施輝明 郭德科 劉春發(fā) 鄭 鑫

1.中國石油集團工程設計有限責任公司西南分公司，四川 成都 610041；2.中國石油西南油氣田公司川西北氣礦，四川 江油 621700；3.中國石油西南油氣田公司重慶天然氣凈化總廠，重慶 401220

0 前言

從氣田采出的天然氣中常含有水和液烴，在集輸管道中呈氣液兩相流動，管道中由于存在氣液比，可能會形成段塞流。段塞流的形成機理主要有四方面：層狀流氣液界面上的液體波擴大到足以充滿整個管徑時，層狀流消失，段塞流出現(xiàn)；由于地形起伏，低洼處的液體阻礙了氣體流動，壓力升高直至被沖出低洼處，形成段塞流；管道氣量增大，管內液體減少，多余液體被排出，可能形成段塞流；清管時，管道內的全部液體被清管器推動，引起強烈的液體段塞流［1-2］。

管道內多相流體呈段塞流時，管道壓力、管道出口氣液瞬時流量波動很大，并伴有強烈振動，破壞管道及與管道相連的設備，使管道下游的工藝裝置難以正常工作。在管道末端設置段塞流捕集器，不但能起到氣液分離的作用，而且它還是吸收液體段塞流的緩沖器。

1 段塞流捕集器結構

段塞流捕集器主要是通過降低含液天然氣的流動速度，使天然氣與液體在入口段達到分層流動，然后利用氣體和液體之間的質量差異，在重力作用下使微小液滴沉降并進行分離。段塞流捕集器包括容器式和多管式兩種類型。容器式段塞流捕集器適用于液塞體積?。ㄈ?00m3）、安裝場地小的場合［1］；多管式段塞流捕集器適用于液塞體積大、安裝場地大的場合。容器式段塞流捕集器結構型式見圖1。

圖1 容器式段塞流捕集器結構型式

2 容器式段塞流捕集器設計

容器式段塞流捕集器按TSG《固定式壓力容器安全監(jiān)察規(guī)程》劃分為III類壓力容器，設計遵循GB 150《壓力容器》、JB/T 4731-2005《鋼制臥式容器》標準規(guī)定。實際設計時應根據(jù)設備具體情況考慮其他因素。

2.1 選材

從工作條件的苛刻性、設備重要性及相關設計方法的準確性等方面考慮，容器式段塞流捕集器的選材在滿足材料標準要求的前提下，應增加以下規(guī)定保證設備材料質量：

a）鋼板應逐張進行100%超聲檢測。

b）鋼板、鍛件應按GB/T 10561-2005《鋼中非金屬夾雜物含量的測定標準評級圖顯微檢驗法規(guī)定》進行檢驗。結果應滿足A類、B類、C類、D類夾雜物均≤2級，且四者總和≤4級的規(guī)定。

c）鋼板、鍛件按GB 226-1991《鋼的低倍組織及缺陷酸腐蝕試驗法》規(guī)定進行實驗，級別評定按GB/T 1979-2001《結構鋼低倍組織缺陷評級圖》規(guī)定，結果應滿足一般疏松≤2級，中心疏松≤2級，偏析≤1.5級，不允許鍛件內部存在白點、裂紋、氣孔等缺陷。

d）鋼板、鍛件按GB/T 6394-2002《金屬平均晶粒度測定方法》規(guī)定，結果應為6級以上晶粒度。

2.2 結構設計

a）設備安裝應考慮一定的傾斜度，可調整設備基礎高度差來實現(xiàn)。設備鞍座底部要設置調節(jié)板，同時為了保證現(xiàn)場管線的水平或垂直安裝，設備上的接管安裝帶應有相同的反向傾斜度。

b）考慮設備熱膨脹位移，設備鞍座僅設置一個固定端（一般設置在中間位置），其余為滑動鞍座。

c）筒體內部可能產生壓差，需設置一定數(shù)量的氣體平衡口。

d）液位計設置需考慮設備傾斜后筒體內部液位高度的差異。

e）在設備最低液位處應設檢修人孔。

2.3 強度計算

2.3.1 載荷

容器式段塞流捕集器強度設計除考慮操作、試壓工況下的溫度、壓力、地震等載荷外，還應考慮管道段塞流沖擊載荷、地基沉降不均勻引起的筒體應力變化等。

對因流體段塞流形成的沖擊載荷，應考慮在設備入口管線上增加錨固墩或彎頭進行緩沖。對地基沉降不均勻引起的風險，一要嚴格限制基礎沉降差異值，現(xiàn)場設置設備基礎沉降監(jiān)測線，根據(jù)檢測數(shù)據(jù)及時調整鞍座墊板，消除基礎沉降差［3］；二要引入安全系數(shù)的方法，將鞍座反力和彎矩乘以1.2～1.4后進行校核［4］，增加設備安全系數(shù)。

2.3.2 零部件強度計算

筒體、封頭等零部件強度計算主要依據(jù)GB 150《壓力容器》；管件部分如等徑三通、彎頭強度計算主要依據(jù)GB 50251《輸氣管道工程設計規(guī)范》。

2.3.3 多鞍座計算

容器式段塞流捕集器由于設備較長，如采用雙鞍座支撐，鞍座間距和筒體中間截面的擾度大，會產生較大的彎曲應力；如單純靠增加筒體厚度來降低應力水平，必然影響設備的經濟性。采用多鞍座結構，則會改善受力情況，并抑制容器的振動。

目前多鞍座的計算方法主要有：

a）歐盟壓力容器設計標準EN 13445《非直接受火壓力容器》計算方法，是目前所有規(guī)范中唯一對多鞍座容器有明確計算的［5］。此方法針對的是常用鞍座均勻分布的多鞍座臥式容器。對非均勻分布的多鞍座臥式容器的設計，仍無可靠的設計方法可遵循。

b)照材料力學來倒推彎矩計算公式，然后參照ZICK方法來校核（L.P.Zick于1951年提出的半理論半實驗方法）。將多鞍座臥式容器簡化為受均布載荷的靜不定梁，利用三彎矩理論來計算鞍座處的彎矩和支座反力，采用ZICK提出的以受均布載荷外伸簡支梁的彎矩和剪力分析為基礎，在某些假設和理論推導下得出近似符合實測數(shù)據(jù)的半理論半實驗方法。此方法較煩瑣，且過于保守。

c)有限元理論分析。隨著有限元理論在壓力容器應力分析設計方面的深入應用，為復雜受力的壓力容器結構進行確定性強度校核提供了途徑。工程中對容器式段塞流捕集器有限元理論分析的結果為：由鞍座引起的最大局部應力為周向應力，位于鞍座中心處的筒體外壁，仍處于鞍座邊角處局部應力區(qū)域內，剪切應力影響較??；鞍座局部應力區(qū)域內較高的局部應力是薄膜應力和彎曲應力的綜合體現(xiàn)。 鞍座位置對容器中最大應力值及所在位置有較大的影響；當圓筒被封頭加強，鞍座平面上最大軸向應力“不一定”出現(xiàn)在橫截面最高點或最低點［6］。

臥式容器中的應力狀態(tài)和位移受多種因素支配，如容器尺寸、鞍座形狀大小和位置、載荷等。基于ZICK方法和EN 13445標準的多鞍座設計方法都沒有考慮以上因素，所以不可能獲得鞍座—筒體相互作用區(qū)域內的精確局部應力結果。有限元理論分析計算的設計方法是解決此類問題的最適宜途徑。

3 制造、檢驗及驗收

設備制造、檢驗及驗收的要求按GB 150《壓力容器》標準。在此基礎上，針對設備高壓、大型化、腐蝕及載荷等特點，應補充下列要求：

a）設備所用鍛件應進行復驗。

b）設備應分段進行爐內整體熱處理，重疊長度不應少于1 500mm；現(xiàn)場組焊焊縫要求在進行100%無損檢測合格后，再進行局部熱處理，焊縫每側加熱帶的寬度不應小于筒體壁厚的2倍，加熱區(qū)外應采取防止產生有害溫度梯度的保護措施。

c)熱處理后進行上下層組裝，在保證法蘭密封可靠的前提下，通過設置調節(jié)墊板進行高度調節(jié)。

d）設備在現(xiàn)場傾斜1°安裝，可通過調整基礎高差實現(xiàn)。

e）設備現(xiàn)場安裝的直線度偏差不得超過總長度1/1 000，且不超過30mm。

4 結論

采用有限元理論分析計算設計的容器式段塞流捕集器已大量應用于工程建設中，實踐證明不僅設備安全可靠，同時減小了設備壁厚，節(jié)約了工程投資，值得借鑒。

［1］楊 勇，杜通林，李曉東，等.新型高效旋流段塞流捕集器優(yōu)化設計［J］.天然氣與石油，2011，29（5）：9-14.Yang Yong，Du Tonglin，Li Xiaodong， et al.Optim ization Design of New High Efficiency Hydrocyclone Slug Flow Trap［J］.NaturalGasand Oil，2011，29（5）：9-14.

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