二氧化碳管道输送压降设计计算书

文件编号：SJY-CO₂-PL-2026-001密级：内部二氧化碳管道输送压降设计计算书——某百万吨级CCUS示范工程二氧化碳长输管道项目名称：某百万吨级CCUS示范工程设计阶段：施工图设计文件类型：设计计算书管道规格：Φ273.1mm×7.1mmL=100km编制审核批准××石油天然气工程设计研究院有限公司二〇二六年十月PAGE20目录TOC\o"1-2"\h\z\u1总则 11.1编制目的 11.2编制依据 11.3适用范围 12设计基础数据 22.1输送介质特性 22.2输送工艺参数 22.3管道及环境参数 23二氧化碳物性与相态特性 43.1临界参数与相态判别 43.2状态方程与物性计算方法 43.3设计工况物性参数 54输送工艺方案比选 64.1输送相态比选 64.2输送压力确定 65水力计算 75.1计算模型 75.2流速与雷诺数 75.3摩擦系数 75.4沿程压降计算 85.5局部阻力计算 95.6高程差修正 95.7总压降 106热力计算 116.1能量平衡方程 116.2焦耳-汤姆逊效应 116.3总传热系数 116.4沿线温降计算 117管径比选 137.1比选方案与计算结果 137.2推荐方案 138管道强度设计 148.1强度计算 148.2地区等级与设计系数 148.3壁厚确定 149安全校核 169.1相态安全校核 169.2压力安全校核 169.3介质质量控制 169.4干冰与冻堵风险校核 169.5强度试验与严密性试验 179.6超压保护 1710结果分析与敏感性分析 1810.1管径敏感性 1810.2输量敏感性 1810.3进站温度敏感性 1810.4高程差敏感性 1911结论与工程指导意义 2011.1主要结论 2011.2工程指导意义 2011.3建议 21免责声明 221总则1.1编制目的本计算书针对某百万吨级CCUS示范工程二氧化碳长输管道的输送工艺，开展管道输送压降设计计算。通过确定输送相态、计算沿线压力与温度分布、比选管径、确定管壁厚度并校核运行工况的安全裕度，为管道选线、管材与壁厚选择、首站增压参数确定以及超压保护系统的设计提供技术依据。1.2编制依据本计算书依据下列现行标准、规范及公开物性数据库编制：（1）GB50251—2015《输气管道工程设计规范》；（2）SH/T3202—2018《二氧化碳输送管道工程设计标准》；（3）GB/T42797—2023《二氧化碳捕集、输送和地质封存管道输送系统》；（4）GB/T51316—2019《烟气二氧化碳捕集纯化工程设计标准》；（5）GB/T9711—2017《石油天然气工业管线输送系统用钢管》；（6）《进入二氧化碳长输管道介质质量要求》；1.3适用范围本计算书适用于本工程陆上新建二氧化碳长输管道在密相（超临界）输送方式下，稳态运行工况的管道压降与温降计算、管径与壁厚确定及安全校核。站场内部管道、计量与调压设施阻力及非稳态（投产、停输、泄放）工况的水力瞬变，应另行专项计算。

2设计基础数据2.1输送介质特性本工程输送介质为经捕集装置纯化后的工业级二氧化碳，二氧化碳体积分数不低于99.5%。依据《进入二氧化碳长输管道介质质量要求》，进入长输管道的二氧化碳介质中含水质量分数不应大于200×10⁻⁶，硫化氢质量分数不应大于10×10⁻⁶，总硫含量不应大于200mg/m³，并应控制不凝气组分含量，以保证管道在密相区稳定运行。2.2输送工艺参数本工程设计输量为100×10⁴t/a，年运行时间按8000h计。设计质量流量按式（2-1）计算： m=Qat将设计输量Qa=100×10⁴t/a、年运行时间ta=8000h代入，得设计质量流量ṁ=34.72kg/s。相应地，设计工况下的体积流量按式（2-2）计算： Qv=mρ2.3管道及环境参数管道采用无缝（或直缝埋弧焊）钢管，管道及沿线环境主要设计参数见表2-1。表2-1设计基础参数汇总表参数名称符号单位数值设计输量Qa10⁴t/a100年运行时间tah/a8000设计质量流量ṁkg/s34.72输送距离Lkm100管道外径Dmm273.1管道壁厚δmm7.1管道内径dmm258.9设计压力pMPa12.0首站出站压力p1MPa11.0首站出站温度T1℃35.0沿线土壤环境温度T0℃15.0管道总传热系数KW/(m²·K)1.5管内壁绝对粗糙度εmm0.045钢管钢级——L415（X60）管道敷设方式——埋地，管顶覆土≥1.2m注：表中内径d为按外径与选用壁厚计算所得，d=D−2δ=273.1−2×7.1=258.9mm。

3二氧化碳物性与相态特性3.1临界参数与相态判别二氧化碳的临界压力pc=7.377MPa，临界温度Tc=30.98℃，三相点温度−56.56℃，三相点压力0.518MPa。据此可划分管道内二氧化碳的相态：当p>pc且T>Tc时为超临界态；当p>pc且T<Tc时为密相液态（简称密相）；两者统称为密相输送。密相二氧化碳密度接近液体、粘度接近气体，是长距离管道输送最经济的相态。二氧化碳主要临界参数与基本物性见表3-1。表3-1二氧化碳临界参数与基本物性参数名称符号单位数值摩尔质量Mg/mol44.01临界压力pcMPa7.377临界温度Tc℃30.98临界密度ρckg/m³467.6临界压缩因子Zc—0.2746偏心因子ω—0.2239三相点温度Tt℃−56.56三相点压力ptMPa0.5183.2状态方程与物性计算方法二氧化碳在临界点附近物性变化剧烈，须采用立方型状态方程或高精度参考方程计算。本计算书采用Peng-Robinson（PR）方程描述压力、摩尔体积与温度之间的关系，见式（3-1）： p=RTvm-b式中，R为通用气体常数，取8.314J/(mol·K)；vm为摩尔体积；a、b为方程常数，分别按式（3-2）计算： a=0.45724R2Tc温度相关函数α(T)及系数m分别按式（3-3）、式（3-4）计算： αT=1+m1- m=0.37464+1.54226ω-0.26992ω2 （将PR方程改写为压缩因子形式，得到关于压缩因子Z的三次方程，见式（3-5）： Z3-1-BZ式中A=aαp/(R²T²)，B=bp/(RT)；三次方程的三个根中取满足相态判别的实根作为Z。求得Z后，介质密度按式（3-6）计算： ρ=pMZRT （动力粘度采用Span-Wagner参考状态方程配套的粘度关联式计算，以保证在近临界区具有足够的计算精度。3.3设计工况物性参数按上述方法计算得到的主要节点物性参数见表3-2。由表可见，沿管道流动方向，随压力下降与温度降低，二氧化碳密度由743.9kg/m³增至849.0kg/m³，压缩因子由0.254降至0.203，流体始终处于密相区。表3-2设计工况下二氧化碳主要物性参数节点p/MPaT/℃ρ/(kg·m⁻³)μ/(mPa·s)cp/(kJ·kg⁻¹·K⁻¹)Z相态首站11.0035.0743.90.06253.3670.254超临界沿线中点10.2625.7816.20.07282.8720.217密相液末站9.5620.2849.00.08002.6910.203密相液

4输送工艺方案比选4.1输送相态比选二氧化碳管道输送可采用气态、液态和密相（超临界）三种相态。气态输送时介质密度低（约100kg/m³量级）、流速高、沿程摩阻大、所需管径大，难以满足大规模长距离输送的经济性要求；液态输送须维持低温，运行中易因吸热升压或降压进入气液两相区，摩阻陡增，且需二次加压，运行控制复杂。密相（超临界）输送时介质密度接近液体而粘度接近气体，沿程摩阻小、单位质量输送能耗低，且通过调节压力、温度即可实现密度调控，是二氧化碳长输管道的主要工艺方式。SH/T3202—2018亦明确超临界输送为主要工艺方式。因此，本工程采用密相（超临界）输送方案。4.2输送压力确定依据SH/T3202—2018，超临界输送时管道沿线最低运行压力不应低于临界压力的1.1倍，即pmin=1.1×7.377=8.12MPa。据此确定末站最低进站压力为8.12MPa。结合水力计算结果（见第5章），确定首站出站压力为11.0MPa，管道设计压力为12.0MPa，留有不低于9%的压力裕度。

5水力计算5.1计算模型管道稳态输送时，取管段微元并应用质量守恒与动量守恒。对于等温或准等温的水平管段，管内平均流速与质量流量之间的关系见式（5-1）： m=π4d由式（5-1）可得管内平均流速表达式，见式（5-2）： v=4mπd雷诺数按式（5-3）计算： Re=ρvdμ=4二氧化碳在密相区密度随压力变化显著（见表3-2），若按全程恒定密度计算将产生较大偏差。因此本计算书采用分段法：将100km管道划分为若干计算段，逐段以当地压力、温度下的物性参数计算压降，再沿程累加。每段的沿程压降按达西-魏斯巴赫（Darcy-Weisbach）公式计算，见式（5-4）： dpdL=λd5.2流速与雷诺数取首站工况p1=11.0MPa、T1=35.0℃，对应密度ρ=743.9kg/m³、动力粘度μ=6.25×10⁻⁵Pa·s，管道内径d=258.9mm，管内流通面积A=πd²/4=0.05264m²。代入式（5-2）得起点流速v1=0.887m/s；代入式（5-3）得起点雷诺数Re1=2.73×10⁶。Re远大于4000，管内流动处于充分发展的湍流区，应按粗糙管湍流计算摩擦系数。5.3摩擦系数管内壁绝对粗糙度按新钢管取ε=0.045mm，相对粗糙度ε/d=1.74×10⁻⁴。密相二氧化碳输送的雷诺数处于湍流过渡区与阻力平方区之间，摩擦系数采用柯尔布鲁克-怀特（Colebrook-White）公式迭代求解，见式（5-5）： 1λ=-2log10为便于工程应用，亦可采用显式近似的Swamee-Jain公式，见式（5-6）： λ=0.25log10ε以起点工况（Re=2.73×10⁶，ε/d=1.74×10⁻⁴）为例，分别采用Colebrook-White公式、Haaland公式与Swamee-Jain公式计算摩擦系数，结果对比见表5-1。三者偏差均在1%以内，说明计算取值可靠；作为对比，光滑管Blasius公式结果为0.00777，明显偏小，表明本工程管道流动已进入粗糙管区，粗糙度对摩阻有实际影响，不可忽略。表5-1摩擦系数不同计算方法结果对比（起点工况）计算方法对应公式摩擦系数λ相对偏差/%Colebrook-White（基准）式（5-5）0.01377—Haaland显式近似式0.01374−0.22Swamee-Jain式（5-6）0.01384+0.51Blasius（光滑管）λ=0.316Re⁻⁰·²⁵0.00777−43.6经比选，本计算书采用Colebrook-White公式计算摩擦系数，起点摩擦系数取λ1=0.01377，并沿程按当地雷诺数逐段更新。5.4沿程压降计算将管道沿程划分为1000个计算段（每段100m），逐段计算摩擦系数、密度与流速并累加压降，分段计算式见式（5-7）： Δp=i=1nλi计算得全线沿程摩擦压降Δpf=1.438MPa，占首站出站压力的13.1%。沿线压力、温度及物性分布见表5-2，压力与温度分布曲线见图1。表5-2DN250管道沿线压力、温度及水力参数分布距离/km压力/MPa温度/℃密度/(kg·m⁻³)流速/(m·s⁻¹)雷诺数/10⁶摩擦系数011.00035.0743.90.8872.7310.013771010.84632.8762.80.8652.6110.013792010.69630.7779.30.8462.5100.013803010.54928.9793.50.8312.4240.013824010.40327.2805.70.8192.3520.013835010.26025.7816.20.8082.2920.013846010.11824.3825.10.7992.2410.01385709.97823.1832.70.7922.1990.01386809.83922.0839.10.7862.1630.01387909.70021.1844.40.7812.1340.013881009.56220.2849.00.7772.1090.01388图1沿线压力与温度分布曲线5.5局部阻力计算管道弯头、阀门、清管三通等管件引起的局部阻力按当量长度法折算为等长直管，见式（5-8）： Δpj=λ本工程线路以弹性敷设与冷弯管为主，全线弯头、截断阀及站场进出管件按当量长度估算，合计当量长度约200m。按起点压降梯度核算，局部阻力压降Δpj≈0.003MPa，仅占总压降的0.2%。按水力计算中“长管”的判别条件（管道长度大于1000倍管径），本工程局部阻力与出口速度水头可忽略不计，但为完整计，仍计入总压降。5.6高程差修正管道沿线高程起伏引起的附加压降按式（5-9）计算： Δpz=ρgΔz 本工程线路首、末站高程基本相同，净高差取Δz=0m，沿线最大相对高差约50m，对总压降的影响在地形分段计算中另行考虑。经验算，每100m高差对应的附加压降约为0.83MPa，故施工图设计阶段应依据实测纵断面分段计算，避免因高程漏算造成末站压力不足。5.7总压降管道全线总压降为沿程压降、局部阻力压降与高程附加压降之和，见式（5-10）： Δp=Δpf+Δp将各项代入得：Δp=1.438+0.003+0=1.441MPa。据此，在首站出站压力11.0MPa条件下，末站进站压力为9.559MPa，高于超临界压力下限8.12MPa，压力裕度1.44MPa，满足输送要求。

6热力计算6.1能量平衡方程管道内流体沿程的能量平衡由焓平衡与管壁散热共同控制。忽略动能与位能变化，取微元管段建立能量方程，如式（6-1）： dTdL=μJT6.2焦耳-汤姆逊效应二氧化碳在密相区节流后温度变化由其焦耳-汤姆逊（Joule-Thomson）系数决定，定义见式（6-2）： μJT=∂T∂p经计算，本工程工况下二氧化碳的焦耳-汤姆逊系数为0.63～1.36K/MPa，为正值，即沿线压力降低将引起节流降温。以起点工况（11.0MPa、35.0℃）为例，μJT=1.36K/MPa，对应每兆帕压降引起约1.4℃温降，是沿线温降的重要贡献项，计算中不可忽略。6.3总传热系数管道总传热系数由管内对流换热、管壁导热、防腐层与保温层导热及管外土壤传热串联组成，见式（6-3）： 1K=1h本工程管道采用埋地敷设并设外防腐层，管顶覆土不小于1.2m，综合考虑土壤热阻与防腐层热阻，总传热系数取K=1.5W/(m²·K)。6.4沿线温降计算忽略焦耳-汤姆逊效应的准稳态温降可按舒霍夫公式计算，见式（6-4）、式（6-5）： TL=T0 a=Kπdmcp代入d=0.2589m、K=1.5W/(m²·K)、ṁ=34.72kg/s、cp≈2.90kJ/(kg·K)，得a=1.21×10⁻⁵m⁻¹，对应温度衰减特征长度1/a=82.5km。仅考虑管壁散热时为T=20.95℃；计入焦耳-汤姆逊节流降温后，末站温度为20.24℃。计算表明：沿线温度由35.0℃降至20.2℃，但压力始终高于临界压力，即使温度跨越临界温度30.98℃，流体亦不发生气液相变，仅由超临界态连续过渡为密相液态，管道运行安全。

7管径比选7.1比选方案与计算结果在输量、输送距离与首站出站压力不变的条件下，选取DN200、DN250、DN300、DN350四种管径方案进行比选，壁厚均按第8章方法初定。各方案计算结果见表7-1、图2。表7-1不同管径方案水力计算结果对比方案外径×壁厚/mm内径/mm起点流速/(m·s⁻¹)雷诺数/10⁶总压降/MPa末站压力/MPa评价DN200219.1×5.6207.91.3753.404.6066.394末站压力不足DN250273.1×7.1258.90.8872.731.4389.562满足，推荐DN300323.9×7.1309.70.6202.280.56610.434满足，投资偏大DN350355.6×8.0339.60.5152.080.35210.648流速偏低图2管径比选——总压降与起点流速对比7.2推荐方案由表7-1可见：DN200方案压降高达4.606MPa，末站压力仅6.394MPa，低于超临界压力下限，不满足输送要求；DN300、DN350方案压降很小，但流速分别降至0.620m/s与0.515m/s，低于二氧化碳管道推荐的经济流速下限（约0.8～0.9m/s），管材及投资随管径增大而显著增加，经济性差。DN250方案起点流速0.887m/s，处于推荐经济流速范围内，末站压力9.562MPa，压力裕度充足，兼顾了安全性与经济性。故推荐采用DN250管道方案，钢管规格Φ273.1mm×7.1mm。

8管道强度设计8.1强度计算埋地管道钢管壁厚按GB50251—2015规定，以内压作用下的环向应力控制，见式（8-1）： δ=pD2σs8.2地区等级与设计系数按GB50251—2015的地区等级划分，本工程管道路由主要位于一级二类地区，强度设计系数F取0.72；穿越公路、铁路等特殊管段按相应规定提高设计系数要求。由于输送介质为密相二氧化碳，管道沿线截断阀室间距（一级地区32km）、管道与企业、居民区及公共建筑的最小安全距离应按SH/T3202—2018的相关规定执行。8.3壁厚确定取设计压力p=12.0MPa、钢管外径D=273.1mm、钢级L415（X60，最小屈服强度σs=415MPa）、强度设计系数F=0.72、焊缝系数φ=1.0（无缝/直缝钢管）、温度折减系数t=1.0（设计温度35℃，低于钢管许用温度），代入式（8-1）计算得计算壁厚δ=5.48mm。考虑钢板（钢带）厚度负偏差，取负偏差系数κ=0.125，名义壁厚按式（8-2）计算： δn=δ+C1-κ计算得名义壁厚δn=6.27mm。圆整并考虑一定的运行裕量，选用标准壁厚δ=7.1mm，对应管道内径d=258.9mm，与第5章水力计算所采用的参数一致。壁厚计算汇总见表8-1。表8-1管道壁厚计算汇总表计算项目符号单位数值设计压力pMPa12.0钢管外径Dmm273.1最小屈服强度σsMPa415强度设计系数F—0.72焊缝系数φ—1.0温度折减系数t—1.0计算壁厚δmm5.48负偏差系数κ—0.125名义壁厚δnmm6.27选用壁厚δmm7.1

9安全校核9.1相态安全校核本工程管道沿线压力范围为9.562～11.000MPa，温度范围为20.2～35.0℃。由于全程压力均高于临界压力7.377MPa，即使部分管段温度高于临界温度30.98℃、部分管段温度低于临界温度，流体也仅在超临界态与密相液态之间连续过渡，不存在气液两相共存区，不会出现因两相流引起摩阻突增、流量剧烈波动等安全问题。沿线最低压力9.562MPa，高于超临界压力下限8.12MPa，相态安全。9.2压力安全校核考虑输量波动工况：当输量降至设计输量的60%时，末站压力升至10.487MPa；当输量升至设计输量的120%时，末站压力降至8.913MPa，仍高于8.12MPa，满足安全运行要求。因此，在60%～120%输量范围内，管道均能维持密相输送，无需设置中间增压站。首站出站压力11.0MPa低于管道设计压力12.0MPa，最大操作压力受安全泄放系统保护。9.3介质质量控制为保障管道在密相区稳定运行并防止腐蚀，须严格控制介质质量：含水质量分数不大于200×10⁻⁶，水露点应低于输送条件下最低环境温度5℃以上；硫化氢质量分数不大于10×10⁻⁶，总硫含量不大于200mg/m³；同时应控制氮、氢、甲烷等不凝气含量，避免在管道末端形成富集而影响相态稳定。管道干燥后，气体水露点应连续4h比最低环境温度低5℃，且变化幅度不大于3℃。9.4干冰与冻堵风险校核二氧化碳三相点温度为−56.56℃，管道运行最低温度为20.2℃，远高于三相点温度，不存在形成干冰及固相冻堵的风险。但在泄放、放空及降压作业中，节流降温可能导致局部温度急剧下降，应通过节流控制、分段泄放等措施，防止局部进入两相区或固相区。9.5强度试验与严密性试验按SH/T3202—2018的规定，管道投运前应进行强度试验与严密性试验：强度试验压力不应低于设计压力的1.25倍（一级地区），即15.0MPa，稳压时间不少于4h；严密性试验在强度试验合格后进行，试验压力为设计压力12.0MPa，稳压24h无泄漏为合格。试验前应完成不少于两次清管及测径作业，试验介质可采用洁净水或干燥空气，试验后应进行有效干燥。9.6超压保护首站及沿线截断阀室应设置安全泄放系统与紧急切断装置。按GB50251—2015的规定，当操作压力大于7.5MPa时，安全阀设定压力可取操作压力的1.05倍，即11.0×1.05=11.55MPa，低于管道设计压力12.0MPa；泄放系统应满足15min内压力降至50%的要求。管道沿线应设置二氧化碳浓度探测器与紧急切断阀，并具备远程控制功能。

10结果分析与敏感性分析为评价各因素对管道输送性能的影响，对输量、进站温度、高程差及管径进行敏感性分析。此外，克服管段压降所需的水力功率按式（10-1）估算： N=mΔpρη 取ρ=796.5kg/m³（沿线平均密度）、Δp=1.441MPa、泵效η=0.75，计算得克服管段压降所需水力功率约62.7kW，折合吨二氧化碳百公里输送电耗约0.67kW·h/t，输送能耗较低，经济性良好。10.1管径敏感性由表7-1可见，总压降对管径极为敏感：管径由DN250增至DN300，压降由1.438MPa骤降至0.566MPa，降幅达61%。这是因为压降与管径近似成4～5次方反比关系（流速随管径平方反比变化，而压降又正比于流速平方）。反之，管径由DN250减至DN200，压降由1.438MPa增至4.606MPa，增幅达220%。因此，管径选择应在满足末站压力要求的前提下，兼顾经济流速与投资进行优化。10.2输量敏感性在设计管径与首站压力不变的条件下，输量变化计算结果见表10-1。可见随着输量增大，流速与压降同步增大，末站压力下降。当输量增至设计值的120%时，压降增加45%，末站压力降至8.913MPa，仍高于超临界压力下限，说明管道具备一定的调峰能力。表10-1输量敏感性分析结果（DN250，p₁=11.0MPa）输量/%起点流速/(m·s⁻¹)总压降/MPa末站压力/MPa600.5320.51310.487800.7090.91410.0861000.8871.4389.5621201.0642.0878.91310.3进站温度敏感性首站出站温度对压降的影响见表10-2。进站温度由20℃升至40℃时，总压降由1.333MPa增至1.501MPa，增幅约12.6%；末站温度由15.84℃升至22.33℃。这是因为温度升高使二氧化碳密度降低、流速增大、摩阻增加。但进站温度降低会增加首站的冷却负荷与运行成本。综合技术与经济比较，本工程首站出站温度取35℃较为适宜。表10-2首站出站温度敏感性分析结果（DN250）出站温度/℃总压降/MPa末站压力/MPa末站温度/℃201.3339.66715.84251.3609.64017.12301.3949.60618.56351.4389.56220.24401.5019.50022.3310.4高程差敏感性高程差对压降的影响见表10-3。净高差每增加100m，总压降约增加0.78MPa，占基准压降的54%，影响极为显著。因此施工图设计阶段必须以实测纵断面为基础分段计算，并对高差较大的爬升段校核末站压力，必要时通过提高首站压力或调整管径予以补偿。表10-3净高程差敏感性分析结果（DN250，p₁=11.0MPa）净高差/m总压降/MPa末站压力/MPa−501.0369.9640（基准）1.4389.562+501.8379.163+1002.2358.765

11结论与工程指导意义11.1主要结论（1）本工程二氧化碳长输管道采用密相（超临界）输送方式，管道规格为Φ273.1mm×7.1mm（DN250），管道内径258.9mm，设计压力12.0MPa，首站出站压力11.0MPa，出站温度35.0℃。（2）在设计输量100×10⁴t/a（34.72kg/s）条件下，管道全线总压降为1.441MPa，其中沿程摩擦压降1.438MPa，局部阻力压降0.003MPa，末站进站压力9.559MPa，高于超临界压力下限8.12MPa，压力裕度1.44MPa。（3）管道沿线温度由35.0℃降至20.2℃，压力始终高于临界压力，流体在超临界态与密相液态之间连续过渡，不存在气液两相共存区，相态安全。（4）起点流速0.887m/s，处于二氧化碳管道推荐经济流速范围；起点雷诺