分流型管汇偏流现象的数值模拟研究*

陈海宏 李清平 姚海元

1中海油研究总院深水工程国家重点实验室

2中国石油大学(北京)

油气供应链中管汇被大量应用于各个生产单元.油气田开发系统中,管汇可用于收集与分配各井口采出物;在长输管道、城市燃气门站等系统中,管汇可用于多路调压与计量[1].油气输送系统中管汇流量分配的均匀性对流量计量的准确性、油气处理设施运行的安全性与经济性等方面具有重要影响.管汇一般由多根并联引入管、多根并联引出管、汇管组成.以油气田集输管汇为例,各引出管出口处通常连接着油气处理装置,如段塞流捕集器、气液分离器[2].实际生产中,经引入管收集的油气水,通过汇管进行流量分配时,经常出现并联布置的各引出管气相、液相流量分配不均的现象,这种现象称为"偏流".生产中管汇偏流工况往往还伴随着相分离现象,导致各引出管不仅气液两相流总流量不一致,而且气液比也不相同.偏流严重时,大部分流体都集中在某一部分管路,或者某一列管路全是气相而另一列管路全是液相,造成管路输量超出其最大允许输量以及引出管出口所连接油气处理装置高负荷运行,影响了生产作业的安全性与经济性.管汇内用于流体流量分配的基本单元为T型三通管.多入口、多出口的管汇可看成是由多个T型三通管连接而成.研究T型三通管流量分配规律是研究管汇偏流现象的基础[3-4].对于T型管,根据三通管流入、流出方向的相对关系不同,可将其分为分流型管汇与分支型管汇(图1)[5].

图1 分流型管汇与分支型管汇示意图Fig.1 Schematic diagrams of split-structure manifold and branch-structure manifold

对于气液两相流分支型管汇,如果各分支管的管径、长度、倾角以及与主管夹角均相同,那么不同的来流工况下各分支管的气相、液相都将均匀分配[6-8].不同于分支型管汇,分流型管汇却极易出现偏流.许多文献研究了几何结构对分流型管汇流量分配的影响规律.例如,SEEGER与REIMANN[9-12]对不同的分流管倾角下分流型管汇相分离与压力分布规律进行了实验研究;HWANG等[11]研究了分流管与主管夹角对分流型管汇流量分配的影响规律.然而,鲜有文献报道运行参数对分流型管汇流量分配的影响规律.尽管大多数油气田集输管汇(如荔湾3-1气田、渤中35-2CEPA平台、绥中36-1CEPN平台)存在偏流问题,但目前国内并没有成熟高效的偏流控制方法,并且对偏流机理的理论研究与实验研究尚不充分[13].可见,有必要对油气田集输分流型管汇偏流成因及运行参数对管汇偏流的影响展开研究.

1 管汇几何模型

基于实际生产中油气田集输管汇的几何特征构建水平布置的分流型管汇几何模型(图2).以分流管与主管连接处为节点,主管划分为主管入口段和主管出口段.主管入口段、主管出口段、分流管长度均为6 m,管径均为0.25 m,主管与分流管的夹角为90°.

图2 分流型管汇几何模型Fig.1 Geometric model of split-structure manifold

网格质量决定了数值模拟结果的精度,低质量的网格易导致数值计算过程发散[14].根据网格划分方式不同,可将网格划分为结构化网格与非结构化网格,其中结构化网格的质量更高.为保证模拟结果的精确度,基于结构化网格划分方法,采用ICEM CFD软件对分流型管汇进行网格划分(图3).管汇入口和出口截面网格进行O型剖分(图4),对分流管与主管连接处网格进行Y型剖分(图5).

图3 分流型管汇网格划分示意图Fig.3 Grid schematic diagram of split-structure manifold

图4 分流型管汇入口截面网格示意图Fig.4 Grid schematic diagram of inlet section of split-structure manifold

图5 分流型管汇分流处网格示意图Fig.5 Grid schematic diagram of shunt of split-structure manifold

2 FLUENT仿真模型

2.1 多相流稳态仿真模型

选用Mixture模型模拟管汇内气液两相流的流动过程.Mixture模型包含连续性方程、动量方程、次相体积分数方程、滑移速度和漂移速度计算方程.

连续性方程

式中:∇为哈密尔顿算子;N为混合物中相的总数;ρm为混合物密度,kg/m3;ρn为混合物中第n相密度,kg/m3;vm为混合物速度,m/s;vn为混合物中第n相流速,m/s;αn为混合物中第n相体积分数.

动量方程

式中:p为压力,Pa;μm为混合物黏度,Pa.s;g为重力加速度,m/s2;F为体积力,N;vdr,n为混合物中第n相漂移速度,m/s.

第p相的体积分数方程

滑移速度计算方程

式中:vpq为第p相与第q相的相对速度,m/s.

漂移速度计算方程

式中:cn为混合物中第n相质量分数.

实际生产中,气液两相流在管汇内流动时,流动介质与外部环境存在着热量传递.管汇内流动介质流动过程中,流体的温度会发生变化,并可能伴有相态转变现象.例如,温度降低时,气相可能会转变为液相;温度升高时,液相可能会转变为气相.本文所研究管汇的主管长度为12 m,分支管长度为6 m,并且管汇内未设有节流元件,气液两相流在该管汇内流动时温度变化可以忽略不计.因此,多相流稳态仿真模型未涉及流动介质相态转变方程.

2.2 湍流模型

对于管道内处于湍流状态的气液两相流流动过程,采用标准k-ε湍流模型进行模型化处理.

式中:k为湍动能,m2/s2;ε为湍流耗散率,m2/s3;μ为黏度,Pa.s;μt为湍流黏度,Pa.s;G为湍动能产生项,m2/s3;σk为湍动能k的湍流普朗特数,σk=1.0;σε为湍动耗散率ε的湍流普朗特数,σε=1.3;C1为常数,取1.44;C2为常数,取1.92;Cμ为常数,取0.09.

2.3 流动介质、边界条件

在低、中、高气相折算速度工况下,分别以空气和空气-水为流动介质,通过数值模拟研究单相流与气液两相流为流动介质的分流型管汇流量分配规律.低气相折算速度工况(图6)下,气相折算速度vsg分别取1.0、2.0、3.0、4.0 m/s,液相折算速度vsl分别取0、0.02、0.04、0.06、0.08和0.10m/s;中等气相折算速度工况(图7)下,vsg分别取10、20 、30、40 和 50 m/s,vsl分别取 0、0.5、1.0、1.5、2.0和2.5 m/s;高气相折算速度工况(图8)下,vsg分别取100、110、120、130和140 m/s,vsl分别取0、1.0、2.0、3.0、4.0 m/s.vsl=0表示流动介质为空气,vsl>0表示流动介质为空气-水.边界条件:入口采用速度控制模式;出口采用压力控制模式;出口回流时,气相体积分数设为1;壁面设为无滑移壁面.

图6 数值模拟选用的低气相折算速度工况Fig.6 Numerical simulation conditions for low equivalent gas velocity

图7 数值模拟选用的中等气相折算速度工况Fig.7 Numerical simulation conditions for medium equivalent gas velocity

图8 数值模拟选用的高气相折算速度工况Fig.8 Numerical simulation conditions for high equivalent gas velocity

3 数值模拟分析

采用偏流指数Sn描述双出口管汇第n相偏流程度,具体可按公式(13)计算,Sn越大表示偏流越严重.

式中:Q1,n为主管出口第n相的质量流量,m3/s;Q2,n为分流管出口第n相的质量流量,m3/s;g为气相,l表示液相.

3.1 低气相折算速度

在低气相折算速度工况下,利用FLUENT模拟分流型管汇气相、液相流量分配情况(图9、图10).当来流只有气相时,管汇偏流指数范围为4.06~5.09;当来流为气液两相流时,管汇气相偏流指数范围为2.02~8.15,液相偏流指数范围为1.96~7.93.

(1)当vsg=1 m/s时,管汇来流由气相转变为气、液两相后,分流型管汇气相偏流程度降低.然而,当vsg=2、3和4 m/s时,气相介质中引入液相后,管汇气相偏流指数增加.

(2)与vsg=2、3和4 m/s相比,当vsg=1 m/s时,在不同的液相折算速度下,分流型管汇气相、液相偏流指数明显更低.

(3)当vsg=1 m/s时,液相、气相偏流指数几乎不随vsl变化.

(4)当vsg=2、3和4 m/s时,随着vsl增加,液相、气相偏流指数均增加,但增长幅度逐渐减小.

(5)保持液相折算速度不变,随着气相折算速度增加,分流型管汇液相、气相偏流指数均不断增加.

(6)分流型管汇气相偏流指数略高于液相偏流指数.

图9 低气速工况下气相偏流指数随vsl变化曲线Fig.9 Flow maldistribution index of the gas phase varying withvsl under low equivalent gas velocity conditions

图10 低气速工况下液相偏流指数随vsl变化曲线Fig.10 Flow maldistribution index of the liquid phase varying withvslunder low equivalent gas velocity conditions

3.2 中、高气相折算速度

在中等气相折算速度工况下,利用FLUENT模拟分流型管汇气相、液相流量分配情况(图11、图12).当来流只有气相时,管汇偏流指数范围为5.79~6.98;当来流为气液两相流时,管汇气相偏流指数范围为7.76~8.62,液相偏流指数范围为7.76~8.62.

图11 中等气速工况下气相偏流指数随vsl变化曲线Fig.11 Flow maldistribution index of the gas phase varying with vslunder medium equivalent gas velocity conditions

图12 中等气速工况下液相偏流指数随vsl变化曲线Fig.12 Flow maldistribution index of the liquid phase varying withvslunder medium equivalent gas velocity conditions

在高气相折算速度工况下,利用FLUENT模拟分流型管汇气相、液相流量分配情况(图13、图14).当来流只有气相时,管汇偏流指数范围为7.46~7.69;当来流为气液两相流时,分流型管汇气相偏流指数范围为7.83~9.12,液相偏流指数范围为7.83~9.12.

(1)在不同的气相折算速度下,管汇来流由气相转变为气、液两相后,管汇气相偏流指数均增加.

(2)保持vsg不变,随着vsl增加,管汇液相、气相偏流指数逐渐增加,但增加幅度逐渐减小.

(3)保持vsl不变,随着vsg增加,管汇液相、气相偏流指数逐渐增加,但增加率越来越低.

(4)分流型管汇气相偏流指数与液相偏流指数几乎相等.

图13 高气速工况下气相偏流指数随vsl变化曲线Fig.13 Flow maldistribution index of the gas phase varying with vslunder high equivalent gas velocity conditions

图14 高气速工况下液相偏流指数随vsl变化曲线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)单相流或气液两相流流动的分流型管汇偏流主要原因.当流体到达分流处时,在惯性力的作用下流体倾向于沿着来流方向继续向前流动,而不易进入分流管;分流处出现涡流区域,阻碍流体进入分流管;分流后,主管内流体流速降低而分流管内流体流速增加,根据伯努利方程可知,主管内流体压力将会增加而分流管内流体压力将会降低,导致主管与分流管在分流处的压力分布情况不一致.

(2)当vsg较大时,流动介质由单相流转变为气液两相流后,分流型管汇气相偏流程度加重的原因.由于液相进入分流管后占据了一定的流通面积,使得气相在分流管内允许流通的截面积减小;当流体到达分流处时,由于分流管内的液相阻碍气相进入分流管,更多的气相沿着来流方向继续向前流动.

(3)当vsg较小时,流动介质由单相流转变为气液两相流后,分流型管汇气相偏流程度降低的原因.由于气相流速较低,容易被液相携带;液相进入分流管后,会携带一部分原本沿主管继续流动的气体进入分流管.

(4)当vsg、vsl均较小时,分流型管汇气相、液相偏流指数明显更低的原因.这是由于流体受到的惯性力小,易进入分流管.

(5)随着vsg或vsl增加,分流型管汇液相、气相偏流指数均增加的原因.由于流速增加,引起惯性力增加,导致流体更难进入分流管.

4 结束语

以分流型管汇为研究对象,设定不同的流动工况,利用FLUENT对管汇流量分配情况进行数值模拟.模拟结果表明,无论是单相流还是气液两相流,分流型管汇都将出现偏流现象,并且多相流动的管汇偏流程度并非始终严重于单相流动的管汇偏流程度.造成分流型管汇偏流的主要原因为惯性力的作用、涡流的影响和静压恢复的影响.未来工作重点是进一步开展分流型管汇偏流控制方案的研究.