沈鼎盛,袁 鵬,徐 驍,陳林烽,王慶豐

(1.招商局重工(江蘇)有限公司,江蘇 南通 226100;2.江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院,江蘇 鎮(zhèn)江 212000)

0 引言

通用型浮式生產儲油卸油船(FPSO)的船用管網系統(tǒng)較為復雜,受船上設備布置等因素的影響,會導致連接立管的臥底管線不能保證完全的水平布置,從而在傾立管底部彎管處出現(xiàn)積液,誘導系統(tǒng)中出現(xiàn)嚴重段塞流現(xiàn)象。因此,為保證管系的正常運行,需要研究嚴重段塞流的形成機理,并提出消除嚴重段塞流的方法。

起初,嚴重段塞流這一名詞尚未在學術界出現(xiàn),YOCUM等[1]將其看成水力段塞流所導致的堵管。隨后SCHMIDT等[2-4]通過研究傾斜管-垂直立管中的空氣-煤油兩相流實驗,不僅發(fā)現(xiàn)了嚴重段塞流現(xiàn)象,還總結出了段塞流形成所需的必要條件,并定義了嚴重段塞流I型和嚴重段塞流II型。EHINMOWO等[5]對這些流動特性進行了數(shù)值和理論驗證。為了更直觀細致地探究嚴重段塞流的特性,現(xiàn)在的學者往往選取更小尺寸的模型進行分析。陳紹杰等[6]使用顯微觀測的方法研究煤層氣與水產生的段塞流現(xiàn)象,得出氣相相對滲透率隨著含水飽和度的增大呈現(xiàn)強相關的負指數(shù)關系等結論。

除了實驗研究以外,許多學者采用數(shù)值模擬等方法對嚴重段塞流進行預測和識別。紀健等[7]建立了管道泄漏幾何模型,分析分層流、波浪流、段塞流3種流型下泄漏過程流場參數(shù)的變化。

本文基于CFD軟件ANSYS FLUENT,對下傾管-垂直立管中的嚴重段塞流現(xiàn)象進行數(shù)值模擬,得到了3種典型嚴重段塞流在不同流動階段的相分布云圖,并監(jiān)測了流體流動過程中的壓力脈動變化情況,為進一步研究嚴重段塞流現(xiàn)象提供一定的理論基礎。此外,為有效地消除嚴重段塞流現(xiàn)象,提出一種新的方式,并通過數(shù)值模擬的方法成功驗證了該方法的有效性。

1 氣液兩相流數(shù)值模型

1.1 數(shù)值計算模型

本文選擇CFD軟件ANSYS FLUENT中VOF模型。VOF法作為一種固定在歐拉網格下的表面跟蹤方法,追蹤的是網格中的流體體積。

在三維管道數(shù)值計算模型中,下傾管的長度為10.0 m,立管高度為4.8 m,內徑為40.0 mm,其中下傾管與X軸負半軸成6°的夾角;選擇速度入口邊界條件、壓力出口邊界條件和固壁邊界條件,其中：氣液兩相入口流速為定值,初始壓力為零。

1.2 網格無關性驗證

在實際的模擬仿真中,由于受限于計算機的計算能力,需要選取合理的網格數(shù)量進行計算。圖1為管道內流域的網格劃分圖。本文采用結構化網格中的六面體單元劃分計算域網格,沿著流體流動方向(軸向)的網格采取均勻分布的形式。

本次模擬在立管底部設立監(jiān)測點,記錄不同網格數(shù)量下監(jiān)測點的最大靜壓力值并計算了相對誤差值,以此來確定網格數(shù)量,見表1。

圖1 流體網格

表1 網格質量

根據(jù)表1可知,不同網格尺寸所劃分出的網格單元數(shù)相差很大,但計算得到立管底部壓力值卻相差不大,因此相對誤差很小,故選取網格數(shù)量較少的最大單元尺寸為1.999 mm的網格模型較為合適。

2 嚴重段塞流液塞形成機理

為了更加深入地研究嚴重段塞流對管網系統(tǒng)流動穩(wěn)定性的影響,結合下傾管中的氣液兩相分布圖、彎管中的液塞形成過程圖和液塞運動速度矢量圖來對嚴重段塞流液塞的形成機理進行詳細分析。分析結果顯示：SSⅠ型、SSⅡ型和SSⅢ型的液塞形成機理較為相似,故本節(jié)以SSⅠ型作為案例進行研究。本文選取氣相速度Usg=0.056 m/s,液相速度Usl=0.134 m/s。

當下傾管中的液體到達立管底部后,貼著管路連接處的彎管向上流動,液體上躍一段高度后便會以指向X負半軸方向的速度向立管內壁拋出,隨后便在重力的作用下下落并形成渦旋,并在下傾管的尾部開始積聚,液層高度由此不斷上升。在液層高度上升期間,彎管處的氣液兩相擾動十分劇烈,隨后被吹入立管中的液體會再次受重力的作用而下落。如此往復,直至下傾管尾部的液層觸碰上管壁而導致堵管現(xiàn)象,液塞才算形成。

3 嚴重段塞流壓力脈動變化分析

管網系統(tǒng)中出現(xiàn)的流動不穩(wěn)定性現(xiàn)象往往是由壓力波動所引起的,因此壓力脈動信號是判斷系統(tǒng)穩(wěn)定與否的關鍵性參數(shù)之一。為此,在本次的數(shù)值模擬中,將在下傾管-垂直立管底部設置壓力監(jiān)測點P1、P2,根據(jù)監(jiān)測得到SSⅠ型、SSⅡ型壓力脈動變化圖(見圖2～圖3),從圖中可以較為直觀地分析出流體流動的周期性、管內壓力峰值和壓力振幅大小的變化情況。

P1、P2—壓力監(jiān)測點。

P1、P2—壓力監(jiān)測點。

由圖2和圖3可知：SSⅡ型在液塞形成階段的壓力波動情況與SSⅠ型相比顯得十分不穩(wěn)定,表現(xiàn)為劇烈的波動式上升,且隨著時間的推移,壓力波動的振幅越來越大,直至壓力到達峰值并立即發(fā)生泄落,表現(xiàn)為典型的鋸齒狀壓力脈動特征。相較于SSⅠ型的典型工況,SSⅡ型的氣體流速更大,所以上傾管中氣塞壓縮膨脹的速度較快。

SSⅢ型壓力脈動變化圖見圖4。由圖可知：SSⅢ型在流動周期內的壓力波動特性與另外2種流型截然不同,呈現(xiàn)出階梯式泄落的壓力脈動特征,即壓力在下降到極小值前會提前發(fā)生多次泄落,并在每次壓力泄落后繼續(xù)維持一段時間作輕微振蕩,振蕩幅值會隨著時間的推移越來越明顯。

P1、P2—壓力監(jiān)測點。

4 抑制嚴重段塞流的方法

嚴重段塞流具有壓力振幅大、壓降大且周期性明顯的特點,如：最為嚴重的SSⅠ型,其最大壓力波動幅值約為20 kPa,巨大的壓力波動會使得管道出口處氣液流量發(fā)生劇烈變化,從而導致分離器出現(xiàn)斷流或者溢流現(xiàn)象。因此,為了抑制嚴重段塞流,本節(jié)對節(jié)流法和注氣法進行對比分析其利弊。

4.1 立管頂部節(jié)流法

當嚴重段塞流進入氣液噴發(fā)階段時,氣液流量會達到最大值。節(jié)流法的原理就是通過在立管頂部增加節(jié)流閥,并適當?shù)販p小閥門開度,從而使得閥前壓力增加,最終達到減緩氣液噴發(fā)速度的目的。立管頂部節(jié)流法示意圖見圖5。

Pp—下傾管壓力;L—下傾管長度;β—下傾管內角度;y—立管液位高度;H —立管高度;α′—入口處氣相液相折算流速;α′—注氣點氣相液相進入立管的折算流速;Ps—分離器背壓;PB—分離器前壓;P0—分離器氣體背壓。

立管頂部節(jié)流法通過調節(jié)節(jié)流閥門而產生一定的背壓,進而減小流體噴發(fā)的加速度,使得管內流速不均勻的現(xiàn)象得到有效地控制。雖然節(jié)流法能在一定程度上抑制嚴重段塞流,但也存在一定的弊端,例如過剩的背壓必然會增加上游入口處的回壓,從而減小氣液流量,對管網系統(tǒng)產生一定的負面影響。

4.2 立管底部注氣法

立管底部注氣法示意圖見圖6。要想達到預期的效果,下游立管的注氣量至少應為入口氣相流量的3倍,這便意味著需要裝配一個較大氣體容積罐,并配備較高功率的壓縮機才能將氣體注入立管中,故該方法所需的成本較高,帶來的經濟性問題將不容小覷。

4.3 “自身”氣舉法

“自身”氣舉法示意圖見圖7?！白陨怼睔馀e法將管系自身的上游氣體通過一根細長的管道導入到下游的垂直立管中。這樣做既省去了額外裝配氣罐和壓縮機所帶來的高額費用,又達到了減小垂直立管中靜水壓頭的目的,同時也解決了下傾管中常出現(xiàn)的氣體壓力過大的問題。但導管的插入可能會使得清管球無法正常通過,進而引發(fā)堵塞,所以“自身”氣舉法只是作為一種理論在學術界討論,并未投產到實際的運用當中。

Pp—下傾管壓力;L—下傾管長度;β—下傾管內角度;x—壓縮機注氣長度;φGL—立管內局部持液率;α—入口處氣相液相折算流速;Ps—背壓;P0—氣體背壓。

Pp—下傾管壓力;L—下傾管長度;β—下傾管內角度;x—壓縮機注氣長度;φGL—立管內局部持液率;α—入口處氣相液相折算流速;Ps—背壓;P0—氣體背壓。

5 “下傾管”注氣法數(shù)值模擬

鑒于節(jié)流法和注氣法均存在某種程度上的弊端,本文提出一種新的注氣方法——“下傾管”注氣法。該方法從下傾管的某一處開始注氣,增加上游氣塞的壓力,使得立管中的液塞在較低高度的位置時便開始氣液噴發(fā),形成一種較為穩(wěn)定的流型,從而控制管系中劇烈的壓力波動及出口處流量變化過大的現(xiàn)象,其中注氣口選取在距離立管底部5 m處的下傾管上,圖8為注氣管與下傾管連接處的局部放大圖。通過對“下傾管”注氣法所優(yōu)化過的流型進行數(shù)值模擬,得到了管內流體的流動形態(tài)及壓力脈動變化圖,并由此判斷該方法的有效性。

數(shù)值模擬選取的氣液工況為：Usg=0.053 m/s,Usl=0.402 m/s,且下傾管上的注氣量=3 m3/h?？梢钥闯鲈摴r相當于在SSⅢ型的基礎上繼續(xù)增加氣體流量,即為氣液兩相流速均比較大的情況。受注氣口位置設置的影響,注氣口上游的流體始終表現(xiàn)為穩(wěn)定的分層流,而注氣口下游的流體形態(tài)則因為氣相流量的增大而出現(xiàn)較大的擾動。一個周期內氣液兩相分布情況見圖9。從圖中可以看出,經過注氣過后的流體流動非常復雜,氣液兩相彼此參雜程度較高,因而不同于SSⅠ型、SSⅡ型和SSⅢ型,無法在立管中形成高度較高且穩(wěn)定的液塞。

圖8 注氣管與下傾管連接處的局部放大圖

圖9 一個周期內穩(wěn)定流型的氣液相分布圖

為了進一步探究“下傾管”注氣法的可行性,結合氣液兩相流動時所產生壓力波動來分析管網系統(tǒng)的穩(wěn)定性。壓力脈動變化圖見圖10。從圖中可以看出：在整個壓力變化過程中,由于氣液兩相流動非常復雜,產生的擾動也較大,這使得立管底部無法形成較為完整的液塞,因此壓力在波動上升后圍繞某一壓力值高度作高頻波動,且壓力振蕩幅值較小,僅約3.7 kPa,峰值壓力約為27 kPa,稱這種高頻低振的流型為穩(wěn)定流型;而嚴重段塞流能產生具有較大振幅的周期性壓力振蕩。顯然,穩(wěn)定流型所造成的危害遠小于嚴重段塞流。

6 結論

(1)當氣液流速較小時,嚴重段塞流的液塞形成機理大致相似;而立管底部的氣液擾動則較為劇烈,當下傾管尾部的液層高度到達管道上壁時,液塞才算開始形成。

P1、P2—壓力監(jiān)測點。

(2)根據(jù)測得的壓力脈動變化圖,3種嚴重段塞流的壓力脈動變化都具有較為明顯的周期性,其中：SSⅠ型具有典型的冠狀壓力脈動特征,壓力峰值約為40 kPa,最大壓力振蕩幅值約20 kPa;SSⅡ型具有典型的鋸齒狀壓力脈動特征,壓力峰值約為25 kPa,最大壓力振蕩幅值約為10 kPa;SSⅢ型呈現(xiàn)出階梯式泄落的壓力脈動特征,壓力峰值約為40 kPa,最大壓力振蕩幅值約為5 kPa。因此,SSⅠ型引起的管路振動最為明顯。

(3)本文提出了一種“下傾管”注氣法并進行數(shù)值模擬,即在下傾管某處進行注氣,從而增大上游氣塞壓力,進而干擾液塞的形成。根據(jù)數(shù)值模擬的結果,該方法成功模擬出頻率較高、振幅較低的穩(wěn)定流型,最大壓力振蕩幅值約4 kPa。