油气储运覆盖气液两相和多相流的所有流喂。泵功率L」泵出口、进口间压力降的关系曲线见阁1.多相泵混相增压输送技术在沙漠油田和海洋油田具广阔的应用前景11，这-技术同时也是提高低；五片产出率的有效措施12.多相流体增压输送系统的设计+于单相流体增压输送系统，多相泵1：j混输管道的系统设计目前仍为空白。多相泵和混输管道有其各自的性能曲线，多相泵的性能曲线只/1'勹混输管道的性能曲线相匹配，才能使管栗系统M-济rv理的混输特性。

　　一、MPC208―76型多相泵MPC208——76型多相泵为双螺杆正排移泵，该ap（mpw泵可输送100%范围内任何含气率的多相流体，泵功率与泵进、出n压力降的关系朱利凯：天然气处理与加工，石油工业出版fh（北京），1997.李玉星等：管道内天然气水合物形成的判断力法，天然\丨：业。

　　（收稿编辑：刘春阳-‘I（my西省西安市咸宁西路28号；电话：（029）2（3⑶107混输管道与多相褒的纽含特性刘幕'（西安交通大学动力工程多相流国家重点实验室）刘磊：混输管道与多相泵的组合特性，油气储运，2001，20（5）10km的管道上对油气混合流体进行增压输送的情况，研究并分析了不同管径、不同含气率以及不同流休粘度条件下，混输管道性能曲线与多相泵性能的组合特性。研究结果表明，管g、含气率以及流体粘度对管泵系统的流量影响不大，而对压力降则有显著影响。

　　多相流管道输送泵性能管路特性刘磊：混输管道与多相泵的组合特性泵功率随压力降的增大近似呈线性规律增大。

　　在这一泵功率与压力降关系范围内，MPC208―76型多相栗的体积流量为220280m3/h（以泵的进口压力和温度计算）。

　　二、管泵系统多相泵与混输管道的组合系统见。多口油井产出的气液混合流体输送至10km以外的中转站。由于井口压力较低，采用MPC多相泵对其进行增压输送。多相泵进口的流体压力为0.6MPa，要求输送至中转站时仍保持0.6MPa的压力，即要求多相泵的进口压力等于混输管道的出口压力，也就是泵进、出口间的压力降等于混输管道的压力降。

　　000m的水平直管道，中段为倾角2°、长500m的倾斜管道，后段为4500m的水平直管道。

　　多相泵与混输管道的组合输送系统三、管泵组合特性分析的实际流量Q，等于其理论排量与螺齿间隙泄漏流量之差，即混合流体流量（Q，）等于气体流量与液体流量之和，即泵功率与泵的理论排量以及出、进口压力降间存在如下关系。

　　系统的流量与压力降组合特性曲线。液体粘度为0.02Pas，泵进U含气率为60%.多相泵的性能曲线表明，混合流体流量随压力降的增大而减小，而混输管道的性能曲线则相反，即混合流体流量增大，则压力降增大。多相泵性能曲线与混输管道性能曲线的交点即是管泵系统的运行点。

　　因为混输管道的管径不同，所以管栗系统的运行点就要发生变化。随着管径的增大，运行点沿多相泵的性能曲线左移。对应于180、150和12111111管1'5.运行点所对应的流量分为265、258和243n'.丨1.所对应的）ti力降分别为0.62、1.U和2.6MI显然，管径对管泵系统运行点的流M影响不迕、山UIK力降的增大而增大，混输管道的投资费用随管径的增大而增加，-不I十rvc时的流y：与压力降组合持性曲线PM足4、M含'率时管呆系统的组合特性曲线粘度为（1.（心Pa s.混输管道的管径为130mm含HU指多相栗进tl处Q，在Q，中所占的汀分比虽然；率不影响MPC型多相闱A/>性能曲线。丨f丨却影响管杲系统的组合特：随舂含\率的增大。运行点沿多相泵的性能曲线々：移-对心：的气率分别为S%、60：L和，管呆系统运'n：点所对应的流量分为2印、：8和2.mh所对G的出力降分别为（）81、11和1. 3\IRu由此4阽。

　　砧进口处的含气率增大则符足系统运丨点的丨k幻分减'h.流W：略有增大，流体粘度是影响管泵系统绀合持性的￠：要物性参数是液丨本粘度不同时管泵系统的m特性曲线。表明，流体粘度不仅影响多钔浞输管道的件能曲线。使之随粘度的增大在Q，X；系囝h向右移动。M时影响多相泵的性能曲线。使之随粘度油气储运1.8m，其涨水冲刷深度为M的3. 6倍，即6.48m.以交口河站实际测得的次洪冲刷深度M =1.4m来计算，其涨水冲刷深度为1.4X3. 6=5.04m.若用水流流速大于床沙起动流速时河床发生冲刷、河床冲深到流速降至起动流速时河床不再发生冲刷变形的原理来计算，则*大可能水深夂为：*大流速垂直线对应的水深，m；h――断面平均水深；q――平均单宽流量；c，――单宽流量集中系数；d――泥沙粒径；r，――泥沙容重；r，浑水容重。

　　根据交口河站资料可得，为12.9m，洪峰期间的河底高程Z为83.48m，涨洪冲刷深度为根据管道断裂地点地形地物判断，断裂地点的涨水冲刷深度应大于5.0m，而断裂管道的设计埋深实际上只有4m，因而当管道一旦被冲出，断裂就不可避免了。

　　二、总结7“管道断裂的主要原因，是对高含沙水流的强烈冲刷性质认识不足，导致在管道穿越位置选择和有关设计上未能给予充分考虑。

　　设计埋深是一个涉及天然河道一般冲刷的问题，相对局部冲刷而言，其研究成果较少。长输管道的穿跨越设计规范对河道的冲刷计算，是沿用2世纪60年代初期铁道部门提出的“64- 1”公式。该公式是针对铁路桥梁设计情况提出的，在计算管道跨越一般河流时的冲刷深度较为适用。然而，在高含沙水流条件下，由于该公式不能反映高含沙水流的恃点，且过多强调水深的作用，使得计算冲刷深度偏年研究了天然河流洪水河床冲刷率，并用冲刷率公式估算洪水冲刷的深度，为天然河流冲刷计算打下了良好基础。1998年，梁志勇、匡尚富等《也提出了高含沙洪水冲刷的计算方法，使得天然河流的冲刷计算更具有针对性。但这些研究成果还不能给出*大冲深及*大冲深点的位置。另外，在宽阔的游荡性河床条件下，仅知道*大冲深是不够的，因为若管道沿河床横向整个按*大冲深埋设显然不经济，同时施工也不方便，所以还需要了解*大冲深的变化范围，这就是冲刷线的问题。为此，建立一个能应用于工程实际的设计埋深分析方法，是管道穿越工程中一个亟待研究解决的问题。