0 引言
石油管道在长期服役的过程中,由于管道内废弃物的沉积和石蜡的凝结等,会导致其输送效率下降,甚至堵塞停产,所以定期进行清管与检测作业十分必要[1]。在实际工程应用中,清理与检测管道过程是相互配合的,在进行检测作业之前要对管道进行多次清理,去除管道中的杂质,防止检测器发生卡堵[2-3]。目前,清管器作为最为经济、有效的清管工具[4],其主要是依靠密封元件实现与管道内壁的过盈配合阻断输送介质,并在其前、后形成压力差来推动清管器在管道中运动。清管器密封元件主要有直板式和皮碗式,大多以聚氨酯材料为主。但是由于部分管道清管作业距离长、输送介质杂质含量高、腐蚀老化现象严重等恶劣因素,会导致清管器密封元件与管道内壁之间形成旁通,降低清管效果、增加清管时间,甚至会因动力不足而滞留在管道中,影响正常的生产作业[5-10]。清管器在产生旁通状态下的流场分布情况直接影响其清管效率及通过性。对清管器进行研究有助于提高其清洁效率及通过安全性。
T.N.TAN等[11]以一维稳态模型对空心轴型检测器在天然气管道内的运行进行了分析,得出了其在天然气管道内的动力和相关的影响因素。史培玉等[12-13]在分析混合输送管道清管器物理模型的基础上,建立起清管器的特征参数计算模型、动态数学模型和数值计算方法,并进行了数值模拟,得到清管过程中压力变化规律。M.MIRSHAMSI等[14]建立起清管器在天然气管道中运动的二维数学模型,采用数值计算方法对清管器在长距离管道中运动状态进行分析,得到清管器不同时刻在管道中的位置及速度的确定方法。D.J.PARILLI等[15]建立了带有旁通的球形清管器的二维旋转轴对称模型,利用CFX软件中的UDF(自定义函数)方法,得到了清管球在管道中的运动状态。A.SINGH等[16-17]建立了带有射流孔的二维输气管道清管器模型,利用FLUENT软件进行模拟,得到清管器工作区域流场的分布状态,并对管道中的气液两相流进行瞬态模拟,得到不同时刻管道中气液两相的分布状态。刘淼等[18]利用动网格技术,建立二维瞬态模型,动态模拟清管过程中发生旁通时流场的变化及影响因素,并对比泡沫清管器与清管球的旁通特性。孟浩龙和张培等[19-22]运用CFD方法,得到了管内介质不同流速下管道内检测器所受的驱动力及检测器工作区域的流场分布。卢秀泉[23]建立了带有旁通的三维管道检测器的模型,并用FLUENT软件进行数值模拟,得到了不同工况下检测器工作流域的速度分布和压力分布等。
目前,关于清管器在工作过程中的运动速度的研究主要以一维数学模型为主。关于流场中流体速度和压力分布的研究主要以二维数值模型为主。由于清管器模型复杂,划分高质量网格难度大、计算时间较长等因素,目前采用数值模拟方法对处于旁通状态下的流场分析研究主要以二维模型为主,对清管器三维流场的分布状态以及所受驱动力的因素分析较少。鉴于以上不足,笔者采用ICEM CFD软件建立起清管器旁通流场的三维模型,采用FLUENT软件进行模拟计算,得到流场的分布状态。在此基础上,定量分析了发生旁通状态下的清管器工作区域流场的流体速度、压力分布,以及流场压降、驱动力大小随清管器与管道内壁之间间隙量之间的变化情况,以期为清管器在发生旁通状态下的通过安全性提供参考。此外,笔者还分析了两种清管器在相同间隙量下,旁路上高速流体对管道内壁的强剪切作用的大小,为管道内壁附着的污垢所受冲刷力计算提供了依据。
1 模型建立建立模型时做以下假设:
(1) 流体介质为水,属于牛顿不可压缩流体,并满足牛顿内摩擦定律;
(2) 不考虑管道中流体介质和清管器的重力;
(3) 流体介质充满管道;
(4) 在流体运动过程中流体温度不发生变化。
1.1 控制方程及湍流模型流体介质的连续性方程:
(1) |
或
(2) |
式中:ρ为流体密度,kg/m3;t为时间,s;v为流体速度矢量,m/s。
对于笔者研究的流体介质为定常不可压缩流体,其中:
(3) |
(4) |
则连续性方程可简化为:
(5) |
在直角坐标系下的运动方程为:
(6) |
式中:μ为动力黏度,(N·s)/m2;p为压力,Pa;vi、vj、vk为速度在x、y、z坐标轴上的分量,m/s;Si、Sj、Sk为广义源项在x、y、z坐标轴上的分量,其可表示为:
(7) |
(8) |
(9) |
忽略重力的影响,有
(10) |
对于定常不可压缩流体,有
(11) |
因此运动方程可简化为:
(12) |
因其能够很好地预测管道内的复杂流动,选取标准k-ε湍流模型进行模拟计算。其湍动能k输运方程为:
(13) |
式中:Gk为湍动能产生项,Gb为浮力产生项,-ρε为耗散项,YM为可压缩修正项,Sø为自定义源项。
耗散率ε输运方程为:
(14) |
式中:
在k和ε输运方程中:
(15) |
常数的典型取值为:Cμ=0.09,σk=1.0,σε=1.3,C1ε=1.44,C2ε=1.44;笔者不考虑重力对流体介质的作用,C3ε=0;对于不可圧缩流体,不考虑浮力影响,YM=0,Gb=0;忽略自定义源项,Sø=0,Sε=0。
近壁区流体由于壁面的剪切作用,湍流发展不充分。但因k-ε模型只对充分发展的湍流的核心区域有效,所以采用标准壁面函数对近壁区流动进行求解[24]。
1.2 清管器几何模型及计算区域在工程实际中,需通过在清管器主体上安装不同类型的密封元件(直板或皮碗),来对不同工况的管道进行清管作业。笔者根据密封元件的类型将其分为直板式与皮碗式两种清管器,并分别建立其三维几何模型。清管器在运行过程中,由于密封元件磨损、异物阻碍及通过焊缝等都有可能使密封元件与管道之间存在间隙,从而产生旁通现象,并且密封元件与管道内壁之间的间隙量大小也不尽相同。为了探究密封元件与管道内壁之间存在间隙,从而形成旁通状态下的间隙量大小对流场分布的影响,在主体尺寸不发生改变的情况下,改变间隙量θ来进行模拟分析。间隙量θ定义为:
(16) |
式中:D为管道内径,m;d为直板外径,m。
以间隙量为5%的清管器流场模型为例,介绍其尺寸参数。两种清管器主体尺寸相同,其几何模型如图 1所示。其中:密封元件外径Ra=203.49 mm,密封元件厚度W=30 mm,皮碗唇部长度LP=63.49 mm,皮碗唇部厚度B=17.53 mm,主体半径Rs=110 mm,主体长度Le=800 mm。密封元件1和2、3和4之间的间距Ls=60 mm,密封元件1、4到主体端部距离Lt=140 mm。
在实际工作中,清管器只对其工作区域的流场产生扰动作用,因此在模拟过程中只选取适当长度的管道进行模拟。笔者选取的计算区域如图 2所示。管道内径D=428.4 mm,为保证流场区域流体能够充分发展,取管道总长L=6 800 mm,清管器上游Lu=2 000 mm,下游Ld=4 000 mm。密封元件1、2对应流场上游,密封元件3、4对应流场下游。
1.3 网格划分与计算条件
ICEM CFD软件以其能为流场数值模拟提供高质量的计算网格,目前已经成为CFD领域首选的网格生成软件。笔者采用ICEM CFD软件对清管器工作区域流场进行结构化分网,生成结构化六面体网格。由于在近壁区流体具有很高的速度和较大的压力梯度,准确捕捉近壁区流动是保证数值模拟精度的关键。近壁区边界层网格质量直接决定着计算精度[25-26]。y+值是近壁区网格质量的主要参数[27-28],其定义为:
(17) |
式中:Δy为第一层网格高度,m;μτ为壁面摩擦因数;υ为运动黏度,m2/s。
针对采用的标准k-ε湍流模型与近壁面函数结合的计算方法,第一层网格需落在对数律层范围内,即y+值介于30~60之间,过高或者过低的y+值都会导致计算的精确度下降。考虑到流场流动的复杂性,y+值介于30~500之间即可满足计算精度要求[29-30]。采用过渡网格的方式划分边界层网格,并经反复调试确保清管器工作区域流场的y+值在合理范围内,且整体控制在500以下,以满足计算精度要求。清管器表面网格如图 3所示。
清管器工作区域的流场分布情况与管线的运行压力无关,在数值模拟中选取速度入口边界vi=0.4 m/s,压力出口边界po=0 Pa。清管器外表面及管道内壁均为无滑移固壁条件。基于计算精度高和收敛速度快等优点,选取基于压力稳态求解器,利用二阶迎风格式进行离散,并采用SIMPLEC算法进行求解。
2 流场分布状态分析由于清管器工作区域流场的分布情况具有一定的规律性,所以选取间隙量δ=5%时进行分析。
2.1 速度场分析前人对清管器工作区域的流场分析大多建立在一维、二维模型基础上,但从三维流场轴向速度等值线图(见图 4)可以看出,清管器工作区域的流场并不是严格对称分布。由此表明平面模型与轴对称模型不能完全准确地模拟流场的真实情况。
分别提取两种清管器流场局部速度矢量,如图 5所示。由图 5可知,由于清管器的阻碍作用,流体在清管器上游区域速度降低。聚集在上游的流体绕过清管器,从清管器与管道的旁路处流出。通路截面减小,导致旁路上流体速度急剧增加,流体最高流速分别为入口速度的13.9倍和15.5倍。高速流动的流体在相邻两密封元件间的空隙处形成漩涡。当流体流过清管器之后,高速流体从清管器表面分离出来,在清管器头部形成涡流区,由于受到壁面和低速流体的剪切作用,流体速度会逐渐减小,最终达到稳定状态。
为了研究流场中各横截面的速度分布,在直板式清管器流场不同位置选取6个横截面,如图 6所示。结合图 5进行观察,清管器上游截面1流体较为稳定,在径向上速度梯度较小。由于漩涡的产生,在截面2、3、4、5上径向速度梯度相对较大。由截面2可知:在旁路上,管壁和清管器主体附近流体速度较大,漩涡的中心区域速度较小。由截面3可知:刚流过清管器时,管壁和管道中心附近的流体速度依旧较高,在涡流区的中心区域流体流速较低。从截面4、5、6可以看出:随着流体远离清管器,其速度逐渐减小,最后稳定。在截面2、3上,速度大小沿截面径向呈现较为均匀的分层分布,但在截面4、5上,速度大小沿截面径向分布不均匀,说明在流体在远离清管器时容易受到扰动。
2.2 压力场分析
清管器的结构设计与强度校核都需参考工作过程中的流场压力分布。笔者提取流场的整体和截面压力分布,如图 7所示。由图 7可以发现,流场的整体压力分布与截面上的压力分布大致相等,而且流场压力的内部分布相对于速度分布也较为简单。压力场可分为4个区域:上游高压区、清管器中压区、清管器头部低压区和下游稳定区。由于清管器在管道中的阻碍作用,使得通道骤然减小,流体在上游积聚,形成高压区。流体通过密封元件1后压力有所降低,形成中压区。流体在清管器头部产生脱体现象,导致涡流区的产生,形成负压区。随着下游流体的逐渐稳定,流场压力也趋于稳定,形成稳定区。
两种清管器表面流体压力分布如图 8所示,红色区域对应的是清管器上游。由图 8可知:直板式与皮碗式清管器表面流体最高压力大致相等,而皮碗式清管器表面的最小压力为直板式清管器表面最小压强的2.9倍;直板式清管器的最小压力分布在清管器头部,而皮碗式清管器的最小压力分布在皮碗3、4的外边缘区域。
3 旁通流场特性分析
在实际工程应用中,需要用不同规格的清管器进行作业,且由于工作管线输送介质、管道腐蚀情况及清管器材质的不同,导致运行时可能产生的旁通量大小也不尽相同。为探究不同间隙量下清管器旁通流场的分布规律,笔者分别对间隙量δ=1%~10%的旁通流场进行了模拟分析。
3.1 间隙量对旁通流场速度分布影响旁路上的流体速度分布对于研究其旁通特性尤其重要,笔者提取两种清管器旁路上流体速度分布随间隙量的变化,结果如图 9所示。由图 9可知,两种清管器旁路上流体速度分布随间隙量的变化趋势大致相同。流体在清管器上游受到管壁的剪切力作用,速度小于入口平均速度。在流经清管器时,流体速度急剧上升,并在4个密封元件处出现极值,在相邻两个密封元件间的空隙处流体速度有所减小。当旁路上的流体通过清管器后,由于受到壁面及低速流体的剪切作用,速度逐渐减小,最终达到稳定状态。
提取两种清管器在旁路上最大流体速度随间隙量的变化,结果如图 10所示。由图 10可知,最大流体速度随间隙量的增加而减小。直板式与皮碗式清管器间隙量从1%~2%旁路中心位置最大流速分别降低51.3%和47.9%;而间隙量从9%~10%,分别降低9.9%和13.3%。这说明减小的趋势在间隙量较小时更为显著。
轴线附近的流体可以对清管器下游的污垢产生运移作用。提取不同间隙量下两种清管器轴线上流体速度分布,结果如图 11所示。两种清管器在不同间隙量下轴线速度分布趋势大致相同。上游流体相对稳定,在到达清管器前端时速度降低。在清管器下游由于涡流的产生,导致轴线上的流体速度大小急剧升高。流体远离清管器后轴线上的流体速度趋于稳定。
提取轴线上最大流体速度随间隙量的变化,结果如图 12所示。由图 12可知,两种清管器轴线上最大流体速度随间隙量的增加而减小。直板式与皮碗式清管器间隙量从1%到2%轴线上最大流速分别降低34.4%和22.1%;而间隙量从9%到10%,分别降低9.8%和4.1%。相对于旁路上流体速度,这种减小的趋势较为平缓。
3.2 间隙量对清管器所受驱动力影响
笔者对流场的压降及清管器所受的驱动力随间隙量的变化进行了分析。提取整个流场的压降,结果如图 13所示。通过对清管器表面积分得到清管器所受驱动力,结果如图 14所示。在相同间隙量下两种清管器前后压降、驱动力大小大致相同,且都随间隙量的增加而减小。当间隙量从1%到2%,直板式与皮碗式清管器所受驱动力分别降低80.3%和75.8%;而间隙量从9%到10%,驱动力分别降低23.4%和25.6%。这说明间隙量较小时,改变间隙量会使清管器所受驱动力急剧减小。当间隙量增加到10%时,两种清管器所受驱动力分别为680.56和662.59 N,仅为间隙量1%时的0.45%和0.54%。这说明当间隙量增加到一定程度时,清管器所受驱动力会大幅减小,甚至会因驱动力不足而滞留在管道中引发严重后果。
3.3 旁通流体对管道内壁的剪切作用
旁通处的高速流体对管道内壁会产生强剪切作用,对于附着在其表面的污垢具有一定的冲刷和粉化作用[31]。笔者通过分析流体速度分布及管道内壁所受剪切力大小来研究两种清管器对管道内壁的剪切作用。从图 10可知,在相同间隙量下皮碗式清管器流场最大流体速度略大于直板式清管器,最大为1.12倍,最小为1.03倍。但在旁路上相邻两密封元件间的速度分布情况对这种剪切作用影响也较大。提取两种清管器在相邻两密封元件间的最大流体速度vmax与最小速度vmin间的差值,结果如图 15所示。两种清管器流场在密封元件2、3间的速度差值大于在1、2和3、4之间的速度差值,这说明元件之间的间距越大,速度降低的幅度越大。对比两种清管器在相邻两密封元件之间的速度差值可知,在相同间隙量下,相邻直板间速度差值略小于相邻皮碗,说明直板式清管器在旁路上流体能够保持较高的速度。
提取流体对管道内壁的剪切应力分布,结果如图 16所示。在清管器上游及距离清管器较远的下游区域,由于流体在靠近壁面的流速较低,对管道内壁的剪切作用较小。在清管器所在区域,由于流体速度较高,对管道的剪切作用较大。对比可知:直板式清管器的最大剪切应力为皮碗式清管器的70.1%,但直板式清管器流场在管道内壁剪切应力分布范围更广。
通过上述现象并不能准确判断两种类型清洁元件对管壁的冲刷能力大小。为此,笔者通过对管道内壁的剪切应力进行积分,得到整个管道内壁所受的剪切力,如图 17所示。由图 17可知:在相同间隙量下,直板式清管器对管壁的剪切力大于皮碗式;在间隙量1%时最大,为皮碗式的2.3倍;当间隙量增加到9%、10%时,仅为皮碗式的1.1倍。
综合流场最大流速、相邻直板(皮碗)间速度差值以及管道内壁所受到的轴向剪切力3种因素,直板式清管器虽然在旁路上的最大流体速度略小于皮碗式清管器,但在旁路上流体的速度差值更小,高速流体冲刷的面积更大,对管道内壁产生的轴向剪切力更大。因此,直板式清管器旁路上的高速流体对管道内壁的剪切作用大于皮碗式清管器,且这一效果在间隙量较小时更为明显。
4 结论(1) 由于清管器的阻碍作用,旁路上流体速度急剧增加,并在下游形成涡流区;其压力场可分为上游高压区、清管器中压区、清管器头部低压区和下游稳定区。
(2) 清管器所受驱动力、工作区域流场压降、旁路及轴线上流体速度以及管道内壁所受的轴向剪切力都随间隙量的增加而减小,其中驱动力、流场压降及旁路上最大流体速度的下降趋势在间隙量小时尤为明显。并且当间隙量增加到一定程度时,可能会导致驱动力不足,使得清管器滞留在管道中。
(3) 间隙量相同时,在旁路上,直板式清管器的最大流体速度略小于皮碗式清管器,但相邻元件间的流体速度差值小于皮碗式清管器,且流体对管壁的轴向剪切力较大。这说明直板式清管器旁路上的高速流体对管道内壁的剪切作用强于皮碗式清管器,产生的冲刷力更大。
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