蒸汽管线外表面传热系数计算模型修正

李鹏 葛苏鞍 葛永广 马中山 李栋

（1.新疆油田公司实验检测研究院；2.东北石油大学土木建筑工程学院）

1 现状

新疆油田稠油产量占我国全年稠油总产量的1/3[1]，采集技术通常为热采技术，将蒸汽注入地下油层，以达到降黏增流、提高开采效率的目的[2]。热采过程中，管道保温是实现稠油高效开采的基础[3]。然而，受保温层结构偏心沉降等因素影响，蒸汽管线对流散热损失严重，蒸汽品质与能量利用率降低[4-5]，其中表面传热系数是计算蒸汽管线对流散热损失的重要参数[6-7]。

国内外学者对管线对流散热研究时，通常将管线外表面传热系数做相应的简化处理。如李涛等人[8]分析了架空管道停输介质温度分布影响规律，发现表面传热系数增加，其管内介质温度低于凝固点所需的时间缩短。另外，随着运行年份增加，管线保温结构因自重出现上薄下厚的偏心沉降，其结构非均匀分布会对外表面传热系数产生影响，如赵旭[9]采用努塞尔准则数获取管线外表面传热系数的方式进行了大截面热力管线保温层下沉的不等厚优化设计；Sahin等人[10-11]基于控制理论方法与梯度下降法研究了变保温厚度的铺设方案，但外表面传热系数是基于定值进行分析的。上述研究侧重于将管线外表面传热系数简化为定值或无量纲准则数，但针对保温偏心沉降情况下的表面传热系数研究尚未见诸文献报道。

通过建立蒸汽管线保温结构变异二维稳态传热模型，分析保温结构偏心沉降程度对其表面传热系数的影响规律，从而获取保温管线不同分区部分的表面传热系数，并对现有经验关联式进行了修正，为油气田地面工程运维及相关规范修订提供参考。

2 数理模型

2.1 架空蒸汽管线物理模型

蒸汽管线物理模型见图1，模拟了其传热过程。可见保温层结构因自重、阴雨天受潮等影响出现偏心沉降。模型满足以下假设：管道壁面温度和室外空气温度保持不变；保温材料与管壁接触良好，忽略接触热阻的影响。

图1 蒸汽管线物理模型

管外空气流动状态：外表面温度与环境温度引发的空气密度差导致的自然对流，以及受风速影响引起的强制对流，需通过理查森数Ri判断二者作用规律。当Ri＜0.1时，自然对流可以忽略；当Ri＞10时，强制对流可以忽略；而当0.1＜Ri＜10时，属于混合对流，即自然对流、强制对流均不能忽略。理查森数Ri与格拉晓夫数Gr及雷诺数Re有关，计算式如下：

式中：g为重力加速度，取9.8 m/s2；ΔT为保温层外壁面温度与环境温度温差，K；l为保温层外径，0.56 m；υ为保温层外空气的运动黏度，取30℃下空气的运动黏度1.6×10-5m2/s；ρ为保温层附近空气密度，取1.165 kg/m3；v为风速，取0.75 m/s；d为保温层外径，0.56 m。βv为空气体积膨胀系数，计算公式如下：

式中：p为压力，取1.013 25 MPa；Tsur为保温层外壁面温度，取301 K；Tair为空气温度，取293 K。

通过公式（4）计算可知，空气体积膨胀系数约为3.367×10-3；ΔT为8 K；故可计算管道保温层外表面格拉晓夫数为2.460×108；雷诺数为3.058×104；理查森数为0.263，管外空气流动状态属于混合对流流动状态。传统实验关联式不适用于混合对流传热过程计算，需要采用数值模拟手段进行分析。

2.2 蒸汽管线控制方程

连续性方程：

动量方程：

能量方程：

湍流方程：

式中：u为x方向的速度，m/s；v为y方向的速度，m/s；μ为动力黏度，Pa·s；a为热扩散率，m2/s；k为湍动能；ε为耗散率；Gk为由层流速度梯度产生的湍流动能；Gb为由浮力产生的湍流动能；YM为过度扩散产生的波动；Sk为自定义系数，取值0.85；C1取值1；C2取值1.9；C1ε取值1.44；C3ε取值1；Se为自定义系数，取值0.85。

2.3 模型设置及物性参数

基于上述理论分析，表1列出了通过CFD有限元法模拟的设置。采用Boussinesq近似描述空气自然对流，求解器设置为Pressure Based，采用SIMPLE算法对压力-速度的耦合项进行离散，PRESTO!算法对压力项进行离散。采用8 m×11 m空间尺寸模拟分析[11]，边界条件如图2所示。管道壁面为温度553.15 K。空气温度为293.15 K。空气的密度为1.225 kg/m3，导热系数为0.024 2 W/(m·K)，比热为1 006.43 J/(kg·K)。保温材料的密度为58 kg/m3，导热系数为0.038 W/(m·K)，比热为1 060 J/(kg·K)。

表1 CFD模型的设置

图2 计算空间及边界条件

3 算例与分析

蒸汽管线保温结构随着使用年份及外界环境等影响会出现偏心沉降现象，对其传热特性存在影响。为分析管线保温结构不同偏心沉降程度对外表面传热系数的影响，以新疆克拉玛依地区为例，选取0、2%、4%、6%、8%和10%等6种工况进行研究。其中风速为1 m/s，管线保温层外径为0.3 m，保温层厚度0.05 m。

图3 为不同偏心沉降蒸汽管线保温层外表面传热系数模拟结果。图3a为偏心沉降10%时的流场分布，管线附近流场变化剧烈，迎风面流场流速较高于背风面，且背风面出现了回流现象。为定量分析管线表面传热系数的变化规律，图3b～图3d给出了管线上表面各处位置的传热系数。由图3b可见，不同偏心沉降管线表面传热系数变化趋势一致，迎风面传热系数(h)明显高于背风面，随着位置向背风面移动，h值呈下降趋势，其原因为流体边界层不断增厚的缘故，并于x=0.065 6 m附近出现最小值；此后经历2次小幅度回升趋势，第一次回升是受自然对流和强制对流影响，其流态变化由层流转变为紊流所致，第二次回升则是由于绕流脱体的缘故[12]。由图3c～图3d可知，保温层偏心沉降增加，其迎风/背风面及平均表面h值总体为略微降低趋势，在2%～8%的偏心沉降范围内，平均h值逐渐减小，而在8%～10%范围，平均h值出现上升，8%处出现最小值12.967 W/m2·K，同比无偏心管线降低1.034%。偏心沉降8%处出现回升点，原因可能为该偏心沉降满足其作为绕流脱体起点的要求，其脱体区的扰动强化了换热。

管线外表面传热系数计算式[13-14]：

当VD0≤0.8 m2/s时：

当VD0＞0.8 m2/s时：

与公式（11）、（12）计算结果相比，偏心沉降时二者h相对误差在45%～50%。为满足工程计算精度需求，对现有计算模型进行拟合修正。考虑迎风面和背风面的表面传热系数的不同，分别对迎风面、背风面和总外表面的表面传热系数进行拟合修正。拟合过程以偏心程度x为自变量，表面传热系数h为因变量建立拟合曲线，拟合修正计算模型如表2所示。

由表2中表面传热系数随偏心沉降程度变化的修正公式可知，该修正公式优化了考虑管道偏心沉降的表面传热系数计算方法，且具有良好的拟合优度，可作为实际工程计算参考。

图3 不同偏心沉降保温层外表面传热系数

表2 偏心管线表面传热系数关联式

4 结论

建立了具有保温层偏心沉降的架空蒸汽管道传热模型，分析了偏心程度对其表面传热系数的影响，得到不同管道表面下的表面传热系数，对现有的表面传热系数经验公式进行了修正。

1）偏心沉降对管线表面传热系数影响较为明显，管线偏心沉降程度增加，表面传热系数平均值略微降低，其降低率在偏心率2%～8%范围内下降，而在8%～10%范围内上升，当偏心率8%时，表面传热系数最小，最小值为12.967 W/m2·K。

2）对比不同偏心沉降程度，迎风面表面传热系数平均值明显高于背风面。

3）对比传统经验关联式与模拟计算结果，修正了表面传热系数随偏心沉降程度变化的关联式，修正后的拟合优度为1，可作为实际工程参考。

克拉玛依油田风城采油作业区