段塞流学习课件.pptx

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1、引言段塞流是多相管流最常遇到的一种流型，在许多操作条件下（正常操作、启动、输量变化）混输管道中常出现段塞流。其特点是气体和液体交替流动，充满整个管道流通面积的液塞被气团分割，气团下方沿管底部流动的是分层液膜。管道内多相流体呈段塞流时，管道压力、管道出口气液瞬时流量有很大波动，并伴随有强烈的振动，对管道及与管道相连的设备有很大的破坏，使管道下游的工艺装置很难正常工作。1第1页/共39页第一节 段塞流形成机理 段塞流分类 水动力段塞流(hydrodynamic slugging)管道内气液折算速度正好处于流型图段塞流的范围内所诱发的段塞流，水动力段塞流又可细分为：普通稳态水力段塞流和由于气液流量变

2、化诱发的瞬态段塞流，发生这种段塞流时一般气液流量较大;地形起伏诱发段塞流地形起伏诱发段塞流 由于液相在管道低洼处积聚堵塞气体通道而诱发的段塞流，常在低气液流量下发生强烈段塞流(severe slugging)2第2页/共39页段塞流分类强烈段塞流(severe slugging)通常在两海洋平台间的连接管道上发生。定义为：液塞长度大于立管高度的段塞流。这是一种压力波动最大、管道出口气液瞬时流量变化最大的段塞流，对管道和管道下游相应设备正常工作危害最大的一种段塞流。和地形起伏诱发段塞流相似，常在低气液流量下发生。3第3页/共39页段塞流形成机理 水动力段塞流 4第4页/共39页众所周知，在管道内

3、气液流量较小时，呈分层流型。当管内液体流量较大，液位较高时，被气流吹起的液波可能高达管顶，阻塞整个管路流通面积形成液塞，流型由分层流转变为段塞流。这是由于在波浪顶峰处，由于伯诺利效应，气体流速增大将使该处的压力降低，在波峰周围压力下，波浪有增大趋势。另一方面，液体所受的重力将使波浪减小。如前者的影响大于后者，则波浪增大直至管顶，形成段塞（见图1）。水动力段塞流型区可根据管道条件由流型图判别，或用以Taitel-Dukler流型划分法为基础的各种流型计算相关法判别。5第5页/共39页段塞流形成机理地形起伏诱发段塞流 6第6页/共39页图2表示低输量下湿天然气管顶的流动情况。在下坡管段中含液率仅百

4、分之几，气液处于分层流。下坡段的液体到达管道低部，下游上坡段的部分液体倒流，使管道低部聚集液体，并阻碍气体流动。于是，管道底部的气体流速增大，带液能力增强，使上坡段的含液率大幅增加，可达50左右，在上坡段就形成了段塞流。由上看出，这类段塞流在低气液流量下发生。在稳态多相流软件中，这能采用分段计算。瞬态软件可跟踪段塞的形成、发展。7第7页/共39页段塞流形成机理强烈段塞流 8第8页/共39页（1）液体堵塞和液塞变长 在立管内较小气流速度下，管内的液体向下流动，积聚在立管底部。它堵塞了管道内流来的气液混合物，使液塞上游的管道压力增大，液塞变长。管道出口几乎没有液体流出，排出的气量也很小；（2）气体

5、压力增大 管道内压力增大，同时液体继续积聚液塞增长，立管内的液位逐渐上升。当管道压力高于立管液体静压头时，才有液体从立管顶部流出；（3）液塞流出 当管道压力足以举升立管内的液柱时，液体开始由立管顶部排出。起初排液速度较低，当气体串入立管后液体加速，在很短时间内液体流量达到峰值流量（常为平均流量的几倍），如果分离器或捕集器没有控制系统将淹没容器；（4）管道气体排出 最后，液塞上游积聚的气体极快排出立管，进入平台的接收装置，使装置工作失常。此时，立管内气体流速减小，管道压力下降，又开始新一轮循环。9第9页/共39页由上述形成机理可以看出：第二、第三类段塞流的形成机理是类同的与第一类有所区别；管愈高

6、（或地形起伏愈大）形成的强烈段塞流愈严重；形成强烈段塞流时管道出口的气液流量极不均匀；气液流量较小时才能形成强烈段塞流。10第10页/共39页第二节 段塞流的抑制方法 水动力和地形诱发段塞流的抑制 在多相流管道设计中，可选择合适的管径使管道处于非段塞流工况下工作。若必须在段塞流下工作，由于水动力、地形起伏、以及陆上集油管线进入油气分离器时配有立管（高度较小）引发的段塞流，其段塞长度和冲击强度远小于海洋油气田，常在分离器入口处安装消能器，吸收油气混合物的冲击能量即可。11第11页/共39页段塞流的抑制方法强烈段塞流的抑制法:抑制强烈段塞流的方法较多，基本上从设计和增加附加设备两方面解决。例如：减

7、小出油管直径，增加气液流速；立管底部注气，减小立管内气液混合物柱的静压，使气体带液能力增强 采用海底气液分离器如海下液塞捕集器 在海底或平台利用多相泵增压；气体自举立管顶部节流最经济、实用的抑制方法 在上述措施中，立管底部注气和顶部节流已有应用实例，但用注气法解决强烈段塞流的费用太高，因而常采用各种顶部节流法。12第12页/共39页立管顶部节流原理 为使系统稳定运行，必须在立管底部出现新液塞并在立管内增长至顶部前，将液塞排出立管，使气液混合物在系统中连续流动，即把混合物速度Umix（定义为气液折算速度之和）作为控制参数。若Umix减小表示发生阻塞，为举升刚形成的液塞，出油管道的压力应高于立管下

8、游分离器或捕集器正常平均操作压力。立管顶部节流可增大管道和捕集器之间的差压，利于在立管内刚形成的小液塞流向捕集器。13第13页/共39页控制强烈段塞流的实例 带小分离器的控制方法荷兰Shell Research B V,Kooninklijke/Shell-Laboratorium认为：直接操作入口控制阀有两个主要缺点：A它必须作用于密度不同的两相流体；B不能直接测量立管顶部两相流混合物的速度Umix（两相流流量测量很困难，需要复杂的传感器）。因而提出用出口具有控制阀的小型分离器（用4个传感器）实现控制阀的功能。14第14页/共39页控制电路图 PID1用来控制小型分离器的液位，使测试与控制阀

9、适当分开。PID2操作气阀开度控制Umix（在大致稳定液位时控制气阀直接影响立管压力）。具有液体排出阀的小型分离器能保证气体不会从底部流出、液体不从顶部流出。PID3通过控制小型分离器的压力为PID2建立设定值。这是因为通常不可能测定出油管线入口处的Umix。PID3作为低增益积分器，能很好地产生出油管内Umix时均值。15第15页/共39页装置的立管高16.4m，出油管线由透明聚丙烯制成，长100m直径50mm。管线前50m水平，后50m向立管倾斜2度。小型分离器的体积近似等于立管体积的25%。试验所用流体是空气（最高压力5bar）和水（加入约20%的乙二醇作为防冻剂）。16第16页/共39

10、页控制强烈段塞流的实例主分离器的液位和立管底部压力的波动能够很好地反映出油管-立管系统特性。气液质量流量分别为0.002kg/s和0.36kg/s时，实验测试的参数曲线见图。增加小分离器和控制系统后，主分离器液位和立管底部压力相当稳定。17第17页/共39页Dunbar 16”管道强烈段塞流的抑制Dunbar位于北海英国海域北侧，它及它的卫星油田Ellon包括一座生产平台和通向Alwyn north 平台（NAB平台）的16英寸和长22km的多相流管道，87年投产。来自Ellon水下井口的气体和Dunbar的油气混合，送往Alwyn north生产处理装置。最大流量7791m3油/d和7.9M

11、MSCMD，流量变化范围较大，特别当Ellon不生产时，管道操作处于不稳定状态，产生立管诱导型强烈段塞流。计算表明：在很大流量范围内（特别当Ellon不生产时），特别是在低流量和低气油比时，管道处于立管诱导型强烈段塞流。使NAB处理设备超压、火炬过负荷。18第18页/共39页Dunbar 16”管道强烈段塞流的抑制19第19页/共39页防止强烈段塞流的操作策略使多相流管道流动稳定最有效的方法是：增加Ellon采气量或增加Dunbar的产量。然而，在很宽流量范围内操作条件处于强烈段塞流，因而所选段塞控制系统包括：管道节流防止液塞在立管底部堵塞。对Dunbar管道防止强烈段塞流所需的立管底部最小压

12、力为84bar。图11为控制工艺，图12为段塞控制系统。20第20页/共39页21第21页/共39页22第22页/共39页低输量控制方式。由立管底部压力传感器（有比例、积分、微分线路PC1）控制接收Dunbar油气的分离器入口的段塞控制阀PV1，使立管底部压力达89巴。手动控制器HIC1用于平缓地切换为立管压力自动控制，并在管道再启动时（管内有很大的液体持留量）限制分离器入口流量。此外，HIC1用来限制PV1的开度，以免由于小的波动使阀失效而引起工艺条件的波动。在海底压力传送器失效时，HIC1作为备用设施。高输量控制方式。在高输量下，管道流态非常稳定，不会引起立管的严重段塞流。在NAB平台的立

13、管底也不需要保持89巴的压力。为不超过Dunbar的最大操作压力（129巴），必须由手动控制器HIC2打开16”入口主阀PV2。23第23页/共39页24第24页/共39页气体自举25第25页/共39页pump26第26页/共39页第三节第三节 段塞流特性参数计算段塞流特性参数计算 液膜高度均匀一致，液膜含液率和液膜速度为定值 液膜高度是变化的，液膜含液率和液膜速度也随之变化 27第27页/共39页段塞流特性参数计算段塞流模型的建立基于以下几个假设：液塞内的小气泡和液相以相同的速度运动，并且都是以混合物速度运动；液膜内不含小气泡，气泡中也不含小液滴；液塞前锋拾液量和尾部脱液量相等，即液塞长度保

14、持不变。28第28页/共39页段塞流特性参数计算 液塞捕集器的工艺计算与段塞流特性参数密切相关，表征段塞流特性的参数有很多，基本上可以分为两大类：液塞区特性参数：包括液塞含液率，平均液塞长度，最大液塞长度，液塞速度以及平移速度；液膜区特性参数：包括液膜含液率，液膜速度，气泡速度和平均气泡长度。29第29页/共39页液塞区特性参数 由于液塞前锋的拾液和尾部的脱液，液塞前锋的运动速度比液塞体内流体的运动速度快，称其为平移速度。1975年，Dukler和Hubbard提出了一个计算平移速度的模型，即 30第30页/共39页液塞含液率的确定 Gregory（1978）经验关系式Brill（1981）经

15、验关系式 31第31页/共39页液塞区特性参数混合物速度小于3.8m/s时Gregory经验关系式计算结果与实测值较为接近，混合物速度大于3.8m/s时Brill经验关系式的计算结果与实测值较为接近。32第32页/共39页平均液塞长度的确定 Brill（1981）经验关系式 Norris（1982）经验关系式 Scott（1987）经验关系式 33第33页/共39页Brill关系式,Norris关系式Scott关系式 Scott关系式的计算结果与实测值最为接近。34第34页/共39页最大液塞长度的确定 Norris（1982）经验关系式 假设液塞长度按对数正态分布，最大液塞长度出现的概率为0.001，则 35第35页/共39页液膜区特性参数液膜区动量方程可以改写为 在（0，1）区间内迭代求解满足方程的液面高度，则液膜含液率 36第36页/共39页液塞单元的产生 Brill模型假设液塞长度按对数正态分布，其概率密度函数为 为标准正态分布的上 处的标准方差 是出现的概率 37第37页/共39页液塞单元的产生液塞长度满足:气泡长度满足 38第38页/共39页感谢您的观看！第39页/共39页