長寧頁巖氣寧納線大落差管段清管沖擊應(yīng)力與位移分析

彭 陽 安建川 羅 敏 余 進(jìn) 馬學(xué)峰 楊 紅 別 沁 劉 穎 梁 力

1.中國石油西南油氣田公司輸氣管理處 2.中國石油西南油氣田公司

0 引言

長寧—威遠(yuǎn)國家級(jí)頁巖氣示范區(qū)長寧頁巖氣外輸干線寧納線（寧209井區(qū)中心站—納溪西站）管道外徑為813 mm，設(shè)計(jì)壓力為6.3 MPa，設(shè)計(jì)輸氣量為1 200×104m3/d，線路總長為110.4 km，為中國石油天然氣股份有限公司目前距離最長、管徑最大的頁巖氣外輸管道，于2017年12月投運(yùn)。該管線沿途翻越多處高陡坡地段，其中垂直落差距離超過200 m的大落差管段共有6處。受起伏地形影響，清管器運(yùn)行速度會(huì)不斷發(fā)生改變，尤其是在大落差管段，會(huì)加速?zèng)_擊管道底部彎頭，使得管道所受最大沖擊應(yīng)力可能超過許用值而增加失效風(fēng)險(xiǎn)。因此，為了確保后期清管作業(yè)的安全，并為清管方案制訂、清管器選型以及清管過程監(jiān)控等提供依據(jù)，有必要對(duì)寧納線大落差管段清管沖擊過程進(jìn)行研究。

現(xiàn)行的標(biāo)準(zhǔn)、規(guī)范等側(cè)重于清管作業(yè)方案制訂、清管器選型、清管安全措施及應(yīng)急預(yù)案實(shí)施等[1-3]，對(duì)天然氣管道的具體清管技術(shù)要求較為簡略。目前針對(duì)大落差天然氣管段清管沖擊過程的相關(guān)研究工作亦開展得不夠，主要有：喻軍等[4]考慮了管道內(nèi)壓、清管器速度、土壤類型，利用有限元法研究了中緬天然氣管道某大落差管段受清管器沖擊作用時(shí)產(chǎn)生的應(yīng)力集中及變形問題。李長俊等[5]以云南中緬某大落差管道為研究對(duì)象，分析了清管作業(yè)時(shí)管道內(nèi)壓、積液量、清管器速度和持液率對(duì)沖擊應(yīng)力的影響。陳利瓊等[6]研究了天然氣管道穿越滑坡地段的應(yīng)力變化規(guī)律。賈彥杰等[7]通過分析獲得了大落差管道清管器的運(yùn)行規(guī)律。劉嘯奔等[8]采用非線性有限元方法，建立了載荷作用下埋地管道彎頭的受力模型，研究了彎頭曲率半徑、彎頭夾角、管土摩擦因數(shù)與土壤彈性模量等對(duì)管道應(yīng)力變化的影響。曾鳴等[9]以“川氣東送”大落差天然氣管道為研究對(duì)象，分析了橡膠清管球運(yùn)行速度、內(nèi)壓對(duì)清管沖擊過程管道應(yīng)力的影響。陳福林等[10]研究了山區(qū)輸氣管道清管時(shí)，高程差引起的重力位能變化對(duì)水力計(jì)算以及積水對(duì)清管速度的影響。劉浠堯[11]針對(duì)中緬天然氣兩段典型大落差管道，研究了不同工況下清管沖擊應(yīng)力與應(yīng)變。Zhu等[12-13]對(duì)清管過程中雙向直板清管器與管壁的接觸應(yīng)力參數(shù)進(jìn)行了仿真計(jì)算，并比較了線性方法與非線性方法在接觸應(yīng)力計(jì)算中的差異性。Zhang等[14]分析了清管器通過環(huán)形焊縫時(shí)三個(gè)階段的皮碗受力情況。李偉等[15]利用ANSYS/LS-DYNA軟件建立了海底懸空管道受墜物撞擊的三維非線性有限元模型，研究了接觸、摩擦和管—土耦合作用對(duì)撞擊動(dòng)態(tài)響應(yīng)過程的影響。鄧濤等[16]研究了大落差輸氣管道水試壓后清管的壓力脈沖。王文明等[17]采用有限元法研究了清管器對(duì)隧道管段的沖擊作用，分析了清管器速度、管道內(nèi)壓對(duì)管道應(yīng)力與加速度的影響。丁俊剛等[18]從清管方式、清管器速度和清管安全措施等角度，對(duì)比了中國和俄羅斯管道清管技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)的差異。

綜上所述，現(xiàn)階段對(duì)大落差天然氣管段清管沖擊過程主要影響因素的考慮不夠全面，因而不能夠充分地了解不同因素對(duì)清管器沖擊過程的作用規(guī)律，并且沒有對(duì)大落差地段天然氣管道敷設(shè)時(shí)的安全清管極限高度進(jìn)行研究。為此，以長寧頁巖氣寧納線某大落差管段為研究對(duì)象，首先分析了不同因素對(duì)清管沖擊過程的影響；其次基于SPT OLGA軟件與ANSYS/LS-DYNA軟件，建立了清管仿真模型，計(jì)算出清管速度、管道底部彎頭所受最大沖擊應(yīng)力及位移；最后，分析得出了大落差管段安全清管條件的計(jì)算方法。

1 大落差管道清管過程有限元模型建立與計(jì)算

1.1 清管過程仿真幾何模型建立

在實(shí)際埋地管道清管過程中，管道、清管器與周圍土壤三者之間相互耦合，因此，對(duì)整個(gè)體系進(jìn)行計(jì)算較為復(fù)雜。為了便于仿真幾何模型建立及提高運(yùn)算效率，使用了以下假設(shè)與簡化：

1）大落差管道所處坡面形狀為若干折線組成的坡面，管道為直管段不存在彎曲。

2）忽略管道外部防腐層影響。

3）不考慮管內(nèi)氣體對(duì)清管器的阻力及升力，清管器只受重力和前后壓差。

4）高差主要影響清管器到達(dá)底部彎頭的速度，故取彎頭前端較短長度的管段進(jìn)行有限元計(jì)算。

5）將實(shí)際清管器結(jié)構(gòu)進(jìn)行等質(zhì)量簡化，并將皮碗的密封盤進(jìn)行等接觸面積的集中布置。

以表1中的清管器、管道與土壤的相關(guān)參數(shù)取值為例，建立起大落差管段有限元模型，如圖1所示。

表1 有限元模型建立相關(guān)參數(shù)取值表

1.2 仿真計(jì)算關(guān)鍵參數(shù)設(shè)置與確定

受清管載荷作用，清管器與管道相互接觸。ANSYS軟件在計(jì)算清管過程時(shí)，兩個(gè)模型的接觸力相互傳遞，同時(shí)，也在不斷判斷兩個(gè)表面是否發(fā)生接觸，并不斷修正相應(yīng)約束條件。目標(biāo)面和接觸面的選擇依據(jù)是將剛度較大的面作為目標(biāo)面，相應(yīng)的參數(shù)設(shè)置見如表2所示。

表2 ANSYS軟件仿真過程接觸條件參數(shù)設(shè)置表

在進(jìn)行有限元計(jì)算時(shí)，需要對(duì)所設(shè)置的單元賦予材料屬性，即選擇本構(gòu)關(guān)系。各部分的材料屬性選擇如下：

1）管道本構(gòu)關(guān)系采用了經(jīng)典的Ramberg-Osgood模型，ANSYS軟件中管道模型參數(shù)設(shè)置如表3所示。

表3 ANSYS軟件中管道模型參數(shù)設(shè)置表

2）清管器本構(gòu)模型采用Mooney-Rivlin準(zhǔn)則。清管器的中部軸承由結(jié)構(gòu)鋼構(gòu)成，其參數(shù)與管材一致。

3）外圈皮碗由可以承受大應(yīng)變和大變形，但體積改變極微（不可壓縮）的聚氨酯構(gòu)成，因此，選用能夠準(zhǔn)確描述變形范圍為150%以內(nèi)橡膠材料力學(xué)行為的Mooney-Rivlin準(zhǔn)則。ANSYS軟件中清管器模型材料參數(shù)設(shè)置如表4所示。

表4 ANSYS軟件中清管器模型聚氨酯材料參數(shù)設(shè)置表

4）土壤本構(gòu)模型采用的是D-P模型。由于研究的大落差管段所處土壤介質(zhì)主要為黏土，因此，采用了能夠模擬埋地管道周圍土壤在清管器沖擊作用下力學(xué)行為的D-P模型來定義土體介質(zhì)屬性。ANSYS軟件中土壤模型參數(shù)設(shè)置如表5所示。

表5 ANSYS軟件中黏土土壤模型參數(shù)設(shè)置表

在有限元計(jì)算中，盡量選擇網(wǎng)格質(zhì)量較高、迭代速度較快的六面體網(wǎng)格，并進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證。以輸送壓力為4.0 MPa、清管器運(yùn)行初速度為15 m/s的清管工況為例，通過調(diào)整網(wǎng)格尺寸大小對(duì)總網(wǎng)格進(jìn)行控制，選取了 23×104、28×104、33×104、37×104、42×104共5種網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行清管沖擊過程仿真計(jì)算，管道最大應(yīng)力變化趨勢(shì)如圖2所示。

從圖2可以看出，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量超過33×104個(gè)時(shí)，最大應(yīng)力保持在203 MPa左右，由此可確定出模型最優(yōu)網(wǎng)格數(shù)為33×104個(gè)左右（實(shí)際為339 017）。后續(xù)對(duì)所有清管工況中應(yīng)力與位移的有限元計(jì)算，均采用上述同樣的方式進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，但因計(jì)算的工況數(shù)量較多，故不再一一贅述。

2 大落差管道清管沖擊應(yīng)力與位移影響因素分析

為了研究清管速度、管道內(nèi)壓、摩擦系數(shù)、敷設(shè)坡度、清管質(zhì)量和土壤類型對(duì)清管沖擊過程的影響規(guī)律，在仿真計(jì)算時(shí)采取了單因素改變的方法，參數(shù)設(shè)置情況如表6所示。

表6 大落差管道清管沖擊應(yīng)力與位移影響因素參數(shù)設(shè)置表

2.1 清管速度

為了研究清管速度對(duì)大落差管段清管沖擊過程的影響，設(shè)置了較寬的速度范圍（3～21 m/s）。不同清管速度條件下，管道所受最大沖擊應(yīng)力與位移變化曲線如圖3所示。

從圖3可知，隨著清管速度增加，最大沖擊應(yīng)力增大，并逐漸接近于許用應(yīng)力值339.5 MPa；最大位移整體上也呈現(xiàn)上升趨勢(shì)，尤其是在速度超過12 m/s后，位移值加速上升。其中，應(yīng)力變化量為88.41 MPa，位移變化量為8.52 mm。這表明清管速度能夠顯著影響清管沖擊過程應(yīng)力與位移。通過對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行曲線擬合，得到大落差管道受清管沖擊作用時(shí)的最大應(yīng)力、最大位移與清管速度的關(guān)系式。其中，最大應(yīng)力、最大位移的擬合確定系數(shù)（R2）分別為0.989 9、0.968 7?？梢钥闯觯畲鬀_擊應(yīng)力是隨著清管速度增加而呈現(xiàn)快速上升的趨勢(shì)，此時(shí)，管道的失效風(fēng)險(xiǎn)也迅速增加，但最大位移在清管速度小于12 m/s時(shí)的增加幅度很小。綜上，清管速度會(huì)對(duì)沖擊過程產(chǎn)生很大影響。

2.2 管道內(nèi)壓

根據(jù)寧納線的實(shí)際運(yùn)行壓力和設(shè)計(jì)壓力，將壓力研究范圍設(shè)置為3.0～6.0 MPa。不同內(nèi)壓下管道最大沖擊應(yīng)力與位移變化曲線如圖4所示。

由圖4可知，隨著管道內(nèi)壓增加，最大沖擊應(yīng)力快速上升，且最大位移整體上也呈現(xiàn)快速增加的趨勢(shì)。其中，當(dāng)內(nèi)壓為6.0 MPa時(shí)，管道所受最大應(yīng)力為324.1 MPa，接近管道許用應(yīng)力339.5 MPa。通過數(shù)據(jù)擬合可得大落差管道受清管沖擊作用時(shí)的最大應(yīng)力、最大位移與管道內(nèi)壓的函數(shù)關(guān)系式。其中，最大應(yīng)力、最大位移的擬合確定系數(shù)（R2）分別為0.995 3、0.986 2?？梢钥闯觯瑪M合曲線呈現(xiàn)平滑上升的趨勢(shì)，這表明管道內(nèi)壓對(duì)大落差管段底部彎頭所受的沖擊應(yīng)力、位移影響顯著。

2.3 摩擦系數(shù)

根據(jù)《機(jī)械清管器技術(shù)條件：Q/SY 1262—2010》中關(guān)于清管器皮碗材料的規(guī)定[19]，將清管器與管壁間摩擦系數(shù)研究范圍設(shè)置為0.20～0.40。不同摩擦系數(shù)下管道最大沖擊應(yīng)力與最大位移變化曲線如圖5所示。

由圖5可知：①當(dāng)清管器—管壁摩擦系數(shù)由0.20增加至0.30時(shí)，最大應(yīng)力計(jì)算值隨著摩擦系數(shù)的增加而減小，其變化量為31.48 MPa；最大位移計(jì)算值隨著摩擦系數(shù)的增加，呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢(shì)，位移變化范圍為14.8～15.9 mm，但變化量很小，僅為1.1 mm，可以忽略。②當(dāng)清管器—管壁摩擦系數(shù)由0.30增加至0.40時(shí)，最大應(yīng)力、最大位移的計(jì)算值均隨著摩擦系數(shù)的增加而增加，其中，應(yīng)力的變化量為31.38 MPa，位移的變化量為2.29 mm。這表明摩擦系數(shù)對(duì)清管沖擊過程的應(yīng)力影響較大，而對(duì)位移的影響很小。分析最大沖擊應(yīng)力呈現(xiàn)先減小后增加的趨勢(shì)原因?yàn)椋河赡Σ料禂?shù)變?。ɑ蜃兇螅┮鸬那邢驔_擊應(yīng)力減?。ɑ蛟黾樱┑姆扰c由速度增大（或減?。┮鸬碾x心力（即施加于管道內(nèi)表面的正壓力）增加（或減?。┑姆炔灰恢?。通過數(shù)據(jù)擬合可得大落差管道受清管沖擊作用時(shí)的最大應(yīng)力、最大位移與清管器—管壁的函數(shù)關(guān)系式。其中，最大應(yīng)力、最大位移的擬合確定系數(shù)（R2）均為1.000 0。從擬合曲線可以看出，摩擦系數(shù)對(duì)清管沖擊過程的應(yīng)力與位移變化影響存在特殊性。

2.4 敷設(shè)坡度

根據(jù)天然氣管道敷設(shè)時(shí)的地形地勢(shì)條件，將坡度研究范圍設(shè)置為40°～70°。不同坡度下管道最大沖擊應(yīng)力與位移變化曲線如圖6所示。

由圖6可知，隨著管道敷設(shè)坡度增加，即坡度越陡，清管器到達(dá)大落差管段底部的速度也會(huì)隨之不斷升高，相應(yīng)的最大沖擊應(yīng)力、最大位移均快速增大。其中，應(yīng)力的變化量為91.89 MPa，位移的變化量為4.03 mm。這表明敷設(shè)坡度能夠顯著影響清管沖擊過程的應(yīng)力大小。通過擬合數(shù)據(jù)可得大落差管道受清管器沖擊作用時(shí)，管道最大應(yīng)力、最大位移與敷設(shè)坡度的函數(shù)關(guān)系式。其中，最大應(yīng)力、最大位移的擬合確定系數(shù)（R2）均為1.000 0，擬合曲線與計(jì)算曲線基本重合。從擬合曲線可以看出，管道敷設(shè)坡度對(duì)清管沖擊應(yīng)力與最大位移的影響很大。

2.5 清管質(zhì)量

根據(jù)現(xiàn)場清管作業(yè)常用清管器類型，包括：直板清管器、測(cè)徑清管器、磁力清管器、漏磁檢測(cè)清管器的重量變化范圍，將清管質(zhì)量范圍設(shè)置為400～1 600 kg。不同清管質(zhì)量下管道最大沖擊應(yīng)力與最大位移變化曲線如圖7所示。

由圖7可知，隨著清管質(zhì)量的增加，大落差管道受沖擊應(yīng)力增加或降低幅度并不十分顯著，其中，最大應(yīng)力的變化范圍為172.43～178.04 MPa，最大位移的變化范圍為15.57～16.80 mm，即應(yīng)力與位移的改變量均很小。這是因?yàn)榍骞芷髑昂髩翰钍冀K設(shè)置為0.2 MPa保持不變，隨著清管質(zhì)量的增加，清管器運(yùn)行加速度變小，當(dāng)?shù)竭_(dá)底部彎頭部位時(shí)的速度也會(huì)減小，從而導(dǎo)致沖擊應(yīng)力減小，但同時(shí)質(zhì)量的增加會(huì)引起沖擊作用力的增加，由此，最終導(dǎo)致管道所受沖擊應(yīng)力、位移在清管質(zhì)量改變時(shí)未發(fā)生較大的且有規(guī)律性的變化。為驗(yàn)證這一結(jié)論，通過提取仿真模型中清管器到達(dá)底部彎頭時(shí)的速度后得出，清管速度確實(shí)為隨清管質(zhì)量的增加而減小。通過擬合數(shù)據(jù)得出了大落差管道受清管器沖擊作用時(shí)，管道最大應(yīng)力、最大位移與清管質(zhì)量的函數(shù)關(guān)系式。其中，最大應(yīng)力、最大位移的擬合確定系數(shù)（R2）分別為0.843 2、0.895 4。從擬合結(jié)果可以看出，清管沖擊過程中的應(yīng)力與位移變化規(guī)律不明顯。

2.6 土壤類型

土體性質(zhì)改變必然導(dǎo)致作用在大落差埋地管道上的載荷發(fā)生變化，從而影響清管過程的應(yīng)力、位移大小。其中，影響土壤彈性模量的黏聚力、內(nèi)摩擦角是反映土壤性質(zhì)的重要指標(biāo)。根據(jù)寧納線《線路工程勘察報(bào)告》，其土壤主要為粉質(zhì)黏土和黏土，彈性模量分別為38.54 MPa和28.59 MPa，清管沖擊應(yīng)力與位移云圖如圖8、9所示。

從圖8、9中可以看出，當(dāng)管道埋于黏土?xí)r，清管過程所受最大沖擊應(yīng)力與最大位移計(jì)算值分別為202.81 MPa、15.24 mm，均大于粉質(zhì)黏土的應(yīng)力與位移計(jì)算值。這表明粉質(zhì)黏土嵌固能力強(qiáng)于黏土，管道在受到?jīng)_擊載荷作用時(shí)，黏土環(huán)境下的管道變形更大，因而應(yīng)力也更大；而粉質(zhì)黏土環(huán)境下的管道被嵌固得更緊，故其位移變化更小。同時(shí)，計(jì)算結(jié)果也表明彈性模量越大的土壤，嵌固能力越強(qiáng)，清管時(shí)管道受到的沖擊應(yīng)力與位移也就越小。

3 大落差天然氣管道清管沖擊過程實(shí)例分析

通過綜合考慮不同影響因素，針對(duì)寧納線某大落差管段進(jìn)行清管過程動(dòng)力學(xué)計(jì)算。

3.1 清管過程工藝仿真計(jì)算

3.1.1 基礎(chǔ)數(shù)據(jù)輸入

為了建立清管工藝計(jì)算仿真模型，獲取清管過程中清管器運(yùn)行速度隨著位置變化的曲線，需要用到的參數(shù)包括：天然氣組分、管道沿線高程、管線長度、管徑、壁厚、粗糙度、輸氣量、首站溫度、末站壓力和環(huán)境溫度。以寧納線為例，采用表7中的數(shù)據(jù)，基于SPT OLGA軟件進(jìn)行清管工藝計(jì)算。

表7 寧納線管道設(shè)計(jì)及運(yùn)行參數(shù)表

3.1.2 仿真模型建立與校核

選取OLGA Empty File，首末站分別設(shè)置為流量節(jié)點(diǎn)與壓力節(jié)點(diǎn)，并結(jié)合管段沿線高程數(shù)據(jù)，加入FA-models中的清管模塊（Pigging Model），從而起建立管道清管模型。在網(wǎng)格劃分過程中，取每條管段的小節(jié)數(shù)為4，每節(jié)長度取100 m。

通過對(duì)寧納線6次清管作業(yè)工況進(jìn)行仿真計(jì)算，并將結(jié)果與實(shí)際清管采集數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，以驗(yàn)證所建模型的準(zhǔn)確性。首站壓力、末站壓力及平均速度結(jié)果對(duì)比如圖10所示。

由圖10可以看出，在不同清管工況下，首站壓力、末站壓力及平均速度仿真計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)之間偏差很小。其中，首站壓力計(jì)算結(jié)果誤差范圍為0.1%～1.1%；末站壓力計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值符合得很好；清管器平均速度計(jì)算結(jié)果誤差范圍為0.3%～6.4%。因此，采用OLGA軟件所建仿真模型計(jì)算準(zhǔn)確性高，能夠用于寧納線清管過程的模擬。由此，計(jì)算出了輸氣量最大工況（工況3）下清管器通過大落差段的速度為4.3 m/s。

3.2 大落差段清管沖擊過程有限元分析

根據(jù)現(xiàn)場某大落差管段的實(shí)際路由，針對(duì)工況3建立有限元分析模型，參數(shù)設(shè)置如表8所示。清管沖擊過程仿真計(jì)算網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證如圖11所示，分別 選 取 了 30×104、35×104、45×104、50×104和55×104共5種不同網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行最大應(yīng)力計(jì)算，可以看出當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量保持超過45×104個(gè)時(shí)，應(yīng)力保持在169 MPa左右，由此確定出模型所用的網(wǎng)格總數(shù)為45×104個(gè)（實(shí)際為451 450）。而清管沖擊過程應(yīng)力與位移計(jì)算結(jié)果如圖12、13所示。

表8 大落差管段清管有限元模型參數(shù)設(shè)置表

由圖12和圖13可以看出，管道最大應(yīng)力為168.72 MPa，最大位移為9.29 mm，應(yīng)力和位移主要集中在彎頭部位。清管過程中清管器的沖擊應(yīng)力并沒有超過管道的許用應(yīng)力值349.2 MPa。因此，上述清管作業(yè)工況下清管器的沖擊過程是安全的。

3.3 大落差天然氣管道安全清管條件研究

3.3.1 已建大落差天然氣管道

對(duì)于已建大落差天然氣管道的某次清管作業(yè)而言，可以確定的參數(shù)包括：管線敷設(shè)路由、管徑、壁厚、大落差段高差與坡度、清管器類型、清管器質(zhì)量以及清管器—管壁間的摩擦系數(shù)。管道輸氣量和運(yùn)行壓力屬于變量。這兩者均影響清管器運(yùn)行速度大小，進(jìn)而影響沖擊過程的應(yīng)力與位移。

為此，首先通過在仿真模型中逐步增加清管器運(yùn)行速度，以獲得管道最大應(yīng)力剛好大于許用應(yīng)力時(shí)對(duì)應(yīng)的清管器速度，即為極限清管速度；然后，通過清管工藝仿真計(jì)算得到對(duì)應(yīng)的輸氣量大小，從而獲得以輸量為表征的安全清管工況。以寧納線為例來進(jìn)行安全清管工況計(jì)算：

1）基礎(chǔ)數(shù)據(jù)輸入。管道內(nèi)壓取設(shè)計(jì)壓力6.3 MPa，清管器與管壁摩擦系數(shù)取0.2。

2）極限清管速度計(jì)算。通過試算不同速度直至管道應(yīng)力剛好超過管道許用應(yīng)力349.2 MPa，即為極限清管速度（νmax）。由此可得，當(dāng)清管器速度為16 m/s時(shí)，管道最大應(yīng)力值為351.1 MPa。

3）最大允許輸量換算。通過改變清管工藝仿真模型起點(diǎn)輸氣量，計(jì)算極限清管速度為16 m/s時(shí)對(duì)應(yīng)的輸氣量值。由此可以得出，當(dāng)輸氣量增加至設(shè)計(jì)輸氣量時(shí)，清管器沖擊速度為5.5 m/s，低于極限清管速度，即在清管過程中不會(huì)出現(xiàn)管道應(yīng)力超限的情況。

3.3.2 處于設(shè)計(jì)階段的大落差天然氣管道

對(duì)處于設(shè)計(jì)階段的起伏地形天然氣管線而言，設(shè)計(jì)輸氣量和設(shè)計(jì)壓力均已確定。為此，在管線運(yùn)行最大輸氣量和壓力條件下，先進(jìn)行極限清管速度計(jì)算，然后基于能量守恒方程式推導(dǎo)出由高程差所表征的安全清管條件計(jì)算式。計(jì)算公式為：

式中m表示清管器質(zhì)量，kg；H表示管段的垂直落差，m；F推力表示內(nèi)壓產(chǎn)生的推力，N；F摩擦表示清管器與管內(nèi)壁之間的摩擦阻力，N；L表示斜坡內(nèi)管道長度，m；νmax表示極限清管速度，m/s；ν0表示清管器到達(dá)坡頂?shù)乃俣?，m/s；Δp表示清管器前后壓差，MPa；A1表示管道內(nèi)截面積，m2；f表示摩擦系數(shù)；θ表示管道與水平面的夾角，（°）；pr表示清管器與管壁間的接觸應(yīng)力，MPa；A2表示清管器與管壁的接觸面積，m2。

同樣，以寧納線為例說明如何確定出以高程差為表征的安全清管條件：

1）清管工藝計(jì)算。在設(shè)計(jì)輸量條件下，清管器運(yùn)行至坡頂時(shí)的速度為5.3 m/s。而在計(jì)算極限清管速度時(shí)，管道內(nèi)壓取設(shè)計(jì)壓力6.3 MPa，清管器與管壁摩擦系數(shù)（f）取0.2。

2）極限清管速度確定。由3.3.1可知，清管器極限速度為16 m/s。

3）利用式（1）計(jì)算得出安全清管高差為852 m。因此，當(dāng)管道實(shí)際敷設(shè)的高度小于852 m時(shí)，清管過程是安全的；反之，管道則會(huì)產(chǎn)生失效的風(fēng)險(xiǎn)。

4 結(jié)論

1）隨著清管器運(yùn)行速度、管道內(nèi)壓和敷設(shè)坡度的增加，清管器對(duì)大落差管段底部的沖擊應(yīng)力值增大趨勢(shì)明顯，但位移值漲幅不大。

2）當(dāng)清管器—管壁的摩擦系數(shù)由0.2增加至0.4時(shí)，清管沖擊過程的應(yīng)力與位移變化存在特殊性，且摩擦系數(shù)對(duì)清管沖擊過程的應(yīng)力影響較大，而對(duì)位移的影響很小。最大沖擊應(yīng)力呈現(xiàn)先減小后增加的趨勢(shì)原因?yàn)椋河赡Σ料禂?shù)變小（或變大）引起的切向沖擊應(yīng)力減?。ɑ蛟黾樱┑姆扰c由速度增大（或減?。┮鸬碾x心力變化的幅度不一致。

3）對(duì)于不同類型的土壤，彈性模量越大，對(duì)管道的嵌固能力越強(qiáng)，因而管道所受的沖擊應(yīng)力與位移也就越小。

4）通過對(duì)寧納線某大落差管段進(jìn)行清管動(dòng)力學(xué)計(jì)算，驗(yàn)證了基于OLGA軟件的清管工藝仿真模型準(zhǔn)確性，得出了在目前清管作業(yè)工況下，清管器沖擊過程是安全的。

5）通過對(duì)已建大落差天然氣管段清管極限速度計(jì)算，得到了以輸量為表征的安全清管條件；對(duì)于處于設(shè)計(jì)階段的大落差天然氣管道而言，確定出了以高程差為表征的安全清管條件。