劉永飛 楊壯春 李清平 林 林

(1.中海油研究總院；2.中海石油深海開發(fā)有限公司)

天然氣凝析液射流清管器結(jié)構(gòu)參數(shù)的數(shù)值模擬研究*

劉永飛**1楊壯春2李清平1林 林2

(1.中海油研究總院；2.中海石油深海開發(fā)有限公司)

通過對一種用于天然氣凝析液管道的射流清管器進(jìn)行Fluent數(shù)值模擬，研究了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對射流效果的影響，驗證了用Fluent預(yù)估射流清管器控制閥門彈簧預(yù)緊力的可行性，為天然氣凝析液射流清管器結(jié)構(gòu)研發(fā)提供了理論依據(jù)。

射流清管器 結(jié)構(gòu)參數(shù) 閥門控制彈簧 射流孔形狀

為了解決油氣管輸過程中雜質(zhì)沉積、蠟沉積以及凝析液聚集等問題，工程上常采取投放清管器的方式進(jìn)行清管作業(yè)[1，2]。在清管器中間開一定大小、形狀的孔，允許一部分流體經(jīng)過的清管器叫做旁通清管器或者射流清管器。射流清管器按照應(yīng)用分為兩種:清蠟射流清管器和控制段塞射流清管器。應(yīng)用于原油管輸中的清蠟射流清管器，其射流孔的作用是在清管器發(fā)生卡堵時射流能夠清理積蠟，使清管器重新啟動。應(yīng)用于天然氣凝析液管線的控制段塞射流清管器在清管過程中，允許部分輸送氣體從射流孔經(jīng)過，將段塞流改變?yōu)閷恿鳎箿粢悍植嫉礁L距離的管道中，從而防止瞬時清管段塞過大導(dǎo)致終端段塞捕集器過載[3]。

為了使射流清管器在清管過程中發(fā)生卡堵時能夠盡快啟動，避免因射流孔而導(dǎo)致的清管器不能及時重新啟動問題，設(shè)置能夠關(guān)閉射流孔的閥門是一種有效的方法。該閥門由特定的彈簧控制，當(dāng)清管器發(fā)生卡堵時，清管器背壓升高，推動閥門控制彈簧使閥門關(guān)閉，從而使清管器背壓迅速升高，推動清管器繼續(xù)清管。

筆者針對某海底天然氣管線用射流清管器進(jìn)行數(shù)值模擬分析，得出了影響流場的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)并找到了預(yù)估閥門預(yù)緊力的方法。

1 計算模型

6′ 管線用實際射流清管器結(jié)構(gòu)如圖1所示，選取其中的射流旁通部分過流流道為計算域，其中閥門和支撐板為主要擾流部件(圖2)。筆者采用SCDM建模，射流清管器的過流流道部分與清管器前后的兩段管段一起構(gòu)成了建模區(qū)域(圖3)，并采用Ansys軟件中Mesh模塊劃分網(wǎng)格。該模型全部采用Patch Conforming方法劃分為四面體網(wǎng)格，檢查網(wǎng)格扭曲度為0.8，達(dá)到了計算要求。

圖1 射流清管器結(jié)構(gòu)

圖2 射流旁通部分剖面圖

圖3 計算模型及其網(wǎng)格劃分示意圖

該模型進(jìn)出口皆為壓力邊界條件，出口邊界條件為大氣壓，入口邊界條件分別選取工況為表壓5、10、15、20、30、40kPa。湍流計算模型選Standardk-ε模型，從迭代的收斂速度和穩(wěn)定性方面考慮，速度-壓力耦合方式設(shè)為SIMPLE算法；松弛因子均保持默認(rèn)值，為盡量增加最終結(jié)果的準(zhǔn)確性離散格式先利用一階迎風(fēng)迭代計算到收斂，然后再利用二階迎風(fēng)提高精度。為了方便與實驗數(shù)據(jù)比較，氣相介質(zhì)采用可壓縮空氣。

2 實驗?zāi)Ｐ?/h2>

射流清管器射流模型(圖4)為有機玻璃材料的流體通道和不銹鋼材料的擾流部件組成，擾流部件主要包括固定法蘭和閥門，模型尺寸完全與數(shù)值模擬建模尺寸一致。將與數(shù)值模擬參數(shù)一致的射流清管器實驗?zāi)Ｐ凸潭ㄔ诠苈分?，利用壓縮機改變清管器前后壓差，由羅斯蒙特3595電容式壓力變送器分別測出不同壓差下閥門受力，即彈簧應(yīng)該達(dá)到的預(yù)緊力值，具體將傳感器探頭放置于閥門與固定法蘭之間。

圖4 射流清管器實驗?zāi)Ｐ?/p>

3 計算結(jié)果分析

3.1 射流孔結(jié)構(gòu)參數(shù)對射流流場的影響

射流孔結(jié)構(gòu)參數(shù)主要有射流出口角度、射流錐段過渡弧半徑和射流孔喉部長度(圖5)。

圖5 射流孔結(jié)構(gòu)參數(shù)示意圖

3.1.1射流出口角度

模擬計算射流出口角α分別取0、arctan0.1、arctan0.2、arctan0.4這4種情況下，不同位置的流場對比情況如圖6～9所示。

由圖6、7可以看出，隨著射流出口角的增大，等速流核區(qū)中心處速度減小明顯；當(dāng)α角增大到arctan0.2后，等速流核區(qū)中心開始出現(xiàn)低速度區(qū)域，當(dāng)α角增大到arctan0.4后，低速度區(qū)域增大明顯，射流開始出現(xiàn)分叉，這時射流明顯偏向邊壁方向噴射而出。射流出口角的不同對等速流核區(qū)的大小基本沒有影響，速度在0.5m處達(dá)到管道的平均穩(wěn)定速度。

由圖8、9可以看出，軸心位置處的湍動能大小隨著α角的增大衰減明顯。湍動能在軸向小于0.15m的范圍內(nèi)受α角影響較?。煌膭幽茉谳S向大于0.60m的位置后都達(dá)到平穩(wěn)值，并緩慢接近0，受α角的影響也較??；在軸向0.15～0.60m的范圍內(nèi)無論是軸心位置還是靠近邊壁位置，湍動能衰減明顯。

從整體速度上看，隨著α角增大，射流流場的最高速度明顯降低，不利于射流清管器對液塞的吹掃。從湍動能方面考慮，α角增大后湍動能出現(xiàn)非常明顯的衰減，也不利于射流清管器對液塞的吹掃。當(dāng)然從敷設(shè)藥劑的方面考慮，采用一定的α角度是有利的。

3.1.2射流錐段過渡弧半徑

模擬計算R分別為0、20、30mm這3種結(jié)構(gòu)參數(shù)對射流流場的影響(圖10、11)。通過對流場的分析發(fā)現(xiàn)，當(dāng)由R=0mm改變到R=20mm后，等速流核區(qū)有一定的增長；當(dāng)由R=20mm改變?yōu)镽=30mm后，等速流核區(qū)基本沒有增加。所以，增加一定的倒圓有利于射流，但是當(dāng)增加到一定半徑后，影響不明顯。從整體上講，R的值對射流效果影響較小。

圖6 軸線位置速度的變化規(guī)律

圖7 管壁附近位置處速度的變化規(guī)律

圖8 軸線位置湍動能的變化規(guī)律

圖9 管壁附近處湍動能的變化規(guī)律

圖10 中心軸線位置射流速度隨軸向位置的變化趨勢

圖11 中心軸線位置射流湍動能隨軸向位置的變化趨勢

3.1.3射流孔喉部長度

如圖12、13所示，隨著射流口喉部長度的增加，在軸向距離小于0.5m的范圍內(nèi)，速度和湍動能都出現(xiàn)了一定程度的降低，這是由于喉部的增長加大了能量在喉部的損失；在軸向距離大于0.5m的范圍內(nèi)，湍動能和速度都達(dá)到穩(wěn)定值，基本不受喉部長短的影響。但是從速度和湍動能大小上看，喉部長短影響比較小。因此，在設(shè)計喉部長短時，優(yōu)先考慮射流清管器重量平衡與穩(wěn)定，在此基礎(chǔ)上，盡量減小喉部的長度。

圖12 軸線位置速度隨軸向位置的變化規(guī)律

圖13 軸線位置湍動能隨軸向位置的變化規(guī)律

3.2 閥門控制彈簧預(yù)緊力分析

閥門控制彈簧是為了保證在射流清管器發(fā)生卡堵的時候能夠使閥門在背壓作用下及時關(guān)閉，從而使背壓增大，推動射流清管器重新啟動。彈簧預(yù)緊力和閥門受力是作用力與反作用力的關(guān)系，因此要想計算閥門預(yù)緊力，可以通過檢測或計算閥門所受力間接所得。如圖14所示，閥門受力面主要有face1至face7一共7個面，其中face6和face7主要受粘性力作用，要小于其他面。因此，主要通過Fluent計算檢測face1至face5一共5個界面受力的合力。

圖14 閥門受力示意圖

圖15為實驗條件下和數(shù)值模擬條件下，彈簧預(yù)緊力隨壓差的變化情況曲線。得出實驗擬合曲線F=2.31p+3.6，模擬計算曲線F=2.32p-24。

筆者定義系數(shù)2.31和2.32為等效面積系數(shù)，定義3.6和-24為修正值。對比可以發(fā)現(xiàn)，兩個公式的等效面積系數(shù)基本一致，相對誤差約為0.4%，可忽略不計。兩個公式的主要差別在于修正值，理論上說，修正值應(yīng)該為0，因為p為0時，F(xiàn)應(yīng)該為0，但是數(shù)值模擬值和實驗值都不為0。筆者分析實驗值不為0主要是因為檢測設(shè)備誤差；數(shù)值模擬修正值誤差的原因還有待繼續(xù)研究。

圖15 實驗值與數(shù)值模擬值的比較

總之，預(yù)測閥門預(yù)緊力的主要參數(shù)是等效面積系數(shù)，等效面積系數(shù)的大小與實驗?zāi)Ｐ偷拇笮『徒Y(jié)構(gòu)有關(guān)。從實驗?zāi)Ｐ偷膶嶒灆z測值與數(shù)值模擬值的比較可以發(fā)現(xiàn)，等效面積系數(shù)可以很好地預(yù)測閥門預(yù)緊力的真實值。

4 結(jié)論

4.1射流出口角是影響射流流場的主要因素，過渡段弧半徑和射流孔喉部長度對射流流場影響較小。

4.2隨著射流出口角增大，射流速度場和湍動能場都出現(xiàn)了明顯的衰減，并且在射流出口角為22°左右出現(xiàn)流場分叉。因此，設(shè)計目的為控制段塞的射流清管器時，射流出口角取0°；設(shè)計藥劑敷設(shè)用射流清管器時，射流出口角取大于22°。

4.3閥門彈簧預(yù)緊力與壓差成線性關(guān)系，斜率可以用等效面積系數(shù)表示，等效面積系數(shù)的數(shù)值模擬結(jié)果與實驗結(jié)果吻合非常好。數(shù)值模擬計算等效面積系數(shù)，是預(yù)估彈簧預(yù)緊力的關(guān)鍵。

[1] S?derman O，J ?nsson B. Pigging Dynamics in Two-Phase Flow Pipelines: Experiment and Modeling [J]. International Journal of Multiphase Flow，1996，22(1):145～146.

[2] Klemp S，Meland B，Hustvedt E，et al. Operational Experiences from Multiphase Transfer at Troll[C]. Multiphase 97 Frontier Technology Comes of Age. Cannes: BHR Group Limited，1997:477～496.

[3] Wu H L，Spronsen G V，Klaus E H，et al. By-pass Pig Passes Test for Two-Phase Pipelines[J]. Oil & Gas Journal,1996,94(42)：73～74,76～77.

NumericalStudyonStructureofBy-passPiggingforNGLPipeline

LIU Yong-fei1, YANG Zhuang-chun2, LI Qing-ping1, LIN Lin2

(1.CNOOCResearchInstitute,Beijing100028,China; 2.CNOOCDeepwaterDevelopmentCo.,Ltd.,Zhuhai519000,China)

The Fluent software was adopted to simulate by-pass pigging of NGL pipeline and the structure parameter’s influence on jet flow was discussed. The possibility of applying Fluent software to predict spring’s pre-tightening force of by-pass pigging valve was proved to provide theoretical basis for by-pass pigging development of the NGL pipeline.

by-pass pigging, structure parameter, valve control spring, jet hole’s shape

*國家科技重大專項課題(2011ZX05026-004)。

**劉永飛，男，1988年3月生，工程師。北京市，100028。

TQ055.8

A

0254-6094(2016)04-0513-05

2015-06-29，

2015-08-04)