近年来，随着燃气的使用量不断增大，城市燃气管网规模不断扩大，管网的拓扑结构趋向于复杂化[1-2]。考虑到供气稳定和降低成本等多方面因素，城市燃气通常采用多气源联合供气[3-4]。因为不同来源的气体组成通常不相同，所以多气源混合供气常会导致用户所接收到的气体气质发生变化，进而对用户造成一定影响。一旦造成相关事故，需要花费大量人力、物力进行故障排查与检修[5-10]。
为了保障多气源混输管网安全平稳运行，学者们已对燃气混输供气、燃气互换性，以及气质要求等方面开展了一系列的研究[11-16]。这些研究对多气源燃气供气安全和稳定运行起到一定指导作用。但是，这些工作对燃气管网多气源气质组分追踪探讨和用户气质波动过程研究较少。燃气管网仿真可以模拟燃气在管网内的流动状态，近年来开始应用于多气源混输研究中。目前已有学者利用管网仿真技术模拟了多气源混输过程中的发热量变换和调峰时的储气能力[17-18]。这些研究为多气源安全、经济输送工程提供了重要的指导作用，但较难反映不同气源以及气体组成的分布，从而导致在多气源混输中应用有限。为此，本文构建了复杂城市燃气管网多气源混输模型，并研究了A城市高压燃气管网多气源混输运行特性，为其安全稳定运行提供理论指导。
本研究对象为城市燃气管网，燃气在管道流动时温降较小，可以视为等温流动[19]。本研究在传统水力仿真模型基础上添加气体组分模型，构建城市管网多气源混输模型。气体组分模型可以追踪各组分的气体组分分布和气源的比例，从而可以描述燃气组分在管网内的分布情况和气源的影响范围。
城市燃气长输管道断面的高差通常小于200 m，可以视为水平输气管道，忽略高差对管道压降的影响。水平输气管道的流量-压降计算公式见式(1)[20]。
式中: Q为管道体积流量，m3/s；pin为该管道的起点压力，Pa；pout为该管道的终点压力，Pa；D为管道内径，m；λ为水力摩阻系数；Z为气体的压缩因子；T为管道温度，K；L为管道长度，m；$\Delta {\rm{ = }}\frac{\rho }{{{\rho _{\rm{a}}}}}$为燃气相对空气的密度，其中ρ为燃气的密度，kg/m3；ρa为空气的密度，kg/m3。
根据质量守恒原理，节点处流入燃气的总流量等于流出燃气的总流量[21]。因此，节点处燃气的流量方程见式(2)。
式中：Qin为流入当前节点的体积流量，m3/s；Qout为流出当前节点的体积流量，m3/s。
对于多气源混输管网，来自不同管道的不同组分天然气在管网的节点处混合后，向下游管道继续输送。根据质量守恒原理，上游管道天然气中某一组分的质量与下游管道相等，由此列出每根管道的天然气气体组分方程见式(3)。
式中：yin, li为流进当前节点的第l根管道的i组分体积分数; yout, ki为流出节点的第k根管道的i组分体积分数。
多气源管网用户处发生气质异常工况时，不仅需要了解各个管道处的气体组成，还需知道用户和管道处的气体来源。气源比例追踪方程与气体组分追踪方程原理相似，流出节点的气源比例等于流入节点处的气源比例。此时，管网气源比例方程见式(4)。
式中: yin, lj为流入当前节点的第l根管道的j气源比例；yout, kj为流出当前节点第k根管道的j气源比例。
多气源混输过程中由于压力和气体组分的变化，引起密度和压缩因子等参数的改变。因此，需要采用状态方程描述气体物性参数之间的关系。常用的状态方程有RK、SRK、PR和BWRS方程。由于BWRS方程具有范围大、精度高等优点，本研究采用BWRS方程进行状态参数的求解[22-23]，见式(5)。
式中：p为天然气压力，kPa；ρ为天然气密度，kmol/m3；R为气体常数，R=8.314 kJ/(kmol·K)；T为天然气的温度，K；A0，B0，C0，D0，E0，a，b，c，d，α，γ为BWRS方程的参数，具体求解过程可以参见文献[22]。
多气源混输时，为了保障管网的安全平稳运行，需要考虑燃气的互换性。华白数法是表征燃气互换性常用方法。我国华白数法判定依据为：两种燃气互换后，华白数变化小于5%[24]。
式中：W为燃气的华白数，MJ/m3；H=Σyi·Hi，Hi为燃气i组分的发热量，MJ/m3；yi为燃气i组分的体积分数；Δ为燃气相对空气的密度。
式(1)~式(6)构成了复杂城市燃气管网多气源混输模型，该模型的迭代法求解流程如图 1所示。通过管网拓扑结构来构建多气源混输管网数学模型。结合管道直径、管长等管网参数和用户压力、流量等管网边界条件，确定管网仿真的初值。求解水力方程，确定管网内管道的流量。将流量代入气体组分方程求出管网内气体组分分布和气源比例。对流量和压力等参数进行偏差判断。如果偏差小于允许值，则求解过程结束，输出结果。否则更新水力参数，重新求解水力方程和气体组分方程。
本研究采用某省的规划管网来验证所开发多气源混输仿真技术。该管网含有8个气源，49根管道，44个节点，共构成6个环路。该管网拓扑结构如图 2所示，拓扑结构较为复杂，8个气源组成各不相同。管段参数、各气源的气体组成，以及节点流量压力参见文献[25]。
通过对比管道流量和节点压力，来验证本研究水力模型的正确性。图 3和图 4分别为管道流量结果和节点压力结果。
从图 3和图 4可以看出，本研究建立的模型计算得出的管道流量和节点压力结果与文献结果吻合较好，这说明所建模型能够较准确地计算燃气管网内的流量和压力。
通过对比典型管道中气源所占比例(体积分数)和燃气发热量，验证本研究气体组分方程的准确性。表 1给出了典型管道的气源比例、发热量及其相对偏差。从表 1可以看出，本研究所计算的气源比例与文献值基本吻合，最大偏差为1.62%；模拟值与文献值的发热量几乎完全吻合，最大偏差仅为0.843%，满足发热量测定不确定度小于2.0%。这说明本研究所建立的气体组分模型准确性较好。
在验证本研究所开发的多气源混输管网仿真技术的正确性后，将其应用于A城市高压燃气多气源混输工程中。A城市高压燃气管网供气源较为复杂，含有陆上天然气、煤改气、海上进口LNG等6种气源。6种气源分别为S1、S2、S3、S4线气源、KQ-SNG和LNG。各气源的气体组成有一定的差异，再加上A城市夏冬季节性供气量的差异性，多气源混输必定对A城市气质稳定造成一定影响。本研究通过建立的仿真模型对A城市管网夏季和冬季两种工况进行模拟，研究管网中压力及气体组成的分布规律，探讨季节性供气方案调整对输气站气质的影响，为A城市燃气管网多气源安全平稳运行提供指导。A城市多气源混输高压管网拓扑结构如图 5所示。夏冬管网管道参数列于表 2，各种气体组分参数列于表 3，夏冬工况下流量和压力列于表 4。
图 6为A城市燃气管网各输气站的压力。从图 6中可以看出，夏季工况下A城市管网压力基本低于冬季管网压力。此外，A城市夏季工况下管网高压区主要集中在北部的XST、GLY和MY输气站，冬季高压区集中在北部地区和南部的YQ和BD输气站。这是由于A城市管网的夏季供气主要由S4和KQ-SNG提供，因此夏季高压区主要集中在北部。到了冬季，为了满足城市用气需求，在北部供气保持不变的前提下，S2、S3和LNG开始加大供气量。因此，与S2、S3和LNG气源相连接的YQ和BD输气站压力增大。值得指出的是，BD和YQ输气站在冬季和夏季压力波动高达1.2 MPa，相对偏差高达20%，这将对两处输气站的安全供气提出较大的挑战。而无论对于工业用户还是居民用户，其燃具已经确定。因此，为了保障生产、生活的平稳，应尽量为用户提供稳定的燃气，必要时建立专线为电厂燃气轮机供气，防止换季时由于压力变化较大对管网运行造成不利影响。
由于A城市气源组成的差异性，同时夏冬季用气量的变化，将对A城市气质安全稳定造成一定影响，因此，需要对A城市气源比例进行追踪，以了解各气源的影响范围。夏冬季两种工况下，各输气站气源比例列于表 5和表 6。
从表 5可以看出，夏季工况下S4承担着A城市燃气管网的主要供气任务，所有输气站的气体来源都与S4气源有关。S2、S3主要为YQ和YQ北部的CY和CQ输气站供气，S1主要为LLH供气，KQ-SNG为MY和MF等A城市东北部东部和环内XJ、TZ等输气站供气，LNG不参与A城市城市管网夏季供气任务。到了冬季，由于用户用气增加，S2、S3和LNG加大供气。
从表 6可以看出，此时XH、TZ、YQ、CQ、CY等A城市南部地区输气站气体来源变为S2、S3和LNG，而A城市管网东部的MY和MF等输气站仍由S4和KQ-SNG联合供气。夏冬季两种工况下某些输气站气源比例变化较大。例如，TZ夏季气体来源只有S4和KQ-SNG，到了冬季增加了S2、S3和LNG的燃气；LX夏季时完全由S4供气，到了冬季S1、S2、S3、S4和LNG都对其进行供气。上述输气站的气体来源几乎发生置换。气源气质的较大波动容易给工业生产和居民生活带来不便，建议对上述输气站及周边区域加强监控和管理。
燃气中的甲烷、氢气等组分对燃气燃烧和管网安全运行起着十分重要作用。图 7和图 8分别给出各输气站甲烷和氢气的体积分数。
由于甲烷中只含有C-H键，燃烧时碳烟颗粒的产生会相对减少。高含量的甲烷能减少碳烟颗粒排放，减少对环境的污染。因此，甲烷含量高低可代表燃气燃烧清洁程度。从图 7可以看出，夏冬季两种工况下各输气站甲烷体积分数较高，均超过92%。所有输气站冬季工况下的甲烷含量高于夏季工况。因此，燃烧相同体积的燃气，冬季时碳烟颗粒排放要小于夏季。冬季时A城市用气增多，采用更加清洁的气体，这对A城市的雾霾防治有着积极意义。
对于一些对气质较为敏感的电厂，当燃气氢组分体积分数超过1%，有可能导致燃气轮机组损坏。因此，了解A城市燃气管网内氢气的分布十分重要。从图 8可以看出，各输气站处氢气的占比都小于1%，这说明夏冬两季供气波动对A城市管网内气质要求较高的工业用户安全运行影响不大。但是，从表 1可以看出，KQ-SNG的气源中含有氢组分，其体积分数约为2%。为保证下游用户氢组分比例要求，建议对该气源进行掺混输送。目前，常用的天然气掺混方法主要有文丘里引射式混合器、高压比例式混合器、配比式混合器、随动流量混合器掺混等[26]。A城市高压管网压力约为6 MPa左右，同时考虑到投资的经济性，采用随动流量混合器为较优的掺混方案。此外，已有学者模拟两种气源的天然气在管道中的混输过程，结果发现混输点下游40 m处气体已经完全混合[27]。因此，建议在MY站处建设相应的随动流量混合器和掺混管路。将GLY到MY的燃气与KQ-SNG气源进行掺混，掺混后燃气的氢组分低于1%以后，再通过混输管路输送至下游用户。
根据表 5可知，夏季时A城市主要是S4气源供气。以供气较多的S4燃气为基准气，以下分析S1、S2、S3、KQ-SNG、LNG与其进行互换时的安全性。图 9和图 10分别给出以S4燃气为基准气时，各气源及各输气站的华白数。
从图 9可以看出，以S4燃气为基准气时，S1、S2、S3、KQ-SNG、LNG气源的气体华白数分别为47.24 MJ/m3、46.12 MJ/m3、47.54 MJ/m3、50.63 MJ/m3，其差异分别为2.4%、4.7%、1.79%、4.6%。S2、S3和LNG的华白数与S4差异接近燃气互换性的临界允许值5%。因此，需要对各输气站华白数进行分析，保障燃气互换性安全。
从图 10可以看出，夏季工况下各输气站的华白数较为接近，最大差异为BD和YQ输气站，最大偏差仅为2.64%，小于5%互换临界允许值。这说明夏季工况下各输气站的燃气可以直接互换。冬季工况下，各输气站的华白数差异较大。最大差异为BD和YQ输气站，最大偏差高达8%。这说明冬季工况下各输气站的燃气不可以直接互换。同时，由于S2、S3、S4和LNG开始供气，XH、BD等西南部区域华白数开始升高，而LLH和LX等东南部区域华白数开始降低。夏冬两种工况下BD处华白数变化最大，最大变化为4.9%，接近5%互换临界允许值。因此，夏冬季用气切换时，需要对BD输气站及下游区域的用户进行密切监控和管理，以保证供气安全。
在A城市燃气管网中，发热量影响下游用户燃烧效率。对用户发热量进行监控，能够保障下游用户燃烧平稳运行。
燃气发热量影响下游电厂的燃烧效率，以下对各输气站的燃气发热量进行分析。图 11为各输气站的气体发热量。从图 11可以看出，XH、BD、LLH和LX输气站处冬季和夏季燃气发热量相差明显。BD输气站夏季燃气发热量为37.11 MJ/m3，冬季燃气发热量为38.82 MJ/m3，发热量升高4.61%。LLH输气站夏季燃气发热量37.42 MJ/m3，冬季燃气发热量为35.92 MJ/m3，发热量下降4%。燃气发热量的波动，将对用户用气量产生直接的影响，因此，应尽量保持用户处燃气发热量的稳定。对于工业用户(如电厂用户)，由于工业生产过程都已程序化，发热量的升高或降低都将导致所产生热量发生变化。热量波动超过一定范围时，会对生产过程产生较大影响。必要时可以为燃气轮机用户建立专门管线，从而保障工业生产平稳运行。对于居民用户，发热量降低会导致居民燃气消耗增加，加大居民经济负担。此外，不同输气站处气体发热量不同，导致计量不公平性。例如，冬季工况下，BD输气站与LLH输气站的气体发热量相差高达7.47%。因此，针对目前A城市燃气的多气源供气状态，建议采用能量计量方式取代传统的体积计量，保障用气的公平性。在能量计量的试行阶段，可由工业大用户先试行。
针对复杂的多气源混输燃气管网系统，本研究在传统管网水力仿真模型基础上补充气体组分追踪方程，构建了多气源管网混输仿真数学模型。该模型可准确描述燃气组分在管网内分布情况和气源的影响范围。对于某省规划多气源混输管网，本研究所构建多气源混输仿真模型所得的气源比例及燃气发热量结果与文献结果吻合良好，说明本研究所开发的多气源混输模型的准确性较好，可用于研究多气源混输工程。
将所构建多气源混输模型应用于A城市高压燃气管网系统，研究多气源混输对管网中气体压力、气源结构及气体组成的影响。夏季时，S4承担A城市的主要供气任务，所有输气站气体组成中S4气源均占据重要比例，同时XST、GLY和MY等北部区域的输气站的气体压力较高。冬季时，由于A城市燃气需求量增加，S2、S3和LNG供气量加大，LLH、YQ和BD等南部区域输气站压力明显升高，与夏季相比压力可升高20%。同时，与夏季相比，冬季时各输气站的气体来源复杂化，TZ和LX等输气站冬季时气体来源几乎全部置换。建议对这些压力和气体来源波动较大的输气站加强监管。
多气源混输对甲烷、氢组分比例和华白数等气质指标影响较小。各输气站气体的甲烷比例较高，这对A城市雾霾防治有着积极意义。各输气站气体的氢组分体积分数均小于1%，满足对氢组分敏感的用户(如发电厂)的用气需求。夏冬季供气方案的调整将导致各输气站气体华白数产生小于5%的波动，满足气体互换性要求。但是，BD输气站的华白数变化为4.9%，临近互换临界允许值，需对该输气站加强监管。需要特别指出的是，多气源混输会导致管网中气体发热量有明显的差异性。例如，同一季节BD与LLH输气站的气体发热量差异可达7.47%，夏冬季BD输气站的气体发热量差异可达4.61%。很明显，这将导致产生相同热量却需要不同用气量，影响计量的不公平性。建议采用能量计量方式替代传统的体积计量，在试行能量计量时也可以由工业大用户先试行。
2021, Vol. 50 Issue (2): 53-60
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