分流型管匯偏流現(xiàn)象的數(shù)值模擬研究*

陳海宏 李清平 姚海元

1中海油研究總院深水工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室

2中國石油大學(xué)(北京)

油氣供應(yīng)鏈中管匯被大量應(yīng)用于各個(gè)生產(chǎn)單元.油氣田開發(fā)系統(tǒng)中,管匯可用于收集與分配各井口采出物;在長輸管道、城市燃?xì)忾T站等系統(tǒng)中,管匯可用于多路調(diào)壓與計(jì)量[1].油氣輸送系統(tǒng)中管匯流量分配的均勻性對(duì)流量計(jì)量的準(zhǔn)確性、油氣處理設(shè)施運(yùn)行的安全性與經(jīng)濟(jì)性等方面具有重要影響.管匯一般由多根并聯(lián)引入管、多根并聯(lián)引出管、匯管組成.以油氣田集輸管匯為例,各引出管出口處通常連接著油氣處理裝置,如段塞流捕集器、氣液分離器[2].實(shí)際生產(chǎn)中,經(jīng)引入管收集的油氣水,通過匯管進(jìn)行流量分配時(shí),經(jīng)常出現(xiàn)并聯(lián)布置的各引出管氣相、液相流量分配不均的現(xiàn)象,這種現(xiàn)象稱為"偏流".生產(chǎn)中管匯偏流工況往往還伴隨著相分離現(xiàn)象,導(dǎo)致各引出管不僅氣液兩相流總流量不一致,而且氣液比也不相同.偏流嚴(yán)重時(shí),大部分流體都集中在某一部分管路,或者某一列管路全是氣相而另一列管路全是液相,造成管路輸量超出其最大允許輸量以及引出管出口所連接油氣處理裝置高負(fù)荷運(yùn)行,影響了生產(chǎn)作業(yè)的安全性與經(jīng)濟(jì)性.管匯內(nèi)用于流體流量分配的基本單元為T型三通管.多入口、多出口的管匯可看成是由多個(gè)T型三通管連接而成.研究T型三通管流量分配規(guī)律是研究管匯偏流現(xiàn)象的基礎(chǔ)[3-4].對(duì)于T型管,根據(jù)三通管流入、流出方向的相對(duì)關(guān)系不同,可將其分為分流型管匯與分支型管匯(圖1)[5].

圖1 分流型管匯與分支型管匯示意圖Fig.1 Schematic diagrams of split-structure manifold and branch-structure manifold

對(duì)于氣液兩相流分支型管匯,如果各分支管的管徑、長度、傾角以及與主管夾角均相同,那么不同的來流工況下各分支管的氣相、液相都將均勻分配[6-8].不同于分支型管匯,分流型管匯卻極易出現(xiàn)偏流.許多文獻(xiàn)研究了幾何結(jié)構(gòu)對(duì)分流型管匯流量分配的影響規(guī)律.例如,SEEGER與REIMANN[9-12]對(duì)不同的分流管傾角下分流型管匯相分離與壓力分布規(guī)律進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究;HWANG等[11]研究了分流管與主管夾角對(duì)分流型管匯流量分配的影響規(guī)律.然而,鮮有文獻(xiàn)報(bào)道運(yùn)行參數(shù)對(duì)分流型管匯流量分配的影響規(guī)律.盡管大多數(shù)油氣田集輸管匯(如荔灣3-1氣田、渤中35-2CEPA平臺(tái)、綏中36-1CEPN平臺(tái))存在偏流問題,但目前國內(nèi)并沒有成熟高效的偏流控制方法,并且對(duì)偏流機(jī)理的理論研究與實(shí)驗(yàn)研究尚不充分[13].可見,有必要對(duì)油氣田集輸分流型管匯偏流成因及運(yùn)行參數(shù)對(duì)管匯偏流的影響展開研究.

1 管匯幾何模型

基于實(shí)際生產(chǎn)中油氣田集輸管匯的幾何特征構(gòu)建水平布置的分流型管匯幾何模型(圖2).以分流管與主管連接處為節(jié)點(diǎn),主管劃分為主管入口段和主管出口段.主管入口段、主管出口段、分流管長度均為6 m,管徑均為0.25 m,主管與分流管的夾角為90°.

圖2 分流型管匯幾何模型Fig.1 Geometric model of split-structure manifold

網(wǎng)格質(zhì)量決定了數(shù)值模擬結(jié)果的精度,低質(zhì)量的網(wǎng)格易導(dǎo)致數(shù)值計(jì)算過程發(fā)散[14].根據(jù)網(wǎng)格劃分方式不同,可將網(wǎng)格劃分為結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格與非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,其中結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格的質(zhì)量更高.為保證模擬結(jié)果的精確度,基于結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分方法,采用ICEM CFD軟件對(duì)分流型管匯進(jìn)行網(wǎng)格劃分(圖3).管匯入口和出口截面網(wǎng)格進(jìn)行O型剖分(圖4),對(duì)分流管與主管連接處網(wǎng)格進(jìn)行Y型剖分(圖5).

圖3 分流型管匯網(wǎng)格劃分示意圖Fig.3 Grid schematic diagram of split-structure manifold

圖4 分流型管匯入口截面網(wǎng)格示意圖Fig.4 Grid schematic diagram of inlet section of split-structure manifold

圖5 分流型管匯分流處網(wǎng)格示意圖Fig.5 Grid schematic diagram of shunt of split-structure manifold

2 FLUENT仿真模型

2.1 多相流穩(wěn)態(tài)仿真模型

選用Mixture模型模擬管匯內(nèi)氣液兩相流的流動(dòng)過程.Mixture模型包含連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、次相體積分?jǐn)?shù)方程、滑移速度和漂移速度計(jì)算方程.

連續(xù)性方程

式中:?為哈密爾頓算子;N為混合物中相的總數(shù);ρm為混合物密度,kg/m3;ρn為混合物中第n相密度,kg/m3;vm為混合物速度,m/s;vn為混合物中第n相流速,m/s;αn為混合物中第n相體積分?jǐn)?shù).

動(dòng)量方程

式中:p為壓力,Pa;μm為混合物黏度,Pa.s;g為重力加速度,m/s2;F為體積力,N;vdr,n為混合物中第n相漂移速度,m/s.

第p相的體積分?jǐn)?shù)方程

滑移速度計(jì)算方程

式中:vpq為第p相與第q相的相對(duì)速度,m/s.

漂移速度計(jì)算方程

式中:cn為混合物中第n相質(zhì)量分?jǐn)?shù).

實(shí)際生產(chǎn)中,氣液兩相流在管匯內(nèi)流動(dòng)時(shí),流動(dòng)介質(zhì)與外部環(huán)境存在著熱量傳遞.管匯內(nèi)流動(dòng)介質(zhì)流動(dòng)過程中,流體的溫度會(huì)發(fā)生變化,并可能伴有相態(tài)轉(zhuǎn)變現(xiàn)象.例如,溫度降低時(shí),氣相可能會(huì)轉(zhuǎn)變?yōu)橐合?溫度升高時(shí),液相可能會(huì)轉(zhuǎn)變?yōu)闅庀?本文所研究管匯的主管長度為12 m,分支管長度為6 m,并且管匯內(nèi)未設(shè)有節(jié)流元件,氣液兩相流在該管匯內(nèi)流動(dòng)時(shí)溫度變化可以忽略不計(jì).因此,多相流穩(wěn)態(tài)仿真模型未涉及流動(dòng)介質(zhì)相態(tài)轉(zhuǎn)變方程.

2.2 湍流模型

對(duì)于管道內(nèi)處于湍流狀態(tài)的氣液兩相流流動(dòng)過程,采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型進(jìn)行模型化處理.

式中:k為湍動(dòng)能,m2/s2;ε為湍流耗散率,m2/s3;μ為黏度,Pa.s;μt為湍流黏度,Pa.s;G為湍動(dòng)能產(chǎn)生項(xiàng),m2/s3;σk為湍動(dòng)能k的湍流普朗特?cái)?shù),σk=1.0;σε為湍動(dòng)耗散率ε的湍流普朗特?cái)?shù),σε=1.3;C1為常數(shù),取1.44;C2為常數(shù),取1.92;Cμ為常數(shù),取0.09.

2.3 流動(dòng)介質(zhì)、邊界條件

在低、中、高氣相折算速度工況下,分別以空氣和空氣-水為流動(dòng)介質(zhì),通過數(shù)值模擬研究單相流與氣液兩相流為流動(dòng)介質(zhì)的分流型管匯流量分配規(guī)律.低氣相折算速度工況(圖6)下,氣相折算速度vsg分別取1.0、2.0、3.0、4.0 m/s,液相折算速度vsl分別取0、0.02、0.04、0.06、0.08和0.10m/s;中等氣相折算速度工況(圖7)下,vsg分別取10、20 、30、40 和 50 m/s,vsl分別取 0、0.5、1.0、1.5、2.0和2.5 m/s;高氣相折算速度工況(圖8)下,vsg分別取100、110、120、130和140 m/s,vsl分別取0、1.0、2.0、3.0、4.0 m/s.vsl=0表示流動(dòng)介質(zhì)為空氣,vsl>0表示流動(dòng)介質(zhì)為空氣-水.邊界條件:入口采用速度控制模式;出口采用壓力控制模式;出口回流時(shí),氣相體積分?jǐn)?shù)設(shè)為1;壁面設(shè)為無滑移壁面.

圖6 數(shù)值模擬選用的低氣相折算速度工況Fig.6 Numerical simulation conditions for low equivalent gas velocity

圖7 數(shù)值模擬選用的中等氣相折算速度工況Fig.7 Numerical simulation conditions for medium equivalent gas velocity

圖8 數(shù)值模擬選用的高氣相折算速度工況Fig.8 Numerical simulation conditions for high equivalent gas velocity

3 數(shù)值模擬分析

采用偏流指數(shù)Sn描述雙出口管匯第n相偏流程度,具體可按公式(13)計(jì)算,Sn越大表示偏流越嚴(yán)重.

式中:Q1,n為主管出口第n相的質(zhì)量流量,m3/s;Q2,n為分流管出口第n相的質(zhì)量流量,m3/s;g為氣相,l表示液相.

3.1 低氣相折算速度

在低氣相折算速度工況下,利用FLUENT模擬分流型管匯氣相、液相流量分配情況(圖9、圖10).當(dāng)來流只有氣相時(shí),管匯偏流指數(shù)范圍為4.06~5.09;當(dāng)來流為氣液兩相流時(shí),管匯氣相偏流指數(shù)范圍為2.02~8.15,液相偏流指數(shù)范圍為1.96~7.93.

(1)當(dāng)vsg=1 m/s時(shí),管匯來流由氣相轉(zhuǎn)變?yōu)闅?、液兩相?分流型管匯氣相偏流程度降低.然而,當(dāng)vsg=2、3和4 m/s時(shí),氣相介質(zhì)中引入液相后,管匯氣相偏流指數(shù)增加.

(2)與vsg=2、3和4 m/s相比,當(dāng)vsg=1 m/s時(shí),在不同的液相折算速度下,分流型管匯氣相、液相偏流指數(shù)明顯更低.

(3)當(dāng)vsg=1 m/s時(shí),液相、氣相偏流指數(shù)幾乎不隨vsl變化.

(4)當(dāng)vsg=2、3和4 m/s時(shí),隨著vsl增加,液相、氣相偏流指數(shù)均增加,但增長幅度逐漸減小.

(5)保持液相折算速度不變,隨著氣相折算速度增加,分流型管匯液相、氣相偏流指數(shù)均不斷增加.

(6)分流型管匯氣相偏流指數(shù)略高于液相偏流指數(shù).

圖9 低氣速工況下氣相偏流指數(shù)隨vsl變化曲線Fig.9 Flow maldistribution index of the gas phase varying withvsl under low equivalent gas velocity conditions

圖10 低氣速工況下液相偏流指數(shù)隨vsl變化曲線Fig.10 Flow maldistribution index of the liquid phase varying withvslunder low equivalent gas velocity conditions

3.2 中、高氣相折算速度

在中等氣相折算速度工況下,利用FLUENT模擬分流型管匯氣相、液相流量分配情況(圖11、圖12).當(dāng)來流只有氣相時(shí),管匯偏流指數(shù)范圍為5.79~6.98;當(dāng)來流為氣液兩相流時(shí),管匯氣相偏流指數(shù)范圍為7.76~8.62,液相偏流指數(shù)范圍為7.76~8.62.

圖11 中等氣速工況下氣相偏流指數(shù)隨vsl變化曲線Fig.11 Flow maldistribution index of the gas phase varying with vslunder medium equivalent gas velocity conditions

圖12 中等氣速工況下液相偏流指數(shù)隨vsl變化曲線Fig.12 Flow maldistribution index of the liquid phase varying withvslunder medium equivalent gas velocity conditions

在高氣相折算速度工況下,利用FLUENT模擬分流型管匯氣相、液相流量分配情況(圖13、圖14).當(dāng)來流只有氣相時(shí),管匯偏流指數(shù)范圍為7.46~7.69;當(dāng)來流為氣液兩相流時(shí),分流型管匯氣相偏流指數(shù)范圍為7.83~9.12,液相偏流指數(shù)范圍為7.83~9.12.

(1)在不同的氣相折算速度下,管匯來流由氣相轉(zhuǎn)變?yōu)闅?、液兩相?管匯氣相偏流指數(shù)均增加.

(2)保持vsg不變,隨著vsl增加,管匯液相、氣相偏流指數(shù)逐漸增加,但增加幅度逐漸減小.

(3)保持vsl不變,隨著vsg增加,管匯液相、氣相偏流指數(shù)逐漸增加,但增加率越來越低.

(4)分流型管匯氣相偏流指數(shù)與液相偏流指數(shù)幾乎相等.

圖13 高氣速工況下氣相偏流指數(shù)隨vsl變化曲線Fig.13 Flow maldistribution index of the gas phase varying with vslunder high equivalent gas velocity conditions

圖14 高氣速工況下液相偏流指數(shù)隨vsl變化曲線Fig.14 Flow maldistribution index of the liquid phase varying withvslunder high equivalent gas velocity conditions

3.3 偏流原因分析

(1)單相流或氣液兩相流流動(dòng)的分流型管匯偏流主要原因.當(dāng)流體到達(dá)分流處時(shí),在慣性力的作用下流體傾向于沿著來流方向繼續(xù)向前流動(dòng),而不易進(jìn)入分流管;分流處出現(xiàn)渦流區(qū)域,阻礙流體進(jìn)入分流管;分流后,主管內(nèi)流體流速降低而分流管內(nèi)流體流速增加,根據(jù)伯努利方程可知,主管內(nèi)流體壓力將會(huì)增加而分流管內(nèi)流體壓力將會(huì)降低,導(dǎo)致主管與分流管在分流處的壓力分布情況不一致.

(2)當(dāng)vsg較大時(shí),流動(dòng)介質(zhì)由單相流轉(zhuǎn)變?yōu)闅庖簝上嗔骱?分流型管匯氣相偏流程度加重的原因.由于液相進(jìn)入分流管后占據(jù)了一定的流通面積,使得氣相在分流管內(nèi)允許流通的截面積減小;當(dāng)流體到達(dá)分流處時(shí),由于分流管內(nèi)的液相阻礙氣相進(jìn)入分流管,更多的氣相沿著來流方向繼續(xù)向前流動(dòng).

(3)當(dāng)vsg較小時(shí),流動(dòng)介質(zhì)由單相流轉(zhuǎn)變?yōu)闅庖簝上嗔骱?分流型管匯氣相偏流程度降低的原因.由于氣相流速較低,容易被液相攜帶;液相進(jìn)入分流管后,會(huì)攜帶一部分原本沿主管繼續(xù)流動(dòng)的氣體進(jìn)入分流管.

(4)當(dāng)vsg、vsl均較小時(shí),分流型管匯氣相、液相偏流指數(shù)明顯更低的原因.這是由于流體受到的慣性力小,易進(jìn)入分流管.

(5)隨著vsg或vsl增加,分流型管匯液相、氣相偏流指數(shù)均增加的原因.由于流速增加,引起慣性力增加,導(dǎo)致流體更難進(jìn)入分流管.

4 結(jié)束語

以分流型管匯為研究對(duì)象,設(shè)定不同的流動(dòng)工況,利用FLUENT對(duì)管匯流量分配情況進(jìn)行數(shù)值模擬.模擬結(jié)果表明,無論是單相流還是氣液兩相流,分流型管匯都將出現(xiàn)偏流現(xiàn)象,并且多相流動(dòng)的管匯偏流程度并非始終嚴(yán)重于單相流動(dòng)的管匯偏流程度.造成分流型管匯偏流的主要原因?yàn)閼T性力的作用、渦流的影響和靜壓恢復(fù)的影響.未來工作重點(diǎn)是進(jìn)一步開展分流型管匯偏流控制方案的研究.