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摘要: 10×104 m3浮顶油罐是我国目前广泛采用的大型储油设施，为获得关键部位的应力分布情况，并检验设计的合理性和运行的安全性，对其进行现场充水应力测试并进行有限元模拟计算。采用电测法，将振弦式应变计与电阻应变片结合使用。测试结果表明：罐体在水深为20.2 m工况下达到最大工作应力，最大环向应力出现在罐壁3#板上部和4#板下部，测试值与模拟计算值基本一致。按分析设计标准对油罐进行评定，结果表明：该油罐设计合理，在正常操作条件下应力水平完全满足强度要求。测试方法及结果可为今后1×104 m3及更大体积油罐的设计和测试提供参考。Abstract: Capacity at 10×104 m3 floating roof oil tank is a kind of large-scale oil storage device used widely in China. To obtain stress distribution in key positions and check design rationality and operation safety, the field water filling stress test and finite element simulation calculation are carried out. The electrometric method is used through the combination of vibrating wire strain gauge and resistance strain gauge. As shown from the test results, the tank body reaches the maximum working pressure at the depth of 20.2 m, maximum circumferential stress occurs on the No.3 plate and below the No.4 plate of tank wall and testing value is basically consistent with the simulated calculation value. The oil tank is evaluated based on analysis design standard to show the oil tank is reasonably designed and its stress level can fully meet strength requirements under normal operating conditions. Testing methods and results can provide a reference to the design and testing of future 10×104 m3 and larger oil tanks.
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两种互不相容液体之间的密度相近, 但粘度差别却非常大。输送高粘度液体时, 使低粘度液体(如水)在管壁和高粘度核心流(如超稠油)之间形成环状润滑液膜, 在一定的操作条件下, 两种流体在管内形成同心液环, 低粘度流体液膜靠近管壁, 从而避免因超稠油与管壁直接接触而导致较高的压力损失[1]。Bensakhria等设计的水膜发生器, 当稠油通过水平管段时, 利用环形注射方式引进水流, 而Hasson等设计的水膜发生器形状对称, 可以在很大程度上限制管道壁面附近低粘度流体的流动区域, 降低入口流体的湍流程度[2]。基于在辽河油田进行超稠油水膜面减阻技术中型试验(架空试验管道长度200 m, 规格φ 57×3.5)的成功经验, 借鉴国外水膜发生器的相关技术, 开展新型高效水膜发生器的研究设计, 研制产品即将应用于φ 406×8实际运行管道中。
1. 结构设计
1.1 水膜形成机理
高压水流通过注水口射入后为湍流模式, 各个方向速度均不稳定, 不易形成稳定水膜。因此, 在设计水膜发生器时, 使高压水流入射后通过一个厚度为1 mm的穿孔板再形成水膜, 穿孔板均匀开孔, 可以很好地控制入流速度; 与水流入口垂直的板(穿孔板)上留有一定面积不开孔(图 1), 使高速水流直接射到未开孔的钢板上以控制水流动能。通过Fluent仿真软件对水膜发生器内部流场进行模拟, 确定水膜发生器的合理长度和开孔直径。通过控制水流入口压力、速度, 可以控制水膜发生器形成水膜的厚度。
1.2 渗透筛管的选择
将孔径为1 mm的不锈钢穿孔板制作成圆柱形水膜面渗透筛管(图 2, 开孔率为15%), 其作用是使垂直方向的水流均匀而平稳地注入输油管道, 而水流通过筛管的渗透速度是水膜形成的关键因素。
2. 强度计算
根据水膜发生器的结构特点, 以壳单元建立全模型, 利用Structural Shell Elastic 4node63单元进行计算, 设置其常数为10 mm。由于水膜发生器筒体两端连接其它构件, 近似认为两端可以保持圆形截面形状, 为此约束环向位移; 在两端约束轴向位移, 向筒体内表面施加压力, 压力值为10 MPa。利用有限元软件ANSYS对水膜发生器进行应力分析, 得到此时的应力云图(图 3), 可知筒体两端的连接过渡处内表面为危险面, 其最大应力强度值为30.801 MPa, 远远小于X52管线钢的屈服极限值。以X52管线钢为材料的水膜发生器最大承受压力可达32.9 MPa, 当管道运行压力为6 MPa时, 可以保证安全运行。同时, 根据ANSYS软件的模拟结果(图 3), 管壁开孔处(红色区域)应力集中, 应进行加强处理[3-4]。
3. 内部流场分析
3.1 数学模型
运用Gambit建立三维模型并进行网格划分(图 4)。由于水膜面形成后环绕在油心的周围, 在壁面和油心之间形成薄膜, 为了捕捉界面的流体力学数据, 划分网格时使用边界层网格进行处理, 同时增大环状区域的网格密度。
基于VOF模型建立水膜发生器内部流场的连续性方程、动量方程、κ方程、ε方程。为了便于对控制方程进行分析，以及利用同一程序求解各控制方程，设通用变量φ，则各控制方程均可表示为：
![](/fileYQCY/journal/article/yqcy/2013/4/href="yqcy-31-6-466-FE1.png")
式中: 各项自左向右依次为瞬态项、对流项、扩散项和源项, 其中: ρ为流体密度; u为速度矢量。对于特定方程, φ、Γ、S具有特定的形式(表 1, 其中: ui为i方向的速度分量; µ为应力张量; p为静压; Si为包含了其它的模型相关源项, 如多孔介质和自定义源项)。
表 1 水膜发生器内部流场通用方程中各符号的具体形式
![](/fileYQCY/journal/article/yqcy/2013/4/href="yqcy-31-6-466-FE2.png")
式中: κ为湍动能; t为时间; ε为耗散率; xi为i方向; xj为j方向; Gκ为由平均速度梯度引起的湍动能产生项; Gb为由浮力引起的湍动能产生项; YM为可压缩湍流中脉动扩张的贡献; C1ε、C2ε和C3ε为经验常数; ακ、αε分别为与κ和ε对应的Prandtl数; Sκ和Sε为用户定义的源项[5]; µt为湍流粘度; Cµ为常数。
水膜发生器的渗透筛管由厚度为0.001 m的不锈钢穿孔板制成, 使用Fluent对其进行运算处理时可以应用多孔介质模型。因不锈钢穿孔板很薄, 建立模型时使用表面区域而不是单元区域, 故形成的多孔介质一维化简模型被称为多孔跳跃, 可用于模拟具有已知速度、压降特征的薄膜。多孔介质的动量方程具有附加的动量源项, 其由两部分组成, 即粘性损失项和惯性损失项:
![](/fileYQCY/journal/article/yqcy/2013/4/href="yqcy-31-6-466-FE3.png")
式中: α为渗透率; C2为内部阻力因子; µ为液体粘度, Pa · s; vi为i方向的速度分量, m/s; vj为j方向的速度分量, m/s。通过多孔介质的液体为水, 其粘度较低, 穿孔板很薄, 因此忽略粘性损失项, 只考虑惯性损失项[6]。
3.2 边界条件与初始条件
水膜发生器在初始条件下充满水, 流动从稠油入口开始。油和水两相液流均为速度入口, 油流入口速度0.8 m/s, 水流入口速度1 m/s。出口压力101 325 Pa, 两液体的表面张力0.3 N/m。考虑y方向重力因素, 其值为-9.8 m/s。超稠油密度为0.996 kg/m3, 粘度为2.5 Pa · s。不锈钢穿孔板的开孔率为15%, 假设水流通过穿孔板的压降是水头压力的0.5倍, 可以通过下式计算惯性损失项中适当的C2值。
![](/fileYQCY/journal/article/yqcy/2013/4/href="yqcy-31-6-466-FE4.png")
式中: Δp为压降, Pa; Kl为压降损失因数; ρ为流体密度, kg/m3; v15%2为液体通过开孔率为15%穿孔板后的速度, m/s。
在Fluent模型中, 水流通过穿孔板的速度假定为100%开孔率下的速度, 惯性损失系数必须转化为多孔区域的动压头损失[6], 计算出在15%开孔率下, C2=25 000。
3.3 结果与分析
采用非稳态模型对水膜发生器形成水膜的情况进行模拟, 计算时间控制在3 600 s, 并且结果已经收敛。观察水膜面的形成情况(图 5a, 红色代表油相, 蓝色代表水相), 在运行时间内油相体积分数图像变化基本保持稳定, 油水混合区域出现锯齿波的主要原因是: 在网格划分过程中使用了边界层网格, 靠近壁面区域网格划分密集, 而水膜发生器内部核心区域网格划分较为稀松。因此, 含水率稍有变化, 水相的体积分数图像变化幅度即非常明显, 但依然可见壁面附近水膜面的稳定形成。由水流入口中心截面图(图 5b)可知, 因水流垂直注入到没有开孔的不锈钢板上, 故油水界面清晰。在这里定义x=0.4 m时为水膜发生器出口, x=0.6 m时为该模型出口。由水膜发生器出口和模型出口的截面图(图 5c、图 5d)可知, 水膜发生器出口处的水膜面厚度大于模型出口的水膜面厚度。
对水膜发生器的内部速度场进行分析(图 6a, 油流入口速度为0.8 m/s, 对应浅黄色区域), 水膜面形成以后, 水流在水膜发生器及管道轴心位置的速度较大。水流入口速度为1 m/s, 垂直注入到没有开孔的不锈钢板上。水膜面渗透筛管外侧为水相区域, 约在轴向x=0.14处筛网外侧的水流速度减小至趋于稳定。由此可以推断, 在设计水膜发生器时, 适当减小其轴向长度不会影响水膜面的稳定形成。筛管外环区域基本为浅绿色(图 6b), 表明水膜发生器设计8个入水口时得到的径向速度较为理想, 筛管内侧由于超稠油的高粘性使边界层附近的速度梯度变化明显。根据水膜发生器出口和模型出口的速度梯度云图(图 6c、图 6d), 水流速度在径向上逐渐变化, 最高速度在管的中心位置, 并沿径向逐渐减小, 至壁面接近于0。
4. 结论
研究设计了一种水膜发生器, 其使水流垂直入射至水平管道上, 并在管道上套加渗透筛管, 外管走水, 内管走油。根据Fluent软件的模拟结果, 可以适当减小水膜面渗透筛管的轴向长度, 但需保留穿孔板上一定面积为不开孔区域, 以保证在筛管外得到稳定的水流速度场。根据强度计算结果, 使用材料为X52的管线钢制作水膜发生器完全可以满足实际运行工况条件的要求。根据ANSYS软件的模拟分析结果, 水膜发生器外壁面开孔处应进行加强处理。综上分析, 该水膜发生器可以应用于实际运行管道中, 并能够获得稳定的环状水膜面。
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