鞠朋朋, 柳英明, 張歡, 李林

(1. 海洋石油工程股份有限公司設(shè)計院, 天津 300461; 2中國石油大學(xué)(北京)機械與儲運工程學(xué)院, 北京102249)

近年來,全球油氣勘探活動不斷向淺水、深水、超深水突破,深水-超深水已成為全球油氣勘探的重點領(lǐng)域[1]。水下油氣生產(chǎn)系統(tǒng)作為海洋油氣開發(fā)的主流模式,是指一系列安裝在海底并進行石油和天然氣開采作業(yè)的設(shè)備總集,具有投資成本低、開發(fā)周期短、投產(chǎn)效益高的特點,是深水油氣開發(fā)的關(guān)鍵技術(shù)[2-3]。深水油氣田井口采出流體含水、固體顆粒、CO2以及H2S等雜質(zhì),對于鋼制的海底混輸管道具有腐蝕作用,嚴重威脅了海底管道的輸送安全[4-5]?，F(xiàn)階段主要采用內(nèi)涂層、添加緩蝕劑的防護措施,防止或減緩管內(nèi)腐蝕[6],管內(nèi)固體沉積會通過吸附,阻礙緩蝕劑到達海管表面,降低緩蝕劑作用,因此,通過清管球?qū)⒊练e物清出海底集輸管道,是保障緩蝕劑效率的重要技術(shù)手段。深水水下不停產(chǎn)在役清管技術(shù)具有作業(yè)成本低、可利用生產(chǎn)流體發(fā)球、無需長時間停井的優(yōu)勢[7-8]。隨著深水油氣資源開發(fā)力度的加大,水下清管將成為必然趨勢[9]。

水下發(fā)球管匯結(jié)構(gòu)在發(fā)球過程中存在變形與振動的風險。一方面,水下發(fā)球管匯結(jié)構(gòu)復(fù)雜,包含變徑、彎頭、三通等特征結(jié)構(gòu),壓力場分布不均,易造成應(yīng)力集中與結(jié)構(gòu)變形[10-14];另一方面,發(fā)球過程中閥門的開關(guān)操作,向上游、下游傳遞增壓波或減壓波,導(dǎo)致管匯結(jié)構(gòu)壓力波動幅度大,管匯存在振動的風險[15-19]。因此,開展水下發(fā)球管匯的力學(xué)與振動分析研究,明確生產(chǎn)流體對管道結(jié)構(gòu)的力學(xué)作用及其影響因素,掌握發(fā)球過程中水下發(fā)球管匯系統(tǒng)的振動特性,對于水下發(fā)球管匯系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)設(shè)計以及發(fā)球工藝的優(yōu)化具有重要的指導(dǎo)作用。

目前,針對管匯系統(tǒng)的振動分析研究方法主要包括流固耦合模擬法[17-19],實驗-模擬綜合分析法[20-22]。流固耦合方法不斷得到改進與完善,在管匯振動分析研究領(lǐng)域得到了長足的發(fā)展與驗證,對多相流動工況的模擬計算較貼合實際[10],是掌握流體流動原因造成的管匯位移、應(yīng)力集中以及振動規(guī)律重要途徑之一。余成等[11]針對清管器發(fā)球裝置在導(dǎo)流工況下的振動特性,建立了流固耦合數(shù)學(xué)模型,對輸送介質(zhì)為天然氣和水分別進行了振動分析,結(jié)果表明:流固耦合條件下發(fā)球裝置固有頻率降低,說明管匯共振風險增大,而發(fā)球裝置的固有頻率在液固耦合下比氣固耦合條件更低;振動劇烈位置主要為法連接處、旁通U型管處;壁厚、旁通直徑與工作壓力是固有頻率的主要影響因素。于洋等[12]建立了管柱-鉆井液-水泥漿流固耦合模型,采用有限元計算方法分析了管道長度、流體密度、環(huán)境溫度對其固有頻率影響,提出了利用強度大、低頻率的激振力組合方式來增強固井質(zhì)量的解決方案。張宇祥等[13]將計算流體力學(xué)與結(jié)構(gòu)瞬態(tài)響應(yīng)計算相結(jié)合,針對豎直彎管內(nèi)氣液兩相流誘導(dǎo)振動的現(xiàn)象及規(guī)律進行了研究,結(jié)果表明:隨著轉(zhuǎn)彎角度的增大,氣液兩相流的流型轉(zhuǎn)化加快,對彎頭區(qū)域的沖擊擠壓作用以及管道的振動響應(yīng)均呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。李青等[14]研究了輸油彎管在流固耦合作用下的模態(tài),通過改變流體流速和壓強,分析了流固耦合作用的管道的振動頻率和應(yīng)變,結(jié)果表明:流體流速的改變對振動頻率的影響相對較小。Xu等[15]應(yīng)用熱-流-固耦合方法計算了不同工況下的流場壓力和溫度以及固體結(jié)構(gòu)的溫度、等效應(yīng)力,比較了耦合載荷和非耦合載荷下管網(wǎng)和彎頭受力特性。發(fā)現(xiàn)短臂錨固端部的最大等效應(yīng)力位于其內(nèi)壁,同一位置內(nèi)壁等效應(yīng)力大于外壁等效應(yīng)力。Hamid等[16]通過建立用于計算流體動力學(xué)(computational fluid dynamics, CFD)分析的雙向耦合流固相互作用(fluid solid interaction, FSI)框架,對常規(guī)和優(yōu)化后管中管(PIP)系統(tǒng)的橫向流動振蕩進行了數(shù)值研究,發(fā)現(xiàn)采用彈簧和阻尼器來連接內(nèi)外管道的PIP系統(tǒng)能顯著降低渦激振動。祝效華等[20]針對雙彎頭管匯高壓壓裂過程,分析了流固耦合條件下連接角度、彎管的壁厚、曲率半徑對固有頻率的影響,結(jié)果表明雙彎頭連接角度影響較大,推薦為75°～105°;固有頻率隨彎管內(nèi)徑的增大呈似線性的增長。Zong等[22]應(yīng)用流固耦合方法,結(jié)合實驗和數(shù)值模擬,認為閥瓣凈力過大以及閥瓣運動部件動能損失不足是造成壓力容器-管道-安全閥系統(tǒng)不穩(wěn)定運行的根本原因。

深水水下不停產(chǎn)清管仍然是一項世界性的深 水技術(shù)難題,為保障深水遠距離清管作業(yè)安全實施, 應(yīng)從設(shè)計、建造、運維等各階段進一步加強水下清管的全流程的研究分析, 重點關(guān)注深水高壓環(huán)境下的水下發(fā)球動態(tài)分析[7]?，F(xiàn)針對某水下發(fā)球管匯,建立流固耦合數(shù)值模型,基于實際發(fā)球流程,開展內(nèi)流場流體流動模擬計算,外場管匯結(jié)構(gòu)力學(xué)分析,以掌握發(fā)球過程各時刻管匯結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)、應(yīng)力分布以及振動特性,為深水水下不停產(chǎn)清管技術(shù)中發(fā)球管匯的結(jié)構(gòu)設(shè)計、發(fā)球工藝的優(yōu)化提供理論依據(jù)。

1 水下發(fā)球模塊與數(shù)值模型

1.1 水下發(fā)球管匯模型與發(fā)球流程

某水下發(fā)球管匯結(jié)構(gòu)及標識如圖1所示,由30.48 cm的生產(chǎn)物流管道、15.24 cm的支管匯以及乙二醇(ethylene glycol, MEG)注入管匯組成,該發(fā)球管匯設(shè)置多個清管球發(fā)球通道,可實現(xiàn)一次發(fā)多個球,通過改變閥門的開閉狀態(tài),利用生產(chǎn)流體實現(xiàn)水下發(fā)球。正常生產(chǎn)流程為:生產(chǎn)物流流入30.48 cm管道,經(jīng)過球閥“閥門1#”流入50.8 cm海底混輸管道。完整的發(fā)球工藝流程如下。

圖1 發(fā)球管匯系統(tǒng)結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格劃分結(jié)果Fig.1 Structure and meshing results of pigging manifold system

(1)準備發(fā)球階段。降低部分生產(chǎn)井產(chǎn)量或關(guān)停部分生產(chǎn)井,將生產(chǎn)流體流量降低至發(fā)球流量(某典型發(fā)球工況流量為3×106m3/d)。

(2)準備發(fā)球階段。打開球閘板閥“閥門2#”與閘板閥“閥門3#”,將30.48 cm物流管道與支管匯形成壓力平衡。

(3)發(fā)球階段。關(guān)閉球閥“閥門1#”,利用生產(chǎn)流體將清管球推出,實現(xiàn)清管作業(yè)。

(4)發(fā)球結(jié)束階段。打開球閥“閥門1#”關(guān)閉閘板閥“閥門3#”與閘板閥“閥門2#”,并注入MEG,將支管匯內(nèi)殘存的生產(chǎn)流體進行置換,防止生產(chǎn)流體管匯產(chǎn)生腐蝕。

1.2 管壁結(jié)構(gòu)與網(wǎng)格劃分

為保證發(fā)球管匯的安全運行,考慮到生產(chǎn)流體的腐蝕性,管壁由3 mm具有優(yōu)異防腐性能的內(nèi)襯625合金與API X65L鋼組成,管線規(guī)格參數(shù)如表1所示,API 5L X65 Q PSL2與INCONEL 625材料力學(xué)參數(shù)如表2所示。對水下發(fā)球管匯流體域部分進行網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格類型為多面體核心與六面體混合網(wǎng)格,如圖1所示,共劃分10層邊界層,網(wǎng)格數(shù)量為1.16×106,最大偏斜度為0.69,網(wǎng)格質(zhì)量較好。由于管壁結(jié)構(gòu)存在3 mm的內(nèi)襯625合金,內(nèi)襯與管壁鋼材之間的有機結(jié)合是建立計算模型及結(jié)果準確可靠的前提,應(yīng)用六面體與四面體混合的網(wǎng)格類型。固體域網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖1所示,異徑T型管與各T型管處的網(wǎng)格連續(xù)性較高,彎管處網(wǎng)格連續(xù),截面網(wǎng)格分布均一,鋼材與內(nèi)襯之間的連接無斷點,網(wǎng)格正交質(zhì)量絕大部分超過0.8,網(wǎng)格質(zhì)量較好,網(wǎng)格數(shù)量為1.4×106。

表1 管線規(guī)格參數(shù)Table 1 Pipeline specification parameter

表2 管壁材料力學(xué)參數(shù)Table 2 Mechanical parameters of pipe wall material

2 計算方法與約束形式

2.1 計算方法

管內(nèi)流體由氣、油、水、MEG組成,各相物性參數(shù)如表3所示。流體計算部分,采用標準k-ε湍流模型(k為湍動能,ε為耗散率),近壁面區(qū)域采用標準壁面函數(shù)處理,采用VOF (volume of fluid)模型進行相界面的捕捉,采用Coupled算法對計算模型進行求解。其中,體積分數(shù)與體積力均采用隱式格式。針對流動方程中各項參數(shù)進行離散,壓力采用PRESTO!離散格式、動量采用二階迎風格式、湍動量及湍流耗散率均采用一階迎風格式、體積分數(shù)采用隱式壓縮格式。在瞬態(tài)流場計算過程中,為保證對流場變化的精確捕捉,時間步長取0.001～0.01 s,時間步采用一階隱式格式進行離散。入口邊界條件設(shè)置為速度入口3.74 m/s、出口邊界條件設(shè)置為壓力出口13.54 MPa。管壁結(jié)構(gòu)部分,采用機械映射的方法將流體壓力傳導(dǎo)至固體壁面,考慮作用于管道外壁面的海水靜壓9 MPa,開展相關(guān)靜力學(xué)及模態(tài)的計算與分析。

表3 典型工況運行參數(shù)及物性參數(shù)Table 3 Typical operating parameters and physical property parameters

2.2 約束形式

水下發(fā)球管匯系統(tǒng)支撐方案包含3種支撐形式:焊接(完全固定)、底部支撐(提供向上支撐)、管卡(限制徑向自由度)。水下發(fā)球管匯約束形式及位置如圖2所示,其中,完全固定位置為:30.48 cm管道連接器、15.24 cm管道連接器;終端(入口處、管匯與發(fā)球筒連接處、MEG注入端、閥門1#與閥門10#);向上支撐位置為:部分閥門處(閥門2#～9#);限制徑向自由度位置為:管道沿線(管夾1#～3#)。

圖2 水下發(fā)球管匯約束形式Fig.2 Underwater pigging manifold system constraint form

3 結(jié)果與分析

3.1 壓力波動情況

為了準確模擬發(fā)球流程中管內(nèi)流體流動狀態(tài),結(jié)合管匯結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性,將閥門的開閉設(shè)置為相應(yīng)的邊界條件(流通區(qū)域或固體區(qū)域),以貼合實際作。考慮閥門的開閉以及清管球的發(fā)出需要一定時間,將“發(fā)球前階段”穩(wěn)態(tài)計算結(jié)果作為瞬態(tài)計算的初始時刻(0 s);在“準備發(fā)球階段”采用瞬態(tài)計算,共模擬60 s;在“發(fā)球階段”瞬態(tài)計算,共模擬120 s。模擬計算獲得發(fā)球流程中0、60、120 s時刻的氣液兩相分布,如圖3所示?！? s”時,生產(chǎn)流體經(jīng)過30.48 cm管道流向50.8 cm海底集輸管道,且此時15.24 cm支匯管內(nèi)均被填充MEG;打開“閥門2#”,壓力從30.48 cm管道傳遞至支匯管處,在此階段在閥門2#后管道內(nèi)正產(chǎn)流體與MEG之間存在動態(tài)置換,在“60 s時刻”MEG分布如圖3(b)所示。關(guān)閉“閥門1#”生產(chǎn)流體全部從支匯管流出,推出清管球,共模擬120 s,在120 s時(中間時刻)支匯管內(nèi)基本為生產(chǎn)流體,MEG分布狀態(tài)如圖3(c)所示。

圖3 發(fā)球過程中MEG在發(fā)球管匯結(jié)構(gòu)內(nèi)的占比Fig.3 Proportion of MEG in the pigging manifold during pigging

為掌握模擬過程中管匯內(nèi)壓力變化規(guī)律,提取模擬計算過程閥門2#與閥門3#位置中心處壓力,獲得管內(nèi)壓力變化的趨勢,如圖4所示。該位置壓力在0 s之后約0.1 s壓力波動幅度較大,最大壓力出現(xiàn)在0～0.1 s和60～60.5 s,最大壓力值約為17 MPa,在0.1～60 s和60.5～180 s壓力保持穩(wěn)定,且后一階段壓力略高于前一階段,主要是由于管徑變小、里程增大、彎管與T型管結(jié)構(gòu)增多,管路摩阻增大。從壓力波動趨勢來看,閥門開關(guān)是壓力變化幅度最大的特征時刻,也即引起管道位移、振動的特征時刻。

圖4 閥門2#與3#位置處管道中心壓力隨時間的變化趨勢Fig.4 Pressure trend over time at pipe center at valve # 2 and # 3

3.2 位移與等效應(yīng)力分布

為反映發(fā)球過程中出現(xiàn)位移與應(yīng)力情況,需提取特征壓力時刻的壓力場,進行流固耦合計算分析。提取了0.01、0.1、1、60、60.1、120、180 s的壓力場作為內(nèi)載荷,進行總變形、應(yīng)力分布、應(yīng)變分布的計算分析,計算結(jié)果如表4所示,0.01 s時刻總位移及X、Y、Z方向位移如圖5所示,等效應(yīng)力分布如圖6所示。在0.01 s與60.1 s時刻的流場壓力作用下,管匯結(jié)構(gòu)最大位移分別達到5.28、5.69 mm,分布在管匯結(jié)構(gòu)的末端,這兩個時刻屬于管匯出現(xiàn)壓力波動的時期,存在局部高壓,使得管道結(jié)構(gòu)在末端存在一定程度的位移。在發(fā)球過程中其他平穩(wěn)階段的時刻壓力場的作用下的最大位移非常小,在1、60、120、180 s時刻的流場壓力作用下,其管匯最大位移為0.058、0.058、0.21、0.25 mm,出現(xiàn)在管匯前端和末端,相對比較安全。

表4 發(fā)球流程中各特征時刻靜力學(xué)計算分析結(jié)果Table 4 Results of statics calculation and analysis of each characteristic moment in pigging process

圖5 0.01 s時刻發(fā)球管匯位移分布Fig.5 Displacement distribution at 0.01 s

圖6 0.01 s時刻發(fā)球管匯等效應(yīng)力分布Fig.6 Distribution of equivalent effect force at 0.01 s

對比管匯結(jié)構(gòu)在X、Y、Z方向的位移貢獻,發(fā)現(xiàn)管匯最大位移主要由管匯末端結(jié)構(gòu)的X方向位移提供,可考慮在管匯結(jié)構(gòu)末端施加X方向的位移約束。最大等效應(yīng)力、最大主應(yīng)力及最大等效應(yīng)變主要出現(xiàn)在T型管處及彎管內(nèi)側(cè),主要原因是在T型管處流速分布非常不均,在彎管處內(nèi)側(cè)壓力要高于外側(cè)壓力,與文獻[12]的研究結(jié)果一致。0.01 s時刻流場壓力作用下的等效應(yīng)力最大,可達233.43 MPa,最大主應(yīng)力可達216.63 MPa,但相比于最小屈服強度(450 MPa)更低,在安全設(shè)計系數(shù)下,管道符合強度準則要求。0.01 s時刻流場壓力作用下的等效應(yīng)變最大,可達0.114%,其他時刻為0.04%～0.08%,應(yīng)變程度較小,管道符合安全強度評價標準。

3.3 模態(tài)頻率

基于靜力學(xué)分析結(jié)果,可以看出管匯末端處是風險位點,而管道約束方案對模態(tài)頻率及振型的影響幅度較為明顯。進行管匯結(jié)構(gòu)支撐方案優(yōu)化:在管匯末端支管增加一個管夾,限制徑向自由度,即限制X、Y方向位移,如圖1中紅星處所示。在新支撐方案下,管匯結(jié)構(gòu)0.01 s時刻壓力作用下管匯最大位移降低至3.53 mm,出現(xiàn)在管匯前端支管處。最大等效應(yīng)力降低至204.97 MPa,最大主應(yīng)力降低至187.88 MPa,最大等效應(yīng)變降低至0.1%,說明增加管夾后管道的安全性得到了提高。

優(yōu)化支撐方案與原始支撐方案下管匯結(jié)構(gòu)的模態(tài)振型及振動頻率變化對比如圖7所示。對比來看,添加管夾前后管匯的1階與3階振型基本不變,2階、4階、5階、6階振型存在差異。1～6階振動頻率均有一定程度的提高(圖8),增幅為1.74%～20.54%。文獻[20]中提到物理結(jié)構(gòu)的低階頻率越低,結(jié)構(gòu)頻率易與環(huán)境頻率(如海浪沖擊頻率)重合,將會導(dǎo)致管道產(chǎn)生共振現(xiàn)象,嚴重危害結(jié)構(gòu)安全,優(yōu)化支撐方案管匯結(jié)構(gòu)低階頻率的提高也間接說明管道在水下發(fā)生共振的概率更低。

圖7 原始支撐方案與優(yōu)化支撐方案1～6階模態(tài)振型圖Fig.7 Original support scheme and optimized support scheme 1～6 mode shapes

圖8 原始支撐方案與優(yōu)化支撐方案1～6階模態(tài)頻率及對比增幅Fig.8 Comparison of the mode frequency of order 1～6 of the original support scheme and the optimized support scheme

4 結(jié)論

(1)基于流場壓力的模擬計算,獲得了發(fā)球管匯在發(fā)球過程管內(nèi)壓力隨時間的變化趨勢,發(fā)現(xiàn)閥門開關(guān)是壓力變化幅度最大的特征時刻,也即引起管道位移、振動的特征時刻,需重點關(guān)注瞬態(tài)壓力對管道結(jié)構(gòu)的沖擊影響。

(2)通過分析水下發(fā)球管匯發(fā)球流程中流體壓力造成的管匯結(jié)構(gòu)位移、應(yīng)力分布,明確了管道結(jié)構(gòu)風險位點為管匯結(jié)構(gòu)末端,最大位移為5.69 mm,主要由X方向貢獻,最大等效應(yīng)力為233.13 MPa,主要集中分布在T型管、彎管內(nèi)側(cè)處。

(3)提出了針對性的優(yōu)化支撐方案,管匯結(jié)構(gòu)最大位移降低至3.53 mm,模態(tài)頻率增幅約為1.74%～20.54%,管匯結(jié)構(gòu)的安全性得到了提高,水下發(fā)球管匯的安全性。

水下發(fā)球管匯的力學(xué)特性及振動分析結(jié)果,指明了水下發(fā)球管會的風險位置以及優(yōu)化措施,可為水下發(fā)球管匯的設(shè)計與優(yōu)化提供理論指導(dǎo)以及方法參考,助力深水水下不停產(chǎn)清管技術(shù)的發(fā)展。還需進一步與室內(nèi)模擬實驗研究結(jié)合,以期達到更加貼合實際的數(shù)值模擬效果。