朱建魯 周 慧 李玉星 李方圓

1. 中國石油大學(xué)（華東）儲運(yùn)與建筑工程學(xué)院 2. 中國石化天然氣分公司

0 引言

在全球大力推進(jìn)新舊能源轉(zhuǎn)換的背景下，氫氣作為一種可儲存的清潔燃料不僅制取來源廣泛且能夠消納大規(guī)模棄用能源，在能源發(fā)展中備受矚目。目前氫氣已有的儲運(yùn)途徑中，摻氫天然氣管道輸送供應(yīng)可靠，可實現(xiàn)氫氣的低成本大規(guī)模遠(yuǎn)距離輸送。但天然氣管道摻混氫氣后將加速管道現(xiàn)有裂痕發(fā)展，導(dǎo)致管道泄漏氣體濃度監(jiān)測精度降低，引起管道運(yùn)行參數(shù)變化[1-3]，特別是高濃度氫氣摻混后變化將更加明顯，因此，現(xiàn)役天然氣管道在當(dāng)前運(yùn)行條件下將存在摻氫最高適應(yīng)濃度?？紤]到燃?xì)獾幕Q性，我國天然氣中摻氫比例不超過20%[4]，現(xiàn)有的摻氫天然氣輸送項目中摻氫比最高約為5%[5]，一些歐洲國家如荷蘭等雖均規(guī)定天然氣管道摻氫濃度不超過10%，但在某些國家已開展的摻氫天然氣管輸項目中氫氣濃度最高可達(dá)20%[6-9]。

同時由于管道系統(tǒng)設(shè)計復(fù)雜且設(shè)備眾多，燃?xì)廨啓C(jī)、壓縮機(jī)、管材等均對最高摻氫比有所限制。氫氣分子量小且體積熱值僅為甲烷的三分之一，天然氣摻氫后燃?xì)廨啓C(jī)燃料體積流量增加，除密封條件無法適應(yīng)小分子氫氣易發(fā)生氣體逸出增加泄漏危險性之外[10]，若燃?xì)廨啓C(jī)保持較高流量與燃燒溫度時將增加水蒸氣含量，進(jìn)而引起金屬溫度升高縮短設(shè)備壽命，此時需考慮改用先進(jìn)的冷卻技術(shù)和TBC涂層技術(shù)以保持熱部件溫度維持在可接受范圍內(nèi)[11]。同時摻氫后燃?xì)怏w積流量的增加導(dǎo)致燃?xì)廨啓C(jī)透平與壓氣機(jī)、燃?xì)廨啓C(jī)與壓縮機(jī)之間的工作點(diǎn)匹配改變且將增加壓氣機(jī)發(fā)生喘振的可能性。2005年意大利米蘭理工大學(xué)Chiesa等[12]分析提出可通過降低燃燒室出口溫度或?qū)簹鈾C(jī)增加級提高壓比的方式來恢復(fù)壓氣機(jī)與燃?xì)廨啓C(jī)之間的流體動力匹配，但提高壓比時也需注意高壓會增加泄漏與氫脆效應(yīng)的可能性。2012年張朝山等[13]研究提出低轉(zhuǎn)速時由于天然氣摻氫20%降低體積熱值引起循環(huán)放熱量的降低將降低發(fā)動機(jī)的動力性能，但高轉(zhuǎn)速時摻氫天然氣的稀燃優(yōu)勢使燃燒效率升高可微弱提高功率輸出。2013年德國Altfeld等[14]在報告中指出天然氣摻氫10%時層流、湍流火焰速度可增長5%、10%，摻氫后可改善天然氣燃燒速度慢、熱效率低的問題，從而提高燃?xì)獍l(fā)動機(jī)的有效燃?xì)庀穆逝c循環(huán)熱效率，實現(xiàn)經(jīng)濟(jì)性能的提升[13,15-17]。2016年Judd等[2]研究表明受到燃燒穩(wěn)定性影響，燃?xì)廨啓C(jī)可接受天然氣中氫氣濃度最高一般為5%，在經(jīng)過某些調(diào)整后摻氫濃度可達(dá)10%。2020年李海波等[18]提出摻氫天然氣直接利用現(xiàn)有燃?xì)廨啓C(jī)仍需解決回火、火焰震蕩以及高溫高壓下高含氫燃料的自動點(diǎn)火問題?，F(xiàn)某些專用的合成氣燃?xì)廨啓C(jī)對氫氣濃度的接受程度可達(dá)到50%或以上，但其安裝至天然氣管道中使用還需對相應(yīng)配件進(jìn)行調(diào)整。目前針對摻氫燃?xì)廨啓C(jī)的研發(fā)較為廣泛但對已安裝在天然氣管道系統(tǒng)中的燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)行天然氣摻氫的相關(guān)研究還很少。

對于壓縮機(jī)與管道的運(yùn)行，2011年巴基斯坦工程技術(shù)大學(xué)Irfan等[19-20]研究指出在不更換現(xiàn)有設(shè)備條件下，若要保持管道平穩(wěn)運(yùn)行摻氫比最高可達(dá)17%。2015年英國克蘭菲爾德大學(xué)Busaidi等[21]對壓縮機(jī)5 500 m3/h天然氣摻氫30%后的壓比、軸功率、管道出站壓力與輸氣能力進(jìn)行了定量計算得出軸功率變化最為明顯（36%）。2020年西安交通大學(xué)王瑋等[4]通過相似原理分析獲得摻氫0～30%狀態(tài)下的壓縮機(jī)運(yùn)行曲線，并提出管道與壓縮機(jī)聯(lián)合運(yùn)行時將會降低管道輸氣能力。

目前研究集中在天然氣摻氫后管道或壓縮機(jī)運(yùn)行的單獨(dú)研究或?qū)烧呗?lián)合運(yùn)行后的參數(shù)變化，但針對動態(tài)模擬的定量研究還較為缺乏。因此，建立動態(tài)仿真模型，研究摻氫對天然氣管道輸量、壓力以及儲氣調(diào)峰等的影響，為摻氫天然氣管道設(shè)計校核提供依據(jù)。

1 摻氫天然氣管道輸送動態(tài)仿真模型

干線輸氣管是由壓氣站與站間管路組成的統(tǒng)一的水動力學(xué)系統(tǒng)（表1）[22]。如表1所示，甲烷與氫氣在密度、熱值等方面的性質(zhì)存在明顯差異，天然氣摻氫必將引起干線輸氣管輸量等重要參數(shù)的變化，但對于壓縮機(jī)與管道而言，兩者受到摻氫的影響可能存在相反趨勢。因此，先建立兩個設(shè)備的動態(tài)模型，研究摻氫對其影響規(guī)律。

表1 15 ℃、101.325 kPa時甲烷、氫氣的理化性質(zhì)表[23-24]

1.1 壓縮機(jī)動態(tài)模型

壓縮機(jī)作為氣體增壓的基礎(chǔ)設(shè)備之一在長輸天然氣管道中發(fā)揮著重要作用。管道摻氫后介質(zhì)的改變必將引起壓縮機(jī)運(yùn)行曲線的變化，同時，若壓縮機(jī)的驅(qū)動方式為燃?xì)廨啓C(jī)，以摻氫天然氣作為燃料，燃?xì)廨啓C(jī)輸出功率也將受到摻氫比的影響進(jìn)而改變壓縮機(jī)的運(yùn)行工況。

摻氫天然氣燃?xì)廨啓C(jī)動態(tài)模型如圖1所示，燃?xì)饨?jīng)節(jié)流降壓后流入燃燒室，空氣經(jīng)壓氣機(jī)兩級壓縮后流入燃燒室與燃?xì)饣旌先紵?，反?yīng)生成高溫氣體流入透平膨脹做功，動力透平輸出燃?xì)廨啓C(jī)機(jī)械功帶動壓氣站壓縮機(jī)工作。控制系統(tǒng)進(jìn)出口壓力邊界相同，獲得摻氫0、10%、20%、30%時燃?xì)廨啓C(jī)輸出功率的變化。

圖1 摻氫天然氣燃?xì)廨啓C(jī)動態(tài)模型圖

假定燃?xì)廨啓C(jī)輸出至壓縮機(jī)功率的傳輸效率不變，近似認(rèn)為絕熱指數(shù)相等的條件下，根據(jù)相似原理將燃?xì)廨啓C(jī)輸出功率與壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速與功率建立聯(lián)系。利用SPS仿真軟件建立壓縮機(jī)動態(tài)模型，從而獲得天然氣摻氫對壓縮機(jī)運(yùn)行曲線的影響，即

式中N表示壓縮機(jī)功率，kW；P表示燃?xì)廨啓C(jī)輸出功率，kW；η表示燃?xì)廨啓C(jī)輸出至壓縮機(jī)功率的傳輸效率；N1表示純天然氣時壓縮機(jī)功率，kW；n1表示純天然氣壓縮機(jī)運(yùn)行轉(zhuǎn)速，r/min；n2表示摻氫天然氣壓縮機(jī)運(yùn)行轉(zhuǎn)速，r/min；N2表示摻氫天然氣時壓縮機(jī)功率，kW。

轉(zhuǎn)速5 500 r/min時摻氫天然氣壓縮機(jī)運(yùn)行曲線如圖2所示。天然氣摻氫后，對壓縮系統(tǒng)的運(yùn)行主要有兩點(diǎn)影響：①對燃?xì)廨啓C(jī)的影響。盡管氫氣在很寬的溫度與壓力范圍內(nèi)均具有很高的火焰?zhèn)鞑ニ俣?，但同一體積流量時氫氣僅能提供約為甲烷三分之一的熱量，因此在控制壓力邊界條件時，天然氣摻氫后主要受到體積熱值降低的影響，導(dǎo)致燃?xì)廨啓C(jī)的輸出功率隨著摻氫比的增加而降低，摻氫30%時燃?xì)廨啓C(jī)輸出功率與純天然氣時相比約降低了9%。在其他條件維持不變時，壓縮機(jī)需通過降低自身轉(zhuǎn)速來適應(yīng)燃?xì)廨啓C(jī)提供動力的降低，進(jìn)而引起壓縮機(jī)性能曲線的下移。②對壓縮機(jī)的影響。摻氫會降低壓縮介質(zhì)的密度，相同壓力條件下?lián)綒涮烊粴鈱⒄紦?jù)更大的空間，而且與天然氣相比氫氣壓縮因子更高，此時壓縮機(jī)需要更大的轉(zhuǎn)速與功率壓縮輸送氣體，但控制轉(zhuǎn)速不變時壓縮機(jī)只能通過降低入口流量來適應(yīng)介質(zhì)的變化，從而引起壓縮機(jī)性能曲線的下移。綜上所述，向天然氣管道摻氫后綜合考慮壓縮機(jī)的動力供應(yīng)與介質(zhì)改變，認(rèn)為隨著摻氫比的增加，壓縮機(jī)同一轉(zhuǎn)速下的性能曲線下移越明顯。

圖2 轉(zhuǎn)速5 500 r/min時摻氫天然氣壓縮機(jī)運(yùn)行曲線圖

圖3分別為摻氫比介于0～30%時壓縮機(jī)在轉(zhuǎn)速介于4 412～6 788 r/min運(yùn)行的性能曲線。但若壓縮機(jī)采用電驅(qū)方式，天然氣摻氫后轉(zhuǎn)速可隨之調(diào)節(jié)以確保壓縮機(jī)動力供應(yīng)充足。因此，摻氫后壓縮機(jī)運(yùn)行曲線受到壓縮介質(zhì)變化的影響仍然會向左下方移動，但摻氫造成的影響會有所減小。

圖3 天然氣摻氫比介于0～30%的壓縮機(jī)性能曲線圖

1.2 管道動態(tài)模型

利用SPS軟件建立管道動態(tài)模型，其中狀態(tài)方程選用BWRS方程，經(jīng)計算摻氫天然氣在0～12 MPa、摻氫比不超過35%時，BWRS方程對摻氫天然氣的壓縮因子預(yù)測精度較高，最大計算誤差不超過1%，滿足工程計算需求?？刂乒艿缐毫吔绮蛔儯O(shè)置摻氫比介于0～30%，獲得摻氫比對管道輸氣能力的影響情況（圖4）。

圖4 摻氫比介于0～30%時壓縮機(jī)與管道入口標(biāo)準(zhǔn)體積流量圖

由于向天然氣中摻混氫氣后管輸氣體壓縮因子升高，壓縮相同體積氣體時摻氫天然氣需要更高的壓力壓縮輸送。因此，在管道進(jìn)出口壓力恒定時，天然氣摻氫將導(dǎo)致管道體積流量降低。但相比壓縮因子的變化，天然氣摻氫后管輸氣體密度的變化更為顯著。由于管輸氣體的密度隨著摻氫比的增加而降低，在保持壓力邊界恒定時，管輸氣體標(biāo)準(zhǔn)體積流量將隨著摻氫比的增加而增加。與純天然氣時相比，摻氫比分別為10%、20%、30%時，管道體積流量分別增加了3%、7%、12%。

但隨著摻氫天然氣中氫氣占比的逐漸升高，同一壓比轉(zhuǎn)速時壓縮機(jī)運(yùn)行流量不斷下降，從而降低管輸系統(tǒng)的輸氣能力。圖4中壓縮機(jī)壓比為1.13、轉(zhuǎn)速為5 500 r/min時，與純天然氣時相比，天然氣摻氫比分別為10%、20%、30%時，壓縮機(jī)入口標(biāo)準(zhǔn)體積流量分別降低了13%、26%、42%。同時由圖5所示各摻氫比下壓縮機(jī)喘振曲線可知，天然氣摻氫后壓縮機(jī)的喘振區(qū)域增大，穩(wěn)定工作區(qū)變窄。經(jīng)計算，摻氫比分別為10%、20%、30%時，喘振區(qū)最大約擴(kuò)大7%、16%、28%。在圖3中當(dāng)轉(zhuǎn)速與壓比恒定時，如A點(diǎn)在純天然氣輸送時壓縮機(jī)入口流量約為5 350 m3/h且遠(yuǎn)離喘振區(qū)，但B點(diǎn)天然氣摻氫比為10%時，流量降至3 931 m3/h且剛好落在喘振點(diǎn)。因此，天然氣摻氫后運(yùn)行流量的減小意味著增大了壓縮機(jī)工作點(diǎn)進(jìn)入喘振區(qū)的可能性，從而降低了管道系統(tǒng)的可調(diào)節(jié)性。實際運(yùn)行中應(yīng)考慮調(diào)節(jié)壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速升高直至流量遠(yuǎn)離喘振區(qū)，若壓氣站為串聯(lián)機(jī)組，則考慮順次提升各壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速的方式以實現(xiàn)壓氣站的快速穩(wěn)定[25]。

圖5 摻氫天然氣壓縮機(jī)喘振曲線圖

2 案例分析

控制壓力邊界恒定時摻氫引起壓縮機(jī)入口流量與管道標(biāo)準(zhǔn)體積流量的變化存在相反趨勢，因此提出研究天然氣摻氫比介于0～30%、管道與壓縮機(jī)聯(lián)合工作時長輸管道系統(tǒng)的參數(shù)變化，同時獲得天然氣摻氫對管道泄漏工況與系統(tǒng)儲氣調(diào)峰的影響規(guī)律。

以川氣東送管道為例，其中天然氣組成如表2所示[26]，物性計算方程選用BWRS方程，管道全長1 700 km，設(shè)計年輸量120×108m3，外徑為1 016 mm，管壁厚為17.5 mm，干線管壁粗糙度為10 μm，保持起點(diǎn)壓力為8 MPa，終點(diǎn)壓力為4 MPa，全線共設(shè)3座壓氣站，每座壓氣站兩臺壓縮機(jī)并聯(lián)運(yùn)行，摻氫比設(shè)置介于0～30%變化，利用SPS軟件建立動態(tài)模型（圖6）。

表2 摻氫天然氣中天然氣組成表

圖6 摻氫天然氣管道輸送系統(tǒng)動態(tài)模型圖

2.1 輸送能力

2.1.1 壓縮機(jī)固定轉(zhuǎn)速

當(dāng)各壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速不進(jìn)行任何調(diào)節(jié)時，控制管道干線起終點(diǎn)壓力不變，綜合壓縮機(jī)動力與管輸介質(zhì)改變因素，對天然氣摻氫0～30%管道與壓縮機(jī)聯(lián)合運(yùn)行時系統(tǒng)運(yùn)行流量與各節(jié)點(diǎn)壓力進(jìn)行模擬。盡管摻氫后管道標(biāo)準(zhǔn)體積流量隨著摻氫比增加而增加，但當(dāng)管道與壓縮機(jī)聯(lián)合運(yùn)行時壓縮機(jī)的轉(zhuǎn)速與功率將成為系統(tǒng)流量增加的限制因素。摻氫天然氣管道總輸量如圖7所示，隨著摻氫比的增加摻氫天然氣管道系統(tǒng)總輸量逐漸降低，摻氫10%、20%、30%時分別下降4%、7%、9%，在摻氫比超過20%時系統(tǒng)體積流量將低于設(shè)計輸量120×108m3。

圖7 摻氫天然氣管道總輸量圖

摻氫0～30%時，摻氫天然氣管道各節(jié)點(diǎn)運(yùn)行壓力與規(guī)定最低壓力如圖8所示，管道各節(jié)點(diǎn)壓力隨著天然氣中摻氫比的增加而降低。與純天然氣時相比，管道摻氫10%、20%、30%時節(jié)點(diǎn)壓力最大約下降6%、11%、16%。當(dāng)管道純天然氣年輸量為129×108m3時，各節(jié)點(diǎn)壓力均能滿足運(yùn)行要求，但當(dāng)管道摻氫比超過20%時，嘉興站壓力將低于4.05 MPa，無法滿足下游用氣需求。

圖8 摻氫天然氣管道各節(jié)點(diǎn)壓力圖

因此，綜合摻氫對壓縮機(jī)與管道設(shè)備的影響，在對摻氫天然氣管道系統(tǒng)不進(jìn)行任何調(diào)整時，摻氫比最高20%可以滿足系統(tǒng)輸量與壓力需求。當(dāng)摻氫比超過20%、摻氫天然氣管道總輸量不能達(dá)到要求時，將影響下游用戶的用氣，此時需考慮適當(dāng)升高壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速以適應(yīng)摻氫后管道高流量的輸送。

2.1.2 壓縮機(jī)調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)速

在管道實際運(yùn)行中壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速并不能持續(xù)升高或降低。摻氫天然氣管道各壓氣站壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速、總功耗及輸量如圖9所示，當(dāng)管道總輸量隨摻氫比增加而增加時，為滿足高流量氣體順利輸送，各壓氣站壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速需不斷升高，但在天然氣摻氫比為15%時，管道潛江站壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速達(dá)到上限，摻氫天然氣管道總功耗開始隨摻氫比增加而降低。在摻氫比為30%時，全線壓氣站壓縮機(jī)均達(dá)到轉(zhuǎn)速上限，進(jìn)而導(dǎo)致管道流量無法繼續(xù)增加，因此天然氣摻氫比為30%時，管道輸氣能力反而低于摻氫比為25%時。所以從管道壓縮機(jī)實際運(yùn)行考慮，摻氫比最高不宜超過30%。

圖9 摻氫天然氣管道各壓氣站壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速、總功耗及輸量圖

2.1.3 熱值需求

對于天然氣管道下游用戶而言，不僅要滿足其用氣量需求，更重要的是燃燒熱值的供應(yīng)，取熱值流量為單位時間內(nèi)管道輸送氣體燃燒所能提供的熱量，即該值與管道輸送氣體標(biāo)準(zhǔn)體積流量及體積熱值相關(guān)。當(dāng)管道起終點(diǎn)壓力恒定僅輸送天然氣時，管道體積流量與設(shè)計輸量相比仍有一定富裕流量，且天然氣摻氫比介于0～25%時，管道總輸量不斷增加。摻氫天然氣管道熱值流量與摻氫比關(guān)系如圖10所示，由于摻氫后氣體體積熱值降低，造成摻氫比分別為10%、20%、30%時，熱值流量與純天然氣時相比約降低6%、12%、19%。根據(jù)《天然氣：GB 17820—2018》中規(guī)定的一類天然氣體積高熱值應(yīng)大于34 MJ/m3標(biāo)準(zhǔn)[27]，摻氫比約為24%時，管道輸送氣體熱值流量將無法滿足一類氣體熱值流量供應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)。而根據(jù)《城鎮(zhèn)燃?xì)夥诸惡突咎匦裕篏B/T 13611—2018》中規(guī)定的12T天然氣體積高熱值介于31.97～43.57 MJ/m3[24]，當(dāng)摻氫比不超過30%時均能滿足要求。但若根據(jù)管道運(yùn)行純天然氣體積高熱值計算，當(dāng)摻氫比超過12%時，管道輸送氣體熱值流量將降至設(shè)計輸量下氣體所能提供熱量值。因此，為了滿足下游用戶的熱值使用需求，管道摻氫比最高為12%。

圖10 摻氫天然氣管道熱值流量與摻氫比關(guān)系圖

綜上所述，向天然氣管道中摻混氫氣輸送在對管道不采取任何調(diào)整措施時，綜合考慮摻氫比對壓縮機(jī)動力與介質(zhì)性質(zhì)的影響，為滿足下游用戶的用氣量與壓力需求，管道摻氫比最高不超過20%。但系統(tǒng)實際運(yùn)行時壓縮機(jī)等設(shè)備自身可調(diào)節(jié)，摻氫比不超過30%時均在系統(tǒng)可調(diào)節(jié)范圍內(nèi)。同時為避免下游用氣熱值不足，摻氫比最高宜為12%。因此，綜合多種因素認(rèn)為，為滿足摻氫天然氣管道系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行，摻氫比建議最高不超過12%。

2.2 泄漏工況

當(dāng)天然氣管道受到腐蝕或撞擊等出現(xiàn)泄漏時，由于與天然氣相比氫氣分子量極小更易逸出，同時氫氣最小點(diǎn)火能更低、爆炸極限更寬，增加了管道泄漏后燃燒爆炸的可能性，因此利用SPS軟件對摻氫比介于0～30%時管道泄漏后的流量、壓力與搶修時間進(jìn)行模擬，其中泄漏孔徑為60 mm，屬于小孔泄漏[28]。圖11分別為管道純天然氣正常輸送與各摻氫比狀態(tài)下泄漏后的理論流量壓力變化圖。管道在距起點(diǎn)110 km處出現(xiàn)泄漏后，由于控制管道起終點(diǎn)壓力恒定時，摻氫將引起管道體積流量的增加，因而在泄漏點(diǎn)之前各點(diǎn)體積流量隨摻氫比增加而增加，從而越發(fā)遠(yuǎn)離天然氣正常運(yùn)行時的流量值，但在泄漏點(diǎn)之后摻氫濃度較低時可縮小流量的降低幅度，更加接近正常運(yùn)行流量值，在摻氫比升高至20%泄漏后流量反而高于純天然氣正常運(yùn)行值。同時，管道泄漏后全線壓力降低且距離泄漏點(diǎn)越近壓力下降越明顯，盡管天然氣摻氫后壓力下降趨勢減弱，但與純天然氣輸送泄漏時相比，摻氫比為30%時壓力僅升高0.12%，可忽略不計。

圖11 摻氫天然氣管道泄漏后理論管道流量壓力變化圖

管道泄漏點(diǎn)距離起點(diǎn)越近影響越明顯。以距管道起點(diǎn)三分之一處為例，圖12為川氣東送管道在距起點(diǎn)642 km處，泄漏孔徑為60 mm時發(fā)生泄漏工況后管道流量與壓力的變化圖。對于復(fù)雜長輸天然氣管道運(yùn)行流量而言，摻氫對管道的泄漏影響規(guī)律同時還受到泄漏流量的影響，且由于管道沿線壓力除受到泄漏影響外各壓氣站壓比、沿線高程溫度隨距離的變化等均對管道壓力有所影響，因而對于摻氫天然氣管道的泄漏監(jiān)測若僅通過管道泄漏前后的流量與壓力判斷泄漏點(diǎn)位置將在一定程度內(nèi)存在誤差。

圖12 摻氫天然氣管道泄漏后實際管道流量壓力變化圖

相同溫度、壓力時，與天然氣相比氫氣壓縮因子更高且壓縮因子大于1，相同體積變化時，甲烷壓力變化約是氫氣壓力變化的91%，相同壓力變化時，氫氣體積變化是甲烷的8倍左右。因此認(rèn)為管道出現(xiàn)泄漏時摻氫天然氣管線壓力下降更快，當(dāng)管道壓力低于最低壓力時將直接影響下游用戶的正常用氣。通過SPS軟件模擬管道穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)下某點(diǎn)突然發(fā)生泄漏，管道泄漏搶修時間從剛一發(fā)生泄漏起開始計算，直至管道壓力低于最低壓力值時停止。圖13反映了摻氫天然氣管道泄漏后搶修時間與摻氫比的關(guān)系，其中泄漏孔徑為60 mm，泄漏流量為1 168 kg/s。與純天然氣輸送時相比摻氫比分別為10%、20%、30%時搶修時間縮短了28%、61%、93%。因此當(dāng)天然氣管道摻氫輸送時不僅對氣體泄漏監(jiān)測技術(shù)提出了挑戰(zhàn)，同時要求泄漏后有關(guān)部門需要給出更加迅速的應(yīng)急反應(yīng)與處理方案，從而保證管道輸氣的正常運(yùn)行。

圖13 摻氫天然氣管道泄漏搶修時間圖

2.3 儲氣調(diào)峰

對于長輸天然氣管道輸配系統(tǒng)而言，氣源供氣量一般恒定，但對于管道下游城鎮(zhèn)用氣與發(fā)電廠等而言，其用氣量隨時間變化，解決下游用氣的季節(jié)不均勻性與日調(diào)峰問題，保證管道向終端用戶穩(wěn)定供氣是長輸管道的基礎(chǔ)任務(wù)之一[29]。終端用戶燃?xì)庥杉兲烊粴馓鎿Q為摻氫天然氣時需考慮其燃燒熱值的互換問題，向天然氣中摻混氫氣后同樣體積流量下燃?xì)馑芴峁┑臒崃拷档停虼藢τ诮K端用戶而言在同一時刻下所需燃?xì)怏w積流量隨摻氫比增加而增加。通過川氣東送管道終點(diǎn)上海城鎮(zhèn)燃?xì)庥脷獾脑虏痪鶆蛳禂?shù)可得一年中各月上海月氣量如圖14所示，根據(jù)摻氫天然氣的體積高熱值換算得出各摻氫比狀態(tài)下上海所需供氣量。

圖14 上海站月用氣量圖

對于長輸天然氣管道而言，只有管道終點(diǎn)供氣壓力與最低允許壓力之間存在壓差，管道末段才具備儲氣能力，從而對城鎮(zhèn)燃?xì)庥脷獾娜詹痪鶆蛐赃M(jìn)行調(diào)峰[26]。若將上海站由于天然氣摻氫后熱值變化引起的用氣量增加考慮在內(nèi)，同時控制管道起點(diǎn)壓力恒定，那么長輸管道由于輸送氣體的體積流量增加而增大沿程壓力損失，從而造成管道終點(diǎn)壓力的降低（圖15）。盡管此時上海城鎮(zhèn)燃?xì)庥脷獾臒嶂敌枨蟮玫綕M足，但由于終點(diǎn)壓力的降低，管道末段儲氣調(diào)峰的能力隨摻氫比增加而下降，進(jìn)而降低了長輸管道對城鎮(zhèn)燃?xì)馊詹痪鶆蛴脷庹{(diào)節(jié)的靈活性。

圖15 摻氫天然氣管道終點(diǎn)壓力圖

摻氫天然氣管道末段儲氣量與儲能量如圖16所示，當(dāng)川氣東送管道控制起點(diǎn)壓力與流量恒定時，管道末段儲氣量與其儲能量隨著天然氣摻氫比的增加而降低。與純天然氣輸送時相比，摻氫比分別為10%、20%、30%時管道末段儲氣量約降低6%、10%、13%，而儲能量約降低12%、22%、30%。此時可考慮通過調(diào)節(jié)管道最后一個壓氣站壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速或增加壓比的方式提升管道末段壓力，從而增加其儲氣能力。當(dāng)僅通過管道末段儲氣不足以對城鎮(zhèn)燃?xì)獾娜沼脷獠▌舆M(jìn)行調(diào)峰時，則需考慮通過氣罐儲氣調(diào)峰等措施來解決供氣與用氣不平衡的問題。

圖16 摻氫天然氣管道末段儲氣量與儲能量圖

3 結(jié)論

綜合考慮摻氫對燃?xì)廨啓C(jī)動力、壓縮機(jī)性能曲線和管道輸送能力的影響，通過對摻氫天然氣管道建立動態(tài)仿真模型，并對輸氣量、泄漏和調(diào)峰工況進(jìn)行動態(tài)模擬，得到以下結(jié)論：

1）天然氣摻氫后綜合考慮壓縮機(jī)動力與介質(zhì)性質(zhì)的變化，壓縮機(jī)性能曲線下移，從而造成同一轉(zhuǎn)速壓比時入口體積流量降低。同時天然氣摻氫后壓縮機(jī)喘振區(qū)域增大，體積流量的降低增大了壓縮機(jī)在喘振區(qū)運(yùn)行的可能性，因此實際運(yùn)行中需考慮適當(dāng)升高壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速以保證壓縮機(jī)的穩(wěn)定運(yùn)行。

2）當(dāng)管道與壓縮機(jī)聯(lián)合運(yùn)行且系統(tǒng)起終點(diǎn)壓力恒定時，若考慮壓縮機(jī)動力及介質(zhì)變化的影響，對系統(tǒng)不進(jìn)行任何調(diào)節(jié)時，摻氫比超過20%時系統(tǒng)輸量與壓力將低于設(shè)計要求。若壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速在一定范圍可調(diào)節(jié)時，天然氣摻氫不超過30%時均在系統(tǒng)可接受范圍內(nèi)。若考慮下游用戶熱值需求時，天然氣摻氫約12%時管輸熱值流量將低于需求值。因此綜合多種因素，為了滿足長輸天然氣管道輸配系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行，天然氣摻氫比最高不宜超過12%。

3）當(dāng)管道發(fā)生泄漏時，對于水平輸氣管段而言，摻氫對壓力變化影響極小可忽略，但長輸摻氫天然氣管道泄漏后壓力變化不僅受到氣體摻氫影響，還受到壓氣站運(yùn)行、沿程高程變化的影響。與純天然氣輸送相比，天然氣管道摻氫比分別為10%、20%、30%時，管道發(fā)生泄漏后搶修時間約降低28%、61%、93%，從而對管道泄漏后的應(yīng)急響應(yīng)提出挑戰(zhàn)。

4）從管道終端用戶的燃?xì)鉄嶂倒?yīng)穩(wěn)定角度考慮，天然氣摻氫后城鎮(zhèn)燃?xì)庥脷饬吭黾樱瑥亩蠊艿罋庠戳髁吭黾拥瑫r又會造成管道終點(diǎn)壓力的下降，進(jìn)而降低管道儲氣調(diào)峰的能力。若控制管道流量邊界，摻氫比為30%時末段儲氣量約降低13%，同時其儲能量約降低30%。因此天然氣管道摻氫后需考慮提高最后一個壓氣站壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速或增加壓比的方式提高末段儲氣壓力，從而實現(xiàn)管道供氣與用氣的平衡。