15)得：

(18)

3.2 模型建立及案例分析

CK首站出站油品温度较高，一般为35～45℃，5月份输油管道区域埋深地温20℃左右，本文取19.35℃，当停输以后，CK—ZH段为密闭管段。本文使用2016年5月13日HJ管道停输期间CK—ZH管段的现场温度实际值来计算理论压力变化值，与现场实际压力值进行对比，最后拟合出与实际数据较为相符的压力-温度变化关系式。停输后24 h CK—ZH段的压力统计见表1。

表1 CK—ZH段停输24 h内压力变化

CK站出站与ZH站进站油品温度测量装置处在地表管线上，选取停输时油品温度为初始温度，CK站出站油品初始温度为37.429 ℃，ZH站进站油品初始温度为22.022℃，则管段油品初始平均温度为27.15℃，根据式(11)中方法得出停输24 h内管段平均温度，见表2。

表2 CK—ZH段停输24 h内油品平均温度变化

对CK—ZH段管段进出站压力进行分析，可以看到CK站出站压力降至0.535 MPa时，压力下降速率突然降低，且0.535 MPa压力值会持续较长一段时间。对此解释为：CK站出站2 km处存在高点，海拔较CK站出站压力表位置高65 m，因此停输期间满管柴油条件下，压差为Δp=ρgh=0.84×103×9.8×65=0.535×106Pa=0.535MPa。当管道内柴油因温降引发压力降至0.577MPa左右时，管道将出现气体(25℃柴油饱和蒸气压为0.042×106Pa)。由于液体的可压缩性较小，因此在高点压力高于当时柴油温度对应的饱和蒸气压时，随着油温下降，油品压力快速下降；当高点出现气相油品之后，油品温降对CK站出站压力影响显著减小。

本文中CK出站压力降至0.535MPa以后还继续下降，势必产生更多气体，因此对CK—ZH段温度与压力变化关系采取同一基准点来递推理论压力将带来较大误差，因此本文选取停输24h的0.500MPa压力和停输8h的0.535MPa来分段递推。

使用现场实际温度的平均值，通过式(16)和式(17)计算油气体积比并推导出压力变化值。将停输后9～24h后的温度和压力数值代入式(16)求得油气体积比m在0.036616～0.0371758区间内，因此本段油气体积比取0.037；再将停输7、8h时间段内的温度和压力数值代入式(16)求得油气体积比m=0.001998358。随后由式(17)递推出压力变化值，见表3。

表3 CK站出站实际压力值与计算压力值

由此可得出CK站出站压力随油温变化的关系曲线，见图2。

图2 CK站出站压力随油温变化的关系曲线

停输后管段中柴油温度逐渐降低，压力与油温关系式见式(11)；再对表3中油气两相共存数据进行拟合，得到CK站出站压力与温度关系式，见式(19)。停输管段出现油气两相临界点为(Tk，Pk)，此时Tk=297.103 K，Pk=0.5355MPa。

p=0.286+0.006e((t-218.45)/21.1)

(19)

4 结语

通过对HJ管道中存在高点的CK—ZH管段进行压力与油温关系的研究，得到如下结果：

(1)对于沿线具有高点的长距离成品油输送管道，保压停输后管道内压力会随着油温的降低而下降。由于液相油品的可压缩性较小，因此在保压停输初期密闭管道内的压力下降较快；随着高点处管道内压力降至该时刻油温所对应的油品饱和蒸气压时，管道内开始出现气相，此后由油温下降而引起的管道内压力变化趋于平缓；相对于停输后期，停输初期油温下降速度较快，这也是造成停输初期压力下降较快的原因之一。

(2)本文分别基于纯液相及气液两相情况下对管内压力与油温关系的分析，建立了适用于CK—ZH管段的压力计算模型，出现油气两相临界点的前后分别使用式(13)、式(19)来研究压力与油温关系。

(3)CK—ZH管段受管道高点的影响，停输后该管段内易出现气相油品。经数据分析可知案例中HJ管道停输后，CK站出站压力降低，在出站压力降至0.606MPa至0.535MPa之间某点时，管道内开始出现气相油品。且停输初期管道内为纯液相阶段压降下降速度较快，由表1可知CK站出站压力由0.766MPa下降至0.606MPa仅用时1h，因此在管道停输过程中，为避免管道内出现气相油品，停输期间CK站出站压力应不低于0.76MPa。

(4)管道高点的存在很大程度上影响了保压停输期间对泄漏及打孔盗油的正常监测，因此，本文拟合出较适合于CK—ZH段正常停输状态下的压力与油温变化的关系，停输期间可通过检测实际状态的压力油温曲线与正常状态下压力油温曲线的偏离程度来监测泄漏及打孔盗油。