流固耦合效應下水力旋流器變徑圓管振動特性研究*

邱亞東 王尊策 李翠艷 范雯洋

(1. 東北石油大學機械科學與工程學院；2. 渤海石油裝備巨龍鋼管有限公司；3. 大慶石油第二采油廠)

流固耦合效應下水力旋流器變徑圓管振動特性研究*

邱亞東**1王尊策1李翠艷2范雯洋3

(1. 東北石油大學機械科學與工程學院；2. 渤海石油裝備巨龍鋼管有限公司；3. 大慶石油第二采油廠)

應用流固耦合理論，采用雙向耦合隱式算法研究在無支撐和有支撐兩種情況下外部激振對水力旋流器變徑圓管結構振動特性的影響。研究結果表明，罐體入口在小錐段前1/4區(qū)域垂直范圍內時，能夠抑制管體振動幅度，分別為無支撐時使管體最大位移量較無沖擊時減小2.5%和有支撐時使管體最大位移量較無沖擊時減小13.1%；在小錐段與尾管段交匯處添加支撐可以有效抑制管體振動幅度達90%以上。

水力旋流器 流固耦合 振動特性

隨著我國各主力油田進入中、高含水開采階段，油田生產污水的處理已成為重大難題之一。水力旋流器在油田采出液分離和含油污水處理方面具有其他分離設備不可替代的作用。作為一種分離設備，人們希望在連續(xù)工作中獲得較高的分離效率，而高的分離效率需要有一個穩(wěn)定、合理的流場分布，但設備在運行過程中，由于其工作方式往往為多個管體并聯(lián)的形式，這樣單個管體就會受到內部和外界的雙重干擾影響，致使其產生各種微小的振動，從而使流經設備的流場產生振蕩，而振蕩流又進一步作用于設備，使設備產生振動。已有研究表明，這種流場與結構的相互作用會對水力旋流器的分離效率產生影響[1]，這也使得控制和利用流體與結構設備之間的相互作用逐漸成為眾多學者關注和研究的課題[2～5]。

由于水力旋流器變徑圓管結構工作環(huán)境的特殊性，使得其工作狀態(tài)下的振動特性很難通過試驗的方法獲得。筆者通過數(shù)值模擬的方法，對水力旋流器進行了流固耦合仿真模擬，得到了水力旋流器變徑圓管結構在工作狀態(tài)下的振動特性，為水力旋流器的合理安裝和使用提供了依據。

1 水力旋流器變徑圓管結構數(shù)值計算模型

水力旋流器變徑圓管結構工作狀態(tài)振源分布如圖1所示。待處理混合液經由罐體入口進入罐內，成為外部來流，沖擊旋流器管體產生渦激力，后經由旋流器入口進入旋流腔形成強旋流對管體產生自激力，同時產生分離作用，使得輕相介質(油)經由溢流口排出，重相介質(水)經由底流口排出。筆者采用經典雙錐結構，考慮流固耦合效應的影響，以變徑圓管結構為研究對象，對其在無支撐和有支撐兩種情況下的振動特性進行數(shù)值計算分析。

圖1 水力旋流器變徑圓管結構工作狀態(tài)振源分布

1.1管體結構的有限單元法

水力旋流器變徑圓管結構為實體單元，單元內的位移函數(shù)關系式可表示為：

{f}=[N]{δ}e

(1)

式中 {f}——單元內任一點在坐標方向的位移列向量；

[N]——形函數(shù)矩陣；

{δ}e——單元內所有節(jié)點位移分量的列向量。

管體結構的位移函數(shù)建立后，利用彈性力學幾何方程、彈性力學物理方程和虛功原理，建立單元的節(jié)點力和位移關系式，即建立水力旋流器管體的平衡方程：

{F}e=[k]{δ}e

(2)

(3)

式中 {F}e——單元各節(jié)點所有節(jié)點力分量組成的節(jié)點力列向量；

[k]——單元剛度矩陣。

1.2結構動力學方程

在對水力旋流器進行流固耦合分析時，需要考慮結構在內力和外力共同作用下的振動情況，才能更好地確定結構隨時間運動對流體流動的影響，結構的運動方程可表示為：

(4)

式中 [C]——阻尼矩陣；

{Ff}——流體對結構的載荷；

{Fo}——外界隨時間變化的載荷；

[M]——質量矩陣；

2 建模及模擬參數(shù)設置

模擬基于Workbench平臺，采用雙向耦合隱式算法進行模擬分析。模擬分析的對象為水力旋流器變徑圓管結構，旋流腔直徑56mm、長56mm，大錐錐角20°，大錐小徑14mm，小錐錐角1.5°，小錐小徑7mm，尾管長度500mm，額定處理量4m3/h，管體材料為不銹鋼347，壁厚3mm，支撐方式為兩端固定。內部流體為含油5%的油水混合液，分流比為5%，截面標號和區(qū)域劃分如圖2所示。其中，A～H為擬沖擊區(qū)域，截面1～10為位移測點標號。

圖2 截面標號和區(qū)域劃分

考慮水力旋流器在工作時其主要激振來源為內部流體和外部沖擊的相互作用，筆者重點研究內流穩(wěn)定時外部沖擊對其振動特性的影響規(guī)律，而外部沖擊對管體的影響以渦激振動的形式體現(xiàn)出來。根據渦激振動理論，取用斯托哈爾數(shù)St=0.2，升力系數(shù)Cl=0.65，忽略曳力對管體的影響。計算得到4m3/h額定流量時沖擊A～H各區(qū)域時，升力的頻率和大小見表1。

表1 各區(qū)域升力的頻率和大小

3 無支撐時的模擬結果

根據實際工況設計模擬方案，模擬管體分別在無外部沖擊和沖擊A～H區(qū)域時的模態(tài)，分析對比見表2。

表2 無支撐前三階頻率 Hz

由表2數(shù)據可以看出，相較無外部沖擊，當沖擊區(qū)域為D時，對管體本身的頻率影響最大；當沖擊區(qū)域為C時，對管體本身的頻率影響最小，幾乎沒有影響。分析原因在于沖擊在D區(qū)域時，外激力頻率與自激力頻率產生疊加，造成頻率降低；而沖擊在C區(qū)域時，外激力頻率與自激力的頻率相互抵消，使得外激力的頻率抵消，從而使得管體的振動頻率表現(xiàn)為與無外激力時相同。同時，提取無外部沖擊和沖擊A～H區(qū)域時管體的最大位移量并進行對比(圖3)。

圖3 無支撐沖擊A～H區(qū)域管體位移量

由圖3可以看出，當沖擊區(qū)域為D時，管體的最大位移量達到最大值1.300 0mm，相比無外部沖擊時的位移量1.010 0mm增加了28.7%；同時，當沖擊區(qū)域為A時，管體的最大位移量為最小值0.985 0mm，相比無外部沖擊時的減小了2.5%。對比圖2可知最大位移點為截面6的位置，即小錐段與尾管的交匯處，并且在整個模擬的過程中，最大位移點的位置基本沒有發(fā)生改變。

4 有支撐時的模擬結果

支撐作為一種有效的減振手段，被廣泛應用于生產和生活中。因此，筆者選取了5個截面分別添加支撐，以選出最佳支撐位置，并對無支撐和支撐時各截面各管段的最大位移量進行了對比(圖4)。

圖4 無支撐和有支撐時各截面各管段最大位移量

由圖4可以看出，當支撐在截面5、6時，管體的最大位移量明顯減小。綜合考慮各項因素，選取截面6(即無支撐時的最大位移截面)作為支撐截面。同時，由于支撐的約束作用，管體被分為兩個部分，即雙錐段和尾管段。支撐的添加對大錐段的變形幾乎沒有影響，但對小錐段和尾管段影響較大。其中，當支撐在截面6時，可使小錐段最大位移量較無支撐時減小92.3%，使尾管段最大位移量較無支撐時減小97.7%。

以在截面6添加支撐為基礎，對添加約束后的管體進行模態(tài)分析，并分別提取了兩段管體在無外部沖擊和沖擊A～H區(qū)域的振動頻率(表3、4)。

表3 支撐截面6無外部沖擊和有沖擊時A～H區(qū)域雙錐段前三階頻率 Hz

表4 支撐截面6無外部沖擊和有沖擊時A～H區(qū)域尾管段前三階頻率 Hz

由表3、4可以看出，添加固定支撐后尾管段和雙錐段已經成為兩個獨立的個體，相互之間沒有影響，即沖擊A～D區(qū)域時尾管段沒有變化，沖擊E～H區(qū)域時雙錐段沒有變化。對于雙錐段而言，當沖擊區(qū)域為B時，對管體本身的頻率影響最大；而對于尾管段而言，當沖擊區(qū)域為G時，對管體本身的頻率影響最大；同時不難發(fā)現(xiàn)，當沖擊區(qū)域為C時管體本身的頻率依然基本沒有變化。

基于添加支撐后兩部分管體的獨立性，分別提取支撐截面6沖擊A～D區(qū)域大錐段、小錐段和尾管段的最大位移，如圖5所示。

圖5 支撐截面6沖擊A～D 區(qū)域不同位置的位移量

由圖5可以看出，沖擊對大椎段的變形幾乎沒有影響，但對小錐段和尾管段影響明顯。其中，當沖擊區(qū)域為B時，小錐段達到最大位移量0.103 0mm，相比無外部沖擊時的位移量0.077 6mm增加32.7%；當沖擊區(qū)域為G時，尾管段達到最大位移量0.043 5mm，相比無外部沖擊時的位移量0.023 0mm增加了89.1%；同時，當沖擊區(qū)域為A時，小錐段達到最小位移量0.067 4mm，相比無外部沖擊時的減小13.1%。各段最大位移點分別為截面1、4、8處，即大錐與旋流腔交匯處、小錐段的中間位置和尾管段的中間位置，同樣在整個優(yōu)化模擬過程中，最大位移點的位置基本沒有改變。

5 結論

5.1無支撐時，外部沖擊對管體最大位移點的位置基本沒有影響，均在截面6處。在截面6處添加支撐后，可使小錐段和尾管段的最大位移量較無支撐時分別減小92.3%和97.7%。

5.2沖擊A區(qū)域時，能夠輕微地抑制小錐段的振動幅度，分別為無支撐情況下較無外部沖擊時減小2.5%和支撐截面6情況下較無外部沖擊時減小13.1%。

5.3無支撐時，沖擊D區(qū)域能夠有效地降低管體的振動頻率，但相應的會使最大位移量較無外部沖擊時增加28.7%；支撐截面6時，沖擊B區(qū)域能夠有效地降低雙錐段的振動頻率，但相應的會使小錐段最大位移量較無外部沖擊時增加32.7%；支撐截面6時，沖擊G區(qū)域能夠有效地降低尾管段的振動頻率，但相應的會使尾管段最大位移量較無外部沖擊時增加89.1%。

5.4罐體入口在無共振影響條件下應設計在A區(qū)域垂直范圍內，即小錐段靠近大椎段的1/4 區(qū)域內。并且合理添加支撐能夠有效抑制水力旋流器的振動幅度，支撐位置為截面6，即小錐段與尾管段交匯處。

[1] 李森.復合式水力旋流器振動特性及分離特性研究[D].大慶：大慶石油學院，2006.

[2] 王琳，匡友弟，黃玉盈，等.輸液管振動與穩(wěn)定性研究的新進展：從宏觀尺度到微納米尺度[J].固體力學學報，2010， 31(5)：481～495.

[3] 黃益民，劉偉，劉永壽，等.充液管道模態(tài)的參數(shù)靈敏度及其共振可靠性分析[J].振動與沖擊，2010，29(1)：193～195，246.

[4] 李公法，孔建益，侯宇，等.考慮液固耦合的輸液管道振動模型研究[J].機床與液壓，2010，38(9)：15～17.

[5] 梁建術，王濤，李欣業(yè).基于ANSYS Workbench的輸液管道系統(tǒng)振動控制仿真研究[J].機械設計與制造，2012，(3)：187～189.

StudyonVibrationCharacteristicsofHydrocycloneReducingPipeBasedonFluid-SolidCoupling

QIU Ya-dong1, WANG Zun-ce1, LI Cui-yan2, FAN Wen-yang3

(1.CollegeofMechanicalScienceandEngineering,NortheastPetroleumUniversity,Daqing163318,China;2.JulongSteelPipeCo.,Ltd.,CNPCBohaiEquipmentManufacturingCo.,Cangzhou062658,China; 3.No.2OilProductionPlant,CNPCDaqingOilfieldCo.,Daqing163712,China)

Adopting the fluid-solid coupling theory and the double-way implicit algorithm to investigate the external excitation’s influence on the vibration performance of hydrocyclone’s reducing tube with or without the support was implemented. The results show that, when the tank entrance stays at a quarter-area before the vertical place of the small cone section, the vibration amplitude of tube body can be inhibited, and in the condition of without the support, the biggest displacement compared to that without the shock can be decreased by 2.5% or 13.1% for that with the support; adding a support to the junction of the small cone section and the tail section can greatly decrease the vibration amplitude of tube by more than 90 percent.

hydrocyclone, fluid-solid coupling, vibration performance

*國家自然科學基金資助項目(11172061，11402051)，黑龍江省教育廳項目資助項目(ky120444)。

**邱亞東，男，1987年10月生，碩士研究生。黑龍江省大慶市，163318。

TQ051.8

A

0254-6094(2015)02-0240-05

2014-12-02，

2015-03-10)