射流清管器環狀噴嘴流場模擬及優化設計

李亞茜 田 園 陰麗詩 陳界學 謝 晶

1. 中國石油化工股份有限公司西南油氣分公司采氣四廠, 重慶 402160;2. 重慶科技學院石油與天然氣工程學院, 重慶 401331;3. 中國石油西南油氣田公司重慶氣礦, 重慶 400700

0 前言

天然氣管輸過程中,由于氣源、過濾系統、運行年限等原因,管道內壁易附著以粉塵為主的大量污物,致使管道有效流通面積縮減,降低了管輸效率[1-3]。射流清管器可有效清除管道內污垢,提升管輸效率,保障天然氣輸送安全[4]。射流清管器噴嘴結構對流場特性有顯著影響,是實現射流功能的關鍵部位,其射流效果的優劣直接決定了清管工作效率[5],因此選擇和設計合理的噴嘴結構非常重要。

射流清管器多用于清管速度控制及防止段塞流捕集器過載,對于射流控制及射流清管器噴嘴結構的研究主要集中在旁通率自動調節方面。目前廣泛使用的射流清管器主要有3種噴嘴結構:直通型、前端帶折流板型、內設閥門型[6-7]。對于天然氣管道內壁附著的粉塵和固體雜質,目前常用的各種噴嘴結構均不能達到最佳吹掃效果。調研發現環狀射流對管道內壁粉塵攜帶效果最佳,吹掃范圍最大且吹掃效果均勻[8-10],目前環狀噴嘴多用于取芯鉆進及反循環鉆探中。取芯鉆進中環狀噴嘴由環狀分布的多個單噴嘴組成,通過噴嘴流場模擬射流對冰層的作用過程來優化設計環狀噴嘴的噴射角度、單噴嘴的排列方式;反循環鉆探中環狀噴嘴為直通環形結構,通過模擬環狀噴嘴內流場反循環的形成過程來優化設計環狀噴嘴間隙、高度、噴射角度。因此,為充分發揮環狀噴嘴的射流吹掃作用,實現高效、安全、可控的清管過程,需對其幾何結構參數進行優化。

基于射流流動理論和計算流體力學(Computational Fluid Dynamics,CFD)仿真分析法,選用實際氣體模型開展射流清管器環狀噴嘴射流過程的數值模擬。通過改變環狀噴嘴內錐角和外錐角的大小,根據不同結構參數下流速和湍流動能在下游管道中的變化情況,探索最大化噴嘴吹掃效果的最優結構參數,為環狀噴嘴結構優化設計提供理論依據。

1 模型建立與網格剖分

1.1 模型建立

射流清管器環狀噴嘴的軸心部分留有可調節射孔,以便調節旁通率,主要由水平段和擴散段組成,其中直接影響射流效果的是擴散段參數[11],因此重點關注擴散段參數的優化,環狀噴嘴結構見圖1。以Φ273×10 mm的天然氣管道為例,由于環狀噴嘴幾何結構只對清管器前端的下游流場產生影響[12],即清管器后端流場特性不影響噴嘴結構參數的優化,因此建立模型時可將其略去[13-14],計算區域只包括射流流場,見圖2。圖2中區域Ⅰ、Ⅱ分別表示環狀噴嘴、射流流場,將區域Ⅱ左端面與管軸的交點設為坐標原點O,管軸設為X軸,區域Ⅱ左端面為Y軸。為得到區域Ⅱ中流速和湍流動能的變化規律,應選擇環狀噴嘴后10倍管徑為計算區域,但考慮到射流的充分發展區域范圍遠小于10倍管徑,基于環狀射流二維軸對稱簡化模型計算結果,將模擬計算區域長度設置為650 mm。

圖1 環狀噴嘴結構示意圖

圖2 環狀噴嘴射流計算區域模型圖

1.2 網格剖分

應用Ansys ICEM軟件進行結構化網格劃分,見圖3。由于環狀射流區域的流速、湍流動能等流動參數變化劇烈,因此針對該區域進行局部網格加密,為了使網格的疏密能更好地適應流場的變化,在初算后依據計算結果進行了網格自適應處理。經網格無關性驗證,摒除了網格密度對計算結果的影響,最終確定射流流場網格節點數為 312 787,單元數為303 352,六面體網格最小雅克比矩陣與最大雅克比矩陣比值均大于0.6,滿足計算精度要求。

a)網格劃分整體情況

1.3 求解過程

由于射流速度遠低于音速,不屬于強可壓縮流動范疇,故采用Fluent軟件自帶的基于壓力的耦合求解器進行求解[15]。由于天然氣經過射流噴嘴高速噴射時會導致溫度變化,考慮到溫度對黏度的影響,因此氣體黏度采用反應氣體黏溫關系的Sutherland模型模擬;流動介質選用甲烷,密度計算選用P-R狀態方程;考慮到環狀射流與軸心射流相互擾動造成流線彎曲,選用RNGk-ε湍流模型,壁面采用增強壁面函數,計算得到y+均在1.2～5.3之間。設置收斂臨界值為1×10-5,計算得到出口與入口質量流量相對誤差為0.65%,計算收斂。

2 環狀噴嘴擴散段參數優化

采用噴嘴長度、噴嘴內錐角、噴嘴外錐角來表征環狀噴嘴擴散段幾何結構。由于清管器最大轉彎半徑及環狀噴嘴重量對清管器骨架重心偏移的影響[16-18],限定了Φ273×10 mm的天然氣管道射流清管器最大環狀噴嘴長度為78.5 mm,同時環狀噴嘴在清管器骨架上所需的最小安裝空間限制了環狀噴嘴水平段最小長度為41 mm,故環狀噴嘴擴散段長度設計采用37.5 mm。為得到具有最佳管道內壁吹掃能力的環狀噴嘴內錐角和外錐角的大小,需依據環狀噴嘴在不同結構參數下的射流吹掃效果[19],從徑向和軸向維度選取多個剖面對射流流場區域速度和湍流動能的覆蓋范圍及變化規律進行分析,徑向剖面和軸向參考線選取見圖4。軸向截取距離環狀噴嘴出口為50 mm、100 mm、150 mm、200 mm、250 mm 的5個圓形剖面,見圖4-a);徑向以管軸為原點、沿管道半徑分別取0 mm、60 mm和110 mm代表管道軸線、中間層、近壁層3個位置,見圖4-b)。

a)沿管道軸線的5個圓形剖面

2.1 內錐角優化

為確定最優內錐角,固定環狀噴嘴入口直徑55 mm,水平段長度41 mm,擴散段長度37.5 mm,同時設置外錐角大小與內錐角大小相同,避免外錐角對射流流場的影響,達到分析單一變量的目的。共設置了70°、80°、90°、100°這4種不同內錐角的優化方案,并將4個模型分別編號為A1、A2、A3、A4。

2.1.1 內錐角對射流流場區域流速的影響

射流吹掃速度越大,氣體攜帶顆粒的能力越強,因此可用于評價對粉塵、固體雜質等污垢的吹掃效果。不同內錐角下環狀噴嘴不同剖面流速云圖見圖5。由圖5-a)可知:射流束的外表面存在擴散現象,并沿管道徑向發散。區域Ⅱ中的高速流核區呈現錐形,形成的軸心射流束可沖散管道軸線附近堆積的污垢,同時軸心錐形射流與環狀射流相互擾動形成渦旋,將管壁附著的粉塵、固體雜質卷入射流流場,使之變為懸浮狀態并被射流氣體攜帶向前運動。由圖5-b)可知:各模型圓心附近流速達到最大,沿管道半徑存在明顯的梯度變化,而徑向剖面的流速分布差別很小,但隨著距離增加,內錐角大的模型衰減速度更慢,這是因為隨著內錐角增大,環狀射流效應增強,射流吹掃管壁產生的渦旋對軸心射流的抑制作用減弱。模型A4與模型A3的流速分布云圖和衰減速度近乎一致,說明繼續增大內錐角對管內流速分布的影響效果已不明顯。

a)軸向剖面

不同內錐角下環狀噴嘴不同位置的流速變化曲線見圖6。由圖6可知,各模型均在400 mm處衰減至管道的平穩輸送速度,說明環狀射流吹掃范圍與內錐角大小無關。管道軸線上管道長度0～138 mm內,速度隨內錐角增大而增大,其中模型A3和模型A4流速相差不大,略高于模型A2流速,顯著高于模型A1流速;管道長度138 mm之后模型A3流速始終高于模型A4流速。中間層上各模型流速變化情況基本一致,管道長度0～46 mm內流速均迅速衰減,其中模型A3流速最大;管道長度 46 mm 之后模型A4流速最大。近壁層上管道長度0～200 mm內,當內錐角從70°增大到90°時,速度有一定程度的增加;但當內錐角增大到100°時,其流速曲線與90°時流速曲線幾乎重合,流速不再增大;管道長度200 mm之后模型A3的流速反而高于模型A4流速,說明90°的內錐角是流速變化的臨界值。綜上,模型A3在管道軸線和近壁層上的流速最大,僅在中間層上略小于模型A4流速,因此內錐角為90°的模型A3在流場中具有最優的吹掃速度分布。

a)管道軸線

2.1.2 內錐角對射流流場區域湍流動能的影響

湍流動能反映了湍流脈動速度的大小,湍流動能越大,射流對管內污垢的擾動能力越強,可作為評價射流效果的重要指標[20]。不同內錐角下環狀噴嘴不同剖面湍流動能云圖見圖7。由圖7-a)可知:湍流動能較大區域基本與高速流核區相吻合,各模型的湍流動能在管道軸線上最大,在中間層上最小。由圖7-b)可知:模型A3和模型A4在整個徑向剖面內湍流動能覆蓋區域較大,且沿管道軸線衰減速度較慢,在距離環狀噴嘴出口250 mm處的近壁層仍有較大值,能保持對管內污垢較強的擾動,有利于將其卷入射流核心區。

a)軸向剖面

不同內錐角下環狀噴嘴不同位置的湍流動能變化曲線見圖8。由圖8可知:各模型的湍流動能均在管道長度400 mm處趨于穩定的低值狀態。內錐角大小對管道軸線上的湍流動能影響明顯,管道長度0～98 mm內模型A3的湍流動能呈急劇減小的趨勢,其湍流動能始終高于其他模型湍流動能。中間層上各模型的湍流動能均在噴嘴出口處達到峰值,隨后各模型的變化情況基本一致,但總體上模型A3的湍流動能略大于其他模型湍流動能。近壁層上模型A1由于內錐角小,射流流線與管內壁接觸點靠后,流體微團從噴嘴出口運動到壁面的距離大,黏性耗散多,因此湍流動能始終低于其他模型湍流動能;在管道長度0～217 mm的較大范圍內,模型A3的湍流動能顯著高于其他模型湍流動能。綜上,內錐角為90°的模型A3在管道軸線、中間層、近壁層3個位置的湍流動能分布情況最好。

a)管道軸線

綜合考慮流場中流速、湍流動能的變化情況,確定射流清管器環狀噴嘴的最優內錐角為90°。

2.2 外錐角優化

設置內錐角為90°,其他參數不變,在固定旁通面積的基礎上設置75°、80°、85°這3種不同外錐角的優化方案,并將3個模型分別編號為B1、B2、B3。

2.2.1 外錐角對射流流場區域流速的影響

不同外錐角下環狀噴嘴不同剖面流速云圖見圖9。由圖9可知:各模型在區域Ⅱ中高速流核區的變化規律與覆蓋范圍相似,差別較小,難以看出射流流速在數值上的差別,因此需從管道不同位置的流速變化曲線來進一步分析外錐角對射流流速的影響規律。

a)軸向剖面

不同外錐角下環狀噴嘴不同位置的流速變化曲線見圖10。由圖10可知:各模型流速均在管道長度 600 mm 處達到穩定值。管道軸線上各模型的流速變化曲線幾乎重合,管道長度0～79 mm內各模型流速均呈逐漸減小趨勢,管道長度79 mm之后由于環狀射流對軸心射流的擾動,軸線上流速均先增大后減小,在管道長度130 mm左右達到峰值,其中模型B2的流速略大于其他模型流速。各模型在管道中間層上的流速曲線幾乎重合,差別很小。管道近壁層上的流速呈先增大后減小的趨勢,在管道長度0～26 mm內,各模型流速幾乎一致,隨后模型B3在管道長度53 mm處流速達到峰值12.4 m/s,模型B1在管道長度61 mm處流速達到峰值14.1 m/s,模型B2在管道長度72 mm處流速達到峰值14.5 m/s,且模型B2流速始終高于其他模型流速。綜上,3種模型在管道軸線和中間層上的差別很小,在近壁層上的流速變化規律基本一致,其中模型B2在近壁層上優勢明顯,因此外錐角為80°的模型B2具有最優的吹掃速度分布。

a)管道軸線

2.2.2 外錐角對射流流場區域湍流動能的影響

不同外錐角下環狀噴嘴不同剖面湍流動能云圖見圖11。由圖11可知:各模型在區域Ⅱ中湍流動能分布情況相似,均能在較大范圍內保持較高的湍流動能,并沿管道軸線緩慢衰減,其中模型B2的湍流動能在距離噴嘴出口200 mm處的近壁層仍有較大值。

a)軸向剖面

不同外錐角下環狀噴嘴不同位置的湍流動能變化曲線見圖12。由圖12可知:各模型的湍流動能均在管道長度600 mm處趨于穩定的低值狀態。各模型在管道軸線和中間層上的湍流動能變化曲線基本重合,在管道中間層管道長度98 mm之后,模型B3湍流動能略低于其他模型湍流動能。近壁層上模型B1和模型B2在管道長度0～59 mm區間內湍流動能曲線幾乎重合,且湍流動能均大于模型B3湍流動能;管道長度59～600 mm內,模型B2湍流動能大于其他模型湍流動能。綜上,各模型在管道軸線和中間層上差別不大,近壁層上模型B2優勢明顯,因此外錐角為80°的模型B2在流場中具有最佳的湍流動能分布。

a)管道軸線

由于近壁層是管壁附著污垢清洗作業的有效區域,故在初始條件相同的前提下,近壁層的流速和湍流動能越大,清管效果越好,因此確定射流清管器環狀噴嘴的最優外錐角為80°。

3 結論

1)射流清管器環狀噴嘴環狀射流與軸心射流交互,對整個管壁進行均勻吹掃,并將管壁附著的粉塵、固體雜質等污垢卷入射流流場,從而減小清管器運行阻力,可有效預防清管器前端污垢柱的形成,顯著降低清管頻率與卡堵風險。

2)由于環狀射流與軸心射流的相互擾動,環狀噴嘴內錐角和外錐角的變化只影響管內射流吹掃速度、湍流動能大小及管道徑向吹掃效果,不影響管道的軸向吹掃范圍。

3)通過對不同錐角的射流流場進行數值模擬,以射流流速和湍流動能作為吹掃效果評價指標,則環狀噴嘴內錐角為90°、外錐角為80°時能達到最佳的管道內壁吹掃效果。