流固耦合效应下水力旋流器变径圆管振动特性研究*

邱亚东 王尊策 李翠艳 范雯洋

(1. 东北石油大学机械科学与工程学院；2. 渤海石油装备巨龙钢管有限公司；3. 大庆石油第二采油厂)

流固耦合效应下水力旋流器变径圆管振动特性研究*

邱亚东**1王尊策1李翠艳2范雯洋3

(1. 东北石油大学机械科学与工程学院；2. 渤海石油装备巨龙钢管有限公司；3. 大庆石油第二采油厂)

应用流固耦合理论，采用双向耦合隐式算法研究在无支撑和有支撑两种情况下外部激振对水力旋流器变径圆管结构振动特性的影响。研究结果表明，罐体入口在小锥段前1/4区域垂直范围内时，能够抑制管体振动幅度，分别为无支撑时使管体最大位移量较无冲击时减小2.5%和有支撑时使管体最大位移量较无冲击时减小13.1%；在小锥段与尾管段交汇处添加支撑可以有效抑制管体振动幅度达90%以上。

水力旋流器 流固耦合 振动特性

随着我国各主力油田进入中、高含水开采阶段，油田生产污水的处理已成为重大难题之一。水力旋流器在油田采出液分离和含油污水处理方面具有其他分离设备不可替代的作用。作为一种分离设备，人们希望在连续工作中获得较高的分离效率，而高的分离效率需要有一个稳定、合理的流场分布，但设备在运行过程中，由于其工作方式往往为多个管体并联的形式，这样单个管体就会受到内部和外界的双重干扰影响，致使其产生各种微小的振动，从而使流经设备的流场产生振荡，而振荡流又进一步作用于设备，使设备产生振动。已有研究表明，这种流场与结构的相互作用会对水力旋流器的分离效率产生影响[1]，这也使得控制和利用流体与结构设备之间的相互作用逐渐成为众多学者关注和研究的课题[2～5]。

由于水力旋流器变径圆管结构工作环境的特殊性，使得其工作状态下的振动特性很难通过试验的方法获得。笔者通过数值模拟的方法，对水力旋流器进行了流固耦合仿真模拟，得到了水力旋流器变径圆管结构在工作状态下的振动特性，为水力旋流器的合理安装和使用提供了依据。

1 水力旋流器变径圆管结构数值计算模型

水力旋流器变径圆管结构工作状态振源分布如图1所示。待处理混合液经由罐体入口进入罐内，成为外部来流，冲击旋流器管体产生涡激力，后经由旋流器入口进入旋流腔形成强旋流对管体产生自激力，同时产生分离作用，使得轻相介质(油)经由溢流口排出，重相介质(水)经由底流口排出。笔者采用经典双锥结构，考虑流固耦合效应的影响，以变径圆管结构为研究对象，对其在无支撑和有支撑两种情况下的振动特性进行数值计算分析。

图1 水力旋流器变径圆管结构工作状态振源分布

1.1管体结构的有限单元法

水力旋流器变径圆管结构为实体单元，单元内的位移函数关系式可表示为：

{f}=[N]{δ}e

(1)

式中 {f}——单元内任一点在坐标方向的位移列向量；

[N]——形函数矩阵；

{δ}e——单元内所有节点位移分量的列向量。

管体结构的位移函数建立后，利用弹性力学几何方程、弹性力学物理方程和虚功原理，建立单元的节点力和位移关系式，即建立水力旋流器管体的平衡方程：

{F}e=[k]{δ}e

(2)

(3)

式中 {F}e——单元各节点所有节点力分量组成的节点力列向量；

[k]——单元刚度矩阵。

1.2结构动力学方程

在对水力旋流器进行流固耦合分析时，需要考虑结构在内力和外力共同作用下的振动情况，才能更好地确定结构随时间运动对流体流动的影响，结构的运动方程可表示为：

(4)

式中 [C]——阻尼矩阵；

{Ff}——流体对结构的载荷；

{Fo}——外界随时间变化的载荷；

[M]——质量矩阵；

2 建模及模拟参数设置

模拟基于Workbench平台，采用双向耦合隐式算法进行模拟分析。模拟分析的对象为水力旋流器变径圆管结构，旋流腔直径56mm、长56mm，大锥锥角20°，大锥小径14mm，小锥锥角1.5°，小锥小径7mm，尾管长度500mm，额定处理量4m3/h，管体材料为不锈钢347，壁厚3mm，支撑方式为两端固定。内部流体为含油5%的油水混合液，分流比为5%，截面标号和区域划分如图2所示。其中，A～H为拟冲击区域，截面1～10为位移测点标号。

图2 截面标号和区域划分

考虑水力旋流器在工作时其主要激振来源为内部流体和外部冲击的相互作用，笔者重点研究内流稳定时外部冲击对其振动特性的影响规律，而外部冲击对管体的影响以涡激振动的形式体现出来。根据涡激振动理论，取用斯托哈尔数St=0.2，升力系数Cl=0.65，忽略曳力对管体的影响。计算得到4m3/h额定流量时冲击A～H各区域时，升力的频率和大小见表1。

表1 各区域升力的频率和大小

3 无支撑时的模拟结果

根据实际工况设计模拟方案，模拟管体分别在无外部冲击和冲击A～H区域时的模态，分析对比见表2。

表2 无支撑前三阶频率 Hz

由表2数据可以看出，相较无外部冲击，当冲击区域为D时，对管体本身的频率影响最大；当冲击区域为C时，对管体本身的频率影响最小，几乎没有影响。分析原因在于冲击在D区域时，外激力频率与自激力频率产生叠加，造成频率降低；而冲击在C区域时，外激力频率与自激力的频率相互抵消，使得外激力的频率抵消，从而使得管体的振动频率表现为与无外激力时相同。同时，提取无外部冲击和冲击A～H区域时管体的最大位移量并进行对比(图3)。

图3 无支撑冲击A～H区域管体位移量

由图3可以看出，当冲击区域为D时，管体的最大位移量达到最大值1.300 0mm，相比无外部冲击时的位移量1.010 0mm增加了28.7%；同时，当冲击区域为A时，管体的最大位移量为最小值0.985 0mm，相比无外部冲击时的减小了2.5%。对比图2可知最大位移点为截面6的位置，即小锥段与尾管的交汇处，并且在整个模拟的过程中，最大位移点的位置基本没有发生改变。

4 有支撑时的模拟结果

支撑作为一种有效的减振手段，被广泛应用于生产和生活中。因此，笔者选取了5个截面分别添加支撑，以选出最佳支撑位置，并对无支撑和支撑时各截面各管段的最大位移量进行了对比(图4)。

图4 无支撑和有支撑时各截面各管段最大位移量

由图4可以看出，当支撑在截面5、6时，管体的最大位移量明显减小。综合考虑各项因素，选取截面6(即无支撑时的最大位移截面)作为支撑截面。同时，由于支撑的约束作用，管体被分为两个部分，即双锥段和尾管段。支撑的添加对大锥段的变形几乎没有影响，但对小锥段和尾管段影响较大。其中，当支撑在截面6时，可使小锥段最大位移量较无支撑时减小92.3%，使尾管段最大位移量较无支撑时减小97.7%。

以在截面6添加支撑为基础，对添加约束后的管体进行模态分析，并分别提取了两段管体在无外部冲击和冲击A～H区域的振动频率(表3、4)。

表3 支撑截面6无外部冲击和有冲击时A～H区域双锥段前三阶频率 Hz

表4 支撑截面6无外部冲击和有冲击时A～H区域尾管段前三阶频率 Hz

由表3、4可以看出，添加固定支撑后尾管段和双锥段已经成为两个独立的个体，相互之间没有影响，即冲击A～D区域时尾管段没有变化，冲击E～H区域时双锥段没有变化。对于双锥段而言，当冲击区域为B时，对管体本身的频率影响最大；而对于尾管段而言，当冲击区域为G时，对管体本身的频率影响最大；同时不难发现，当冲击区域为C时管体本身的频率依然基本没有变化。

基于添加支撑后两部分管体的独立性，分别提取支撑截面6冲击A～D区域大锥段、小锥段和尾管段的最大位移，如图5所示。

图5 支撑截面6冲击A～D 区域不同位置的位移量

由图5可以看出，冲击对大椎段的变形几乎没有影响，但对小锥段和尾管段影响明显。其中，当冲击区域为B时，小锥段达到最大位移量0.103 0mm，相比无外部冲击时的位移量0.077 6mm增加32.7%；当冲击区域为G时，尾管段达到最大位移量0.043 5mm，相比无外部冲击时的位移量0.023 0mm增加了89.1%；同时，当冲击区域为A时，小锥段达到最小位移量0.067 4mm，相比无外部冲击时的减小13.1%。各段最大位移点分别为截面1、4、8处，即大锥与旋流腔交汇处、小锥段的中间位置和尾管段的中间位置，同样在整个优化模拟过程中，最大位移点的位置基本没有改变。

5 结论

5.1无支撑时，外部冲击对管体最大位移点的位置基本没有影响，均在截面6处。在截面6处添加支撑后，可使小锥段和尾管段的最大位移量较无支撑时分别减小92.3%和97.7%。

5.2冲击A区域时，能够轻微地抑制小锥段的振动幅度，分别为无支撑情况下较无外部冲击时减小2.5%和支撑截面6情况下较无外部冲击时减小13.1%。

5.3无支撑时，冲击D区域能够有效地降低管体的振动频率，但相应的会使最大位移量较无外部冲击时增加28.7%；支撑截面6时，冲击B区域能够有效地降低双锥段的振动频率，但相应的会使小锥段最大位移量较无外部冲击时增加32.7%；支撑截面6时，冲击G区域能够有效地降低尾管段的振动频率，但相应的会使尾管段最大位移量较无外部冲击时增加89.1%。

5.4罐体入口在无共振影响条件下应设计在A区域垂直范围内，即小锥段靠近大椎段的1/4 区域内。并且合理添加支撑能够有效抑制水力旋流器的振动幅度，支撑位置为截面6，即小锥段与尾管段交汇处。

[1] 李森.复合式水力旋流器振动特性及分离特性研究[D].大庆：大庆石油学院，2006.

[2] 王琳，匡友弟，黄玉盈，等.输液管振动与稳定性研究的新进展：从宏观尺度到微纳米尺度[J].固体力学学报，2010， 31(5)：481～495.

[3] 黄益民，刘伟，刘永寿，等.充液管道模态的参数灵敏度及其共振可靠性分析[J].振动与冲击，2010，29(1)：193～195，246.

[4] 李公法，孔建益，侯宇，等.考虑液固耦合的输液管道振动模型研究[J].机床与液压，2010，38(9)：15～17.

[5] 梁建术，王涛，李欣业.基于ANSYS Workbench的输液管道系统振动控制仿真研究[J].机械设计与制造，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

*国家自然科学基金资助项目(11172061，11402051)，黑龙江省教育厅项目资助项目(ky120444)。

**邱亚东，男，1987年10月生，硕士研究生。黑龙江省大庆市，163318。

TQ051.8

A

0254-6094(2015)02-0240-05

2014-12-02，

2015-03-10)