王艷芝，馬文禮，王 帥

（延安大學(xué) 石油工程與環(huán)境工程學(xué)院；延安市油氣高效管輸與流動(dòng)保障工程技術(shù)研究中心，陜西 延安 716000）

T 型、直角彎頭作為常用的局部管件在油氣管道輸送領(lǐng)域發(fā)揮著十分重要的作用，而油、氣、水等多相混合物在管道輸送過程中流經(jīng)此類局部管件時(shí)流動(dòng)狀態(tài)會(huì)發(fā)生急劇變化，進(jìn)而可能會(huì)引起管道局部超壓、流動(dòng)摻混或分離加重、沖蝕腐蝕等影響管道安全輸送的相關(guān)問題。由于多相流在經(jīng)過該類管件時(shí)流動(dòng)狀態(tài)變化急劇，很難通過實(shí)驗(yàn)精確測量相關(guān)參數(shù)，因此以往大多數(shù)研究主要是數(shù)值模擬方面的研究，而且主要針對多相流動(dòng)在T 型管件或直角彎頭單獨(dú)存在時(shí)的情況。其中，對于T 型管氣固兩相流，WILDE 等［1］在早期發(fā)現(xiàn)流化床提升管中的T 型管件會(huì)導(dǎo)致其出口產(chǎn)生回流，而且出口截面積越小，回流效應(yīng)越強(qiáng)；包福兵等［2］則進(jìn)一步指出T型管道直徑越小，入口速度越大，整個(gè)流場壓力損失就越大。對于油水兩相流在T 型管內(nèi)的流動(dòng)特性，于爽等［3］發(fā)現(xiàn)在主管與垂直支管交匯處的局部阻力最大，而且其會(huì)隨垂直支管管徑的增大而增大。胡坤等［4］的研究表明在T 型管的主管和支管的連接處會(huì)同時(shí)發(fā)生油相聚集和油水分離現(xiàn)象。與油水兩相流相比，氣液兩相流通過T 型管后會(huì)發(fā)生嚴(yán)重的相分離現(xiàn)象，該分離現(xiàn)象會(huì)增大側(cè)支管的壓力損耗［5］。SUN 等［6］的研究表明T 型管氣液兩相分布的均勻性隨支管管徑的減小而增加。FENG 等［7］則進(jìn)一步指出作用在兩相上的慣性力差的減小會(huì)促進(jìn)垂直向上T形接頭中氣相分布的均勻性。對于直角彎管的氣液兩相流動(dòng)，彎管中存在的獨(dú)特的二次流現(xiàn)象對其流動(dòng)特性及壓降分布影響較大［8］。王志偉等［9］研究了90°彎管內(nèi)氣液兩相流的流型演化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)彎管二次流的分布與流型密切相關(guān)。陳浩宇［10］和王洪達(dá)等［11］研究發(fā)現(xiàn)彎管內(nèi)的沖蝕現(xiàn)象也與二次流緊密相關(guān)，其會(huì)造成彎管外側(cè)的沖蝕更加嚴(yán)重。MAZUMDER 等［12］討論了氣液兩相在90°彎管中的壓降特性，發(fā)現(xiàn)其與氣相速度的相關(guān)性更大。汪冰等［13］進(jìn)一步指出彎管壓降損失最小的最佳彎徑比會(huì)隨雷諾數(shù)、含氣率的變化有所不同。此外，ZAHEDI等［14］發(fā)現(xiàn)增加彎管的曲率半徑可以使流動(dòng)更加平緩，而減小彎管半徑會(huì)使流動(dòng)的旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度增加。關(guān)于彎管中的氣液相分離特性，沈子木［15］發(fā)現(xiàn)液相的湍流強(qiáng)度會(huì)隨含氣量的增大而增強(qiáng)，同時(shí)氣相的流通比也逐漸增大。同時(shí)，AUNG 等［16］的研究表明當(dāng)液相速度較小時(shí)氣液在彎管內(nèi)的分離較快，且氣相會(huì)遷移至彎管出口。綜上所述，目前對于T型管或直角彎管氣液兩相流動(dòng)特性的研究已經(jīng)相對成熟，但關(guān)于氣液兩相流過T型-直角耦合管件流動(dòng)特性的研究報(bào)道較少。因此，本研究基于FLUENT 軟件，以西氣東輸二線某支線在試壓排水過程中出現(xiàn)超壓爆管現(xiàn)象所涉及的T 型變徑-直角彎頭耦合管件為例，分別開展不同入口壓力、體積含氣率及排水管徑條件下，氣液兩相流過此類耦合管件的流動(dòng)特性及壓降規(guī)律研究，旨在為相關(guān)的油氣儲(chǔ)運(yùn)工程問題提供理論依據(jù)。

1 數(shù)學(xué)模型及參數(shù)設(shè)置

1.1 數(shù)學(xué)模型

本研究所涉及的流動(dòng)介質(zhì)為空氣-水兩相流，可能存在的主要流態(tài)是氣泡流。因此，采用FLUENT軟件中的多相流Mixture混合模型，不考慮相間滑移速度，忽略重力的影響，簡化為均相流模型來處理。那么用于求解兩相流動(dòng)的連續(xù)性方程和動(dòng)量方程分別為

其中，ρm和ρk分別為混合密度和第k相的密度，分別為質(zhì)量平均速度、第k相的速度和飄移速度，m/s；n為相數(shù)；αk為第k相的體積分?jǐn)?shù)；μm為混合黏性系數(shù)，Pa·s；F→為體積力，N。

1.2 幾何參數(shù)

圖1 為T 型變徑-直角彎頭耦合管件的幾何結(jié)構(gòu)示意圖，其中水平部分的粗管路為天然氣管道末端部分，直角彎頭部分為排水管路。相關(guān)尺寸為：T型管部分的入口管徑D1=1.18 m，直角彎管的出口管徑D2采用3 種系列，外徑分別為159、273 和355 mm。其他尺寸為L1=15 m，L2=1 m，L3=1.66 m，L4=2.07 m。氣液兩相流從T 型結(jié)構(gòu)部分的水平管路入口進(jìn)入，從直角彎頭管路的出口流出。

圖1 T型變徑-直角彎頭耦合管件的幾何結(jié)構(gòu)示意圖

在對最終的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行后處理時(shí)，選取了3 個(gè)參考位置來計(jì)算氣液兩相流經(jīng)過該耦合管件的局部壓降，分別為T 型結(jié)構(gòu)上游距直角彎頭垂直段0.5 m 的位置（截面1）、直角彎頭豎直管部分中間點(diǎn)位置（截面2）、直角彎頭排出管路下游0.5 m 的位置（截面3）。將截面1和截面2之間的壓力差值作為T型結(jié)構(gòu)的壓降，將截面2 和截面3 之間的壓差作為直角彎頭結(jié)構(gòu)的壓降，將截面1 和截面3 之間的壓差作為整個(gè)耦合結(jié)構(gòu)的壓降，截面的位置分布如圖1所示。

1.3 網(wǎng)格參數(shù)

由圖1 參數(shù)可知，本研究的幾何模型為管徑比較大的T 型變徑管和管徑比較小的90°彎頭的耦合結(jié)構(gòu)，模型相對復(fù)雜，故采用非結(jié)構(gòu)化對其進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并在T 型結(jié)構(gòu)變徑處及直角彎頭位置進(jìn)行網(wǎng)格加密處理。整個(gè)幾何模型劃分的網(wǎng)格數(shù)量為200 萬左右，80%以上的網(wǎng)格質(zhì)量都在0.7 以上，基本符合工程計(jì)算要求。

1.4 求解參數(shù)

對于空氣和水組成的氣液混合物，相關(guān)參數(shù)均按常壓條件設(shè)置。其中，空氣密度為1.225 kg/m3，黏度為1.789×10-5Pa·s；水的密度為998.2 kg/m3，黏度為0.001 003 Pa·s。由于管路大部分水平放置，而且直角彎頭的豎直管路部分相對較短，管徑也很小，因此這里忽略兩相流重力的影響。湍流模型采用Realizablek-ε模型，壁面函數(shù)采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法，方程離散采用一階迎風(fēng)格式。選擇FLUENT軟件中分離式的求解器，采用隱式SIMPLE 壓力耦合算法。對于亞松弛迭代因子，壓力修正項(xiàng)初始設(shè)置為0.3，動(dòng)量修正項(xiàng)設(shè)置為0.7，含氣率設(shè)置為0.5。在計(jì)算的過程中，根據(jù)收斂情況，確定是否對松弛因子進(jìn)行調(diào)整，收斂殘差標(biāo)準(zhǔn)均設(shè)為10-6，但在計(jì)算過程中往往未達(dá)到這個(gè)收斂標(biāo)準(zhǔn)時(shí)殘差曲線就趨于水平了，這時(shí)根據(jù)進(jìn)出口流量差來確定是否收斂，當(dāng)進(jìn)出口流量差小于進(jìn)口流量的1%時(shí)即可認(rèn)為收斂。對于邊界條件，進(jìn)出口均采用壓力邊界，其中出口壓力設(shè)置為常壓，壁面邊界采用無滑移邊界條件。

2 結(jié)果與分析

本研究主要考慮入口壓力（0.3、0.5、0.7和0.9 MPa）、體積含氣率（0.1、0.2、0.3和0.4）以及直角彎頭管徑（排水管徑）（159、273和355 mm）等3個(gè)影響因素，基于正交實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)了48 種模擬工況。并依據(jù)不同工況的模擬結(jié)果來探討不同影響因素對氣液兩相流過T型變徑-直角彎頭耦合管件壓降特性的影響規(guī)律。

2.1 流場分析

為理解氣液兩相流在T 型變徑-直角彎頭耦合結(jié)構(gòu)中的流動(dòng)特性，以排水管徑為273 mm，入口壓力為0.7 MPa，含氣率為0.1 的工況為例對整個(gè)耦合結(jié)構(gòu)內(nèi)的流場分布進(jìn)行分析。圖2 為T 型變徑-直角彎頭耦合結(jié)構(gòu)對稱面（末端部分）上的絕對壓力和速度分布云圖。由圖2A 可知，T 型結(jié)構(gòu)水平管路部分整體壓力分布比較均勻，而在其垂直管路部分壓力存在局部集中的現(xiàn)象，但其整體壓力要大于直角彎頭水平出口管路部分。直角彎頭部分由于直徑相對較小，對應(yīng)的承壓能力整體也較低，因此局部超壓現(xiàn)象最可能出現(xiàn)在垂直管路部分。結(jié)合圖2B 可以發(fā)現(xiàn)，在T型結(jié)構(gòu)垂直管路部分的左側(cè)區(qū)域兩相速度較低，而該區(qū)域內(nèi)的壓力相對較高。相反，T型結(jié)構(gòu)垂直管路部分的右側(cè)區(qū)域速度較大，但壓力較低，這表明T 型變徑結(jié)構(gòu)部分的壓降損失主要發(fā)生在其垂直管路部分的右側(cè)區(qū)域。直角彎頭水平管路部分的下部區(qū)域兩相速度較小，壓力也較低甚至出現(xiàn)負(fù)壓，說明該區(qū)域內(nèi)能量損失嚴(yán)重，是直角彎頭管路壓力損失的主要部位。

圖2 T型變徑-直角彎頭耦合結(jié)構(gòu)對稱面（末端部分）上的壓力和速度分布云圖

圖3 為T 型變徑-直角彎頭相連接的垂直管路中間截面2上的壓力和速度分布。由圖3A 可知，截面左半部分壓力較高，右半部分壓力較低，但數(shù)值相差不大。由圖3B可知，壓力較高的區(qū)域?qū)?yīng)的流體速度較小，而壓力較低的區(qū)域?qū)?yīng)流體速度較大。同時(shí)，在該截面上觀察到了明顯的二次流現(xiàn)象，可以攜帶低動(dòng)量的流體從高壓區(qū)流向低壓區(qū)。此外，該二次流有兩個(gè)渦心并關(guān)于水平對稱軸上下對稱，在低壓力的區(qū)域二次流速度較大，其也是造成壓力損失的主要因素之一。

圖3 T型變徑-直角彎頭耦合結(jié)構(gòu)中間截面2上的壓力和速度分布云圖

同理，圖4 為T 型變徑-直角彎頭耦合結(jié)構(gòu)出口截面3 上的絕對壓力和速度分布云圖。由圖4A 可知，耦合結(jié)構(gòu)出口截面3上的壓力分布不均勻，且整體數(shù)值較小，大部分區(qū)域處于負(fù)壓區(qū)。結(jié)合圖4B可以發(fā)現(xiàn)，在壓力為負(fù)的區(qū)域相應(yīng)的速度值較大，同時(shí)該區(qū)域內(nèi)的二次流速度也較大。由此可知，較大的流向速度以及較強(qiáng)的二次流渦是造成壓力損失的主要原因之一。

圖4 T型變徑-直角彎頭耦合結(jié)構(gòu)出口截面3上的壓力和速度分布云圖

2.2 入口壓力的影響

圖5以排水管徑為159 mm 的情況為例，給出了T型結(jié)構(gòu)、直角彎頭及整個(gè)耦合結(jié)構(gòu)的壓降損失隨入口壓力的變化規(guī)律。由圖可知，氣液兩相流經(jīng)過T型結(jié)構(gòu)、直角彎頭及整體耦合結(jié)構(gòu)的壓降損失均隨著入口壓力的增加基本呈線性增加的趨勢。含氣率的變化對整體的壓降損失影響較小，但當(dāng)含氣率為0.2時(shí)，T型結(jié)構(gòu)和直角彎頭的壓降損失隨入口壓力的增加偏離了線性變化，這說明含氣率的影響僅在一定壓力范圍內(nèi)才能體現(xiàn)出來。另外，對比不同結(jié)構(gòu)壓降損失的具體數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，在耦合結(jié)構(gòu)的壓降損失中，直角彎頭部分的壓降損失占整個(gè)耦合結(jié)構(gòu)壓降損失的2/3左右，而T型結(jié)構(gòu)的壓降損失僅占1/3，這與前面流場分析得到的結(jié)果保持一致，主要是由于直角彎頭區(qū)域的二次流渦效應(yīng)更強(qiáng)，進(jìn)而造成的壓降損失更大。因此，在實(shí)際的相關(guān)油氣儲(chǔ)運(yùn)過程中，可以通過降低入口壓力來降低耦合管件的壓降損失，從而降低儲(chǔ)運(yùn)風(fēng)險(xiǎn)。

圖5 排水管徑為159 mm時(shí)局部壓降隨入口壓力的變化情況

當(dāng)排水管徑為273和355 mm 時(shí)，所得到的流體經(jīng)過T 型結(jié)構(gòu)、直角彎頭及整個(gè)耦合結(jié)構(gòu)的壓降損失隨著入口壓力的變化趨勢均與排水管徑為159 mm的情況基本類似，這里不再贅述。通過對比3 種不同排水管徑耦合結(jié)構(gòu)的壓降損失數(shù)值發(fā)現(xiàn)，隨著排水管徑的增大，直角彎頭部分的壓降損失幾乎沒有發(fā)生改變，而T型結(jié)構(gòu)部分的壓降損失逐漸減小，這說明排水管徑的變化對T型結(jié)構(gòu)的影響較大。

2.3 體積含氣率的影響

圖6以排水管徑為273 mm 的工況為例，給出了不同構(gòu)件區(qū)域的局部壓降隨含氣率的變化情況。由圖可知，T型結(jié)構(gòu)、直角彎頭及整個(gè)耦合結(jié)構(gòu)的局部壓降損失均隨著含氣率的增加而在小幅度范圍內(nèi)上下浮動(dòng)，影響很小，這主要是由于含氣率對氣液兩相混合物流場的影響受多方面因素的影響，對壓降的影響并不呈線性變化。

圖6 排水管徑為273 mm時(shí)局部壓降隨含氣率的變化情況

可通過各部分構(gòu)件的局部壓降隨含氣率的最大變化值占局部壓降均值的百分比（σ）進(jìn)一步說明不同含氣率對壓降損失的影響。最大百分比σ計(jì)算公式如下：

其中，δ為局部壓降隨含氣率的最大變化值，Pa；Δp為各局部構(gòu)件隨含氣率變化的壓降均值，Pa；

表1為各部分構(gòu)件局部壓降隨含氣率最大變化值占局部壓降值的百分比情況。由表1 可知，各部件局部壓降隨含氣率變化的最大百分比為1.778%，因此在同一入口壓力下含氣率對局部壓降的影響非常小。另外，隨著入口壓力的增大，T 型結(jié)構(gòu)和直角彎頭的最大壓降百分比均逐漸下降，這說明管內(nèi)壓力較大時(shí)，含氣率對局部壓降的影響較小。與T 型結(jié)構(gòu)或直角彎頭相比，整個(gè)耦合結(jié)構(gòu)由于含氣率變化引起的最大壓降百分比值最小，這表明含氣率變化對整個(gè)耦合結(jié)構(gòu)的壓降損失影響較小。

表1 耦合構(gòu)件各部分局部壓降隨含氣率的最大變化值占局部壓降值的百分比

2.4 排水管徑的影響

圖7 為不同入口壓力下耦合結(jié)構(gòu)局部壓降隨排水管徑的變化情況。由圖可知，氣液兩相流經(jīng)過T 型變徑-直角彎頭耦合構(gòu)件的局部壓降損失隨直角彎頭管路直徑的增大而減小，但減小的幅度越來越小。這是由于隨著排水管徑的增大，T 型彎頭的變徑截面處及直角彎頭流體變向處的二次流強(qiáng)度減弱，從而使局部壓降減小。結(jié)合前面的分析可知，耦合結(jié)構(gòu)整體壓降的減小，主要是由于T 型彎頭部分的壓降減小造成的。另外，從圖7 可知，當(dāng)排水管路直徑從159 mm 變?yōu)?73 mm 時(shí)，含氣率幾乎對局部壓降沒有影響，但在管徑從273 mm 變?yōu)?55 mm 時(shí)含氣率對局部壓降的影響逐漸顯現(xiàn)出來，而且含氣率越大，局部壓降越小。這主要是由于隨著含氣率的增大，混合相的黏度越來越小，因而局部摩阻減小，壓降損失也就減小?？傊?，在實(shí)際油氣儲(chǔ)運(yùn)中，直角彎頭管徑是影響壓降損失的一個(gè)重要因素，可通過增加直角彎頭管徑達(dá)到降低壓降損失的目的。

圖7 不同入口壓力下耦合結(jié)構(gòu)局部壓降隨排水管徑的變化情況

3 結(jié)論

1）對于T 型結(jié)構(gòu)部分，在其垂直管路左側(cè)區(qū)域兩相流的壓力較高，速度較小，而在其右側(cè)區(qū)域速度較大，壓力較低，兩相流在該結(jié)構(gòu)內(nèi)的壓降損失也主要發(fā)生在該區(qū)域。對于直角彎頭部分，其彎頭下部區(qū)域兩相流速度較小，壓力值為負(fù)，是壓力損失的主要部位。T型結(jié)構(gòu)垂直管路及直角彎頭水平管路中的二次流渦是造成氣液兩相流過T 型變徑-直角彎頭耦合管件能量損失的主要來源。

2）隨著入口壓力的增大，氣液兩相流過T 型結(jié)構(gòu)、直角彎頭及耦合結(jié)構(gòu)的局部壓降逐漸增大，其中直角彎頭部分的壓降損失占整個(gè)耦合結(jié)構(gòu)壓降損失的2/3，而T 型結(jié)構(gòu)的壓降損失占1/3。在實(shí)際油氣儲(chǔ)運(yùn)過程中，可通過降低入口壓力來達(dá)到降低壓降損失的目的。

3）隨著含氣率的增加，氣液兩相流過T型結(jié)構(gòu)、直角彎頭及整個(gè)耦合結(jié)構(gòu)的局部壓降損失均在小幅度范圍內(nèi)上下浮動(dòng)。隨著壓力的增大，含氣率對局部壓降損失的影響變小，而隨著排水管徑的增大，含氣率對局部壓降的影響逐漸變大，而且含氣率越大，局部壓降越小。

4）隨著排水管徑的增大，氣液兩相流過T 型變徑-直角彎頭耦合結(jié)構(gòu)的局部壓降逐漸減小，但減小的幅度變小。在實(shí)際油氣儲(chǔ)運(yùn)過程中，可通過增加直角彎頭管徑達(dá)到降低壓降損失的目的。