摻氫天然氣輸送管道設計動態(tài)模擬

朱建魯 周 慧 李玉星 李方圓

1. 中國石油大學（華東）儲運與建筑工程學院 2. 中國石化天然氣分公司

0 引言

在全球大力推進新舊能源轉(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途徑中，摻氫天然氣管道輸送供應可靠，可實現(xiàn)氫氣的低成本大規(guī)模遠距離輸送。但天然氣管道摻混氫氣后將加速管道現(xiàn)有裂痕發(fā)展，導致管道泄漏氣體濃度監(jiān)測精度降低，引起管道運行參數(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)役天然氣管道在當前運行條件下將存在摻氫最高適應濃度?？紤]到燃氣的互換性，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20%[6-9]。

同時由于管道系統(tǒng)設計復雜且設備眾多，燃氣輪機、壓縮機、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，天然氣摻氫后燃氣輪機燃料體積流量增加，除密封條件無法適應小分子氫氣易發(fā)生氣體逸出增加泄漏危險性之外[10]，若燃氣輪機保持較高流量與燃燒溫度時將增加水蒸氣含量，進而引起金屬溫度升高縮短設備壽命，此時需考慮改用先進的冷卻技術(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]。同時摻氫后燃氣體積流量的增加導致燃氣輪機透平與壓氣機、燃氣輪機與壓縮機之間的工作點匹配改變且將增加壓氣機發(fā)生喘振的可能性。2005年意大利米蘭理工大學Chiesa等[12]分析提出可通過降低燃燒室出口溫度或?qū)簹鈾C增加級提高壓比的方式來恢復壓氣機與燃氣輪機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，從而提高燃氣發(fā)動機的有效燃氣消耗率與循環(huán)熱效率，實現(xiàn)經(jīng)濟性能的提升[13,15-17]。2016年Judd等[2]研究表明受到燃燒穩(wěn)定性影響，燃氣輪機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10%。2020年李海波等[18]提出摻氫天然氣直接利用現(xiàn)有燃氣輪機仍需解決回火、火焰震蕩以及高溫高壓下高含氫燃料的自動點火問題?，F(xiàn)某些專用的合成氣燃氣輪機對氫氣濃度的接受程度可達到50%或以上，但其安裝至天然氣管道中使用還需對相應配件進行調(diào)整。目前針對摻氫燃氣輪機的研發(fā)較為廣泛但對已安裝在天然氣管道系統(tǒng)中的燃氣輪機進行天然氣摻氫的相關(guān)研究還很少。

對于壓縮機與管道的運行，2011年巴基斯坦工程技術(shù)大學Irfan等[19-20]研究指出在不更換現(xiàn)有設備條件下，若要保持管道平穩(wěn)運行摻氫比最高可達17%。2015年英國克蘭菲爾德大學Busaidi等[21]對壓縮機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)下的壓縮機運行曲線，并提出管道與壓縮機聯(lián)合運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運行的單獨研究或?qū)烧呗?lián)合運行后的參數(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 壓縮機動態(tài)模型

壓縮機作為氣體增壓的基礎(chǔ)設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運行曲線的變化，同時，若壓縮機的驅(qū)動方式為燃氣輪機，以摻氫天然氣作為燃料，燃氣輪機輸出功率也將受到摻氫比的影響進而改變壓縮機的運行工況。

摻氫天然氣燃氣輪機動態(tài)模型如圖1所示，燃氣經(jīng)節(jié)流降壓后流入燃燒室，空氣經(jīng)壓氣機兩級壓縮后流入燃燒室與燃氣混合燃燒，反應生成高溫氣體流入透平膨脹做功，動力透平輸出燃氣輪機機械功帶動壓氣站壓縮機工作?？刂葡到y(tǒng)進出口壓力邊界相同，獲得摻氫0、10%、20%、30%時燃氣輪機輸出功率的變化。

圖1 摻氫天然氣燃氣輪機動態(tài)模型圖

假定燃氣輪機輸出至壓縮機功率的傳輸效率不變，近似認為絕熱指數(shù)相等的條件下，根據(jù)相似原理將燃氣輪機輸出功率與壓縮機轉(zhuǎn)速與功率建立聯(lián)系。利用SPS仿真軟件建立壓縮機動態(tài)模型，從而獲得天然氣摻氫對壓縮機運行曲線的影響，即

式中N表示壓縮機功率，kW；P表示燃氣輪機輸出功率，kW；η表示燃氣輪機輸出至壓縮機功率的傳輸效率；N1表示純天然氣時壓縮機功率，kW；n1表示純天然氣壓縮機運行轉(zhuǎn)速，r/min；n2表示摻氫天然氣壓縮機運行轉(zhuǎn)速，r/min；N2表示摻氫天然氣時壓縮機功率，kW。

轉(zhuǎn)速5 500 r/min時摻氫天然氣壓縮機運行曲線如圖2所示。天然氣摻氫后，對壓縮系統(tǒng)的運行主要有兩點影響：①對燃氣輪機的影響。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，導致燃氣輪機的輸出功率隨著摻氫比的增加而降低，摻氫30%時燃氣輪機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，壓縮機需通過降低自身轉(zhuǎn)速來適應燃氣輪機提供動力的降低，進而引起壓縮機性能曲線的下移。②對壓縮機的影響。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)速不變時壓縮機只能通過降低入口流量來適應介質(zhì)的變化，從而引起壓縮機性能曲線的下移。綜上所述，向天然氣管道摻氫后綜合考慮壓縮機的動力供應與介質(zhì)改變，認為隨著摻氫比的增加，壓縮機同一轉(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運行曲線圖

圖3分別為摻氫比介于0～30%時壓縮機在轉(zhuǎn)速介于4 412～6 788 r/min運行的性能曲線。但若壓縮機采用電驅(qū)方式，天然氣摻氫后轉(zhuǎn)速可隨之調(diào)節(jié)以確保壓縮機動力供應充足。因此，摻氫后壓縮機運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測精度較高，最大計算誤差不超過1%，滿足工程計算需求。控制管道壓力邊界不變，設置摻氫比介于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%時壓縮機與管道入口標準體積流量圖

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，在管道進出口壓力恒定時，天然氣摻氫將導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，管輸氣體標準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)速時壓縮機運行流量不斷下降，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，壓縮機入口標準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喘振曲線可知，天然氣摻氫后壓縮機的喘振區(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)最大約擴大7%、16%、28%。在圖3中當轉(zhuǎn)速與壓比恒定時，如A點在純天然氣輸送時壓縮機入口流量約為5 350 m3/h且遠離喘振區(qū)，但B點天然氣摻氫比為10%時，流量降至3 931 m3/h且剛好落在喘振點。因此，天然氣摻氫后運行流量的減小意味著增大了壓縮機工作點進入喘振區(qū)的可能性，從而降低了管道系統(tǒng)的可調(diào)節(jié)性。實際運行中應考慮調(diào)節(jié)壓縮機轉(zhuǎn)速升高直至流量遠離喘振區(qū)，若壓氣站為串聯(lián)機組，則考慮順次提升各壓縮機轉(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入口流量與管道標準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，保持起點壓力為8 MPa，終點壓力為4 MPa，全線共設3座壓氣站，每座壓氣站兩臺壓縮機并聯(lián)運行，摻氫比設置介于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 壓縮機固定轉(zhuǎn)速

當各壓縮機轉(zhuǎn)速不進行任何調(diào)節(jié)時，控制管道干線起終點壓力不變，綜合壓縮機動力與管輸介質(zhì)改變因素，對天然氣摻氫0～30%管道與壓縮機聯(lián)合運行時系統(tǒng)運行流量與各節(jié)點壓力進行模擬。盡管摻氫后管道標準體積流量隨著摻氫比增加而增加，但當管道與壓縮機聯(lián)合運行時壓縮機的轉(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)點運行壓力與規(guī)定最低壓力如圖8所示，管道各節(jié)點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)點壓力最大約下降6%、11%、16%。當管道純天然氣年輸量為129×108m3時，各節(jié)點壓力均能滿足運行要求，但當管道摻氫比超過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)點壓力圖

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

2.1.2 壓縮機調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)速

在管道實際運行中壓縮機轉(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轉(zhuǎn)速、總功耗及輸量如圖9所示，當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，管道潛江站壓縮機轉(zhuǎn)速達到上限，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，全線壓氣站壓縮機均達到轉(zhuǎn)速上限，進而導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。所以從管道壓縮機實際運行考慮，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，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準體積流量及體積熱值相關(guān)。當管道起終點壓力恒定僅輸送天然氣時，管道體積流量與設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大于34 MJ/m3標準[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標準。而根據(jù)《城鎮(zhèn)燃氣分類和基本特性：GB/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]，當摻氫比不超過30%時均能滿足要求。但若根據(jù)管道運行純天然氣體積高熱值計算，當摻氫比超過12%時，管道輸送氣體熱值流量將降至設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)實際運行時壓縮機等設備自身可調(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，綜合多種因素認為，為滿足摻氫天然氣管道系統(tǒng)的穩(wěn)定運行，摻氫比建議最高不超過12%。

2.2 泄漏工況

當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110 km處出現(xiàn)泄漏后，由于控制管道起終點壓力恒定時，摻氫將引起管道體積流量的增加，因而在泄漏點之前各點體積流量隨摻氫比增加而增加，從而越發(fā)遠離天然氣正常運行時的流量值，但在泄漏點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行值。同時，管道泄漏后全線壓力降低且距離泄漏點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

管道泄漏點距離起點越近影響越明顯。以距管道起點三分之一處為例，圖12為川氣東送管道在距起點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。對于復雜長輸天然氣管道運行流量而言，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。因此認為管道出現(xiàn)泄漏時摻氫天然氣管線壓力下降更快，當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)定運行狀態(tài)下某點突然發(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急反應與處理方案，從而保證管道輸氣的正常運行。

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)任務之一[29]。終端用戶燃氣由純天然氣替換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氣所能提供的熱量降低，因此對于終端用戶而言在同一時刻下所需燃氣體積流量隨摻氫比增加而增加。通過川氣東送管道終點上海城鎮(zhèn)燃氣用氣的月不均勻系數(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)燃氣用氣的日不均勻性進行調(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，從而造成管道終點壓力的降低（圖15）。盡管此時上海城鎮(zhèn)燃氣用氣的熱值需求得到滿足，但由于終點壓力的降低，管道末段儲氣調(diào)峰的能力隨摻氫比增加而下降，進而降低了長輸管道對城鎮(zhèn)燃氣日不均勻用氣調(diào)節(jié)的靈活性。

圖15 摻氫天然氣管道終點壓力圖

摻氫天然氣管道末段儲氣量與儲能量如圖16所示，當川氣東送管道控制起點壓力與流量恒定時，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。當僅通過管道末段儲氣不足以對城鎮(zhèn)燃氣的日用氣波動進行調(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

綜合考慮摻氫對燃氣輪機動力、壓縮機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動力與介質(zhì)性質(zhì)的變化，壓縮機性能曲線下移，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喘振區(qū)域增大，體積流量的降低增大了壓縮機在喘振區(qū)運行的可能性，因此實際運行中需考慮適當升高壓縮機轉(zhuǎn)速以保證壓縮機的穩(wěn)定運行。

2）當管道與壓縮機聯(lián)合運行且系統(tǒng)起終點壓力恒定時，若考慮壓縮機動力及介質(zhì)變化的影響，對系統(tǒng)不進行任何調(diào)節(jié)時，摻氫比超過20%時系統(tǒng)輸量與壓力將低于設計要求。若壓縮機轉(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)定運行，天然氣摻氫比最高不宜超過12%。

3）當管道發(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急響應提出挑戰(zhàn)。

4）從管道終端用戶的燃氣熱值供應穩(wěn)定角度考慮，天然氣摻氫后城鎮(zhèn)燃氣用氣量增加，從而要求管道氣源流量增加但同時又會造成管道終點壓力的下降，進而降低管道儲氣調(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。