陳浩，付來強(qiáng)，呂斌，吳文科，黃俊銘

(西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，四川 成都 610500)

海底NGH水力提升法最小提升速度和壓力損失*

陳浩，付來強(qiáng)，呂斌，吳文科，黃俊銘

(西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，四川 成都 610500)

根據(jù)天然氣水合物的相關(guān)性質(zhì)，對(duì)比總結(jié)了現(xiàn)階段天然氣水合物的幾種主流開采方法；在現(xiàn)有的天然氣水合物水力提升工藝的理論基礎(chǔ)上，研究了天然氣水合物水力提升系統(tǒng)中天然氣水合物顆粒的最小提升速度；采用主流顆粒水力提升最小速度計(jì)算理論，并結(jié)合天然氣水合物顆粒性質(zhì)計(jì)算出天然氣水合物顆粒最小提升速度，同時(shí)進(jìn)行了對(duì)比；對(duì)水力提升系統(tǒng)的管路輸送系統(tǒng)進(jìn)行了理論建模，研究對(duì)比得到了天然氣水合物輸送過程中管路系統(tǒng)中顆粒濃度、顆粒直徑、提升速度對(duì)天然氣水合物提升管路系統(tǒng)中壓降的影響。

天然氣水合物；水力提升；最小提升速度；提升壓損

天然氣水合物(Nature gas hydrates,NGH)又名可燃冰，是一種結(jié)構(gòu)和形狀類似于冰的物質(zhì)，一般是由天然氣和水在溫度低于10 ℃，壓力高于10 MPa的環(huán)境下生成的[1]。天然氣水合物在陸地凍土層，海洋與大陸連接處以及深海中都有廣泛分布。因天然氣水合物的地理分布情況及其自身的不穩(wěn)定狀態(tài)，其開采過程較為困難，因此對(duì)天然氣水合物開采進(jìn)行工業(yè)化研究變得十分重要。

天然氣水合物的開采方法有很多種，主要方法包括[2-8]：降壓法、加熱法、置換法、注抑制劑法以及水力提升法。而水力提升法相對(duì)于其他方法具有開采量大、穩(wěn)定性強(qiáng)、操作簡單等優(yōu)點(diǎn)。本文首先研究了天然氣水合物的開采方法和特點(diǎn)，并基于現(xiàn)有的天然氣水合物水力提升工藝基礎(chǔ)，研究了提升系統(tǒng)中的水合物顆粒最小提升速度；其次采用主流顆粒水力提升最小速度理論，結(jié)合天然氣水合物顆粒的性質(zhì)計(jì)算了天然氣水合物顆粒最小提升速度，并將兩者進(jìn)行了對(duì)比；最后針對(duì)水力提升系統(tǒng)中的管路輸送系統(tǒng)進(jìn)行理論建模，并研究顆粒濃度、顆粒直徑、提升速度對(duì)天然氣水合物提升系統(tǒng)壓降的影響。

1 天然氣水合物水力提升法

2006年，唐良廣等[8]基于海洋滲漏型天然氣水合物藏而提出的一種非常具有針對(duì)性的開采模式，即水力提升法。水力提升法的基本過程為三個(gè)步驟：① 利用海底的采礦機(jī)器人將天然氣水合物進(jìn)行采集、集中，進(jìn)行破碎、分離、過濾等初步處理。其目的主要是分離多余的泥沙，粒徑明顯區(qū)別于天然氣水合物的雜質(zhì)，以及破碎大體積的天然氣水合物塊以達(dá)到高效分離的要求。② 利用天然氣水合物水力提升系統(tǒng)將經(jīng)初步處理后的天然氣水合物漿體通過軟管、中繼倉、硬管、泥漿泵輸送至海平面的操作平臺(tái)。③ 將海面附近的熱海水與輸送上來的天然氣水合物進(jìn)行混合、換熱，使得天然氣水合物的溫度升高，發(fā)生分解。分解出的氣體通過專門的集氣罐進(jìn)行收集，分離剩下的泥沙等雜質(zhì)則通過排出管排回海里。圖1為天然氣水合物水力提升法的開采示意圖。

目前，還沒有一種最優(yōu)的方法能夠用于天然氣水合物工業(yè)規(guī)模的實(shí)際開采。水力提升法相比于其他幾種常規(guī)開采方法，不僅是我國海底采礦領(lǐng)域的重要研究成果，而且適用于南海天然氣水合物藏的賦存情況。因此，天然氣水合物的水力提升法具有現(xiàn)實(shí)的理論意義[9]。

圖1 天然氣水合物水力提升管道系統(tǒng)Fig.1 Hydraulic lifting pipeline system of natural gas hydrate

2 基于水力提升法的最小提升速度

對(duì)于天然氣水合物輸送系統(tǒng)而言，需要選擇合適的輸送速度將天然氣水合物從海底輸送至海面平臺(tái)。輸送速度過小將不能向上輸送天然氣水合物顆粒，會(huì)導(dǎo)致堵管；因過快的速度會(huì)導(dǎo)致天然氣水合物顆粒與管壁發(fā)生更多的摩擦和碰撞，輸送速度過大不僅增大了能量消耗、降低了提升效率，而且存在堵管可能性。因此最小輸送速度的確定是天然氣水合物提升系統(tǒng)輸送參數(shù)選擇的首要環(huán)節(jié)之一。天然氣水合物顆粒的最小提升速度與顆粒在管道中的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)、顆粒與管道相互作用、顆粒存在狀態(tài)有關(guān)，主要受到湍流強(qiáng)度、阻力系數(shù)、顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)、滑移速度的因素影響。

水力提升最小速度的計(jì)算方法有很多種。其中，最主流的方法是通過理想單顆粒的沉降情況計(jì)算單顆粒的沉降速度，再從單顆粒的沉降速度推測實(shí)際顆粒群的沉降速度，最后用顆粒群的沉降速度來推算顆粒的水力提升速度。本文結(jié)合天然氣水合物的性質(zhì)，運(yùn)用主流的水力提升最小速度的計(jì)算方法研究了天然氣水合物的最小提升速度。

均勻沉降時(shí)，靜水中的球型單顆粒的受力情況如圖2所示。即有：

(1)

圖2 水力提升過程球型顆粒受力Fig.2 The force of spherical particles in the process of hydraulic lifting

式中ρs為球型顆粒密度，kg/m3；ρf為液體密度，kg/m3；vts為單個(gè)球型顆粒勻速沉降速度，m/s；CD為球型顆粒阻力系數(shù)，無量綱數(shù)。而:

(2)

其中，阻力系數(shù)CD直接決定著顆粒的最終沉降速度。影響阻力系數(shù)CD的因素很多，CD是雷諾數(shù)Re的函數(shù)，可表達(dá)為CD=fn(Re) ，具體如下[10]：

(3)

當(dāng)顆粒為粗顆粒時(shí)，可得CD=0.44。若顆粒外部處于湍流狀態(tài)，將CD帶入公式(2)中可得到：

(4)

公式(4)是理想狀態(tài)下球體粗顆粒的沉降速度。在實(shí)際生產(chǎn)過程中錳結(jié)核粗顆粒在靜水中的沉降速度要比同直徑大小的理想球狀顆粒小得多，這主要是因?yàn)槠扑楹蟮腻i結(jié)核表面并非球體，而是大小形狀各異的顆粒。Stepanoff[11]的錳結(jié)核沉降實(shí)驗(yàn)表明：當(dāng)錳結(jié)核的直徑在1-30mm之間，且形狀因子K=0.2時(shí)，其實(shí)際沉降速度需要在理想球型顆粒的最終沉降速度上乘以折降系數(shù)ξ。實(shí)驗(yàn)取ξ=0.4，得到錳結(jié)核的沉降速度為：

(5)

式中，ξ為折降系數(shù)；νt為顆粒實(shí)際沉降速度，m/s; 由于組成和成分的不同，在經(jīng)過海底采礦車的鉸刀破碎以后，天然氣水合物顆粒和錳結(jié)核的形狀、顆粒粒徑都有所不同。一般情況下，經(jīng)過鉸刀破碎后的天然氣水合物顆粒的粒徑要比錳結(jié)核小。將天然氣水合物顆粒的折降系數(shù)取為ξ=0.7，并將其帶入公式(5)中，可得：

(6)

天然氣水合物最小水力提升速度要在實(shí)際沉降速度上乘以一個(gè)安全系數(shù)以得到安全的最小提升速度。Sellgren[12]于1979年研究了最小提升速度與沉降速度的關(guān)系。實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示：顆粒垂直輸送時(shí)的最小水力提升速度要在顆粒沉降速度4倍以上。故：

(7)

式中，Vmin為顆粒垂直輸送時(shí)水力提升最小速度，m/s。式(7)為目前常用的水力提升最小速度計(jì)算方法。金文斌等[13]通過實(shí)驗(yàn)得到了大顆粒在垂直管道中水力提升浮游速度的計(jì)算公式：

(8)

式中，d為顆粒直徑，mm;D為管道直徑，mm;CV為混合物中顆粒濃度。實(shí)際情況下，取最小水力提升速度為浮游速度的兩倍，得：

(9)

申焱華等[14]研究了粒徑管徑比、顆粒群濃度、湍流強(qiáng)度對(duì)阻力系數(shù)CD的影響，并給出了適用于工業(yè)生產(chǎn)的水力提升最小速度的計(jì)算公式：

(10)

式中，Vso為顆粒理想情況下的沉降速度，m/s；Cdo為理想情況下錳結(jié)核沉降的阻力系數(shù)。Cd為臨界錳結(jié)核阻力系數(shù)。理想情況下Cd應(yīng)該取0.445，但考慮船體的運(yùn)動(dòng)，管道受到海水波動(dòng)的影響、顆粒輸送時(shí)內(nèi)部流場的變化，且當(dāng)雷諾數(shù)Re>105阻力系數(shù)CD急劇減小到達(dá)臨界值0.1。將Cd=0.1，帶入公式(10)可得：

(11)

實(shí)驗(yàn)測定的錳結(jié)核阻力系數(shù)CD不是定值，而是在0.65～2.5的范圍內(nèi)變化[12]。所以，用形狀系數(shù)來計(jì)算阻力系數(shù)，得：

(12)

式中，Sf為形狀系數(shù)。長沙礦冶院通過實(shí)驗(yàn)得到的錳結(jié)核形狀系數(shù)Sf=0.8，與(12)式對(duì)應(yīng)的Cd=0.8383。同等情況下，提升系統(tǒng)中天然氣水合物的形狀系數(shù)應(yīng)取Sf=0.92，而對(duì)應(yīng)的天然氣水合物沉降阻力系數(shù)Cd=0.654，帶入式(11)可得：

(13)

天然氣水合物顆粒最小提升速度為3倍天然氣水合物沉降速度，即：

(14)

通過以上3種最小水力提升速度的計(jì)算方法，分別得到 Sellgren最小提升速度為1.69 m/s；金文斌最小提升速度為0.656 m/s；申焱華最小提升速度為1.04 m/s。可以得出，金文斌最小提升速度的偏差較大?？紤]到最不利于輸送的工況，選擇較大的1.69 m/s為天然氣水合物水力提升最小輸送速度。

3 水力提升系統(tǒng)建模

天然氣水合物水力提升過程可視為恒溫過程，但管道內(nèi)壓力卻呈逐漸降低的趨勢。當(dāng)壓力減小一定程度時(shí)，水合物開始分解。天然氣水合物在輸送的過程中分解生成的氣泡減小了水力提升過程的運(yùn)行阻力[15-16]。設(shè)天然氣水合物管道內(nèi)提升系統(tǒng)內(nèi)的流體為均勻混合的不可壓縮流，做定常流動(dòng)；管道內(nèi)固液兩相均為連續(xù)相，每相的物理特征為定值，不考慮相變。在圖1中提升管道的任意兩個(gè)截面1、2之間列出固液兩相流的伯努利方程[17]。

(15)

式中，ρm為漿體的密度，kg/m3;vm1、vm2分別為截面1、2的漿體流速，m/s2；αm1、αm2為截面2的動(dòng)能修正系數(shù)；P1、P2分別為截面1、2處的靜壓，Pa；h1、h2分別為截面1、2的高度，m；Δpm為沿程壓力損失，Pa。

4 管道壓力損失

一般情況下，天然氣水合物漿體采用的高濃度輸送。漿體的顆粒直徑、密度、粘度、顆粒形狀、管道直徑、管道摩擦、顆粒粒徑分布情況等都會(huì)對(duì)輸送過程和壓力損失造成影響。從20世紀(jì)20年代開始，Gagsterstadt等研究了顆粒垂直提升摩阻損失。隨后，相關(guān)學(xué)者陸續(xù)提出了Cloet摩阻公式，Worster摩阻公式等。本文采用夏建新等[18]提出的摩阻計(jì)算公式。夏建新等[18]將垂直管道的原理損失分為摩阻損失if、由清水和提升混合物密度差形成的位能損失is、以及由顆粒間碰撞產(chǎn)生的內(nèi)部附加能量損失ic。則:

it=if+is+ic

(16)

式中，it為壓力損失，Pa。結(jié)合夏建新壓降模型，利用工程計(jì)算軟件MATLAB，研究管徑，顆粒直徑、顆粒濃度、輸送速度等關(guān)鍵參數(shù)對(duì)壓降的影響。

4.1 輸送速度對(duì)壓力損失的影響

夏建新壓降計(jì)算模型是建立在錳結(jié)核提升過程基礎(chǔ)上的壓降模型，它同樣也適用于天然氣水合物深海開采。取顆粒直徑d=15 mm，顆粒輸送體積濃度CV=0.2，D=300 mm，研究漿體流速對(duì)壓降的影響，計(jì)算結(jié)果如圖3-4所示。

圖3 各項(xiàng)壓力損失隨漿體流速的變化曲線Fig.3 The pressure loss varation with slurry flow rate

圖4 各項(xiàng)壓力損失的占比隨漿體流速的變化曲線Fig.4 The pressure loss ratio varation with slurry flow rate

如圖3所示，摩阻損失、碰撞損失和壓力損失與漿體流速成正比。從圖4能夠看出壓力損失主要是由位能損失導(dǎo)致的，其次是摩阻損失；內(nèi)部附加能導(dǎo)致的能量損失只占很小的一部分。而漿體流速與摩阻損失百分比和碰撞損失百分比成正比，與位能損失成反比。不同管道直徑下各項(xiàng)損失隨流速的變化情況如圖5-8所示。

圖5 不同管徑時(shí)，摩阻損失隨漿體流速的變化曲線Fig.5 The friction loss varation with slurry flow rate when pipe diameters is changed

圖6 不同管徑時(shí)，位能損失隨漿體流速的變化曲線Fig.6 The potential energy loss varation with slurry flow rate when pipe diameters is changed

圖7 不同管徑時(shí)，碰撞損失隨漿體流速的變化曲線Fig.7 The collision loss varation with slurry flow rate when pipe diameters is changed

圖8 不同管徑時(shí)，總壓力損失隨漿體流速的變化曲線Fig.8 The total pressure loss varation with slurry flow rate when pipe diameters is changed

由圖5可得：不同管徑時(shí)，摩阻損失均隨著漿體流速的增加而變大。如圖6所示，位能損失與流速成反比關(guān)系。當(dāng)速度值從1.53 m/s升至3.24 m/s時(shí)，位能損失變化量比內(nèi)部附加能損失小得多，相對(duì)于摩阻損失更是可忽略不計(jì)。位能損失主要是由清水和提升混合物之間的密度差造成的，管道直徑對(duì)提升系統(tǒng)中的位能損失沒有太大影響。由圖7可得：碰撞能量損失與漿體流速成正比。管道直徑為250 mm時(shí)，隨著速度值從1.53 m/s升至3.24 m/s，內(nèi)部附加能量損失增加了6倍多。這是因?yàn)轭w粒間相互作用受管道內(nèi)流動(dòng)狀態(tài)的影響。漿體速度越大，湍流強(qiáng)度就越大，顆粒間的相互碰撞作用越明顯，所耗散的能量越多?？倝毫p失主要由摩阻損失和位能損失所構(gòu)成。隨著速度增大，摩阻損失增大，位能損失減小，內(nèi)部附加能量損失增大。因此，總壓力損失隨著漿體流速的增大而持續(xù)增加，如圖8所示。

4.2 漿體濃度對(duì)壓力損失的影響

當(dāng)顆粒直徑d=15 mm，管道直徑D=300mm，輸送速度vm=2.5 m/s時(shí), 改變漿體濃度，四種能量損失計(jì)算結(jié)果如圖9-10所示。

圖9 各項(xiàng)壓力損失隨漿體濃度的變化曲線Fig.9 The pressure loss varation with slurry concentrations

圖10 各項(xiàng)壓力損失占比隨漿體濃度的變化曲線Fig.10 The pressure loss ration varation with slurry concentrations

由圖9可得：隨著漿體濃度的增大，摩阻損失不變，其他幾種能量損失增大。每種能量損失都與漿體濃度的改變成線性關(guān)系。相對(duì)于流速，位能損失對(duì)漿體濃度的改變更為敏感。由圖10可得：當(dāng)漿體濃度較小時(shí)，壓力損失大部分由位能損失和摩阻損失構(gòu)成，碰撞能量損失只占很小一部分。隨著漿體濃度增大，位能損失和碰撞能量損失的占比增大。不同管道直徑下，各項(xiàng)損失隨漿體濃度的變化情況如圖11-14所示。

圖11 不同管徑時(shí)，摩擦阻力損失隨漿體濃度的變化曲線Fig.11 The friction resistance loss varation with slurry concentrations when pipe diameters is changed

由圖11可得：在相同的漿體濃度下，提升管道單位長度摩阻損失隨著管道直徑的變小而增大。在圖12中，單位長度碰撞能量損失與漿體濃度成正比，這是因?yàn)闈舛仍酱髥挝惑w積內(nèi)顆粒數(shù)目越多，顆粒碰撞頻率增大。隨著管徑的減小，相同漿體濃度下單位長度碰撞損失并非呈線性增長，在漿

圖12 不同管徑時(shí)，碰撞損失隨漿體濃度的變化曲線Fig.12 The collision loss varation with slurry concentrations when pipe diameters is changed

圖13 不同管徑時(shí)，位能損失隨漿體濃度的變化曲線Fig.13 The potential energy loss varation with slurry concentrations when pipe diameters is changed

圖14 不同管徑時(shí)，總壓力損失隨漿體濃度的變化曲線Fig.14 The total pressure loss varation with slurry concentrations when pipe diameters is changed

體濃度較大時(shí)更是如此，這是因?yàn)轭w粒碰撞耗散的能量和顆粒半徑的平方相關(guān)，是非線性的。如圖13所示，位能損失與漿體濃度成正比，呈線性關(guān)系。而管徑對(duì)單位長度位能損失影響極小。在圖14中，總壓力損失與漿體濃度呈線性關(guān)系。這是因?yàn)槲荒軗p失在總壓力損失占較大的部分，而在相同漿體濃度下，隨著管道直徑的增大單位長度的壓力損失是減小的。

4.3 顆粒直徑對(duì)壓力損失的影響

當(dāng)漿體濃度CV=0.2；顆粒輸送速度為v=2.5 m/s；管道直徑D=300 mm時(shí)，不同顆粒直徑下的能量損失如圖15-16所示。

圖15 各項(xiàng)壓力損失隨顆粒直徑的變化曲線Fig.15 The pressure loss varation with particles diameter

圖16 各項(xiàng)壓力損失占比隨顆粒直徑的變化曲線Fig.16 The pressure loss ratio varation with particles diameter

由圖15可得：隨著顆粒直徑增大，位能損失、碰撞損失增大，摩阻損失減小，而總壓力損失呈先減小后增大的趨勢。位能損失雖然隨著顆粒直徑增大而增大，但其改變量相對(duì)于其他項(xiàng)可忽略不計(jì)。在圖16中，碰撞損失在壓力損失中占比最小。顆粒直徑很小時(shí)，壓力損失基本由位能損失和摩阻損失構(gòu)成，但隨著顆粒直徑逐步增大，摩阻損失所占比例開始急劇變小，而碰撞損失所占比例逐漸增大。不同管道直徑下，各項(xiàng)能量損失隨顆粒直徑的變化情況如圖17-20所示。

在圖17中，摩阻損失隨顆粒直徑的增長呈現(xiàn)出一個(gè)先快速減小再緩慢減小的趨勢。同時(shí)，隨著輸送管徑的增大，單位長度摩阻損失卻減少了。在圖18中，位能損失與顆粒粒徑成正比。在圖19中，碰撞損失與顆粒直徑呈現(xiàn)線性增加的態(tài)勢。而相同顆粒直徑條件下，管徑的增大降低了顆粒碰撞能量損失。在圖20中，單位長度壓力損失對(duì)顆粒直徑的變化可分為兩個(gè)階段，第一個(gè)是急速下降階段，第二個(gè)是緩慢上升階段。急速下降主要是因?yàn)槟ψ钃p失急速下降的原因?qū)е铝丝倝毫p失的急速下降。

圖17 不同管徑時(shí)，摩擦阻力損失隨顆粒直徑的變化曲線Fig.17 The friction resistance loss varation with particles diameter when pipe diameters is changed

圖18 不同管徑時(shí)，位能損失隨顆粒直徑的變化曲線Fig.18 The potential energy loss varation with particles diameter when pipe diameters is changed

圖19 不同管徑時(shí)，碰撞損失隨顆粒直徑的變化曲線Fig.19 The collision loss varation with particles diameter when pipe diameters is changed

圖20 不同管徑時(shí)，提升壓力損失隨顆粒直徑的變化曲線Fig.20 The total pressure loss varation with particles diameter when pipe diameters is changed

5 總 結(jié)

本文討論了適合于天然氣水合物顆粒特征的最小提升速度計(jì)算方法。采用3種不同的方法對(duì)天然氣水合物顆粒提升最小速度進(jìn)行了計(jì)算，得到金文斌公式的計(jì)算結(jié)果為0.656 m/s，Stepanoff A J公式的計(jì)算結(jié)果為1.69 m/s，申焱華公式的計(jì)算結(jié)果為1.04 m/s?？紤]到深海的惡劣環(huán)境，選取最大值1.69 m/s作為天然氣水合物水力提升的最小速度。且實(shí)際提升流速應(yīng)比1.69 m/s略大更為合適。

基于天然氣水合物提升管路系統(tǒng)，分析對(duì)比了國內(nèi)外垂直輸送系統(tǒng)提升壓損的計(jì)算方法。結(jié)合夏建新的壓降模型，利用MATLAB工程軟件得到了不同工況下壓力損失的數(shù)值解，研究了顆粒直徑、輸送濃度、輸送速度對(duì)提升壓降的影響及其變化規(guī)律。研究結(jié)果對(duì)實(shí)際操作和下一步的研究具有現(xiàn)實(shí)的指導(dǎo)意義。

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The minimum lifting speed and pressure loss of the natural gas hydrate in the seabed

CHENHao,FULaiqiang,LüBin,WUWenke,HUANGJunming

(School of Mechatronic engineering, Southwest Petroleum University, Chengdu 610500, China)

According to the correlation properties of natural gas hydrate, several main methods of exploitation of natural gas hydrate are compared and summarized. Based on the current theory on hydraulic lifting process of the natural gas hydrate, the minimum lifting speed of the natural gas hydrate particles is studied, and the minimum velocity was calculated by using the theory of the minimum velocity of hydraulic lifting with the natural gas hydrate particles. The theoretical modeling of the pipeline transportation system of the hydraulic lifting system is carried out, and used to study the effects of particle size. The particle diameter is studied, and compared with that on the pressure drop of gas hydrate in the pipeline system.

nature gas hydrate；hydraulic lift；the minimum lifting speed；pressure drop

10.13471/j.cnki.acta.snus.2017.03.003

2016-06-14 基金項(xiàng)目：中國工程院自然基金(2013-04-ZCQ-002)；國家級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開放基金(PLN1418)

陳浩(1963年生)，男；研究方向：現(xiàn)代設(shè)計(jì)理論和機(jī)械工程設(shè)備；E-mail:ch91668@163.com

付來強(qiáng)(1991年生)，男；研究方向：化工過程機(jī)械；E-mail:flqswpu@163.com

TE

A

0529-6579(2017)03-0017-09