摘要：深海油气田开采过程中混合立管系统会出现严重段塞流，造成系统流动特性参数周期性剧烈波动，严重危害海洋开发系统。在混合立管系统的模拟装置上，实验研究了混合立管系统严重段塞流的流动特性。研究结果表明：混合立管严重段塞流的1个周期分为液塞形成、液塞生产、液气喷发和液体回流4个阶段，立管的垂直管段与U形柔性管段的流动特性稍有不同，U形柔性管段在液气喷发阶段产生剧烈抖动；严重段塞流周期随气液相折算速度的增大而减小；立管压力波动幅度随气相折算速度的增大先增大后减小；液塞长度随气相折算速度的增加而减小，且下倾管增加缓冲容积时液塞长度明显增大，减小出油管长度有利于抑制严重段塞流；在深水混合立管系统结构尺寸变化范围内，垂直管高度和U形柔性管尺寸对严重段塞流的发生范围及特性影响不大。该研究结果将为混合立管的设计提供一定的参考依据。
关键词：混合立管；两相流；严重段塞流；流型图；周期；压力波动；液塞长度；结构尺寸
混合立管系统主要由集输管路和立管段组成，立管段又由垂直管段和非对称的U形柔性管段组成[1～2]。在低输量工况下，海底管道向下坡向立管底部的集输管线-立管中会出现严重段塞流现象。严重段塞流会形成一倍至数倍上升管高度的液塞，造成流动参数的周期性剧烈波动，对海洋开发系统带来诸多危害(如分离器溢流、气相系统不正常放空、压缩机不正常停运、管道及其附件结构可靠性降低和生产井产量受到影响等)，深海油气生产中这一问题更为严重。
相对于其他深水立管，混合立管建设成本相对较高，混合立管的纵向尺寸对流动特性的影响是结构设计的核心问题。
国内外学者主要是在小型实验室模拟装置上对严重段塞流进行了一系列的实验及理论研究[3～10]。这些装置的实验立管管段是为模拟垂直上升立管(L形立管)、悬链立管和S形立管而设计的。本实验装置实验管段由较长的水平管、下倾管、垂直管和不对称U形柔性管组成，可以较好地模拟混合立管系统的内流问题。
1 混合立管内流实验系统
实验在中国石油大学(北京)多相流实验室的混合立管实验装置上进行，实验装置根据某深水混合立管结构尺寸利用几何相似原理设计而成。实验装置包括供水、供气、实验管路、数据测量及信号采集系统。供水系统主要由储液罐和螺杆泵组成；供气系统主要由压缩机和缓冲罐组成；实验管路系统包括气液混合器、长44.00m的水平管段、倾角为-2°、长为14.39m的下倾管段和立管段(包括高约6.67m且高度可变的垂直立管和长2.20m水平跨度可变的U形柔性管)，U形柔性管出口设有气液分离器和测量罐。实验管路内径均为0.05m，下倾管后半部分和整个立管段均为透明管。数据测量仪表主要有电磁流量计、质量流量计、压力传感器、压差传感器、温度传感器和双平行电导探针。实验介质为空气和水。实验装置流程示意图如图1所示。
2 实验结果及分析
2.1 严重段塞流流型图
笔者将混合立管液塞长度达到或超过整个立管长度的段塞流划为严重段塞流；将液塞长度小于立管长度但是有液塞堵塞立管底部的段塞流划为过渡严重段塞流；将水力学段塞流、气泡流、气团流和环状流划为稳定流。图2-a、2-b为下倾管倾角为-2°、立管总高度为7.00m、U形柔性管长度为2.20m、水平跨度为1.50m，垂直管高度分别为6.67m和6.00m的混合立管严重段塞流流型图。从图2可以看出，混合立管严重段塞流发生在气液相流量都较小的工况下。对比图2-a和图2-b，发现严重段塞流的范围相差很小，垂直管高度为6.67m的混合立管严重段塞流范围要稍大一点。
由图2可知，当液相折算速度较小时，随着气相折算速度的增大，混合立管流型从严重段塞流逐步向过渡严重段塞流和稳定流转变，此时下倾管持液率不断减小，流型主要为分层流。当气相折算速度较小时，随着液相折算速度的增大，混合立管流型从严重段塞流逐步向过渡严重段塞流和稳定流过渡，此时下倾管持液率不断增大，流型从分层流向段塞流、气团流和气泡流过渡；当下倾管内流型转变为气团流和气泡流时，气体无法在管线内积聚并推动液塞喷发，从而过渡严重段塞流消失。
图2-b还反映了严重段塞流发生范围的理论预测值与实验值的比较情况。图中所示由泰特尔杜克勒准则[11]、π准则[12]和泰特尔准则[13]计算值曲线所围成的左下方区域为严重段塞流预测区域，图2显示严重段塞流发生范围的计算结果与实验结果有较好的吻合性。
2.2 严重段塞流的周期特性
混合立管严重段塞流的1个周期可以分为4个阶段：①液塞形成阶段；②液塞生产阶段；③液气喷发阶段；④液体回流阶段。由于混合立管的立管段由直管段和U形柔性管段组成，垂直管段在严重段塞流周期各个阶段的流动特性与下倾管-立管相同，而U形柔性管段在整个严重段塞流周期各个阶段的流动特性跟垂直管段有所不同。U形柔性管在严重段塞流4个阶段的流动特点为：
1) 在液塞形成阶段，液体回落时有少量的液体堵塞了U形柔性管底部。当液塞在垂直管段中生长的时候，垂直管段与U形柔性管下降段的气体被压缩，气体不断地以气泡的形式穿透U形柔性管底部液塞进入分离器。U形柔性管内的少量液体在下降段和上升段中表现为振荡流动。当液塞头部到达垂直管顶部后，液体迅速沿U形柔性管下降段进入U形柔性管，下降管段持液率较小，呈现分层流特性；当液塞到达U形柔性管顶部时，液塞形成阶段结束。
2) 在液塞流出阶段，液体稳定流出，U形柔性管下降管段气相空间逐渐减小，U形柔性管中有微小的气泡随液塞进入分离器。
3) 在液气喷发阶段，气体开始进入立管推动液塞加速时，U形柔性管下降段气相空间迅速消失。液塞尾到达垂直管顶部后快速经过U形柔性管进入分离器，此时，U形柔性管产生剧烈的鞭击效应。当液塞尾流出U形柔性管后，液气喷发阶段结束。
4) 在液体回流阶段，液塞尾部离开U形柔性管后，气体继续携带立管管壁上的液体喷出U形柔性管，压力继续降低，直至气体不足以举升管壁上的液膜及少量的液滴时，液膜及少量液滴在重力的作用下回流至U形柔性管底部。相对于垂直管，U形柔性管内气体更容易将液膜举升出U形柔性管的上升段。
图3为下倾管倾角为-2°时严重段塞流周期与液相折算速度的关系图。从图3可以看出严重段塞流周期随液相折算速度的增大而减小。实验显示形成严重段塞流时下倾管为分层流。液相折算速度增大时，下倾管持液率增加，气相空间相应减小，相同时间内气相压力增加值变大，因此严重段塞流周期变短。同时从图3还可以看出严重段塞流周期随气相折算速度的增大而减小，当气相折算速度增加时，下倾管内的气体压力上升速度增加，下倾管内的气相压力值达到立管底部所受最大静水压力的时间变短，因此严重段塞流周期变短。
2.3 压力、压差及持液率波动特点
图4是气液相折算速度都为0.10m/s时U形柔性管段压差和垂直管段压差周期波动图。由图4可知，液塞在垂直管段生长时，垂直管段压差逐渐增大，U形柔性管段压差很小而且稳定；液塞到达垂直管段顶部进入U形柔性管段后垂直管段压差不变，U形柔性管段压差开始增大，垂直管段压差要远大于U形柔性管段压差，这主要是由于垂直管段的长度远大于U形柔性管段的净垂直高度。
图5是气、液相折算速度都为0.30m/s时U形柔性管的压力、持液率周期波动图。在液塞形成阶段液塞头进入U形柔性管之前，U形柔性管内少量液体振荡流动，U形柔性管底部压力较小并有小幅度的波动。液塞进入U形柔性管后，U形柔性管下降段中部持液率先开始上升，由于下降段倾角较大，液体在下降段为分层流，U形柔性管下降段中部持液率值较小。随着液塞头在上升段中生长，U形柔性管底部压力开始增大，当到达上升管探针处时，U形柔性管上升段中部持液率从0变为1。在液塞生产阶段，U形柔性管底部压力与U形柔性管上升段中部持液率不再增长。随着液塞不断流入U形柔性管，U形柔性管上升段中部持液率慢慢增大。在液气喷发阶段，由于液塞加速，U形柔性管底部压力先迅速增大然后迅速减小到最小值，U形柔性管上升段中部持液率迅速增大到1。随着液塞尾经过U形柔性管，液体回落，U形柔性管上升段中部持液率和u形柔性管上升段中部持液率迅速减小直至重新变为0，开始下一个严重段塞流周期。
2.4 液塞特性
根据单压力信号法计算可得到液塞长度[14]。图6为液塞长度与气液相折算速度的关系图。
从图6可以看出，随液相折算速度的增大，液塞长度先增大后减小。当气相折算速度恒定时，随着液相折算速度的增加，液塞速度增大。在下倾管气体穿透液塞前有更多的液体流入立管，因此液塞长度增大。随着液相流量的增大，下倾管持液率增大，随着气体不断流入，气相空间压力增加速率变快。当液相折算速度增大到一定值时，下倾管持液率增大对液塞长度的影响已经超过了液相流量增加本身的影响，因此液塞长度减小。图2所示的流型图也反应了这种现象。达到最大液塞长度的液相折算速度与气相折算速度有关。
液塞长度随着气相折算速度的增加而减小。当液相折算速度恒定时，随着气相折算速度的增加，严重段塞流周期变小，流入立管的液体减少，因而液塞长度减小。同样，图2所示的流型图也反应了这种现象。
2.5 立管结构尺寸及增加下倾管段缓冲容积对流动特性的影响
在液相折算速度为0.10m/s的情况下，严重段塞流周期在下倾管段有无缓冲容积时与气相折算速度的关系如图7所示。不同立管结构尺寸下，立管压力波动幅度与气相折算速度的关系如图8所示，液塞长度与气相折算速度的关系如图9所示。图8、9中的Ⅰ和Ⅱ分别代表总高度为7.O0m，U形柔性管总长为2.20m，垂直管段高6.67m，U形柔性管水平跨度分别为1.50m和1.20m的混合立管；Ⅲ代表自由站立式立管总高度为7.O0m，U形柔性管总长2.20m，垂直管段高6.O0m，U形柔性管水平跨度为1.50m的混合立管。
通过比较发现，Ⅰ和Ⅱ在相同工况下严重段塞流周期、压力波动幅度及液塞长度都较为接近，这可能是由于其水平跨度变化较小。
从图7中可以看出，下倾管段有缓冲容积时，严重段塞流周期比下倾管段没有缓冲容积时大。下倾管段增加缓冲容积(相当于增加出油管长度)增大了下倾管段的气相空间，随着入口气体不断进入，气相压力增加速度变小，达到立管内液柱产生的压力需要更长的时间，因此严重段塞流周期变大。
从图8中可以看出，Ⅰ比Ⅲ的压力波动幅度稍大，差值为3～4kPa。这主要是由于Ⅲ的垂直管高度与U形柔性管垂直高度之和比Ⅰ的略小，压力的最高值就小一些，因此压力波动幅度小。
从图9中可以看出，Ⅰ的液塞长度比Ⅲ稍大。由于Ⅲ的垂直管段高度小一些，而U形柔性管总长不变，垂直管高度与U形柔性管垂直高度之和略小，液柱在立管底部产生的压力小一些，相同气液相折算速度下严重段塞流周期较短，液塞长度相应小一点。
3 结论
1) 在混合立管内流实验模拟装置上，实验研究了不同垂直管高度及U形柔性管水平跨度立管系统严重段塞流的产生情况及流动特性。
2) 在严重段塞流的1个周期内，立管的垂直管段与U形柔性管段的流动特性稍有不同。当液塞在垂直管段内生长时，U形柔性管段内残留液体做振荡流动。垂直管段压力波动的幅度及时间远大于U形柔性管段，出口处气液间歇流动。U形柔性管下降段在液塞生产过程中为分层流，持液率较小，并缓慢增大，当气液开始喷发时持液率迅速增大为1。U形柔性管在液气喷发阶段产生剧烈的抖动。
3) 立管压力波动幅度随气相折算速度的增大先增大后减小，液塞长度随气相折算速度的增加而减小。下倾管增加缓冲容积时液塞长度明显增大，减小出油管长度有利于抑制严重段塞流。
4) 在实验条件下及混合立管结构尺寸变化范围内，垂直管高度、U形柔性管尺寸对严重段塞流特性的影响较小，而垂直管段高一些的立管其严重段塞流的范围、周期、压力波动幅度及液塞长度等特性均稍大一些。
参考文献
[1] HATTON S A.Low cost deepwater hybrid riser system[C]∥paper 8523-MS presented at the Offshore Technology Conference，5-8 May 1997，Houston，Texas，USA.Houston：Offshore Technology Conference，1997.
[2] WATTERS A J，SMITH I C，GARRETT D L.The lifetime dynamics of a deep water riser design[J].Applied Ocean Research，1998，20(1/2)：69-81.
[3] FARGHALY M A.Study of severe slugging in real offshore pipeline riser-pipe system[C]∥paper 15726-MS presented at the SPE Middle East Oil Show，7-10 March 1987，Manama，Bahrain.New York：SPE，1987.
[4] SCHMIDT Z，BRILL J P，BEGGS H D.Experimental study of severe slugging in a two-phase-flow pipeline-riser pipe system[J].SPE Journal，1980，20(5)：407-414.
[5] FABRE J，PERESSON L，CORTEVILLE J，et al.Severe slugging in pipeline/riser systems[J].SPE Production Engineering，1990，5(3)：299-305.
[6] JANSEN F E，SHOHAM 0，TAITEL Y.The elimination of severe slugging experiments and modeling[J].International Journal of Multiphase Flow，1996，22(6)：1055-1072.
[7] 王鑫，郭烈锦，张西民，等.集输-上升管路系统严重段塞流实验研究[J].工程热物理学报，2005，26(5)：799-801.
[8] 马华伟，何利民，罗小明，等.下倾-立管系统中严重段塞流现象的周期特性[J].工程热物理学报，2008，29(5)：787-791.
[9] TIN V.Severe slugging flow in flexible risers[M]∥BURNS A P ed.，Proceeding of BHRG 5th International Conference on Multiphase Production.Great Britain：Elsevier，1991：507-525.
[10] 程兵，喻西崇，李清平，等.深水立管严重段塞流控制方法及其模拟分析[J].天然气工业，2011，31(4)：89-94.
[11] TAITEL Y，DUKLER A E.A model for predicting flow regime transitions in horizontal and near horizontal gasliquid flow[J].AIChE Journal，1976，22(1)：47-55.
[12] POTS BERT F M，BROMILOW I G，KONIJN MARTIN J W F.Severe slug flow in offshore flowline/riser systems[J].SPE Production Engineering，1987，2(4)：319-324.
[13] TAITEL Y.Stability of severe slugging[J].International Journal of Multiphase Flow，1986，12(2)：203-217.
[14] 何利民，赵越超，罗小明.强烈段塞流特征参数测量方法试验研究[J].工程热物理学报，2005，26(4)：621-624.
(本文作者：彭明1,2 邓道明1 李晓平1 陈金金1 吴海浩1 李清平3 于达1 1.中国石油大学(北京)城市油气输配技术北京市重点实验室；2.中国石化青岛液化天然气有限责任公司；3.中海石油研究总院)
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