水下油嘴多相節流溫降數值模擬及規律研究*

朱軍龍 李清平 秦 蕊 姚海元

(中海油研究總院有限責任公司)

0 引 言

近些年，我國已經相繼在深水天然氣勘探開發領域取得了重大突破，2014年第一個深水氣田荔灣3-1正式投產[1]，2021年第一個自營深水氣田“深海一號”順利投產，它們的水下生產系統中均用到了水下油嘴。水下油嘴作為水下生產系統的重要部件，用來調控生產中流體的速度，控制油氣井的關斷和開啟，其流通性和安全性對油氣田生產至關重要[2]。在高壓低溫環境下工作時，天然氣流經水下油嘴腔體內節流部位，由于流通面積減小，壓力急劇降低，油嘴通道內產生強烈的渦流[3]。在節流效應影響下節流部位溫度急劇降低，通道內極易析出凝結的天然氣水合物，引起油嘴及其下游管道和設備的冰堵，影響安全生產。

現場案例顯示，在眾多生產事故中，天然氣水合物堵塞是引起事故最主要的因素之一。尤其在深水高壓環境下，節流后的壓力同樣高于陸上設備壓力，加之海底低溫環境，極易生成天然氣水合物。因此節流設備的溫降機理和溫降規律越來越受到學者關注。

1 水下油嘴節流效應與結構

1.1 水下油嘴節流效應機理

天然氣流經油嘴時，流通面積驟縮，腔體內產生強烈的渦流，由于流速很快而無法與外界進行充分換熱，造成油嘴下游溫度驟降，該過程稱為節流效應(又稱焦爾-湯姆遜效應，即J-T效應)。節流效應的大小通常用等焓過程中的溫度與壓力變化之比的極限值表示，其值μj稱為絕熱節流系數，見式(1)[4]。

(1)

式中：μ為比熱力能，J/kg；cp為比定壓熱容，J/(kg·K)；T為氣體的熱力學溫度，℃；p為壓力，Pa；V為比體積，m3/kg。

μj由熱力學能和流動功決定，隨壓力、溫度的變化而變化。當節流后溫度降低時，μj>0，產生節流冷效應；當節流后溫度升高時，μj<0，產生節流熱效應。對于理想氣體，節流前后溫度不變，μj=0，產生零效應。天然氣流經油嘴節流后壓力減小，分子間距增大，必須通過吸收熱量來克服分子間吸引力。摩擦和分子間位能增加，產生節流冷效應，造成下游氣體溫度降低。

高壓氣體節流形成天然氣水合物，給生產安全會帶來諸多問題：①天然氣節流引起的溫降效應，會使得天然氣在高壓低溫的管道中遇水凝結，生成水合物而堵塞管道；②水合物堵塞后油嘴通道更小，形成節流效應惡性循環，油嘴前端壓力不斷升高，高壓會威脅管線和井口裝置的安全，縮短其壽命；③調節水下油嘴會對氣井產生有害激勵，高壓氣流經過水下油嘴時，由于節流和界面變化，可能會引起設備振動[5]。國外學者對井下節流做了大量理論研究[6-14]，天然氣水下節流機理目前已經比較清晰，針對不同工況的研究仍在持續。

水下節流工藝將油嘴置于流通段適當位置以實現管線的節流壓降，只有當節流后氣流的溫度高于節流后壓力條件下水合物形成的初始溫度，管線內才不至于引起天然氣水合物堵塞，從而使得地面管線壓力和產氣量得到控制，保障正常生產運行。

1.2 水下油嘴結構與節流模型

水下油嘴結構眾多，從固定式到如今廣泛使用的可調式，功能逐漸豐富，智能化程度也大大提高。本文以水下常用的籠套式油嘴為研究對象。水下油嘴內部結構如圖1所示，作為一個流動控制單位，它主要依靠改變節流孔的數量和面積控制流體的流量，進而控制壓力和速度等[2]。

圖1 水下油嘴內部結構圖Fig.1 Structure of choke valve

圖2為油嘴及流體域結構。圖2中，左圖為將油嘴和流量控制機構視作一個整體的結構圖。由于油嘴內部籠套結構節流孔布置多，直接采用ICEM建模會比較復雜，所以采用SolidWorks建立流體域作為計算模型，將該模型保存為x_t格式導入ICEM進行網格劃分和邊界定義。

圖2 油嘴及流體域結構Fig.2 Structure of choke and fluid domain

2 節流數值模擬

2.1 模擬工況

水下油嘴的設計工況基于1 500 m水深、-29～121 ℃溫度范圍和69 MPa壓力等級。實際工作中入口壓力約為35 MPa,出口壓力為10 MPa，入口直徑為139.7 mm(5in),設計壽命為20 a。設置油嘴降壓輸送的常規流態來模擬生產實際中油嘴的壓力和溫度分布與規律。

2.2 模型建立

采用ICEM CFD進行網格劃分，最后將模型保存為Fluent格式導入計算。模型采用四面體網格，對彎管和節流孔處的網格進行局部加密處理。為了更精確地模擬流場在壁面邊界層的效應，同時保證各表面之間網格銜接良好，不出現畸形網格，對模型表面劃分棱柱網格層，層數為3，能得到較高質量的網格以提高計算精度。網格模型如圖3所示。

圖3 油嘴網格模型Fig.3 Mesh model of choke

2.3 邊界條件

壓力入口邊界：入口壓力p1=35 MPa，溫度T1=277 K；壓力出口邊界：出口壓力p2=10 MPa，溫度T2=230 K；壁面：采用無滑移壁面邊界，設定壁面為絕熱條件，設置熱通量和各種流動參數為0。

為了便于研究，在水下油嘴的分析中，對嘴內實際流動問題做出一些假設，使之簡化，以得到相應物理模型。假設條件如下：

(1)油嘴內流體流動滿足連續介質模型，即流體由連續分布的流體質點所形成；

(2)由于氣體密度變化較大，將甲烷視為可壓縮氣體；

(3)在實際流動中，節流嘴內的流動應是不穩定流，但是由于不穩定流問題的復雜性以及實際工程問題中不穩定流的運動要素接近于穩定流，所以在研究中假設為穩定流動；

(4)假設整個流動沒有泄漏，滿足質量守恒定律；

(5)假設油嘴內的流體速度很快，來不及熱交換，整個過程為絕熱工況。

3 節流模擬結果分析

先建立單相甲烷的節流模型，模擬理想狀態下單一氣體的節流效應，得到節流后的氣體壓力和溫度場分布，再采用VOF模型，建立甲烷-水的兩相流模型，得到兩相流節流后的壓力和溫度場分布，比較兩者的形成機理和演變規律。

3.1 單相氣體

輸入2.3節提到的邊界條件，模擬結果如圖4～圖7所示。

模擬結果顯示：氣體速度在節流孔前后有較大差異。油嘴上游管段流速保持恒定，當氣體進入節流前的腔體內部時，左側腔體的氣體出現了回流并且流速大于右側腔體的流速，這是氣體受到入口端籠套壁面的阻擋而導致速度大小和方向都發生了改變。進入節流孔時速度急劇增加，最高速度達到488 m/s，這是節流前后的巨大壓差導致。節流孔高速氣體流入下游管段，匯合點的速度甚至高于節流孔的速度。在節流孔下游，由于高速流體以拋物線射出，拐角處流速明顯低于其他地方，流速在出口管段的下游趨于平穩。

油嘴入口端和腔體內壓力恒定且維持入口壓力，靠近入口的腔體上下兩個端面回流造成的區域壓力減小，節流孔內壓力急劇下降。出口管段的頂端壓力卻有所回升，這是節流孔內的高速流體在出

圖4 單相甲烷速度分布云圖Fig.4 Cloud chart of velocity distribution of single-phase methane

圖5 單相甲烷壓力分布云圖Fig.5 Cloud chart of pressure distribution of single-phase methane

圖6 單相甲烷溫度分布云圖Fig.6 Cloud chart of temperature distribution of single-phase methane

圖7 單相甲烷密度分布云圖Fig.7 Cloud chart of pressure distribution of single-phase methane

口處發生碰撞，導致頂端有流速較低的區域，這個區域壓力高于節流孔內壓力，但是隨著流體進入，下游管段流速減小且保持穩定。

氣體溫度在進入節流孔后開始急劇下降，最低溫度出現在節流孔出口處，僅有225 K，最大溫降出現在節流孔處，達到53 K。這是節流后比容升高，分子間距增大，導致分子內位能升高，氣體溫度降低。在油嘴出口管段溫度有所回升，這是由于下游管徑變大，氣體膨脹，氣體微團互相摩擦，把一部分機械能轉變成了熱能。

密度受到壓力的影響，所以分布規律與壓力相似，入口端高壓之下，氣體密度達到245 kg/m3，下游膨脹后密度趨于100 kg/m3，密度和速度成反比。

3.2 氣液兩相流

采用VOF模型，設置氣液比為8∶2，壓力和溫度與2.3節邊界條件一致，得到結果如圖8～圖12所示。

油嘴氣液兩相流的速度分布規律與單相甲烷氣體節流后的規律相似，區別在于每個區域對應的速度值明顯減小，最高速度降低至435 m/s。這是由于氣液混合后，氣體需要攜帶液體，動能被削弱，流場速度降低。

圖8 氣液兩相速度分布云圖Fig.8 Cloud chart of velocity distribution of gas-liquid two-phase

圖9 氣液兩相壓力分布云圖Fig.9 Cloud chart of pressure distribution of gas-liquid two-phase

圖10 氣液兩相溫度分布云圖Fig.10 Cloud chart of temperature distribution of gas-liquid two-phase

圖11 氣液兩相密度分布云圖Fig.11 Cloud chart of density distribution of gas-liquid two-phase

圖12 氣液兩相體積分數分布云圖Fig.12 Cloud chart of volume fraction distribution of gas-liquid two-phase

油嘴氣液兩相流的壓力對應區域的壓力均小于單相甲烷氣體節流后的壓力。主要由于液體的存在，氣體的壓縮空間變小，壓力變小，節流孔末端最小壓力降低至6.4×106Pa。

油嘴氣液兩相流的溫度分布規律和單相甲烷節流后規律相似，但是數值發生了很大變化，節流孔和下游管段的最低溫度為252 K，較單相上升了27 K，這是由于水的比熱容遠大于甲烷，溫度降低時散熱量更大。

由于水的不可壓縮性，油嘴氣液兩相流混合密度均大于對應區域的單相甲烷密度，最大密度達到397 kg/m3。整體上，油嘴節流前密度大，節流后由于氣體膨脹，密度減小。

氣液兩相流在節流前基本保持穩定的比例，進入節流孔開始，由于氣相體積膨脹導致體積分數增加，最大值達到0.94，而液相體積分數減小，最小值為0.06。

3.3 結果對比及能量機理分析

單相甲烷、氣液兩相流節流后數據對比如表1所示。

表1 兩種組分的節流數據對比Table 1 Comparison of throttling data of three components

水下油嘴的節流是一個流體突變的過程，流體進入節流孔時為體積壓縮流動，流出節流孔時為突然釋放的流動。流體進入節流孔時，受到壁面阻擋，速度和方向都會發生改變。碰撞過程會產生能量損失，流體在腔體內會形成回流和漩渦，并不會立即充滿節流孔，而是不斷填充和混合，速度和方向重新調整。這兩個過程存在很嚴重的撞擊和摩擦，既存在于流體之間，又存在于流體和壁面之間。突變過程中存在一部分機械能的轉化，溫度的變化由能量轉化造成。

4 流動與結構參數對節流溫降的影響規律

天然氣水合物的生成主要取決于壓力和溫度，當壓力確定后，溫度成為決定水合物生成與否的關鍵因素。因此準確掌握不同工況下油嘴的溫壓值和分布規律，對保障流動安全和預防水合物生成具有重要意義。不同工況下的油嘴節流溫降規律也可以為油嘴的改進和安全使用提供參考。

影響油嘴節流效應的因素有流動參數和結構參數。本節對流動參數的分析主要從入口壓力、出口壓力(壓降)、入口溫度和氣液相占比幾個方面展開，結構參數主要用于研究油嘴的開度。參數改變見表2，計算結果如圖13～圖17所示。

由圖13可知，最低溫度隨著入口壓力的增大呈線性降低，最大溫差、最大速度隨著入口壓力的增大呈線性增大。由圖14可知，最低溫度隨著入口溫度的增大呈線性升高，最大溫差基本保持不變，最大速度隨著入口溫度的增大而增大。由圖15可知，最低溫度隨著入口壓力的增大呈線性降低，最大溫差、最大速度隨著入口壓力的增大呈線性增大。由圖16可知，最低溫度隨著液相比例的增大而增大，最大溫差、最大速度隨液相比例的增大而減小。由圖17可知，最低溫度隨著開度的減小而減小，且溫降幅度隨著開度的減小而增大，最大溫差、最大速度隨開度的減小而增大。

表2 改變油嘴流動參數和結構參數對應的計算工況Table 2 Calculation conditions corresponding to different choke flowing parameters and structural parameters

圖13 不同入口壓力下的油嘴流場規律Fig.13 Choke fluid field with different inlet pressures

圖14 不同出口壓力下的油嘴流場規律Fig.14 Choke fluid field with different outlet pressures

圖15 不同入口溫度下的油嘴流場規律Fig.15 Choke fluid field with different inlet temperatures

圖16 不同氣液比例下的油嘴流場規律Fig.16 Choke fluid field with different gas-liquid ratios

圖17 不同開度下的油嘴流場規律Fig.17 Choke fluid field with different choke openings

5 結論及認識

(1)水下油嘴生產時在節流效應的影響下下游溫度急劇下降，溫度下降至足夠低時會在管道析出水合物而造成堵塞，影響安全生產的同時也會對設備造成損壞，堵塞會導致前后壓差越來越大，形成冰堵，而冰堵將進一步加劇壓差增大，形成惡性循環并使設備劇烈振動。

(2)模擬顯示，單相甲烷氣體在節流后溫度會降低至225 K(-48 ℃)，主要是因為氣體的膨脹和摩擦，形成能量轉換導致溫降。氣液兩相流的節流段溫壓場規律與單相基本一致，但是由于水的比熱容遠大于甲烷，溫度降低時放熱多，溫降相對小，但最低溫度也可達到252 K(-21 ℃)。在生產中，根據液體情況控制壓力和溫度在水合物形成線以上就可避免冰堵。

(3)不同的入口和出口壓力對應壓差的大小不同，壓差越大節流效應越明顯，但液相比例增大會緩解節流效應；油嘴開度會間接影響到壓差，因此作業時不宜采用太小開度。