機(jī)動(dòng)管線氣頂排空速度的影響因素及作用機(jī)理分析

姜俊澤， 張偉明， 雍歧衛(wèi)， 蔣明

(后勤工程學(xué)院 軍事供油工程系， 重慶 401331)

機(jī)動(dòng)管線氣頂排空速度的影響因素及作用機(jī)理分析

姜俊澤， 張偉明， 雍歧衛(wèi)， 蔣明

(后勤工程學(xué)院 軍事供油工程系， 重慶 401331)

為提高機(jī)動(dòng)管線的排空速度和機(jī)動(dòng)能力，建立機(jī)動(dòng)管線氣頂排空的動(dòng)力模型，采用特征線法求解，得到清管球速度和管內(nèi)壓力降的變化規(guī)律。利用該模型對(duì)排空過(guò)程進(jìn)行了計(jì)算和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，發(fā)現(xiàn)排空速度與空壓機(jī)流量、壓力以及管線的臨界長(zhǎng)度有關(guān)：當(dāng)管線長(zhǎng)度大于臨界長(zhǎng)度時(shí)，空壓機(jī)的排氣量起主要作用，使用大流量的空壓機(jī)排空速度較快；反之當(dāng)管線長(zhǎng)度小于臨界長(zhǎng)度時(shí)，壓力起主要作用，使用大壓力的空壓機(jī)排空速度較快。因此，為提高排空速度，可以在設(shè)計(jì)時(shí)首先計(jì)算臨界長(zhǎng)度，之后根據(jù)管線的總長(zhǎng)度和臨界長(zhǎng)度選擇性能合適的空壓機(jī)，或者依據(jù)空壓機(jī)的性能劃分排空段的長(zhǎng)度。

石油化學(xué)工程； 機(jī)動(dòng)管線； 排空； 壓力； 流量； 臨界長(zhǎng)度

0 引言

機(jī)動(dòng)管線是用快裝接頭連接，地表鋪設(shè)的一類管線系統(tǒng)，它具有展開(kāi)、撤收速度快，機(jī)動(dòng)性強(qiáng)的優(yōu)點(diǎn)，是我軍戰(zhàn)時(shí)油料保障的重要手段。機(jī)動(dòng)管線在改輸油品或撤收時(shí)要將管內(nèi)的油品排出并回收，這一過(guò)程稱為管線的排空，是機(jī)動(dòng)管線使用過(guò)程中的一項(xiàng)常規(guī)作業(yè)。氣頂排空作為一種主要的排空方法，具有不受環(huán)境條件限制，不需要水源的優(yōu)點(diǎn)，是高原高寒地區(qū)的唯一選擇。但由于受限于空壓機(jī)的性能，對(duì)于長(zhǎng)達(dá)幾十公里甚至上百公里的管線，一般不可能實(shí)現(xiàn)一次性的全線排空，通常采用分段的方法進(jìn)行。為了提高排空速度，需要分析排空速度的影響因素，并科學(xué)地劃分管段長(zhǎng)度。而目前對(duì)各種因素還沒(méi)有深入地定量分析，沒(méi)有得到管段長(zhǎng)度同空壓機(jī)流量和壓力的確定關(guān)系。管段長(zhǎng)度一般是憑經(jīng)驗(yàn)劃分，對(duì)于指導(dǎo)排空作業(yè)還存在一定的盲目性，制約了氣頂排空的應(yīng)用范圍。目前，對(duì)于民用固定管線的清管過(guò)程研究較多，而對(duì)機(jī)動(dòng)管線的氣頂排空過(guò)程研究得較少。文獻(xiàn)[1-2]分析了管道試壓排水過(guò)程中清管器在不同地形條件下的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，建立了室內(nèi)管道試壓水排放試驗(yàn)系統(tǒng)，并開(kāi)發(fā)了相關(guān)軟件。金朝文等[3]通過(guò)改變閥的開(kāi)閉時(shí)間和遷移空壓機(jī)的位置來(lái)控制輸氣管線中清管球的運(yùn)行速度，但并沒(méi)有對(duì)影響清管速度的因素進(jìn)行深入的定量分析。西南石油大學(xué)張琳等[4]建立了油田伴生氣管線清管數(shù)學(xué)模型，該模型能較好地預(yù)測(cè)清管的始發(fā)輸氣壓力，計(jì)算結(jié)果符合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際，具有很強(qiáng)的工程實(shí)用性，為清管方案的制定提供了可靠依據(jù)。文獻(xiàn)[5-6]對(duì)氣液混輸管道清管中清管時(shí)間、清管器運(yùn)行速度等參數(shù)進(jìn)行了數(shù)值模擬。Xu等[7]采用混合拉格朗日—?dú)W拉法建立了清管器與氣液非穩(wěn)態(tài)流動(dòng)的耦合模型，并采用有限差分法進(jìn)行求解，利用該模型可模擬清管器的運(yùn)行參數(shù)和氣液兩相流量，可用于追蹤清管器的運(yùn)行。郭東升等[8]結(jié)合輸氣管道在線清管作業(yè)實(shí)際情況，通過(guò)建立清管器運(yùn)動(dòng)模型，適時(shí)控制清管器的運(yùn)行速度。李長(zhǎng)俊等[9]使用多相流模擬OLGA軟件對(duì)大落差管道內(nèi)清管器的運(yùn)行速度和持液率進(jìn)行了分析，得到了管道所承受的沖擊載荷。國(guó)外的文獻(xiàn)[10-14]也對(duì)清管過(guò)程進(jìn)行了研究，但大多也是采用不同的方法建立不同條件下的清管模型，并優(yōu)選模型中微分方程的數(shù)值解法，以提高模型的精度，用來(lái)預(yù)測(cè)清管器運(yùn)行的速度和位置。Esmaeilzadeh等[15]針對(duì)氣液兩相混輸管路建立了清管操作的數(shù)學(xué)模型，并采用變時(shí)步特征線法對(duì)模型進(jìn)行求解，該模型不但可以用來(lái)預(yù)測(cè)清管器的運(yùn)動(dòng)速度和清管時(shí)間，還可計(jì)算出最優(yōu)的清管流量范圍，相比上述的其他模型較為完善。Lesani等[16]建立了小口徑管道檢測(cè)清管器運(yùn)行的二維和三維模型，可用于清管器在曲線管道運(yùn)行過(guò)程中的速度控制。李濤等[17]利用OLGA軟件模擬了管道內(nèi)積液量、分離器進(jìn)液量隨管道壓力和入口氣體流量變化的動(dòng)態(tài)過(guò)程，得到了合理吹掃方案。清管和排空過(guò)程有很多相似之處，但上述的研究成果都沒(méi)有結(jié)合空壓機(jī)的性能分析影響排空速度的各種因素。本文結(jié)合排空作業(yè)的工程實(shí)際，考慮作業(yè)裝備的性能，通過(guò)建立排空模型，對(duì)不同性能空壓機(jī)的模擬計(jì)算，得到壓力、流量、排空段長(zhǎng)度與排空速度的定量關(guān)系。分析各種因素對(duì)排空速度的作用機(jī)理，為管線的排空作業(yè)提供依據(jù)，可有效提高排空速度。

1 排空過(guò)程的動(dòng)力模型

排空過(guò)程氣液之間用清管球隔離，模型如圖1所示。圖1中Δp為清管器兩端壓力差，G為清管球所受重力，x為距離，F(xiàn)f是清管球與液體間的作用力，F(xiàn)x是氣體與清管球間的作用力，F(xiàn)c為清管球與管壁的摩擦力。

圖1 機(jī)動(dòng)管線氣頂排空過(guò)程Fig.1 Emptying process of mobile pipeline

本文只針對(duì)水平管線，根據(jù)計(jì)算需要和管內(nèi)流體運(yùn)動(dòng)情況，提出如下假設(shè)：1)氣體為理想氣體；2)液體為不可壓縮流體；3)氣液兩相沒(méi)有質(zhì)量交換；4)氣體和液體被清管器充分隔離；5)等溫絕熱過(guò)程。

對(duì)于氣體，有連續(xù)性方程和動(dòng)量方程：

(1)

(2)

式中：pG為氣體壓力；uG為氣體速度；ρG為氣體密度；t為時(shí)間；A為管道截面積。

考慮氣體的可壓縮性，需要實(shí)際氣體的狀態(tài)方程和壓力波表達(dá)式：

pGVG=ZRGT，

(3)

(4)

由于在實(shí)際排空過(guò)程，使用的是空壓機(jī)，而不是體積無(wú)限大的具有恒定壓力和流量的氣源， 需要引入空壓機(jī)的性能方程[19]：

p=a-b(AuG)2，

(5)

式中：a、b為待定系數(shù)，可通過(guò)擬合得到。

對(duì)于液體有連續(xù)性方程和動(dòng)量方程：

(6)

(7)

式中：pL是液體壓力；uL是液體速度；ρL是液體密度。

清管球的運(yùn)動(dòng)是靠其上下游的壓差驅(qū)動(dòng)的，清管球的運(yùn)動(dòng)方程可表示為：

(8)

式中：mp為清管球的質(zhì)量；vp是清管球的速度，其計(jì)算方法見(jiàn)文獻(xiàn)[20]。

2 模型的求解

將(1)式和(2)式寫(xiě)成向量的形式：

(9)

式中：

W=[ρuGp]T；

(10)

(11)

通過(guò)分析A′方程的特征根可知，矩陣A′的特征值就是(9)式的特征值。矩陣A′方程的特征值為

(12)

用A′的特征向量左乘(10)式可以得到相容性方程：

[Li]T[Wt+A′Wx]=0，

(13)

式中：Li為矩陣A′的特征向量，

L1=[01c/p]，

(14)

L2=[01-c/p]；

(15)

Wt為W的時(shí)間變量；Wx為W的位置變量。

(16)

(17)

式中：

(18)

(19)

變量pG、ρG、uG在P點(diǎn)(見(jiàn)圖2)的值可以通過(guò)計(jì)算網(wǎng)格點(diǎn)L、N、O得到，而在網(wǎng)格結(jié)點(diǎn)R、M、S的值可以通過(guò)線性插值公式得到。圖2給出了變量pL、ρG、uG在兩個(gè)相鄰時(shí)步間的關(guān)系。

圖2 氣體方程的特征線算法Fig.2 Backward and forward MOC algorithm for gas flow

(16)式和(17)式可沿相應(yīng)的特征線進(jìn)行積分得到求解變量。由線性插值，可得

(20)

(21)

式中：X代表不同時(shí)刻的結(jié)點(diǎn)上的pL、ρG、uG.

由(20)式～(21)式可得

(22)

(23)

由(23)式可以得到：

(24)

液體方程的求解方法與氣體方法相同，其中：

(25)

(20)式～(25)式中，下標(biāo)R、M、S代表各變量在R、M、S各點(diǎn)的插值。

將(22)式和(25)式代入(8)式，可得到任意時(shí)刻清管球速度vp和管內(nèi)壓力p.

3 不同壓力流量下的排空速度對(duì)比

為考察不同初始條件對(duì)排空速度的影響，將初始條件分別設(shè)為：1)工作壓力為0.7 MPa，排氣量為10 m3/min，代表A型空壓機(jī)；2)工作壓力為1.0 MPa，排氣量為7 m3/min，代表B型空壓機(jī)?？諌簷C(jī)的性能方程可通過(guò)最小二乘法擬合得到：

pA=2-0.033Q+0.000 16Q2,

(26)

pB=(3-1.45Q)1.24,

(27)

式中：Q為空壓機(jī)流量。

同時(shí)考慮管長(zhǎng)的影響，將管長(zhǎng)設(shè)為3 000 m和5 000 m分別進(jìn)行計(jì)算。

根據(jù)特征線解法，分別計(jì)算求得兩種不同工況下氣體方程和液體方程的特征根分別為

工況1：氣體方程的特征根為：λG1=9，λG2=-331，λG3=349；液體方程的特征根為：λL1=3，λL2=-1 377，λL3=1 383.

工況2：氣體方程的特征根為：λG1=14，λG2=-326，λG3=354；液體方程的特征根為：λL1=5，λL2=-1 375，λL3=1 385.

運(yùn)行參數(shù)的計(jì)算結(jié)果如圖3所示。

圖3 兩型空壓機(jī)的排空速度對(duì)比Fig.3 Comparison of draining rates of two air compressors

圖3是清管球速度- 時(shí)間曲線，圖3(a)排空段長(zhǎng)度(管長(zhǎng))為3 000 m，圖3(b)排空段長(zhǎng)度為5 000 m. 由于兩型空壓機(jī)均在額定轉(zhuǎn)速下工作，因此可以達(dá)到它們的額定壓力和排氣量。由圖3可見(jiàn)：當(dāng)管長(zhǎng)為3 000 m時(shí)，B型空壓機(jī)的排空速度始終高于A型空壓機(jī)；當(dāng)管長(zhǎng)為5 000 m時(shí)，開(kāi)始時(shí)B型空壓機(jī)的速度大于A型空壓機(jī)，但隨著排空的進(jìn)行，速度差距逐漸變小，但當(dāng)排空進(jìn)行到580 s時(shí)，A型空壓機(jī)和速度超過(guò)了B型空壓機(jī)。由此可見(jiàn)，壓力較大的空壓機(jī)在排距較短或排空的初始階段有較大的速度，而當(dāng)管長(zhǎng)達(dá)到一定程度以后，流量較大的空壓機(jī)更有優(yōu)勢(shì)。

為進(jìn)一步分析排空速度的影響因素，對(duì)比上述條件下的管內(nèi)壓力變化情況，如圖4所示。

圖4 兩型空壓機(jī)的清管壓降對(duì)比Fig.4 Comparison of pressure drops of two air compressors

圖4是排空過(guò)程管內(nèi)的壓降- 時(shí)間曲線，當(dāng)管長(zhǎng)為3 000 m時(shí)，使用B型空壓機(jī)的管內(nèi)壓力始終高于A型空壓機(jī)，但管內(nèi)的壓降差別不大，截至200 s時(shí)，兩種工況下的壓降分別為0.43 MPa和0.29 MPa. 當(dāng)管長(zhǎng)為5 000 m時(shí)，在587 s以前，使用B型空壓機(jī)的管內(nèi)壓力高于A型空壓機(jī)；但在587 s之后，B型空壓機(jī)的管內(nèi)壓力則低于A型空壓機(jī)，總體來(lái)看B型空壓機(jī)的管內(nèi)壓力下降幅度大于A型空壓機(jī)；在800 s時(shí)，B型空壓機(jī)的管內(nèi)壓降比A型低0.079 MPa. 可見(jiàn)在管段較短時(shí)，B型空壓機(jī)優(yōu)勢(shì)明顯，但在管段較長(zhǎng)時(shí)，A型空壓機(jī)比B型空壓機(jī)能更好的維持管內(nèi)壓力。

由對(duì)比可知，管線的排空速度與空壓機(jī)的流量、壓力以及排空段的長(zhǎng)度有關(guān)。排空段較短時(shí)，壓力起主要作用；排空段較長(zhǎng)時(shí)，排氣量起主要作用。原因在于，排空開(kāi)始時(shí)，管內(nèi)液體較多，需要足夠大的壓力推動(dòng)液體運(yùn)動(dòng)，較大的壓力可以使管內(nèi)流速度迅速增加，并維持在較高水平，這時(shí)壓力起主要作用；但排空過(guò)程氣體和液體的速度是不同的，氣體和液體的速度由前者大后者小逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榍罢咝『笳叽?，?dāng)液體速度超過(guò)氣體速度的時(shí)候，管內(nèi)壓力將會(huì)下降，這是由于排氣量不足導(dǎo)致的，可見(jiàn)壓力的建立和保持需要有足夠的氣體流量，較大的排氣量可以使管內(nèi)壓力維持在較高的水平?；蛘哒f(shuō)，排氣壓力是決定排空速度的根本原因，而排氣量是建立壓力的必要條件，它通過(guò)對(duì)管內(nèi)壓力的積累影響排空速度。因此，對(duì)于排空過(guò)程存在一個(gè)壓力和流量作用的臨界長(zhǎng)度，這個(gè)臨界長(zhǎng)度與排空段長(zhǎng)度和排空時(shí)間有關(guān)，下面通過(guò)計(jì)算來(lái)確定這一臨界長(zhǎng)度。

4 臨界長(zhǎng)度的確定

由于排空過(guò)程管內(nèi)的清管球或是液體流速為變加速直線運(yùn)動(dòng)，因此臨界長(zhǎng)度可表示為

(28)

利用模型分別代入兩種工況下的初始條件并假設(shè)管線無(wú)限長(zhǎng)，得到工況1下清管球的運(yùn)動(dòng)速度方程：

vp1(t)=-0.132+0.013 53t-5.443 9×10-5t2+
6.425 7×10-8t3+1.447 6×10-24t4.

(29)

工況2下清管球的運(yùn)動(dòng)速度方程：

vp2(t)=0.129+0.116t-4.13×10-5t2+
4.539 73×10-8t3-5.161×10-26t4.

(30)

聯(lián)解(29)式和(30)式得到時(shí)間t1=557.5 s，代入(28)式得到臨界長(zhǎng)度Lc=4 357.6 m.

也就是說(shuō)當(dāng)排空段長(zhǎng)度大于4 357.6 m時(shí)，應(yīng)使用A型空壓機(jī)，而在排空段長(zhǎng)度小于4 357.6 m時(shí)，應(yīng)使用B型空壓機(jī)。當(dāng)然，這一臨界長(zhǎng)度是在兩種特定工況下得到的，對(duì)于具有不同額定流量和壓力的空壓機(jī)，臨界長(zhǎng)度會(huì)有所變化。下面再以一個(gè)算例進(jìn)行分析說(shuō)明。

圖5 C、D兩型空壓機(jī)的排空速度對(duì)比Fig.5 Comparison of draining rates of C and D air compressors

還是選擇具有不同壓力和流量的空壓機(jī)進(jìn)行對(duì)比：一種C型空壓機(jī)，壓力是1.5 MPa，流量是10 m3/min；另一種D型空壓機(jī)，壓力是0.7 MPa，流量是20 m3/min. 假設(shè)管長(zhǎng)是8 km，采用上述模型進(jìn)行計(jì)算，得到的臨界長(zhǎng)度為L(zhǎng)c=6 863.2 m，臨界時(shí)間t=719.8 s，清管球的速度曲線如圖5所示，管內(nèi)壓力降如圖6所示。

圖6 C、D兩型空壓機(jī)的排空壓降對(duì)比Fig.6 Comparison of pressure drops of C and D air compressors

由圖5可見(jiàn)，對(duì)于具有不同壓力和排氣量的空壓機(jī)，上述結(jié)論同樣適用，只是臨界長(zhǎng)度的時(shí)間有所不同，而且從圖6也可看出，管內(nèi)的壓力降在臨界時(shí)間719.8 s之后D型空壓機(jī)也超過(guò)了C型空壓機(jī)，進(jìn)一步驗(yàn)證了上述結(jié)論的正確性。因此，為提高排空速度，要根據(jù)排空段長(zhǎng)度選擇性能合適的空壓機(jī)，或者依據(jù)空壓機(jī)的參數(shù)劃分排空段長(zhǎng)度，可以采用上述模型進(jìn)行臨界長(zhǎng)度的計(jì)算，為排空設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

5 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

5.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

為驗(yàn)證上述模型的準(zhǔn)確性，鋪設(shè)了DN100機(jī)動(dòng)管線對(duì)不同壓力流量下的排空時(shí)間進(jìn)行了實(shí)測(cè)，實(shí)驗(yàn)流程見(jiàn)圖7.

圖7 實(shí)驗(yàn)流程圖Fig.7 Flow chat of experiment

實(shí)驗(yàn)中所用的空壓機(jī)為滑片式空壓機(jī)，其最大排氣壓力為0.7 MPa，最大排氣量為10 m3/min，其內(nèi)設(shè)置穩(wěn)壓罐，出口有壓力調(diào)節(jié)閥，可通過(guò)改變發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速調(diào)整其排氣量。兩個(gè)清管器收發(fā)裝置之間的距離為5 000 m，清管器收發(fā)裝置上帶有指示器，可以準(zhǔn)確判斷清管器到達(dá)時(shí)間。

5.2 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

為驗(yàn)證模型計(jì)算的準(zhǔn)確性，將模型的計(jì)算值和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行比較，結(jié)果如圖8和圖9所示。

圖8 A、B型空壓機(jī)的清管球速度計(jì)算值與 實(shí)驗(yàn)值對(duì)比Fig.8 Comparison between calculated value and experimental value on spherical pig velocities of A and B air compressors

圖9 A、B型空壓機(jī)的管內(nèi)壓力降計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比Fig.9 Comparison between calculated value and experimental value on pressure drops of A and B air compressors

由圖8可見(jiàn)，在對(duì)清管球的速度進(jìn)行預(yù)測(cè)時(shí)，模型計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值吻合良好，只是0～150 s間，模型的計(jì)算值略高于實(shí)驗(yàn)值，但對(duì)于模型計(jì)算的準(zhǔn)確性影響不大。由圖9可見(jiàn)，在對(duì)管線壓力降的預(yù)測(cè)時(shí)，計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值的變化趨勢(shì)基本相符。只是對(duì)于A型空壓機(jī)的計(jì)算，在300 s后，計(jì)算值略偏離實(shí)驗(yàn)值，在研究過(guò)程中對(duì)這一現(xiàn)象經(jīng)過(guò)多次的實(shí)驗(yàn)對(duì)比，此現(xiàn)象一直存在，可能是由于實(shí)驗(yàn)中的清管球與管壁摩擦使其發(fā)生形變而引起的管內(nèi)壓力升高。綜合來(lái)看，該模型計(jì)算的準(zhǔn)確性較好，與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)基本吻合。

此外，為了分析臨界長(zhǎng)度的變化規(guī)律，調(diào)整了空壓機(jī)的工況，進(jìn)行不同壓力和排氣量下的排空速度實(shí)驗(yàn)，數(shù)據(jù)見(jiàn)表1和表2.

表1 相同排氣壓力下排空時(shí)間實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)Tab.1 Emptying time at the same gas pressure

表2 相同排氣量下排空時(shí)間實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)Tab.2 Emptying time at the same gas flow rate

通過(guò)表1和表2的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可見(jiàn)，模型對(duì)于排空時(shí)間的預(yù)測(cè)較為準(zhǔn)確，在排空段長(zhǎng)度超過(guò)臨界長(zhǎng)度的情況下，當(dāng)排氣壓力不變而排氣量減小，或者當(dāng)排氣量不變而排氣壓力減小時(shí)，排空時(shí)間都要增加，且前者需要的時(shí)間更長(zhǎng)。

6 結(jié)論

通過(guò)建立機(jī)動(dòng)管線的氣頂排空模型，得到了清管球的速度隨時(shí)間的變化規(guī)律。

1)在進(jìn)行排空作業(yè)時(shí)，排空速度與空壓機(jī)的排氣量、壓力以及管線的長(zhǎng)度有關(guān)，排空段較短時(shí)，壓力起主要作用，排空段較長(zhǎng)時(shí)，排氣量起主要作用。

2)為提高排空速度，可采用臨界長(zhǎng)度作為空壓機(jī)選型的依據(jù)，當(dāng)管線長(zhǎng)度超過(guò)臨界長(zhǎng)度時(shí)，使用大排氣量的空壓機(jī)可以獲得較快的排空速度，而當(dāng)管線長(zhǎng)度小于臨界長(zhǎng)度時(shí)，使用大壓力的空壓機(jī)可以獲得較快的排空速度。

3)通過(guò)試算發(fā)現(xiàn)，當(dāng)管線長(zhǎng)度增加時(shí)，臨界長(zhǎng)度和臨界時(shí)間也會(huì)增加，而當(dāng)空壓機(jī)的排氣量和排氣壓力增加時(shí)，臨界長(zhǎng)度和臨界時(shí)間則相應(yīng)地減小。因此，在進(jìn)行排空作業(yè)時(shí)，要根據(jù)排空段長(zhǎng)度選擇性能合適的空壓機(jī)，或者依據(jù)空壓機(jī)的參數(shù)劃分排空段的長(zhǎng)度，從而提高作業(yè)效率。

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Analysis of the Influencing Factors and Mechanism of Gas Draining Rate of Mobile Pipeline

JIANG Jun-ze, ZHANG Wei-ming， YONG Qi-wei, JIANG Ming

(Department of Oil Supply Engineering, Logistics Engineering University, Chongqing 401331, China)

In order to promote the emptying efficiency of mobile pipeline, a dynamic model of emptying is established, which is solved by the method of characteristics (MOC), and the velocity of spherical pig and the variation of pressure drop are obtained. The model was verified by experiments. The emptying rate is related to the critical length of pipeline, the gas flow rate and max pressure of compressor. If the length of pipeline is longer than its critical length, the gas flow rate plays a dominant role in the emptying rate, and a high-flow-rate compressor should be used. On the contrary, if the length of pipeline is shorter than its critical length, the gas pressure plays a dominant role, and a high-pressure compressor should be used. The critical length increases with the development of pipe length, while the critical length decreases with the development of gas flow rate and pressure. Hence, in order to promote the emptying efficiency, the critical length should be determined in the design, and then an appropriate compressor is chosen in terms of the overall length and critical length of pipeline or the length of emptying segment is partitioned according the compressor performance.

petrochemistry engineering; mobile pipeline; emptying; pressure;flow rate;critical length

2016-05-24

姜俊澤(1984—)，男，講師，博士。E-mail: 154950688@qq.com

E234

A

1000-1093(2017)03-0585-08

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.03.023