基于ANSYS-Workbench流固耦合振動(dòng)對(duì)旋分器分離效率的影響分析

耿海洋,曹琳琳,姬 風(fēng),孫美娜

(1.哈爾濱石油學(xué)院,哈爾濱 150028; 2.哈爾濱職業(yè)技術(shù)學(xué)院,哈爾濱 150000)

0 引言

水力旋流分離器是一種圓錐形分離器,經(jīng)過近百年的發(fā)展演變,已應(yīng)用于石油、化工、冶金、造紙、核工業(yè)、船舶工業(yè)、生物工程等眾多工業(yè)領(lǐng)域,成為一種多用途的高效分離裝置。隨著同井注采技術(shù)的不斷發(fā)展,旋流分流器憑借結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、體積小、處理速度快等優(yōu)點(diǎn)逐步應(yīng)用于井下油水分離作業(yè)。與地面油水分離旋流器的工作環(huán)境相比,井下油水分離器多與桿柱連接,桿柱運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)產(chǎn)生的復(fù)雜振動(dòng)會(huì)直接傳遞到分離器,令分離器內(nèi)部流體與分離體壁面產(chǎn)生復(fù)雜的流固耦合現(xiàn)象,這種強(qiáng)烈的耦合作用會(huì)直接影響分離器內(nèi)部流場(chǎng)運(yùn)動(dòng)方式,從而影響旋流分離器的分離效率[1]。

目前,對(duì)于圓管內(nèi)部的流固耦合現(xiàn)象多采用任意拉格朗日-歐拉法進(jìn)行描述,通過有限元法進(jìn)行迭代求解,而針對(duì)旋流分離器在外振動(dòng)激勵(lì)下流場(chǎng)規(guī)律的研究較少。于海波[2]將復(fù)合水力旋流器工作中產(chǎn)生的振動(dòng)視為振動(dòng)源,開展在該振動(dòng)條件下的流場(chǎng)特性研究,其研究過程考慮了結(jié)構(gòu)振動(dòng)對(duì)內(nèi)部流體的影響,但忽略了流場(chǎng)對(duì)結(jié)構(gòu)的沖擊作用,實(shí)為單向耦合,且K-ε模型并不能滿足旋流分離器內(nèi)部強(qiáng)湍流特性。李森[3]針對(duì)復(fù)合式水力旋流器工作時(shí)結(jié)構(gòu)的自身振動(dòng)特性進(jìn)行分析,通過模擬實(shí)驗(yàn)的方法總結(jié)出系統(tǒng)振動(dòng)對(duì)分離效率的影響規(guī)律,但是缺乏旋流器內(nèi)部流固耦合的理論分析,無法對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行理論驗(yàn)證。

以井下油水分離旋流分離器為研究對(duì)象,根據(jù)計(jì)算流體力學(xué)及彈性力學(xué)理論,結(jié)合有限元分析理論,利用ANSYS-Workbench中流固耦合分析模塊,對(duì)不同振動(dòng)條件下旋流分離器內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行有限元模擬分析,找出不同振動(dòng)條件下對(duì)分離效率的影響變化規(guī)律,為合理控制井下桿柱振動(dòng)及實(shí)際操作提供指導(dǎo),以保障旋流分離器的高效安全運(yùn)行。

1 旋分器流固耦合原理

水力旋流器的流固耦合問題是旋流器流場(chǎng)研究的重要方向。旋流器內(nèi)部的流固耦合現(xiàn)象是指旋流器中的流體在流固耦合結(jié)合接觸面上的一種相互載荷傳遞,引起彼此振動(dòng),對(duì)于流體來說,結(jié)構(gòu)體的振動(dòng)、變形影響其流場(chǎng)載荷的分布。而對(duì)于結(jié)構(gòu)體來說,流場(chǎng)載荷的沖擊力會(huì)令結(jié)構(gòu)體產(chǎn)生變形及振動(dòng),因此旋流器的振動(dòng)不單是管柱系統(tǒng)造成的振動(dòng),而是旋流器與內(nèi)部流場(chǎng)作為一個(gè)整體發(fā)生的振動(dòng)。

1.1 旋流器內(nèi)部流固耦合力學(xué)模型

將應(yīng)用于井下油水分離桿柱上的油水旋流分離器作為研究對(duì)象,在旋流器工作時(shí),尾管端固定,力學(xué)模型如圖1所示。

a-圓柱段;b-大錐段;c-小錐段;d-尾管段圖1 雙錐型旋流分離器流固耦合力學(xué)模型Fig.1 Fluid-structure coupling mechanical model of double-cone cyclone separator

基于以下假設(shè)建立旋流分離器內(nèi)部流固耦合各項(xiàng)控制方程模型:

A.在靜止?fàn)顟B(tài),旋流分離器軸向與Z軸重合。

B.周期振動(dòng)激勵(lì)力施加在上圓柱段,只考慮Z-Y平面的振動(dòng)激勵(lì)。

C.旋流分離器結(jié)構(gòu)部分材料為各向同性,且耦合作用下的結(jié)構(gòu)部分只發(fā)生小變形。

D.流體部分的介質(zhì)為不可壓縮的恒定流體,且不考慮內(nèi)部流體溫度變化對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響。

1.2 流體控制方程

旋流分離器內(nèi)的流體分析計(jì)算需要遵循質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒及能量守恒等物理定律,但由于已假設(shè)旋流器內(nèi)部流體介質(zhì)為不可壓縮流體且熱交換較小,可忽略能量守恒定律。

1)連續(xù)性方程[4-8]。連續(xù)性方程也叫質(zhì)量守恒方程,即單位時(shí)間內(nèi)流出計(jì)算控制體的流體凈質(zhì)量等同于相同時(shí)間內(nèi)計(jì)算控制體內(nèi)因密度變化而減小的質(zhì)量,其連續(xù)性方程可表示為:

(1)

式中,u為速度總分量;u1、u2、u3分別為x、y、z三個(gè)方向的速度分量,m/s;t為時(shí)間,s;ρ為流體密度,kg/m3。

對(duì)于旋流器內(nèi)恒定不可壓縮流體,可將式(1)簡(jiǎn)化為:

(2)

2)動(dòng)量守恒方程[9-11]。根據(jù)牛頓第二定律可知,對(duì)于旋流器流場(chǎng)內(nèi)任意流體微元,它的動(dòng)量對(duì)時(shí)間的變化率等于外界作用在該微元的各種力之和,這些外力可簡(jiǎn)單概括為作用在接觸邊界Г上的表面力和作用在內(nèi)部區(qū)域Ω上的體積力F=(F1,F2,F3)。

(3)

其微分形式可表示為:

(4)

其中

P={pij}

(5)

式中,μ為動(dòng)力學(xué)黏度系數(shù),Pa·s。

1.3 結(jié)構(gòu)體動(dòng)力學(xué)方程

由桿柱振動(dòng)及流體沖擊誘發(fā)的振動(dòng)、位移控制方程可表示為:

(6)

式中,Ms為質(zhì)量矩陣;Cs為阻尼矩陣;Ks為剛度矩陣;Ff為流體對(duì)結(jié)構(gòu)的沖擊載荷;Fs為桿柱的周期振動(dòng)載荷;r為結(jié)構(gòu)體的位移。

1.4 流固耦合交界面控制方程

運(yùn)動(dòng)學(xué)控制方程。在流固耦合交界面上,流體與固體的位移相等,即:

rf=rs

(7)

變形控制方程。在流固耦合交界面上,流體與固體在法向應(yīng)變相等,即:

n·τf=n·τs

(8)

式中,τ為剪切力張量。

2 旋分器流固耦合有限元模擬分析

選擇ANSYS-Workbench軟件中集成的MFX求解器進(jìn)行隱式雙向耦合求解,即該求解器將旋流器的結(jié)構(gòu)物理場(chǎng)分析在ANSYS中進(jìn)行求解,在FLUENT中對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行求解,將兩個(gè)物理場(chǎng)的計(jì)算結(jié)果根據(jù)需要的時(shí)間步進(jìn)行交錯(cuò)迭代,從而實(shí)現(xiàn)流固耦合。MFX求解流固耦合原理如圖2所示。

2.1 模型建立

根據(jù)Martin thew提出的最佳分離效果確定旋流器的結(jié)構(gòu)尺寸:公稱直徑56 mm,入流口水力直徑6.17 mm,溢流管直徑10 mm,底流口直徑14 mm,溢流管插入深度13.4 mm,大錐段錐角13.5°,小錐段錐角2.46°。利用ANSYS內(nèi)部集成的meshing軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分,形成有限元分析模型,其中節(jié)點(diǎn)數(shù)296 418個(gè),網(wǎng)格數(shù)125 486個(gè)。旋流器有限元網(wǎng)格模型如圖3所示,結(jié)構(gòu)體材料參數(shù)及流體內(nèi)介質(zhì)參數(shù)如表1所示。

圖2 流固耦合求解過程Fig.2 Fluid-structure interaction solution process

圖3 旋流器流固耦合有限元模型Fig.3 Fluid-structure interaction finite element mode of cyclone

表1 結(jié)構(gòu)體材料參數(shù)及流體內(nèi)介質(zhì)參數(shù)

2.2 邊界條件

結(jié)構(gòu)部分邊界條件設(shè)置。在旋流器頂端和尾管段添加固定約束,限制旋流器x、z和繞x、y、z軸五個(gè)方向的自由度,并在旋流器結(jié)構(gòu)體和流體的交界面上添加流固耦合交界面選項(xiàng)。對(duì)旋流器整體施加位移載荷,表達(dá)式為D=L×sin(2πf),方向?yàn)閅軸方向。

流場(chǎng)部分的邊界條件:將切向入口設(shè)置為速度入口,入口水力直徑6.16 mm,流速設(shè)置為5.2 m/s;溢流口設(shè)置為自由出口,分流比為20%;底流口設(shè)置為自由出口,分流比為80%;油項(xiàng)體積分?jǐn)?shù)設(shè)置為2%,油滴粒徑為0.2 mm,流體溫度設(shè)置為常溫。

設(shè)置合理的載荷時(shí)間步長(zhǎng)關(guān)系到計(jì)算結(jié)果的收斂度,根據(jù)桿柱的整體振動(dòng)情況可知諧振動(dòng)載荷的初始時(shí)間步長(zhǎng)為:

(9)

2.3 有限元計(jì)算及結(jié)果分析

在結(jié)構(gòu)體外壁施加一個(gè)隨時(shí)間變化的位移載荷,最大值設(shè)定為1.5 mm,整個(gè)系統(tǒng)仿真時(shí)間為12 s,時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)置為0.005 s。改變位移載荷的振動(dòng)頻率獲得分離效率與振動(dòng)效率的關(guān)系曲線,如圖4所示。

圖4 分離效率隨振動(dòng)頻率變化曲線Fig.4 Curve of separation efficiency with vibration frequency

由圖4可知,在0～0.8 Hz,分離效率隨著振動(dòng)頻率的增大而緩慢下降,但分離效率仍保持在84.5%以上,該區(qū)間內(nèi)振動(dòng)頻率對(duì)分離效率稍有影響。在0.8～3.2 Hz,分離效率始終保持在84.5%左右,該區(qū)間內(nèi)振動(dòng)頻率對(duì)分離效率幾乎沒有影響。在3.4～4.4 Hz,隨著振動(dòng)頻率的增加分離效率下降趨勢(shì)增大,振動(dòng)頻率為4.4 Hz時(shí),分離效率降到83.29%。

根據(jù)圖4中的曲線結(jié)果可以得出,當(dāng)旋流分離器的振動(dòng)頻率在小頻率區(qū)間時(shí)(0～4.4 Hz),頻率對(duì)旋流分離器的分離效率影響不大,分離效率基本保持穩(wěn)定,有利于分離工作。在井下油水分離桿柱系統(tǒng)操作范圍內(nèi)的振動(dòng)頻率對(duì)旋流器分離效率影響很小,需要通過對(duì)固有頻率下不同振幅情況下的分離效率進(jìn)行進(jìn)一步分析,才能更為準(zhǔn)確地描述井下振動(dòng)對(duì)分離效率的影響。

在分析振動(dòng)頻率對(duì)分離效率的影響后,得出相同振幅下振動(dòng)頻率對(duì)分離效率的影響很小,但旋流器系統(tǒng)并不能代表井下油水分離桿柱系統(tǒng)的振動(dòng)特征,不能準(zhǔn)確說明振動(dòng)對(duì)分離效率的影響,因此還需在固有頻率下的大振幅值對(duì)旋流器的分離效率進(jìn)行分析。

選取振動(dòng)頻率0.6 Hz、3.4 Hz、4.1 Hz,將位移載荷幅值范圍設(shè)置為1.5～4.5 mm,其余參數(shù)保持不變,得出不同載荷幅值下的分離效率曲線,如圖5所示。

由圖5中的3條變化曲線可以看出,旋流器工作效率隨著振幅值的增大逐漸降低,在頻率為0.6 Hz、振幅值為1.5 mm時(shí),分離效率最高,為85.77%。振動(dòng)頻率為4.1 Hz、振幅值為4.5 mm時(shí),分離效率最低,為77.84%,相差7.93%?？梢?隨著振幅值急劇增大,旋流器分離效率的降低較為明顯。

圖5 分離效率隨振動(dòng)幅值變化曲線Fig.5 Curve of separation efficiency with vibration amplitude

旋流器內(nèi)部流場(chǎng)的穩(wěn)定性是決定油水分離的關(guān)鍵因素之一,較高的湍動(dòng)能和湍流耗散率使流場(chǎng)不穩(wěn)定,對(duì)分離效率產(chǎn)生不利影響,湍流正是將劇烈的脈動(dòng)和擾動(dòng)帶入流場(chǎng)從而破壞流動(dòng)的穩(wěn)定性,造成分離難度加大,當(dāng)湍流動(dòng)能大于等于離心分離能量時(shí),分離的物料將重新混摻,使分離效率急劇降低[14-16]?，F(xiàn)將外加振動(dòng)的振動(dòng)頻率設(shè)置為1.5 Hz,振幅分別為1.5 mm、2.0 mm、2.5 mm、3.0 mm、3.5 mm,不同振幅下的湍動(dòng)能分布如圖6所示。

由圖6湍動(dòng)能分布規(guī)律可以看出,隨著振幅的增大,旋流器圓柱段與大錐段流體中心部分的湍動(dòng)能逐漸增大,湍流擾動(dòng)相應(yīng)增大,流場(chǎng)趨于不穩(wěn)定。

(a=1.5 mm;b=2.0 mm;c=2.5 mm;d=3 mm;e=3.5 mm)圖6 不同振幅下的湍動(dòng)能分布Fig.6 Distribution of turbulent kinetic energy at different amplitudes

振動(dòng)頻率與振動(dòng)振幅的變化都會(huì)對(duì)旋流器的分離效率產(chǎn)生影響。相比而言,振動(dòng)振幅的變化對(duì)旋流分離器分離效率的影響更為明顯,這主要是由于隨著振動(dòng)幅度的增加,圓柱段與流體段流體的湍流擾動(dòng)增大,原先相對(duì)穩(wěn)定的流場(chǎng)被破壞,令溢流口含水量增加,致使旋流分離器的分離效率降低。

3 結(jié)論

以井下油水分離器為研究對(duì)象,針對(duì)旋流分離器受到外部振動(dòng)激勵(lì)下對(duì)內(nèi)部流場(chǎng)規(guī)律的影響,采用計(jì)算流體力學(xué)與彈性力學(xué)結(jié)合有限元分析理論,利用ANSYS-Wokbench中流固耦合分析工具,分析不同振動(dòng)條件下對(duì)分離器內(nèi)部流場(chǎng)的影響,得出不同振動(dòng)條件下分離效率變化規(guī)律如下。

1)旋流分離器的分離性能隨著振動(dòng)頻率及振動(dòng)振幅的增大而降低,振動(dòng)頻率在小范圍的變化對(duì)分離效率的影響不明顯,相比而言,振動(dòng)振幅對(duì)分離效率的影響更大,故在實(shí)際應(yīng)用中應(yīng)采取適當(dāng)措施來抑制旋流器結(jié)構(gòu)體的振動(dòng),減小振動(dòng)振幅。

2)用于井下油水分離旋流器的振動(dòng)主要受到整體桿柱的結(jié)構(gòu)及運(yùn)動(dòng)情況的影響。建議在實(shí)際生產(chǎn)操作中避開與桿柱固有頻率相應(yīng)的運(yùn)行轉(zhuǎn)速,避免因共振引起的振幅激增對(duì)分離器內(nèi)部流場(chǎng)產(chǎn)生影響,保證井下油水分離器的分離效率。

本研究可為合理控制井下桿柱振動(dòng)及操作提供指導(dǎo),為新分離器研發(fā)及應(yīng)用提供思路。