分流型管匯偏流現象的數值模擬研究*

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實驗室

2中國石油大學(北京)

油氣供應鏈中管匯被大量應用于各個生產單元.油氣田開發系統中,管匯可用于收集與分配各井口采出物;在長輸管道、城市燃氣門站等系統中,管匯可用于多路調壓與計量[1].油氣輸送系統中管匯流量分配的均勻性對流量計量的準確性、油氣處理設施運行的安全性與經濟性等方面具有重要影響.管匯一般由多根并聯引入管、多根并聯引出管、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].實際生產中,經引入管收集的油氣水,通過匯管進行流量分配時,經常出現并聯布置的各引出管氣相、液相流量分配不均的現象,這種現象稱為"偏流".生產中管匯偏流工況往往還伴隨著相分離現象,導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.偏流嚴重時,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荷運行,影響了生產作業的安全性與經濟性.管匯內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T型三通管連接而成.研究T型三通管流量分配規律是研究管匯偏流現象的基礎[3-4].對于T型管,根據三通管流入、流出方向的相對關系不同,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偏流.許多文獻研究了幾何結構對分流型管匯流量分配的影響規律.例如,SEEGER與REIMANN[9-12]對不同的分流管傾角下分流型管匯相分離與壓力分布規律進行了實驗研究;HWANG等[11]研究了分流管與主管夾角對分流型管匯流量分配的影響規律.然而,鮮有文獻報道運行參數對分流型管匯流量分配的影響規律.盡管大多數油氣田集輸管匯(如荔灣3-1氣田、渤中35-2CEPA平臺、綏中36-1CEPN平臺)存在偏流問題,但目前國內并沒有成熟高效的偏流控制方法,并且對偏流機理的理論研究與實驗研究尚不充分[13].可見,有必要對油氣田集輸分流型管匯偏流成因及運行參數對管匯偏流的影響展開研究.

1 管匯幾何模型

基于實際生產中油氣田集輸管匯的幾何特征構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點,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

網格質量決定了數值模擬結果的精度,低質量的網格易導致數值計算過程發散[14].根據網格劃分方式不同,可將網格劃分為結構化網格與非結構化網格,其中結構化網格的質量更高.為保證模擬結果的精確度,基于結構化網格劃分方法,采用ICEM CFD軟件對分流型管匯進行網格劃分(圖3).管匯入口和出口截面網格進行O型剖分(圖4),對分流管與主管連接處網格進行Y型剖分(圖5).

圖3 分流型管匯網格劃分示意圖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 多相流穩態仿真模型

選用Mixture模型模擬管匯內氣液兩相流的流動過程.Mixture模型包含連續性方程、動量方程、次相體積分數方程、滑移速度和漂移速度計算方程.

連續性方程

式中:?為哈密爾頓算子;N為混合物中相的總數;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相體積分數.

動量方程

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相的體積分數方程

滑移速度計算方程

式中:vpq為第p相與第q相的相對速度,m/s.

漂移速度計算方程

式中:cn為混合物中第n相質量分數.

實際生產中,氣液兩相流在管匯內流動時,流動介質與外部環境存在著熱量傳遞.管匯內流動介質流動過程中,流體的溫度會發生變化,并可能伴有相態轉變現象.例如,溫度降低時,氣相可能會轉變為液相;溫度升高時,液相可能會轉變為氣相.本文所研究管匯的主管長度為12 m,分支管長度為6 m,并且管匯內未設有節流元件,氣液兩相流在該管匯內流動時溫度變化可以忽略不計.因此,多相流穩態仿真模型未涉及流動介質相態轉變方程.

2.2 湍流模型

對于管道內處于湍流狀態的氣液兩相流流動過程,采用標準k-ε湍流模型進行模型化處理.

式中:k為湍動能,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為湍動能產生項,m2/s3;σk為湍動能k的湍流普朗特數,σk=1.0;σε為湍動耗散率ε的湍流普朗特數,σε=1.3;C1為常數,取1.44;C2為常數,取1.92;Cμ為常數,取0.09.

2.3 流動介質、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-水為流動介質,通過數值模擬研究單相流與氣液兩相流為流動介質的分流型管匯流量分配規律.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表示流動介質為空氣,vsl>0表示流動介質為空氣-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,氣相體積分數設為1;壁面設為無滑移壁面.

圖6 數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 數值模擬分析

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

式中:Q1,n為主管出口第n相的質量流量,m3/s;Q2,n為分流管出口第n相的質量流量,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).當來流只有氣相時,管匯偏流指數范圍為4.06~5.09;當來流為氣液兩相流時,管匯氣相偏流指數范圍為2.02~8.15,液相偏流指數范圍為1.96~7.93.

(1)當vsg=1 m/s時,管匯來流由氣相轉變為氣、液兩相后,分流型管匯氣相偏流程度降低.然而,當vsg=2、3和4 m/s時,氣相介質中引入液相后,管匯氣相偏流指數增加.

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

(3)當vsg=1 m/s時,液相、氣相偏流指數幾乎不隨vsl變化.

(4)當vsg=2、3和4 m/s時,隨著vsl增加,液相、氣相偏流指數均增加,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、氣相偏流指數均不斷增加.

(6)分流型管匯氣相偏流指數略高于液相偏流指數.

圖9 低氣速工況下氣相偏流指數隨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).當來流只有氣相時,管匯偏流指數范圍為5.79~6.98;當來流為氣液兩相流時,管匯氣相偏流指數范圍為7.76~8.62,液相偏流指數范圍為7.76~8.62.

圖11 中等氣速工況下氣相偏流指數隨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).當來流只有氣相時,管匯偏流指數范圍為7.46~7.69;當來流為氣液兩相流時,分流型管匯氣相偏流指數范圍為7.83~9.12,液相偏流指數范圍為7.83~9.12.

(1)在不同的氣相折算速度下,管匯來流由氣相轉變為氣、液兩相后,管匯氣相偏流指數均增加.

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

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

(4)分流型管匯氣相偏流指數與液相偏流指數幾乎相等.

圖13 高氣速工況下氣相偏流指數隨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的分流型管匯偏流主要原因.當流體到達分流處時,在慣性力的作用下流體傾向于沿著來流方向繼續向前流動,而不易進入分流管;分流處出現渦流區域,阻礙流體進入分流管;分流后,主管內流體流速降低而分流管內流體流速增加,根據伯努利方程可知,主管內流體壓力將會增加而分流管內流體壓力將會降低,導致主管與分流管在分流處的壓力分布情況不一致.

(2)當vsg較大時,流動介質由單相流轉變為氣液兩相流后,分流型管匯氣相偏流程度加重的原因.由于液相進入分流管后占據了一定的流通面積,使得氣相在分流管內允許流通的截面積減小;當流體到達分流處時,由于分流管內的液相阻礙氣相進入分流管,更多的氣相沿著來流方向繼續向前流動.

(3)當vsg較小時,流動介質由單相流轉變為氣液兩相流后,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;液相進入分流管后,會攜帶一部分原本沿主管繼續流動的氣體進入分流管.

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

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

4 結束語

以分流型管匯為研究對象,設定不同的流動工況,利用FLUENT對管匯流量分配情況進行數值模擬.模擬結果表明,無論是單相流還是氣液兩相流,分流型管匯都將出現偏流現象,并且多相流動的管匯偏流程度并非始終嚴重于單相流動的管匯偏流程度.造成分流型管匯偏流的主要原因為慣性力的作用、渦流的影響和靜壓恢復的影響.未來工作重點是進一步開展分流型管匯偏流控制方案的研究.