密封式防積液短節設計及其攜液效果分析*

徐建寧 趙義鵬 李萬鐘 朱端銀

(西安石油大學機械工程學院)

徐建寧,趙義鵬,李萬鐘,等.密封式防積液短節設計及其攜液效果分析.石油機械,2022,50(11):119-125,132.

0 引言

在雙碳目標下,天然氣成為替代煤炭的重要能源,其開發需求的提升也促進了輸氣管線的建設[1-2]。由于天然氣為含濕氣體,再加之輸氣管線沿地形起伏,便容易在低洼拐角處及上傾段形成積液[3-5],導致氣體的流通面積減小,進而造成管線內壓力分布不均,降低了管線的輸運能力。渦流工具[6-14]最初用于氣井排水采氣領域,近些年也被投入到天然氣的地面輸運中,依靠其發生螺旋流而得以改變管線起伏段的液態分布。

但由于渦流工具的最大外徑需小于管線內徑才能使其裝配在管線中,導致本體外側與管線內壁之間存在間隙,部分氣體并沒有經過螺旋流道便從間隙流走;再加之端面處流體碰撞引起的能量損失,使形成的螺旋流強度較低,沒有達到最佳的攜液效果;且現有關于渦流工具的研究也都是建立在非密封的基礎上[15-21]。鑒于此,筆者設計了一種密封式防積液短節,分別建立了光滑管線、有渦流工具管線和有防積液短節管線的有限元模型,并使用計算流體力學的方法模擬研究3種模型流場速度、靜壓和含液體積分數的分布及變化規律。研究結果可為密封式防積液短節的開發及應用提供一定的理論依據。

1 短節技術分析

1.1 結構設計及參數

密封式防積液短節結構如圖1所示,由導流錐、旋流體和套筒裝配而成。導流錐為圓錐狀實心體,在其頭部的柱狀體上有外螺紋,與旋流體尾部槽內的內螺紋連接,其功能是對流道入口處的流體形成導流,避免碰撞引起的能量損失。旋流體和套筒自帶連接法蘭,與輸氣管線上的法蘭連接;套筒的內徑與輸氣管線的內徑相同;旋流體外側有4條旋流翼,旋流翼側表面與套筒內表面接觸時形成密封;未被密封的區域則形成了螺旋流道,流道入口和出口分別連通兩側的輸氣管線。密封式防積液短節的主要結構參數如下:連接法蘭直徑為128 mm,法蘭孔內徑為10 mm,套筒內徑為88 mm,旋流體半徑為34 mm,旋流翼翼高為10 mm,旋流翼螺距為110 mm,導流錐長度為75 mm,導流錐角度為30°。

圖1 密封式防積液短節結構圖Fig.1 Schematic structure of sealed anti-effusion short joint

1.2 工藝原理

密封式防積液短節的工藝原理如圖2所示。在管線起伏前的位置安裝短節,通過其自身的連接法蘭與兩側的管線法蘭連接。含濕氣體輸運至短節處,在導流錐的引流下進入流道入口,隨后流經螺旋流道,并逐漸引發螺旋流,兩相流體受到離心力的作用開始加速旋轉并流出出口。由于氣、液兩相密度的差異,含濕氣體分離形成了環狀液膜和柱狀氣柱,并以螺旋狀的形式向管線上傾段運動。這種流動方式使得氣液兩相的摩擦阻力減小,氣體攜液能力增強,可帶動液體輸運更遠的距離。

圖2 密封式防積液短節工藝原理圖Fig.2 Technical principle of sealed anti-effusion short joint

2 流體域模型建立與分析

2.1 模型建立與網格劃分

分別對光滑管線、有渦流工具的管線和有密封式防積液短節的管線建立流體域模型。模型管長為1 100 mm,直徑為88 mm,管線起伏角度為20°,水平高差為168 mm。在模型網格劃分時,對過流面積較小的區域進行網格加密,模型網格劃分結果如圖3所示。

圖3 流體域模型及網格劃分Fig.3 Fluid domain model and mesh division

2.2 網格無關性驗證

開展無關性驗證,因管線拐角處的流場相比其他流域具有較為明顯的不同,故以此處前后的壓降大小作為網格劃分質量的評定指標。分別以單個網格尺寸為10～4 mm的7種不同水平對3種模型進行網格劃分,驗證分析結果如圖4所示。

圖4 網格無關性驗證Fig.4 Grid independence verification

由圖4可以看出,當模型網格尺寸小于等于6 mm時,3種模型拐角處的前后壓差都能夠保持穩定,證明此時的網格水平已經滿足計算精度的要求,故3種模型均以網格尺寸6 mm的水平進行網格劃分。

2.3 模型選取

多相流模型選用Euler模型,其對每一相求解動量方程和連續性方程,通過壓力和時間交換系數實現耦合,具有較高的精度。湍流模型選用Realizable k-ε模型,其對旋流、流動分離和強流線彎曲等特征有較強的適應性,更加符合防積液短節的工作特點。Realizable k-ε模型相關的理論計算公式如下:

式中:Gk為層流速度梯度產生的湍動能項,Pa/s;Gb為浮力影響產生的湍動能項,Pa/s;YM為可壓縮湍流脈動膨脹對總的耗散率的影響,Pa/s;C1、C2、C1ε、G3ε為常量;σk、σε分別為k方程和ε方程相對應的普朗特數;u為速度,m/s;μ為動力黏度,Pa·s;μt為湍流黏度,Pa·s;ρ為流體密度,kg/m3;ν為運動黏度,m2/s;Sk、Sε為自定義的湍動能項(Pa/s)和湍流耗散源項(Pa/s2);k為湍流動能,m2/s2;ε為湍流耗散率,m2/s3。

2.4 邊界條件設定

設定模型左端為速度入口,入口速度為2 m/s;右端為壓力出口,出口壓力為5 MPa。設定甲烷氣體為第1相,體積分數為0.85;液態水為第2相,體積分數為0.15。甲烷的密度為0.668 kg/m3,黏度為0.013 4 mPa·s;水的密度為998.2 kg/m3,黏度為1.003 0 mPa·s。

另外,設定重力加速度為9.8 m/s2,其他流域表面為無滑移邊界。

3 攜液效果分析

3.1 流場速度分析

氣液在經過渦流工具和密封式防積液短節后的流動跡線如圖5所示。由圖5可以看出:流體流型都由直流轉變為了環狀螺旋流,但在渦流工具管線中,流體與工具端面發生碰撞,能量遭到損失,且一部分流體沒有進入螺旋流道便直接從間隙中流走;而在有密封式防積液短節管線中,導流錐的導流作用使流體流動平滑,減少了碰撞,螺旋流道的密封作用使流動的能量被充分利用,減少了間隙流失。因此防積液短節在管線中引發的螺旋流強度明顯高于渦流工具引發的螺旋流強度。

圖5 流動跡線圖Fig.5 Flow trace diagram

3種模型的軸向速度分布如圖6所示。由圖6可以看出:受到重力及管線起伏的影響,流場分布不均,光滑管線拐角處下方位的軸向速度遠小于上方位,導致氣液在此處動力不足,容易形成積液;而經過渦流工具和防積液短節后流場呈現均勻的環狀分布,且軸向速度得到了提升,后者產生的軸向速度大于前者。

圖6 軸向速度分布云圖Fig.6 Cloud chart of axial velocity distribution

在管線模型的不同軸向位置截取平面,觀測截面各徑向位置的軸向速度,得到3種模型的截面軸向速度變化,如圖7所示。由圖7可以看出:光滑管線水平段(z＜400 mm)速度維持不變,拐角處(z=400 mm)和上傾段(z＞400 mm)上方位速度大于下方位速度,不同截面的軸向速度大小基本一致;而在經過渦流工具和防積液短節后,盡管在上傾段初始有反向的軸向速度,但隨著軸向位置的遞進,反向速度逐漸消失,形成正向的軸向速度,并呈現遞增趨勢;在相同軸向位置,后者的軸向速度大于前者,證明密封式防積液短節比渦流工具產生了更高的軸向速度,有利于增加攜液距離。3種模型的切向速度分布云圖如圖8所示。由圖8可以看出:在光滑管線水平段基本不具備切向速度,從拐角處至上傾段逐漸具備一定的切向速度,但不足以使流型發生轉變;而經過渦流工具和防積液短節后,切向速度得到了提升,后者產生的切向速度大于前者。

圖7 不同軸向位置的軸向速度對比Fig.7 Comparison of axial velocity at different axial positions

圖8 切向速度分布云圖Fig.8 Cloud chart of tangential velocity distribution

3種模型的截面切向速度變化如圖9所示。由圖9可以看出:光滑管線水平段(z＜400 mm)基本不具備切向速度,拐角處(z=400 mm)切向速度出現了極差,上傾段(z＞400 mm)不同軸向位置截面的切向速度大小基本一致;而在經過渦流工具和防積液短節之后,切向速度明顯提高,并且在拐角處(z=400 mm)的切向速度為最大值,證明此時氣液的流型已經具備發生轉變的條件,隨著軸向位置的遞進,截面的切向速度呈現遞減趨勢;在相同軸向位置,后者的切向速度大于前者,證明防積液短節比渦流工具產生了更高的切向速度,因此旋流強度更高,有利于轉變流體的流型。

圖9 不同軸向位置的切向速度對比Fig.9 Comparison of tangential velocity at different axial positions

3.2 流場靜壓分析

3種模型的靜壓分布云圖如圖10所示。

由圖10可以看出:光滑管線整體靜壓分布不均,上方位的靜壓小于下方位靜壓,拐角處和上傾段有明顯的波動;而經過渦流工具和防積液短節后,由于過流面積的驟減,導致過流后的靜壓減小,盡管防積液短節所在管線的壓降值相比光滑管線的壓降值和渦流工具管線的壓降值增大,但靜壓沿線分布均勻,總體無較大波動,因此不會影響管線的正常輸運。

圖10 靜壓分布云圖Fig.10 Cloud chart of static pressure distribution

3種模型的截面靜壓變化如圖11所示。由圖11可以看出,光滑管線不同截面的靜壓沿著徑向位置發生變化,上方位的靜壓小于下方位,拐角處(z=400 mm)靜壓變化梯度最大,上傾段(z＞400 mm)變化梯度較小,隨著軸向位置的遞進,靜壓呈現緩慢減小的趨勢;而在經過渦流工具和防積液短節之后管線雖急劇產生了壓降,但不同截面靜壓分布都較為均勻,隨著軸向位置的遞進,截面靜壓無較大波動,因此流體在上傾段流動平穩,證明防積液短節能起到穩流降壓的作用。

圖11 不同軸向位置的靜壓對比Fig.11 Comparison of static pressure at different axial positions

3.3 流場含液體積分數分析

3種模型的含液體積分數軸向分布云圖如圖12所示。

由圖12可以看出:光滑管線水平段積液并不明顯,但在拐角處和上傾段的下方位由于受到重力及流動速度較弱的影響,形成了積液,氣體則主要分布在上方位;而氣液經過渦流工具和防積液短節后,氣液兩相的流型發生了轉變,液相流動為環狀流,氣相則為柱狀分布在管線中心,但可以看出前者的氣柱周圍仍有部分霧狀流液體,而后者的環狀流更加凝聚,氣柱體積也明顯大于前者,形成了更加明顯的氣液分界面。

圖12 含液體積分數軸向分布云圖Fig.12 Cloud chart of liquid volume fraction distribution

3種模型的截面含液體積分數變化如圖13所示。由圖13可以看出:光滑管線拐角處(z=400 mm)和上傾段(z＞400 mm)不同軸向位置截面上方位的含液體積分數小于下方位;而在經過渦流工具和防積液短節之后,截面液相的分布情況轉變為中心低、周向高;在有渦流工具管線中,不同截面的含液體積分數隨著軸向位置的遞進呈現先增后減的趨勢,說明部分液相產生了回流;而在有防積液短節的管線中,截面含液體積分數隨著軸向位置的遞進呈現遞增趨勢,說明液體持續向管線上游流動,防積液短節的攜液距離更遠;在周向位置,后者的含液體積分數高于前者,而在中心位置,后者的含液體積分數低于前者,證明防積液短節對流型的轉變比渦流工具更徹底,總體的攜液效果更佳。

圖13 不同軸向位置含液體積分數對比Fig.13 Comparison of liquid volume fraction at different axial positions

4 結 論

(1)密封式防積液短節的導流錐和螺旋流道起到了導流作用及密封作用,有效減少了端面流體碰撞和間隙流失,其引發的螺旋流強度高于渦流工具引發的螺旋流強度。

(2)密封式防積液短節在管線中產生的流體軸向速度和切向速度相比渦流工具得到了提升。

(3)密封式防積液短節能夠有效改善管線靜壓分布不均的現象,起到了穩流降壓的作用。

(4)經過渦流工具后液相仍有回流,而經過密封式防積液短節后,管線氣液分界面更加明顯,攜液距離增加,流型轉變更徹底。