径向流
识别油气井径向流选层
识别油气井径向流选层提高老井重复压裂措施效果对油田的可持续发展变得尤为重要。
基础井网压裂井数比例达86.76%，压裂厚度达74.5%；压裂投产后油气井的生产特征一般分为3个阶段。
Improve the effect of old well repeated fracturing measures for the sustainable development of the oilfield is particularly important. Basic well pattern fracturing well number proportion reaches 86.76%, the thickness of the fracturing was 74.5%; Fracturing of oil and gas well production characteristics after the production of general is divided into three stages.（1）线型流阶段。
此阶段原油从支撑裂缝前缘流向井筒，为压后高产阶段，不过产量下降较快。
(1) linear flow phase. At this stage of crude oil is flowing from support crack front shaft, for high yield after pressure stage, but the decline in output quickly.（2）拟径向流阶段。
此阶段原油一方面从支撑裂缝前缘流向井筒，另一方面也从裂缝两侧基岩流入井筒。
此时产量已低于第一阶段产量，但生产能力仍高于油层未经过压裂改造前的产量，此阶段产量较稳定。
(2) the phase of quasi radial flow. This stage of crude oil is flowing from support crack front shaft on one hand, on the other hand also on both sides of the bedrock from the cracks into the wellbore. Production at this point is below the first stage of production, but production capacity is still higher than before after fracturing oil layer of the production, the output of this stage is relatively stable.（3）径向流阶段。
采油工常用公式.
采油工常用公式一、地质1、孔隙度 %100⨯=fPV V φ 式中ф——储油岩石的孔隙度，％； K ——岩石中的孔隙体积； V f ——岩石的外表体积。
2、含流体饱和度%100%100⨯=⨯=fo p o o V VV V s φ 3、饱和度关系当地层压力大于饱和压力时，岩石孔隙中有油、水两相，其饱和度关系为： S 。
+s w =1 (1—7) 原始条件下原始含油饱和度为：S oi =l —S wr ， (1—8)当地层压力小于饱和压力时，岩石孔隙中有油、水、气三相的关系为： S o +S w +S g =1 (1—9) 4、绝对渗透率可由达西定律求得：PA LQ K ∆=10μ式中K ——储油岩石的渗透率，μm 2； L ——岩心的长度，cm ； A ——岩心的截面积，cm 2；Q ——通过岩心的流量，cm 3／s ； △P ——岩心两端的压差，MPa ； μ——流体的粘度，mPa ·s 。
5、气的有效渗透率 )(10222212P P A LP Q K g g g -=μp 1、p 2——分别为岩心入口处和出口处压力，MPa 。
6、油的相对渗透率 %100⨯=KK K oro 7、水驱油藏的最终采收率。
wiorwi w S S S ---=11η8、原油体积系数osoo V V B =式中 V o ——原油在地下所具有的体积，m 3；V os ——原油在地面脱气后所具有的体积，m 3。
9、溶解气油比与压力的关系为：P R s α=，α称为溶解系数：bsi s P R P R ==α10、原油体积系数与压缩系数及收缩率概念？公式？ae oso o o P P V V V C ---=1收缩率 oos o 收缩V V V -=δ注意原油的压缩系数在压力高于饱和压力时为正，低于饱和压力时为负。
11、综合压缩系数（以岩石体积为基准）P V Vw S w C S C C C f o o f t ∆∆=--=)(φφ12、弹性储量为：)(b i f t P P V C V -=∆13、在正几点法井网中,注采井数比为：23-n 14、折算年产量=12月份产量×365/12月份的日历天数36531⨯=十二月全年Q Q15、月、日注采比woo o wi q B q Q B +=ρ16、累计注采比poopii W B N W B +=ρ17、采油强度与注水强度是流量与油层有效厚度的比值：hQ Q h =18、水驱指数是累计注水量与累计采水量之差与累计采油量的比值：ppi s N W W J -=对于刚性水驱油藏，水驱指数应等于1。
平面径向流
中国石油大学渗流力学实验报告实验日期：2012.12.11 成绩：班级：学号：姓名：教师：同组者：实验二不可压缩流体平面径向稳定渗流实验一、实验目的1、平面径向渗流实验是达西定律在径向渗流方式下的体现，通过本实验加深对达西定律的理解；2、要求熟悉平面径向渗流方式下的压力降落规律，并深刻理解该渗流规律与单向渗流规律的不同，进而对渗透率突变地层、非均质地层等复杂情况下的渗流问题及其规律深入分析和理解。
二、实验原理平面径向渗流实验以稳定渗流理论为基础，采用圆形填砂模型，以流体在模型中的流动模拟水平均质地层中不可压缩流体平面径向稳定渗流过程。
保持填砂模型内、外边缘压力恒定，改变出口端流量，在稳定条件下测量填砂模型不同位置处的水头高度，可绘制水头高度或压力随位置的变化曲线(压降漏斗曲线)；根据平面径向稳定渗流方程的解计算填砂模型的流动系数及渗透率。
三、实验流程实验流程见图2-1，圆形填砂模型18上部均匀测压管，供液筒内通过溢流管保持液面高度稳定，以保持填砂模型外边缘压力稳定。
图2-1 平面径向流实验流程图1－测压管（模拟井）；2～16－测压管（共16根）；18―圆形边界（填砂模型）；19－排液管（生产井筒）；20—量筒；21—进水管线；22—供液筒；23－溢流管；24—排水阀；25—进水阀；26—供水阀。
四、实验步骤1、记录填砂模型半径、填砂模型厚度，模拟井半径、测压管间距等数据。
2、打开供水阀“26”，打开管道泵电源，向供液筒注水，通过溢流管使供液筒内液面保持恒定。
3、关闭排水阀“24”，打开进水阀“25”向填砂模型注水。
4、当液面平稳后，打开排水阀“24”，控制一较小流量。
5、待液面稳定后，测试一段时间内流入量筒的水量，重复三次。
；6、记录液面稳定时各测压管内水柱高度。
7、调节排水阀，适当放大流量，重复步骤5、6；在不同流量下测量流量及各测压管高度，共测三组流量。
8、关闭排水阀24、进水阀25，结束实验。
平面径向流特点
平面径向流特点
平面径向流特点有以下几个：
1. 平面径向流是指流体在平面内沿着径向方向流动的流动形式。
在平面内的每一点，流体的速度都指向某一固定的中心点。
2. 平面径向流具有旋转对称性，即流体在平面内的任意一点，速度大小都是相等的，只是方向不同。
3. 平面径向流速度的分布是径向对称的，速度沿径向逐渐增大或减小。
4. 平面径向流中，流体的速度是由压力差引起的。
当流体从高压区域流向低压区域时，速度增加；当流体从低压区域流向高压区域时，速度减小。
5. 平面径向流通常发生在旋转设备中，如涡轮机械和离心泵。
在这些设备中，液体或气体沿着旋转轴线流动，形成平面内的径向流。
总之，平面径向流是一种具有旋转对称性的流动形式，速度分布沿径向对称，其特点是流体速度随着压力变化而改变。
一维径向流数值模拟
1 一维径向单相流数学模型对于单井问题，通常将井底周围的流动看作一维径向流，此时最典型的特点是井底周围的流量大、压力变化快，而远离井底处流量小、压力变化小，因此采用不等距网格。
为模拟一维径向单相流，首先要恰当的建立其数学模型，模型的假设如下： （1）一维径向流动； （2）单相流体且微可压缩；（3）不考虑岩石的压缩性（即岩石不可压缩，∅=常数）； （4）油藏是均质的，即k ，∅为常数，流体粘度μ也为一常数。
（5）不考虑重力的影响。
根据质量守恒原理建立的柱坐标系下单相流的数学模型为：211()()()()rzkk k p p p rrr r rz zt(1-1)当只存在径向渗流时，一维径向单相流的数学模型可简化为：1()()rk p rrr rt(1-2)考虑均质油藏、流体微可压缩、岩石不可压缩，上述数学模型可简化为：1()kp p rCrrrt(1-3)假设k ，∅，μ均为常数，则上述方程可简化为：1()p C p rrrr k t(1-4)方程为(1-4)即为所求的一维径向单相流的数学模型。
方程中的未知量为p(r,t)，通过求解可得沿径向上各点的压力分布及其随时间的变化。
初始条件为：P(r,0)=p i (r w ≤r ≤r e )(1-5)边界条件包括外边界和边界。
相应的外边界条件如下： (1) 外边界： 1)封闭外边界：()|0(0)er r p rt r(1-6)2)定压外边界：(,)(0)e ep r t p t(1-7)(2) 边界： 1)定产边界：()|(0)2wr r p Q rt rkh(1-8)2)定流压边界：(,)(0)w wfp r t p t (1-9)式中，r -径向半径，cm ；r w -井底半径，cm ； r e -边界半径，cm ；p -油藏中各点的压力，10-1MPa ； p i -初始油藏压力，10-1MPa ； p wf -井底流压，10-1MPa ； t -时间，s ； ∅-孔隙度，小数； k -渗透率，μm 2；C-流体的压缩系数，1/MPa ；μ-流体粘度，mPa ∙s ； h-油层厚度，cm ； Q-井的产量，cm 3/s ；渗流微分方程(1-4)与初始条件、边界条件一起，构成了一维径向单相流问题完整的数学模型。
径向流实验报告
篇一：中国石油大学华东渗流力学径向流实验报告中国石油大学渗流力学实验报告实验日期： 2014/12/11 成绩：班级：石工（理科）1202学号： 12090413 姓名：李佳教师：同组者：史家明不可压缩流体平面径向稳定渗流实验一、实验目的1、平面径向渗流实验是达西定律在径向渗流方式下的体现，通过本实验加深对达西定律的理解；2、要求熟悉平面径向渗流方式下的压力降落规律，并深刻理解该渗流规律与单向渗流规律的不同，进而对渗透率突变地层、非均质地层等复杂情况下的渗流问题及其规律深入分析和理解。
二、实验原理平面径向渗流实验以稳定渗流理论为基础，采用圆形填砂模型，以流体在模型中的流动模拟水平均质地层中不可压缩流体平面径向稳定渗流过程。
保持填砂模型内、外边缘压力恒定，改变出口端流量，在稳定条件下测量填砂模型不同位置处的水头高度，可绘制水头高度或压力随位置的变化曲线(压降漏斗曲线)；根据平面径向稳定渗流方程的解计算填砂模型的流动系数及渗透率。
三、实验流程实验流程见图2-1，圆形填砂模型18上部均匀测压管，供液筒内通过溢流管保持液面高度稳定，以保持填砂模型外边缘压力稳定。
图2-1 平面径向流实验流程图1－测压管（模拟井）；2～16－测压管（共16根）；18―圆形边界（填砂模型）；19－排液管（生产井筒）；20—量筒； 21—进水管线；22—供液筒；23－溢流管；24—排水阀；25—进水阀；26—供水阀。
四、实验操作步骤1、记录填砂模型半径、填砂模型厚度，模拟井半径、测压管间距等数据。
2、打开供水阀“26”，打开管道泵电源，向供液筒注水，通过溢流管使供液筒内液面保持恒定。
3、关闭排水阀“24”，打开进水阀“25”向填砂模型注水。
4、当液面平稳后，打开排水阀“24”，控制一较小流量。
5、待液面稳定后，测试一段时间内流入量筒的水量，重复三次。
；6、记录液面稳定时各测压管内水柱高度。
7、调节排水阀，适当放大流量，重复步骤5、6；在不同流量下测量流量及各测压管高度，共测三组流量。
极坐标求解一维径向流问题
极坐标求解一维径向流问题1. 引言1.1 背景介绍一维径向流问题是流体力学中一个重要的研究课题，它涉及到流体在单一方向上的流动问题，而极坐标求解方法则是在处理这类问题时常用的数学工具。
背景介绍部分将从介绍一维径向流问题的起源和发展，以及极坐标系的基本概念和特点进行深入探讨。
一维径向流问题起源于对圆柱或球形几何中流体运动的研究，最早可以追溯到流体动力学的基础理论。
通过对一维径向流问题的研究，可以更深入地理解流体在不同几何形状中的流动规律，为实际工程问题的分析和设计提供重要参考。
极坐标系是极坐标求解方法的基础，它在处理圆对称的问题时具有显著优势。
极坐标系下的方程形式更简洁，更符合圆对称流动的特点，能够简化问题的复杂程度，提高求解效率。
极坐标求解方法在一维径向流问题中得到广泛应用，对于解决工程实际问题具有重要意义。
1.2 问题提出在一维径向流问题研究中，我们常常遇到使用笛卡尔坐标系求解的困难和复杂性。
笛卡尔坐标系下，径向速度和角向速度分量需要分别考虑，导致计算过程繁琐。
而极坐标系下的一维径向流问题则能更简洁地描述系统的径向变化，使得问题求解更加高效和直观。
在极坐标系下，系统的径向速度可直接表示为一个函数，而角向速度为零，简化了流动场的描述和求解过程。
引入极坐标系可以极大地简化一维径向流问题的数学建模和计算方法。
本文将着重研究极坐标系下的一维径向流问题，探讨其定义、方程和求解方法。
通过对比极坐标系和笛卡尔坐标系下的模型，我们将展示极坐标系在简化问题表示和求解复杂度方面的巨大优势。
我们将通过数值求解和结果分析来验证极坐标系下的一维径向流问题解的有效性和准确性。
最终，我们将总结本文的研究成果，并探讨未来在此领域的研究方向和挑战。
1.3 研究意义一维径向流问题是流体力学领域中的一个重要问题，在工程和科学研究中具有广泛的应用。
通过对极坐标系下的一维径向流问题进行研究，我们可以更好地理解流体在径向方向上的运动规律，为液体泵和压力容器等工程设备的设计提供参考依据。
平面径向流
61.75
61.60
61.55
62.00
62.25
62.05
62.25
62.40
62.20
62.20
62.55
62.90
62.75
62.80
63.00
280.0
52.53
317.0
59.57
327.0
61.60
3
12.50
46.75
46.95
46.65
46.65
47.70
48.00
47.80
6656.65
101.90
73.01
5.32
P
5894.70
5899.60
5904.50
5889.80
5897.15
66.27
9.89
P
4439.40
4449.20
443ቤተ መጻሕፍቲ ባይዱ.40
4429.60
4439.40
50.87
半径cm
8.88
流量cm3/s
测压管序号
6
7
8
9
平均值
渗透率
平均渗透率k/um2
2.08
96.73
9.89
P
4689.30
4708.90
4718.70
4718.70
4708.90
71.28
不同半径r/cm
4.44
8.88
13.32
17.76
渗透率K/
73.01
88.93
98.94
102.41
由表2-5，砂体的均匀性良好，砂体的渗透率随着半径r的增大而增大，但总的来说砂体的总体渗透率的均匀性良好。
渗流力学有关概念要点
渗流力学有关概念2.3.1 渗流力学指专门研究流体通过各种多孔介质渗流时的运动形态和运动规律的科学。
它是现代流体力学的一个重要分支，是油藏工程、油藏数值模拟的理论基础。
2.3.2 不可压缩流体{刚性流体)又称为刚性流体，是指随着压力的变化，体积不发生弹性变'形的流体。
2.3.3 可压缩流体(弹性流体)又称弹性流体，是指随压力的变化，体积发生弹性膨胀或收缩的流体。
2 .3 . 4体相流体指分布在多孔介质孔道的中轴部分，其性质不受界面影响的流体。
2.3.5 边界流体指分布在孔道壁上形成一个边界层，其性质受界面影响的流体。
2.3.6 地下流体流场指地下流体及岩石相互作用所占据的、并能在其中流动的场所或空间。
2.3.7 变形介质当地层中的液体压力降低时，岩石发生变形而使孔隙空间减小，渗透率降低，这种孔隙空间发生变形的多孔介质称为变形介质。
2.3.8 可变渗透率地层变形多孔介质的渗透率不是常数，而是压力的函数，具有这种性质的油、气层称为可变渗透率地层。
2.3.9 多孔介质以固相介质为骨架，含有大量互相交错又互相分散的微小孔隙或微毛细管孔隙的介质叫多孔介质。
油气储层就是多孔介质的一种。
2.3.10 双重孔隙介质{裂缝孔隙介质}又称裂缝孔隙介质，是指由孔隙介质和裂缝介质两个水动力学系统构成，两个系统按一定规律进行流体交换。
2.3.11 渗流及地下渗流流体在多孔介质中的流动称为渗流。
流体在地层中流动叫做地下渗流。
2.3.12 单相渗流指在多孔介质中只有一种流体以一种状态参及流动。
如在地层压力高于饱和压力条件下，油藏中的原油流动，气藏中的气体流动等。
2.3.13 两相渗流及多相渗流指在多孔介质中有两种流体同时参及流动叫两相渗流，如油层中的油、水两相流动。
同时有两种以上互不混溶的流体参及流动叫多相渗流，如油层中的油、气、水三相流动。
2.3.14 多组分渗流指含有多种组分的烃质和非烃质混合的流体在多孔介质中的流动。
径向流反应器流场分布的数值模拟分析
径向流反应器流场分布的数值模拟分析张峰;张亚新【摘要】Radial flow reactors are energy efficient reactors. In order to deeply study the flow distribution characteristics of radial flow reactors with four different flow types, the porous media model was introduced, and the FLUENT software was used to conduct the numerical simulation of flow field in different types of radial flow reactors based on the feasibility of simulation verification. When the boundary conditions are set to a certain extent, the degree of variation in pressure drop along the axial direction between the shunt flow channels and the collector flow channels in the four types of radial flow reactors was simulated and analyzed. The results showed that the distribution of fluid flow in the centrifugal flow is better than that in the centripetal flow. The distribution of the flow field in the radial flow reactor with П-type centrifugal was the most uniform, followed by Z-type centrifugal flow, П-type centripetal flow and Z-type centripetal flow.%径向流反应器是一种高效节能反应器.为了深入研究四种不同流动类型的径向流反应器的流场分布特征,在验证模拟可行性的基础上,引入多孔介质模型,运用FLUENT软件对不同类型的径向流反应器内的流场进行数值模拟.在边界条件设置一定时,模拟分析四种类型径向流反应器内分流流道与集流流道间的压降沿轴向的变化程度,结果说明:离心流动的流体分布均匀度优于向心流动,П型离心的径向流反应器内部流场分布最均匀,其次是Z型离心流动、П型向心流动、Z型向心流动.【期刊名称】《化学反应工程与工艺》【年(卷),期】2017(033)006【总页数】6页(P521-526)【关键词】径向流反应器;流场;压降;数值模拟【作者】张峰;张亚新【作者单位】新疆大学化学化工学院,煤炭清洁转化与化工过程自治区重点实验室,新疆乌鲁木齐 830046;新疆大学化学化工学院,煤炭清洁转化与化工过程自治区重点实验室,新疆乌鲁木齐 830046【正文语种】中文【中图分类】TQ052径向流反应器由于具有床层阻力小、空速大、可以使用小颗粒催化剂等优点被广泛应用到氨合成、甲醇生产、苯乙烯生产和催化重整反应等工业生产中[1,2]。
径向流弥散试验及其参数的确定
１ 前言
自２ ０ １ １ 年 ６月环境保 护部 实施 《 环 境影 响评价 技术 导 则—地下水环境 》 （ 以下 简称《 导则 》 ） 以来 ， 环境影 响评价项 目 多数都要对地 下水做了专项调查报告 ， 野外弥散试验 又是地 下水专项调查报告的核心 。
水动 力弥散［ １ ］ 。 无论是 一维渗流一维
ｓ ｐ ｅ ｃ ｉ ａ ｌ ｉ ｎ ｖ ｅ ｓ ｔ ｉ ｇ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ ｐ ｒ ｏ ｊ ｅ ｃ ｔ ｓ ｉ ｎｅ ｘ ｐ ｎｓ ａ ｉ ｏ ｎ ｐ ｒ ｏ ｊ ｅ ｃ ｔ ｏ ｆ Ｚ ｈ ｏ ｕ ｋ ｏ ｕ Ｌ ｏ ｎ ｇ ｄ ａ Ｐ ｏ ｗｅ ｒ ｇ ｅ ｎ ｒａ ｅ ｔ ｉ ｏ ｎＣ Ｏ． Ｌ Ｔ Ｄ， ｈｅ ｔ ｄ ｉ ｆ ｕ ｓ ｉ ｏ ｎ ｐ ａ ｒ ａ ｍｅ ｔ ｅ ｒ ｓ ｏ ｆ ｈｅ ｔ ｒｏ ｇ ｎｄ ｕ ｗａ ｔ ｅ ｒ
ａ ｑ ｕ ｉ ｆ ｒｉ ｅ ｓ ｄ ｅ ｔ ｅ ｒ ｍｉ ｎｅ ｄ。 Ｔｈ ｅｄ ｉｆｕ ｓ ｉ ｏ ｎｐ ａ ｒ ａ ｍｅ ｔ ｅ ｒ ｓ ｐ ｒ ｏ ｖ ｉ ｄ ｅ ｈｅｂ ｔ ｓｉ ａ ｓ ｆ ｏ ｒ ａ ｃ ｃ ｕ ｒ ａ ｔ ｅａ ｎ ｄｒ ｅ ｌ ｉ ａ ｂｌ ｅ ｐ ｒ ｅ ｄ ｉ ｃ ｔ ｉ ｏｎ ｍｏ ｄ ｅ ｌ ｏｆ ｇ ｒ ｏ ｎｄ ｕ ｗａ ｔ ｅ ｒ ｐｏ ｌ ｌ ｕ ｔ ｉ ｏ ｎ ， ｎ ｄｍａ ａ ｋｅ ｈｅ ｔ ｐｒ ａｃ ｔ ｉ ｃ ｌｓ ａ ｉ ｇ ｎ ｉ ｉｃ ｆ ｎｃ ａ ｅ ｆ ｏ ｒ ｒｏ ｇ ｎｄ ｕ ａ ｔ ｗ ｅ ｒ ｅ ｎ ｖｉ ｒ ｏ ｎ ｍｅ ｎｔ ａ ｌ ｉ ｍｐａ ｃ ｔ ａ ｓ ｓ ｅ ｓ ｓ ｍｅ ｎ ｔ ．
径向流氦氢分离床穿透特性实验与模拟分析
散系数$表达式!!+"如下#=89%c%!%!,!c S-!J#;!J槡W!%>'M&#!,+%;'M&W!,"+'%S&式中#,为气体温度+J#*JW为组分#*W的相对摩尔质量+'M#*'M W为组分#*W的分子体积)如果气体密度不大$多孔介质的孔径较小$气体的分子平均自由程可能远大于多孔介质的孔径$此时气体分子与多孔介质孔壁碰撞的机会大于气体分子间的碰撞$阻碍气体扩散的主要因素成为气体分子与多孔介质孔壁的碰撞$此时可考虑Z9C F?39扩散$其表达式如下#=a9*S%%'D,J槡#%(&式中$'j为多孔介质微孔的平均半径$@8)在本实验系统中$经计算$=#W$L远小于=a$说明氢气通过粉末层的扩散机理为分子扩散$==i=#W$L)D C E!初始条件与边界条件初始条件#采用Q N,0型流动模型$床体入口为特定浓度氦氢混合气体$吸附压力为!=:8$设定床体初始压力为%$=$依据床体实际工作温度设定床体初始温度$初始流速为%8,?)边界条件#外部温度边界为恒温$采用速度入口*压力出口边界设定$出口压力边界为!%%a$=$抑制回流$入口速度采用标准质量流量控制)D C F!模型假设在不影响床体吸附过程的前提下$作如下假设)!&忽略气固反应吸附热$设定床体温度均匀)由于径向吸附床结构较小$入口原料气氢浓度为778量级$氦载气流量较大)随着反应的进行$床体温度与床体外侧温度梯度加大$会加快换热效率$达到稳态温度)'&吸附过程中仅考虑氢气的吸附反应$不考虑氦气的表面吸附影响)+&进出口气体为理想气体))&忽略吸附过程对孔隙率的影响)E!结果与分析E C B!模拟分析径向吸附床穿透性能模拟采用参数如表!所列$计算)%%8A9内径向床体的穿透性能)床体粉末层浓度分布云图如图+所示)表B!径向床模拟特性参数:,=-'B!7,!#,-='!6#)/-,+#"*4;,(,4+'(#6+#4&,(,)'+'(6由图+可看出$由于粉末层流场分布均匀$沿粉末层轴向方向浓度云图分布均匀)径向方向存在浓度梯度$且'%%8A9以内$随着时间的推移$传质区在移动$出口浓度一直很低$说明床体保持高效率吸附++%%8A9后$随着吸附反应的推进$吸附效率明显下降$出口浓度与入口浓度差逐渐接近)径向吸附床穿透性能是通过求解稀物质传递方程*动量方程以及吸氢速率的微分方程按照一定的初始条件和边界条件迭代求解的)分析求解图+中不同时刻床体浓度沿吸附层的轴向分布$结果如图)所示)由图)可发现$粉末层在不同时刻所对应的浓度分布曲线基本一致$说明在吸附反应过程中$沿气体径向流动方向$吸附反应以一定的流动速度沿粉末层向出口移动) E C D!特性参数影响分析!&吸附温度表!中其他参数不变$改变粉末层吸附温度%+%+*+'+*+)+*+T+*+(+Z&进行参数化扫描$考察温度对穿透曲线的影响$并与实验结果进行比对$结果如图-所示)由图-可看出$穿透曲线的模拟结果与实验结果线型及变化规律基本一致$在穿透拐点处存在一定偏差$其可能的原因有#理论模型未考虑吸附热效应$粉末自身吸附热效应对传热传质的影响未充分考虑+模型中未考虑粉末层粒度的变化$多次吸放氢循环测试后$材料粒度会减小$吸氢速率有所变化$同时在吸附穿透过程中$由初始的[>Q6相到[>Q6K+相变$相尺寸发生变化$随着吸附的进行$床体径向方向孔隙率呈现一定的变化规律$影响流场分布与物质传递过程$故实际床层内物质状态变化较为复杂$而在模型中未考虑粉末粒度及孔隙率变化的影响)但整体模拟变化规律与实验结果符合较好$说明模型具有一定的有效性))(!原子能科学技术!!第-(卷=111%i !8A 9+R 111%i '%%8A 9+@111%i +%%8A 9+F 111%i )%%8A 9图+!床体浓度分布云图N A E "+!Q 69@39:>=:A 69F A ?:>A R C :A 69@56C F A 8=E36;>=F A =5R 3F 图)!氢气浓度沿粉末层径向分布的动态变化N A E ")!2I 9=8A @4=>A =:A 696;<I F >6E39@69@39:>=:A 69F A ?:>A R C :A 69=569E >=F A =56;76X F 3>5=I3>同时由图-可发现$床体温度为+%+#+'+Z 时$床体效率基本一致$之后随着温度的升高$床体效率下降$且下降速率逐渐加大$分析原因如下#[>%c (J A %c 'Q 6材料吸氢的平衡压较低$在+%+#+'+Z 内$随着吸附初期温度的升高$吸氢平衡压增加$吸氢速率压力项变小$结合阿伦尼乌斯公式$温度增加使吸氢速率常数%@&增大$在此阶段$吸氢平衡压增加导致吸氢速率降低的效果与吸氢速率常数增大导致吸氢速率增加的效果基本相同$最终使得吸氢速率变化不大$吸附效率变化不明显+而当温度进一步增大时$吸氢平衡压增加导致吸氢速率降低的效果大于吸氢速率常数增大导致吸氢速率增加的效果$致使整体吸氢速率减小$进而吸附效率下降)图-!床体温度对径向吸附床穿透曲线的影响N A E "-!P 9;5C 39@36;R 3F :3873>=:C >3697393:>=:A 69@C >436;>=F A =5R 3F定义吸附效率**c *b #%c !b 所对应的径向长度为!个传质区长度$为计算方便$穿透点的初始浓度设为%c !b $穿透前吸附床出口处氢浓度需低于%c !b $绘制吸附初期%%i !8A 9&$轴向高度为!-88处床体径向长度方向浓度分布曲线$如图T 所示)由图T 可发现$+%+#+)+Z 温度范围内$随着温度的升高$传质带长度基本不变$为!'c )88+随着温度继续升高$传质带长-(!第!期!!丁卫东等#径向流氦氢分离床穿透特性实验与模拟分析度升高加快$当床体温度升高至+(+Z 时$粉末层厚度不足!个传质区长度$导致初始时刻吸附效率小于!%%b)图T !床体径向长度方向浓度分布随温度的变化N A E "T !Q 69@39:>=:A 69F A ?:>A R C :A 69A 9>=F A =5539E:<F A >3@:A 696;R 3F4=>A 3?X A :<:3873>=:C >3结合模拟结果可知$吸附温度在+%+#+)+Z 之间时$升高温度对传质区长度及出口处浓度,时间曲线影响较小$吸附温度大于+)+Z 后$传质区增大速度加快$吸附效率下降明显)工程应用时$可考虑床体交替工作脱附降温工艺$粉末层无需降至室温$床体温度可控制在室温#+)+Z 之间)图S !氢浓度对径向吸附床穿透曲线的影响N A E "S !P 9;5C 39@36;<I F >6E39@69@39:>=:A 69697393:>=:A 69@C >436;>=F A =5R 3F'&入口浓度表!中其他参数不变$改变床体入口氢浓度%-S %*+%%%*+-%%*)%%%*)-%%778&$对模型进行参数化扫描$考察氢浓度对穿透曲线的影响$并与实验结果进行对比$结果如图S 所示)由图S 可发现$模拟所得穿透曲线与实验所得穿透曲线线型和变化规律基本一致$在穿透拐点处数据存在一定偏差$验证了模型的准确性)因模型中床层温度设为恒温+%-Z $未考虑吸附热效应$图S 中模拟结果与试验数据拟合度较高$说明在入口浓度-S %#)%%%778范围内$吸附热基本被载气带走$吸附热效应对传质影响较小)入口浓度-S %778时$)%%8A 9内床体出口浓度几乎为%778$说明床体对氢气具有较高的吸附效率$随着入口氢浓度的增加$吸附效率下降$穿透提前出现)图(!床体径向长度方向浓度分布随入口氢浓度的变化N A E"(!Q 69@39:>=:A 69F A ?:>A R C :A 694=>A =:A 69A 9>=F A =5539E :<F A >3@:A 69X A :<A 953:<I F >6E39@69@39:>=:A 69不同入口氢浓度下吸附初期床体径向长度方向浓度分布如图(所示)从图(可发现$入口氢浓度对传质区长度影响较大)入口浓度为-S %778时$传质区长度较短$仅'c (88$随着入口浓度的增加$传质区长度逐渐增大$当入口浓度为)-%%778时$粉末层厚度刚好为!个传质区长度$初始出口浓度为%778$随后出口浓度增加$出现穿透)+&高径比床体粉末层体积保持T +c -*@8+$表!中其他参数不变$调整粉末层厚度$使高径比U 为'c %%*-c %T *(c ++*'+c !)%表'&后$对模型进行参数化扫描$考察高径比对穿透性能的影响$结果如图*所示)由图*可发现$随着高径比的增加$床体效率明显下降$其中高径比'c %%#(c ++时$维持高效率的时间较长)高径比为'+c !)时$维持高效率时间明显缩短)吸附初期$不同高径比下径向方向的浓度分布如图!%T(!原子能科学技术!!第-(卷所示)由图!%可发现$随着高径比的增加$传质区长度明显降低)虽然高径比增加$粉末层厚度会减小$而伴随着床体高度的增加$在保持入口流量一定的情况下$粉末层径向流速会减小$但传质区长度不是呈比例变化$导致高径比增加后床体出现提前穿透情况)考虑到粉末层厚度增加后床体的压阻也会增加$同时厚度越大$加热解吸时粉末层的均匀性问题越突出$在床体结构设计时$床体粉末层厚度推荐(#!-88$对应高径比为'c %%#(c ++)表D !径向床结构参数:,=-'D !.+(/4+/(,-&,(,)'+'(6"1(,!#,-='!粉末层厚度,88粉末层高度,88高径比%U &!-+%c %%'c %%!%-%c T +-c %T (T T c T !(c ++-!!-c S !'+c !)图*!高径比对径向吸附床穿透曲线的影响N A E"*!P 9;5C 39@36;U 697393:>=:A 69@C >436;>=F A =5=F ?6>7:A 69R 3F 图!%!高径比对径向方向浓度分布的影响N A E"!%!P 9;5C 39@36;U 69@69@39:>=:A 69F A ?:>A R C :A 69A 9>=F A =5F A >3@:A 69)&孔隙率表!中其他参数不变$调整粉末孔隙率为%c -'*%c -T *%c T %*%c T )*%c T ($考察孔隙率对床体穿透曲线的影响$结果如图!!所示)由图!!发现$孔隙率为%c -'时$吸附)%%8A 9内$一直保持较高的吸附效率$床体出口氢浓度几乎为%778$之后随着孔隙率的增加$床体吸附效率明显下降)分析原因可能是$床体孔隙率较大时$粉末层体积不变$则粉末填充层质量减小$气体与合金粉末层的有效接触面积减小$导致吸氢速率下降+同时孔隙率增大会使气体流阻减小$径向速度增大$最终导致穿透性能明显下降)吸附初期孔隙率为%c -'#%c T (时床体粉末层径向方向浓度分布如图!'所示)由图!'发现$孔隙率增加后$传质区长度由!%c !88增加至!)88)结合径向床压阻性能影响分析$考虑床层的吸附效率*压阻效应及粉末的装填难度$推荐装填孔隙率为%c -T #%c T ))图!!!初始孔隙率对径向吸附床穿透曲线的影响N A E "!!!P 9;5C 39@36;A 9A :A =576>6?A :I 69>=F A =5=F ?6>7:A 69R 3F 7393:>=:A 69@C >43图!'!孔隙率对径向方向浓度分布的影响N A E "!'!P 9;5C 39@36;76>6?A :I 69@69@39:>=:A 69F A ?:>A R C :A 69A 9>=F A =5F A >3@:A 69S(!第!期!!丁卫东等#径向流氦氢分离床穿透特性实验与模拟分析F!结论!&随着入口氢浓度及床体温度的升高$粉末层穿透性能下降)'&采用Q M&H M O耦合建立的穿透模型所得结果与实验结果符合较好$验证了模型的准确性)+&通过模型及参数分析得到了推荐特性参数#吸附温度控制在室温#+)+Z之间+床体粉末层厚度控制在(#!-88$对应高径比为'c%%#(c+++装填孔隙率为%c-T#%c T))参考文献!!"!罗德礼$陈长安$黄志勇$等"中国P J L U氦冷固态实验包层模块氚工艺系统设计!1""核聚变与等离子体物理$'%%T$'T%+&#'!S,''%"!'"!U P Q#$P J MP$Q P#&$P Q K L J J P#$W L/#&#J P 0$3:=5"J>A:A C83D:>=@:A69?I?:38?;6>:<3L C>673=9K Q O O,K Q$W J W&?!1""N C?A69H@A,39@3=9FJ3@<9656E I$'%%($-)%!&#!%S,!!'"!+"!Q P#&$P Q K L J J P#$/P J J PN$#P L O O M#$3: =5"Q69@37:C=5F3?A E96;:>A:A C83D:>=@:A69?I?,:38;6>:<3L C>673=9K Q$W:3?:R5=9a3:86F C53!1""N C?A69L9E A933>A9E=9F23?A E9$'%!'$(S%-,T&#T'%,T')"!)"!W o Z Z P,2L&L#$Q#O2L U M/P$$2L&#/0L 2$3:=5"L D73>A839:=5A943?:A E=:A696;[>Q6E3:,:3>R3F?=?@=9F A F=:37>6@3??;6>:<3:>A:A C83D:>=@:A69?I?:38?6;:<3L C>673=9:3?:R5=9a3:86F C53?!1""N C?A69H@A39@3=9F J3@<9656E I$'%!S$S!%)&#-'S,-+!"!-"!/M W G M&$H L P P Q K P H$H#J M H K PN"#R?6>7, :A69=9FF3?6>7:A696;<I F>6E39;>68A93>:E=?8A D:C>3?X A:<=[>+#5'7=>:A@53R3F!1""N C?A69L9E A933>A9E=9F23?A E9$!**-$'(#+T',+T T"!T"!/M W G M&$N G Z#2#H"#R?6>7:A69=9F F3?6>7:A696;<I F>6E39X A:<7=>:A@53R3F?6;343>=5`A>@69A C8=556I?!1""16C>9=56;/C@53=>&=:3>A=5?$!**%$!S-#'%*,'!S"!S"!/M W G M&$N G Z#2#H$J#/P&G U/"#R?6>7:A69R>3=a:<>6C E<6;<I F>6E39A?6:673?A9A93>:E=?8A D:C>3=9FF3?6>7:A69@<=>=@:3>A?:A@?X A:<[>/A=556I7=>:A@53R3F!1""16C>9=56;:<3O3??,Q68869&3:=5?$!*(T$!'+#T-,S)"!("!W o Z Z P,2L&L#$Q#O2L U M/P$$2L&#/0L 2$3:=5"L D73>A839:=5A943?:A E=:A696;[>Q6E3::3>R3F?=?@=9F A F=:37>6@3??;6>:<3:>A:A C83D:>=@:A69?I?:38?6;:<33C>673=9:3?:R5=9a3:&6F C53?!1""N C?A69H@A39@3=9F J3@<9656E I$ '%!S$S!%)&#-'S,-+!"!*"!乐红丽"金属氢化物的动力学模型对比分析!1""化学工程与装备$'%!)%!!&#T,("!!%"$#/0.$O P^"#>34A3X69a A93:A@86F35?=9F @6>>3?769F A9E=9=5I?A?83:<6F?;6><I F>6E39:6>=E38=:3>A=5?!1""P9:3>9=:A69=516C>9=56;K I F>6E39L93>E I$'%!T$)!%)%&#!(%S',!(%(S" !!!"乐红丽"#W-型金属氢化物反应器研究!2""武汉#武汉工程大学$'%!-"!!'"&#.L U G$0U M O O&$H G$$L U\"K3=:=9F 8=??:>=9?;3>A983:=5<I F>A F3>3=@:A69R3F?# L D73>A839:=5=9F:<36>3:A@=5>3?C5:?!1""16C>9=56;:<3O3??,Q68869&3:=5?$!*(S$!+!%!,'&# '+-,'))"!!+"Q K P#/0KO$J H#P1K$Q K#/00&$3:=5"Q687=>A?696;=?A9E53E>=A9=@:A4=:3F@=>R69=9F@65C89=F?6>7:A69?I?:38!1""Q=>R69$'%%'$)%%!-&#'*'!,'*+%"((!原子能科学技术!!第-(卷!第-(卷第!期原子能科学技术V65"-($/6"! !'%')年!月#:68A@L93>E I H@A39@3=9FJ3@<9656E I1=9"'%')P*4"*'-O B U合金在非纯氦气环境中的高温腐蚀行为研究郑!伟! 何学东! 银华强! # 杜!斌! 李昊翔! 马!涛! 蒲!洋' 王尚军'%!"清华大学核能与新能源技术研究院$北京!!%%%()+'"中核能源科技有限公司$北京!!%%%(%&摘要 P9@6935T!S合金是高温气冷堆蒸汽发生器的候选材料$在反应堆超高温运行时可能会受到氦气中痕量杂质的腐蚀)为探究合金在高温堆环境中的腐蚀机理$本研究开展了P9@6935T!S合金在*(%d的非纯氦气中的腐蚀实验$对气相以及腐蚀行为进行了分析)通过化学热力学和动力学计算$阐明了合金脱碳的机理$并建立了碳迁移判定模型和脱碳反应预测模型$与实验数据有良好的一致性)在此基础上$研究了预氧化和温度对脱碳反应的影响)研究结果表明$即使杂质含量极低$也会诱发相关的腐蚀行为)降低运行温度可以有效避免合金脱碳$但预氧化的抗脱碳效果不理想)因此$极低杂质含量并非高温堆一回路净化目标$应该根据模型预测和实验分析来选择更加合理的杂质控制方案)关键词 高温合金+非纯氦气+高温气冷堆+腐蚀+脱碳中图分类号 J O+)!文献标志码 #文章编号 !%%%,T*+!%'%')&%!,%!(*,%*!"# !%"S-+(,I`a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`=:A69$=9F@=>R C>A`=:A69$F3739F A9E69 :<3A87C>A:I@6876?A:A69=9F@6>>6?A69:3873>=:C>3"P9@6935T!S A?:<3>3;3>39@3@=9F A, F=:38=:3>A=5;6>?:3=8E393>=:6>?6;K J0U$X<A@<8=I R3@6>>6F3FR I:>=@3A87C>A:A3?A9<35A C8=:<A E<:3873>=:C>3"P96>F3>:63D756>3:<3@6>>6?A6983@<=9A?86;:<3 C73>=556I A9A87C>3<35A C8=9F3?:=R5A?<=7>3F A@:A6986F356;F3@=>R69A`=:A697<3968,收稿日期 '%'+,%','!+修回日期 '%'+,%),%S基金项目 国家重点研发项目%'%'%.N W!*%!T%%&+国家科技重大专项%[]%T*%!&+模块化K J0U超临界发电技术合作项目%[K1J1[.N0\2'%'%&+清华大学实验室创新基金#通信作者 银华强3969$:<3@6>>6?A693D73>A839:?6;P9@6935T!SX3>3@=>>A3F6C:=:*(%dA9:<3A87C>3 <35A C8"J<3E=?7<=?3F=:==9F@6>>6?A69R3<=4A6>?6;:<3=556I X3>3=9=5I`3FR IE=?@<>68=:6E>=7<%0Q&$;A35F38A??A69?@=99A9E353@:>698A@>6?@67I%N L H L&&X A:< 393>E I,F A?73>?A43],>=I?73@:>6?@67I%L2H&?I?:38$=9F],>=I F A;;>=@:A69%]U2&"J<3 83@<=9A?86;F3@=>R69A`=:A69A?35C@A F=:3F R I@<38A@=5:<3>86F I9=8A@?$X<A@< A9F A@=:3?:<=::<3F>A4A9E;6>@36;@=>R69:>=9?;3>A?:<3@=>R6976:39:A=5F A;;3>39@3 R3:X339=556I=9F394A>69839:$=9F86>3?73@A;A@=55I$:<3@=>R69=@:A4A:I F A;;3>39@3"J<39$:<37>3F A@:A6986F356;:<3F3@=>R69A`=:A69>3=@:A69X=?3?:=R5A?<3F"J<3@>A:A@=5 :3873>=:C>3%,#&=:X<A@<:<3@6>>6?A69R3<=4A6>6@@C>?@=9R36R:=A93FR I:<3>86F I, 9=8A@@=5@C5=:A69$=9F A:A?=;C9@:A696;:<37=>:A=57>3??C>36;@=>R698696D A F3"J<A?86F35A?A9E66F=E>33839:X A:<:<33D73>A839:=5F=:=A9:<A??:C F I=9F7>34A6C?X6>a?X A:<F A;;3>39:@69:39:?6;@=>R698696D A 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C>A`=:A69!!高温气冷堆%K J0U&是具有第)代特征的核反应堆$是未来超高温气冷堆%VK J U&的基础)由于其运行温度较高$可用于发电*制氢等需要高温工艺热的工业设备$在第)代核能技术领域具有较强的经济竞争力!!,+")K J0U一回路选用氦气作为冷却剂$其具有良好的导热性和稳定性)然而$由于燃料元件的更换*堆内物理,化学反应以及气体泄漏等情况$冷却剂中往往含有痕量的杂质$如K'*Q K)*K'M和Q M等%,R=>量级&!),-")这种含有低杂质水平的氦气在本研究领域中被称为.非纯氦气/)虽然K J0U一回路非纯氦气中杂质含量很低$但在*-%d以上的高温环境中$结构材料与气体之间的表面反应会被加速$从而引发深度腐蚀)因此$K J0U蒸汽发生器选用的材料应具有较高的耐腐蚀性能和较长的使用寿命!T")过去的研究发现!S,!%"$高温合金如P9@6935T!S*P9@656I(%%K*K=?:3556I]和K=I93?'+%等在高温非纯氦气环境下具有较好的耐腐蚀性能$因此被认为是K J0U的重要候选材料)然而$Z C>=:=等!!!,!'"的研究表明$严重的渗碳和脱碳现象仍会导致高温合金的力学性能下降) J?=A等!T"认为高温合金的内氧化可能会降低合金的抗蠕变能力)因此$即使是耐蚀性较好的高温合金也会在非纯氦气中受到侵蚀) U6C A55=>F等!!%"提出$致密的表面氧化膜可以防止合金受到进一步腐蚀$这为高温合金的腐蚀防护提供了方向)目前$国外对于高温合金在典型非纯氦气中的腐蚀研究已有较多报道$但国内对此的实验研究并不成系统!!+,!-")此外$过去的实验研究往往聚焦于杂质本身对合金的腐蚀$例如Q K)造成的渗碳行为!!'"$K'M和Q M!T,("带来的氧化行为$而对于极低的杂质含量下高温合金的腐蚀行为研究较少)%*!原子能科学技术!!第-(卷本文主要研究高温合金P 9@6935T !S 在杂质含量极低的非纯氦气环境中的脱碳腐蚀行为)根据气相数据以及合金腐蚀行为观测结果$本研究对脱碳机理进行系统阐述$提出合金脱,渗碳的判据以及脱碳反应发生温度的预测模型)此外$针对合金在非纯氦气中的腐蚀现象$讨论两个影响合金脱碳的因素#腐蚀温度与合金预氧化$并对此进行实验研究)B !实验流程B C B !实验材料本研究中使用的P 9@6935T !S 合金由江夏材料公司%中国重庆&提供$其化学成分如表!所列)该高温合金被切割成尺寸为'%88e (88e !88的矩形片$用砂纸打磨后$再采用!,8的金刚石抛光剂进行抛光)此后$样品在乙醇中超声脱脂$在空气中干燥$并使用电子表B !P *4"*'-O B U 合金的化学成分:,=-'B !3;')#4,-4")&"6#+#"*"1P *4"*'-O B U,--"0元素含量,b Q %c %-Q >'%c 'N 3!c '-/A 余量&9%c )T #5!c !+H A %c '(J A%c %!天平称重)图!显示了P 9@6935T !S 合金在接收状态下的金相显微组织$其晶粒度为!c -)图!!P 9@6935T !S 合金在接收状态下的金相显微图N A E "!!&3:=556E >=7<A @8A @>6E >=7<6;=?,>3@3A 43F P 9@6935T !S=556IB C D !实验环境为了专门研究高温合金在特定非纯氦气环境中的高温腐蚀行为$清华大学核能与新能源技术研究院开发了一套新的实验台架$其概念示意图如图'所示)该实验装置由非纯氦气配置模块和高温腐蚀模块组成$可以灵活地配置杂质含量在%#!%%%,R =>范围内的各种特定非纯氦气$检测精度高达77R 量级$且腐蚀温度可实现从室温到!'%%d 的准确控制)因此$本装置的腐蚀工况几乎可以匹配K J 0U 的所有运行工况)此外$高压储气罐的设计压力为(&$=$容积为S -%O $可供应上千小时实验所用气量%流速为'%O ,<&)除了非纯氦气配置的灵活性和大容量以外$该装置相较于购置标气而言还大幅降低了实验用气体的成本$具有很强的经济性)图'!非纯氦气环境下高温腐蚀系统设计示意图N A E "'!H @<38=:A @F >=X A 9E 6;?I ?:38F 3?A E9;6><A E <:3873>=:C >3@6>>6?A 69C 9F 3>A 87C >3<35A C 8=:86?7<3>3!*!第!期!!郑!伟等#P 9@6935T !S 合金在非纯氦气环境中的高温腐蚀行为研究。
径向流空气纯化器内流场的模拟与分析
径向流空气纯化器内流场的模拟与分析唐忠利;徐明杨;张俊【摘要】Gas flow distribution and its influence factors in a eighty thousand tons adsorber have been investigated by computational fluid dynamics(CFD). It is found that the axial uniformity of the flow distribution can be maximized when the cross-sectional area ratio of the center pipe to the annular channel reaches a certain value in adsorption proc-ess and desorption process. The uniformity in the two layers can both be improved by lowering the porosity of molecu-lar sieve layer. In addition, a cone distributor can cause a little decrease of the uniformity in adsorption process, but can cause a relatively large increase in desorption process. An optimal solution is proposed as follows: Adjusting the po-rosity of the inner molecular sieve layer and the alumina layer to 0.33 and 0.35, respectively; Adding a cone distributor,the uniformity in the two layers can be improved with a slight increase of the pressure drop in both ad-sorption and desorption processes.%运用计算流体力学(CFD)的方法研究了8万吨空气纯化器内部流场分布及影响因素.研究发现,吸附和脱附过程中,内外流道横截比达到一定值时可以使气流均匀度达到最大值,降低分子筛床层的空隙率两床层气流均匀度都有所提高.此外,加入导气锥会使吸附过程床层气流均匀度下降较小,但是可以使脱附过程中床层内流场均匀度有较大上升.最终提出最优的提高气流均匀度的方案:同时降低分子筛和氧化铝床层空隙率到0.33和0.35;加入锥体,使脱附和吸附过程床层压降小幅增加,两床层内得到更均匀的气流分布.【期刊名称】《天津大学学报》【年(卷),期】2016(049)003【总页数】9页(P305-313)【关键词】空气分离;径向流;流体分布;结构优化;CFD模拟【作者】唐忠利;徐明杨;张俊【作者单位】天津大学化工学院,天津 300072;化学工程联合国家重点实验室(天津大学),天津 300072;天津大学化工学院,天津 300072;化学工程联合国家重点实验室(天津大学),天津 300072;天津大学化工学院,天津 300072;化学工程联合国家重点实验室(天津大学),天津 300072【正文语种】中文【中图分类】TQ空气纯化器是在空气分离过程中用来除去高压空气中的水分、二氧化碳、烃类等杂质，避免在后续流程中发生冰堵和爆炸等危害的关键装置[1].工业上常用的纯化器有立式轴向流纯化器、卧式纯化器、立式径向流纯化器3种.立式径向流纯化器相对前两者有流通界面大、床层压降小、空间利用率高等优点，因此，也更能适应空分设备规模增大的要求.径向流有4种流动形式，分别为向心z型流、离心z型流、向心π型流和离心π型流.径向流装置最开始用作一些石油化工反应的反应器，之后空分领域开始用大型的径向流装置来纯化空气.径向流装置的操作效率很大程度上取决于气流沿装置的轴向分布，它影响着反应的转化率和选择性、反应器中温度的分布，甚至影响反应器的正常操作[2-3]，在大型的空分纯化器中则直接影响空气的纯化效果.因此，研究者对径向流装置轴向气流均匀度的影响因素做了很多研究.宋续祺等[ 4 ]等通过理论和实验探究了直径500,mm的冷模反应器的主流道轴向的压力场与速度场分布，得出在4种流动方向中，离心π型流的床层流场分布最均匀；并且根据其实验模型提出动量交换系数的关联式，能够很好地预测主流道的压力分布.Heggs等[5]通过数值模拟的方法建立特定模型预测4种流动方向的移动床径向流反应器中的流场分布，得出向心π 型流的床层流场分布最均匀.Heggs 等[6]还拓展其模型预测多床层的径向流空气吸附器中流场分布与压力曲线，模型预测与其实验结果吻合很好.Kareeri等[7]运用计算流体力学方法研究了4种流型的径向流反应器中流场分布，其结果与实验数据吻合，并以宋续祺等的径向反应器为依据简化出物理模型，阐述了中心流道和流道截面积比，床层空隙率、开孔板的开孔率等因素对床层气体分布的影响.Mu等[8]在实验结果的基础上建立了一个完整的二维流体力学模型研究向心π型流反应器中流场，并提出基于穿孔速度的床层中流场均匀度评价标准.最后提出径向流反应器的两步优化设计方案：首先确定最佳中心流道与环流道截面积比，之后通过减小末端开孔率来减小末端流量，消除末端效应.Manjhi等[9]采用格子Boltzmann方法对含有床层的吸附器内三维速度场和浓度分布曲线进行了数值求解，重点分析了多孔介质中空隙率对浓度分布以及流体均布的影响，特别是近壁面处流体的流动特性，模型计算采用柱坐标，数值计算结果与测绘数据相吻合.李瑞江等[10]测定了大型径向反应器中流道静压变化和穿孔阻力，通过数学拟合获得动量交换系数和测流穿孔阻力系数，发现穿孔阻力系数与小型试验相比有所提高.Li 等[11]又测量了小型多层π 型流反应器流道与床层内的压力分布和速度场.从以上文献可知，径向流中流体的流向、流道的截面积比值和床层孔隙率都会影响流体轴向的均匀度，而且研究者根据不同的物理模型总结了一定规律.但以上研究多为实验室小型试验或石化领域的单床层小型反应器.然而，随着空分装置的大型化，径向流空分纯化器的规模不断增大，流速成倍增加，流动的湍流特性增强，其轴向不均匀性也更加凸显，且空气纯化器为多床层，每一层的吸附情况对下一层的吸附效率都有很大影响，流体轴向均匀性要分层研究.为此，笔者以某工厂8万吨径向空气纯化器为原型，通过CFD数值模拟的方法研究纯化器中流体在床层中的轴向均匀度和纯化器的结构因素对流体均布的影响.在纯化器纯化气体的过程中，压缩空气先从纯化器底部进入环形流道，之后穿过氧化铝和分子筛吸附层，除掉空气中的水蒸气和二氧化碳、烃类等杂质，最后经除尘进入中心流道，流出纯化器.而在再生过程中，氮气的流动方向正好相反，氮气从上端入口进入中心流道穿过床层流入环流道后流出纯化器，如图1所示.气体在两个流道流动的过程中质量是不断变化的，质量不断减少的流道叫做分流道，质量不断增加的流道叫做集流道.变质量流动时，分流道和集流道中压力也不断变化，主要有两点原因：一是流动过程中气体与粗糙壁面和多孔板间的摩擦作用使气体沿流动方向静压力降低；二是气体的速度大小变化引起的动压力与静压力的转变.由于主要吸附质水、二氧化碳和烃类在空气中的密度都很小，所以纯化器工作中可以认为气量是一定的.在吸附过程中，同样还涉及到吸热放热问题，但由于吸附的气量很小，这部分热量可忽略不计.图1为径向流纯化器流体均匀分布示意.图中：pAi为流道中压力；pBi为集流道中压力；pA′i为床层在分流道一侧的压力；p′Bi为床层在集流道一侧的压力.由于床层各高度处气体流量Q正比于，所以要想使床层内流体达到均匀分布的效果，必须满足不同高度的床层两侧压差相等，即则床层流场分布均匀度可表示为其中式中ΔAi和ΔBi为相应一侧的穿孔阻力，代入式(1)得如果穿过多孔板的压降ΔAi和ΔBi与床层压降相比，足够小，可忽略，则床层内气流均布条件可以表示为流场分布均匀度可以表示为即床层两侧压差可以用同一高度上两流道内静压力差代替.2.1 物理模型纯化器结构复杂，在不影响计算精度和研究目的的前提下，这里先对实体物理模型进行如下简化：(1)不考虑出入口复杂结构的影响；(2)不考虑制造因素并忽略除尘区；(3)中心管和环形管都简化为多边界.将实体结构转换为二维轴对称平面模型，如图2所示，这样将大大减少计算量，其中床层两侧虚线是开孔板，上部实线是不开孔的部分，较薄的床层为氧化铝床层，较厚的为分子筛床层.空气纯化器的原始尺寸见表1，吸附过程气流方向如图2所示，脱附过程气流方向与图1正好相反.2.2 数学模型模拟过程中气体是单相、不可压缩、稳态、绝热的，吸附过程中反应器温度保持在282,K，脱附过程中反应器温度保持在298,K.所以，纯化器中气流的控制方程有连续性方程和动量守恒方程.连续性方程动量方程式中S是源项，其雷诺应力可以表示为本文湍流模型选择标准k-ε方程，其中湍动能k和速度值耗散ε由式(9)和式(10)得出，即式中：Gk为由平均速度值梯度引起的湍动能k的产生项；Gb是由浮力引起的湍动能k的产生项；YM代表可压缩湍流波动耗散对全耗散率的贡献；C1ε、C2ε和C3ε均为常数；σk和σε分别是湍动能k和耗散率ε中的湍流普朗特数；Sk和Sε均为自定义的源项.湍流黏性tμ的计算式为模型常数C1ε、C2ε、Cμ、σk和σε的默认值分别是：C1ε＝1.44，C2ε＝1.92，Cμ＝0.09，σk＝1.0和σε＝1.3.在流道中，动量方程右侧无源项.而吸附床层和多孔板结构复杂，不易直接采用真实结构，在此引入多孔介质模型和多孔跳跃模型[12]分别进行简化.通过对空隙率、颗粒当量直径、阻力项的计算来体现床层和多孔板.多孔介质中的动量方程具有附加的动量源项，它由两部分组成，一部分是黏性损失项(式(9)右侧第1项)，另一部分是惯性损失项(式(9)右侧第2项)，即式中：Si为i方向的动量源项；|v|为速度值的大小；Cij、Dij为规定矩阵C、D中的元素.在多孔介质单元中，动量损失对压力梯度有贡献，压降正比于流速.对于各项同性的多孔介质，式(12)可以简化为用两个对角矩阵分别简化方阵D和C，1/α和C2分别作为对角上的元素.α表示渗透性，C2表示惯性阻力因子.二者都可以通过欧拉公式[13]计算得出，欧拉公式是个半经验公式，具体形式如下：式中：ϕ为床层空隙率；Dp为颗粒直径.多孔跳跃模型是多孔介质模型的一维简化形式.由于穿孔速度值比较大，孔板较薄，惯性阻力项起主导作用，可以忽略黏性阻力项，在多孔板处动量源项可以表示为式中i表示与多孔板相垂直的轴，本文中表示y轴.根据经验公式可以表示为式中：fA为开孔面积；AP为开孔板的总面积；C为系数，它与雷诺数Re以及板厚与开孔径的比t/D有关，当t/D＞1.6并且Re＞4,000时，C≈0.98，本文中C 取,0.98.2.3 求解方法及边界条件吸附过程和脱附过程均选择Fluent 6.3 2D求解器，求解器设置为压力基隐式求解. 吸附及脱附过程模拟的边界条件如表2所示.入口速度设为常数，吸附为4.32,m/s，脱附为6.07,m/s；出口为自由出流；壁面无滑移；对称轴上所有变量的径向梯度为零.2.4 网格划分尺寸小的网格能保证较高的计算精度，但是采用过小的网格需要占用更大的计算资源和内存，而用尺寸很大的网格又容易引起结果失真.为了优化利用计算资源并达到很好的计算精度，本文研究的模型中5个区域均采用四边形结构化网格，最开始选用15,mm网格进行计算，然后缩小网格大小至10,mm，发现精度并没有提高，所得床层整体均匀度结果几乎相同，均匀度值约为0.875.所以在以后的模拟中网格大小均采用15,mm，此时网格数量约为169,000.3.1 吸附和脱附过程中床层气流分布不均匀性图3中6条曲线分别是吸附和脱附过程中中心管道、两床层之间和环形管道的静压力曲线.由于氧化铝床层比较薄，两层之间的静压力和环形管道的静压力很接近，在图中压差变化不明显.这里先以两床层为一整体讨论它们整体压差变化.在吸附过程中，环形流道是分流道，中心流道是集流道.环形流道中，沿流动方向，摩擦阻力使得静压力下降而速度变慢引起的动量因素使得静压力升高，两者作用相反，而摩擦力起到主导作用，所以流道内静压力有约为400,Pa的下降；在中心流道中，沿流动方向摩擦阻力和动量因素都使静压力降低，两者的协同作用使得中心流道内压力降低约为1,400,Pa.两流道内压降的差异导致纯化器上部床层两侧压力差明显比下部大，床层整体均匀性较差.根据第1节所述，可以通过增大中心流道直径而减小环流道宽度来使两流道压降趋同来提高吸附过程的床层气流均匀度.在脱附过程中，中心流道内摩擦阻力与动量因素作用相反，摩擦阻力起主导作用，使中心流道内静压力沿流动方向有约50,Pa的下降.环流道内，摩擦阻力和动量因素均使得静压力下降，使得沿流动方向有约150,Pa的压力降.两流道内压降的差异造成床层内气流的轴向不均匀.根据第1节所述，可以通过增大中心流道直径、减小环流道宽度的方法来提高气流均匀度.3.2 中心流道与环流道横截比对气流均匀度的影响由图4中可见在吸附过程中分子筛和氧化铝床层轴向气流均匀度随着中心流道和环流道的横截比呈先上升后下降的趋势，但两者的变化趋势并不完全相同.氧化铝床层最大均匀度约为0.937，出现在内外流道横截比约为0.84的位置.而分子筛床层的最大均匀度约为0.919，出现在内外流道横截比约为0.98的位置.在本文所取的点中，中心流道半径为1,000,mm、内外流道横截比为0.887时得到的两流场的均匀度几乎都处于最理想的状态.因此相对于原来的纯化器尺寸，适当增大内流道的半径，减小环形流道的宽度，能够起到增加两床层轴向气流均匀度的作用. 图5为最佳横截比时两流道及床层间的静压力，与图4对比可得出：当内外流道横截比增大时，由于中心流道直径变大，气流速度变慢，与壁面之间的摩擦力变小引起的压力降减小，且沿着气流方向的速度变化也因整体速度变慢的原因而缩小，使得动量因素带来的压降也减小，共同使得中心管内压降由原来图3中的约1,400,Pa变为图5中的1,100,Pa左右.而环形管道变窄，气流速度增加，与壁面的摩擦力增大，由于摩擦力起到主导作用，因而环形流道内压降有所上升，由原来图3中的约400,Pa变为现在图5中的600,Pa左右，因而两流道内气流方向压降更加接近，整体均匀度提高.当内外流道横截比继续增大，直到1.209时，床层均匀性就会相对变差.这是因为当继续增大中心流道直径、缩小环流道宽度时，中心流道内压降继续变小，而环流道压降继续增大，导致环流道内压降大于中心流道内压降，使得床层下部压差大于上部压差，床层内气流反而向不均匀趋势发展.在脱附过程中，两床层的流场均匀度随内外流道横截比的变化有类似的规律(见图6)，不过最优的位置出现得比较靠前，之后均匀度随着内外流道横截比增大而减小.分子筛床层最大轴向均匀度约为0.991，出现在内外流道横截比约为0.47处，氧化铝床层最大均匀度约为0.986，出现在内外流道横截比约0.38处.可见减小最初内外流道横截比能够增大脱附过程中两床层的气体分布均匀度.图7为最佳横截比时两流道内和床层之间的静压力.内外流道横截比减小，中心流道直径变小，气速增大摩擦阻力增大，引起的静压力降增加，由原来的约50,Pa变为100,Pa左右；而环形变宽，气速降低，摩擦力减小引起的静压力降也减小，由原来的约150,Pa减小到100,Pa左右.两流道内压降趋同，使得床层两侧压差更加均匀.床层内3个截面上的速度与图3相比，床层内下部速度下降，上部速度升高，使得速度轴向更加均匀，但大体趋势相同.达到最佳横截比后，继续增加内外流道横截比，床层内气流均匀度下降，其原因与吸附过程类似，中心流道内压降超过环流道内压力降，使得床层上部压差大于下部，从而床层均匀度变差.在吸附和脱附过程中，若要增大两床层内气体分布均匀度，则需要分别增大或减小内外流道横截比.然而两者不能同时达到，只能相互折中，再通过其他办法进一步提高两个过程的轴向气流均匀度.3.3 床层空隙率对气流均匀度的影响吸附过程中，降低分子筛空隙率，分子筛和氧化铝床层气流均匀度均有大幅度提升；降低氧化铝床层空隙率，分子筛床层流场均匀度有所提高，但氧化铝床层流场均匀度先稍微下降后有所上升，具体数值见表3.分析其原因，床层空隙率的降低增加了气体流通的阻力，尤其是在原来气流速度较快的地方，阻力增加更大，迫使流体向流通阻力更小的地方流动，使得气体的流量在床层的各个高度处分布更加均匀.但在吸附过程中，氧化铝床层在外侧且其厚度较薄，气流进入时压降波动较大，如图8中的方格曲线下部压降有明显的波动，但当它的空隙率降低时，下部波动变小，这样一来使得自身床层均匀度稍有下降，继续降低其床层空隙率其气流均匀度又开始呈上升趋势.在脱附过程中，气体先进入分子筛床层，其床层厚度较大，压降并不存在波动，所以气流均匀度随床层孔隙率的降低呈不断上升趋势.但对于分子筛床层来说，降低分子筛空隙率，气流均匀度提高更大；而对于氧化铝床层来说，降低氧化铝空隙率，气流均匀度提高更多.因为降低床层空隙率时，该床层自身压力降增加，对自身压降的轴向差异削弱更大，即压降的基数更大，差异相对减小，所以均匀度上升较多. 分子筛床层较厚，其空隙率降低带来较大压降，当空隙率降到0.3时，在吸附过程中，高10,m处带来了2,000,Pa的额外静压力，如图9所示；在脱附过程中，高7,m处带来了约1,000,Pa的压力增加，如图10所示；但氧化铝较薄，其空隙率的降低带来的压力降也相对较小.3.4 导气锥对气流均匀度的影响导气锥是一种常用的增加气流分布均匀性的分布器，它能使得中心流道横截面积随高度变化进而减小气流速度的变化，降低气速变化引起的压力降，同样也起到改变内外流到横截比的作用.这里在原来的纯化器物理模型中加一个高HZ为14,m、底面圆半径Rd为0.68,m的导气锥，其尺寸根据工业数据选取.本文对加装导气锥的纯化器进行模拟时，所采用的数学模型、边界条件及网格尺寸与前文一致.表4给出加入锥体前后吸附脱附两过程床层均匀度数据，发现加入锥体后吸附过程两床层均匀度稍微有所下降，而脱附过程两床层均匀度都有大幅度上升.加入锥体减小了中心管的流通截面积，相当于在原尺寸的基础上减小内外流道横截比.与前文所得结论相似，吸附过程两床层均匀度下降，脱附过程两床层均匀度上升，但又由于锥体下部粗上部细，起到调节动量因素对静压力的影响，因而使得吸附过程两两床层流场的均匀度下降幅度很小，而脱附过程中两床层流场均匀度有很大提高，且脱附再生越完全，吸附效果越好，锥体起到了很积极的作用.3.5 多因素对流场均匀度影响分析前面讨论了单因素对吸附和脱附过程中床层流场均匀度的影响，为进一步更有效率地提高床层流场均匀度，这里讨论一下多个因素叠加对流场均匀度的影响.由于内外流道横截比对吸附和脱附两个过程床层均匀度的影响方向是相反的，只能择中选取，这里不作变动，只适当改变两床层空隙率并同时加入导气锥分析其所得床层内气流均匀度.表5给出了不同床层空隙率以及是否有导气锥时，两床层均匀度的结果.在吸附过程中，同时降低两床层空隙率并加入锥体，对吸附过程两床层均匀度均有提高，但效果没有单纯降低分子筛床层空隙率到0.33得到的结果理想.但在脱附过程中，同时降低两床层空隙率并加入锥体，得到的两床层均匀度的结果要好于任何单因素的影响，甚至好于把分子筛空隙率降低到0.30所得到两床层的均匀度.多因素同时改变时，两床层某一高度处的静压力如图11和图12所示，降低分子筛和氧化铝空隙率分别到0.33和0.35，并加入锥体，在吸附过程中带来约1,300,Pa的床层压力降的增加，与单纯降低分子筛空隙率到0.33带来的床层压力增加相差不多；在脱附过程中，3因素叠加带来了约500,Pa的床层压力降的增加，远小于单纯降低分子筛空隙率到0.30所带来的1,000,Pa左右的床层压力增加.综合吸附和脱附过程，同时降低两床层空隙率并加入锥体，对吸附过程两床层均匀度均有提高，效果比单纯降低分子筛床层空隙率到0.33稍差.但在脱附过程中在较小的床层压降增加的基础上极大地提高了两床层均匀度，而且在工业生产过程中脱附过程比吸附过程对床层气流均匀度要求更苛刻.所以在本文的讨论范围内，同时小幅度降低两床层空隙率并加入锥体，对于改善纯化器内气流均匀度是最理想的. (1)在纯化器吸附过程中，床层内轴向气流均匀度随着内外流道横截比的变大呈先变大后变小的趋势，内外流道最佳横截比为0.887.在脱附过程中，分子筛和氧化铝床层气流均匀度都随着内外流道横截比的降低先增大后下降，均匀度在内外流道横截比为0.47和0.38左右分别达到最大值.(2)在纯化器吸附过程中，降低氧化铝床层的空隙率，对自身流场均匀度有先变小后变大的趋势，对分子筛床层流场均匀度稍有提高，而降低分子筛床层空隙率，两床层流场均匀度都有明显提高；在脱附过程中，两床层空隙率的降低对两床层均匀度都有提高.(3)在纯化器中心流道加入导气锥会使吸附过程床层气流均匀度稍有下降，但是可以使脱附过程中床层内气流均匀度有较大上升.加入导气锥，一方面相当于缩小了内外流道横截比，另一方面又减小了气流速度的变化对两床层均匀度的影响，两者综合使得床层均匀度在吸附过程中减小不大，在脱附过程增加较多.(4)本文提出最优的提高气流均匀度的方案如下：同时降低分子筛和氧化铝床层空隙率到0.33和0.35，并加入锥体.对吸附过程两床层均匀度均有提高，且在脱附过程中在较小的床层压降增加的基础上两床层均匀度提高到很理想的状态，满足了脱附过程对床层均匀度的苛刻要求.［1］陆军亮，张学军，邱利民，等.立式径向流吸附器中流体均布的理论分析[J].化工学报，2012，63(S2)：21-25.Lu Junliang，Zhang Xuejun，Qiu Limin，et al.Theoretical analysis of uniform flow distribution in vertical radical adsorption bed[J].CIESC Journal，2012，63(S2)：21-25(in Chinese).［2］Lobanov E L，Skipin Y A.Increasing the operating efficiency of radial reactors in reforming[J].Chemistry and Technology of Fuels and Oils，1981，22(6)：275-278.［3］Suter D，Bartroli A，Schneider F，et al.Radial flow reactor optimization for highly exothermic selective oxidationreactions[J].Chemical Engineering Science，1990，45(8)：2169-2176.［4］宋续祺，汪展文，金涌，等.移动床径向反应器中流体力学行为的研究[J].化。
如何通过径向流层析技术提高速度
Linear Scale-
Up
Flow Rate: 2850 mls/min Media: DEAE Protein Content: 7.1
grams/100ml Diluted serum
Sepragen Corporation
14
Summary
Feature Consistently
High Flow Rate 4-10X Linear Scale Up Low Back Pressure Small Footprint
Bigger columns and Large Footprint
Performance compromise on scale up
Packing is unwieldy and requires investment in infrastructure
High Purification costs
400ml
Flow 80 ml/hr
3X
Faster
Flow 1200 ml/hr
Courtesy University of Compiegne
Sepragen Corporation
10
Performance – Scale Up Axial to Radial 2000X
50%
Higher Flow
Radial Column (80cm² for 50ml)
Axial Column (10cm² for 50ml)
Sepragen Corporation
5
Conventional Column Flow Distribution Problems solved by Superflo Radial Columns
径向流搅拌桨剪切力大的原因
径向流搅拌桨剪切力大的原因1. 引言1.1 径向流搅拌桨剪切力大的意义径向流搅拌桨剪切力大的意义在于其在液体混合和均质过程中扮演着重要角色。
剪切力是指液体在搅拌过程中受到的扭转和切变力，它可以促进液体内部分子的移动和相互作用，从而实现效果更好的混合和均质。
而径向流搅拌桨因其剪切力大的特点，可以更加有效地将不同成分的液体混合均匀，避免悬浮物沉淀和分层现象，提高生产过程的效率和产品质量。
剪切力大还有助于将溶解困难的物质溶解在液体中，加快反应速率，可以广泛应用于化工、食品、医药等领域。
径向流搅拌桨剪切力大的意义在于为各行业的生产提供了更加高效、稳定和优质的混合和均质解决方案。
2. 正文2.1 径向流搅拌桨工作原理径向流搅拌桨是用于液体混合和搅拌的关键设备，其工作原理主要是通过搅拌桨在液体中产生径向流动，从而实现液体内部的均匀混合。
具体来说，径向流搅拌桨通过搅拌转子的旋转运动，产生的离心力将液体沿着搅拌器的方向推向外部，并形成较大的剪切力。
在这一过程中，液体的分子被迫进行相对运动，从而实现液体的混合和均匀。
径向流搅拌桨的设计特点主要包括结构简单、运行稳定、操作便捷等特点，使其在工业生产中得到广泛应用。
其在液体中产生剪切力的机制主要是通过搅拌器的旋转推动液体的流动，而剪切力的大小受到多种因素的影响，包括搅拌器形状、转速、混合物性质等。
径向流搅拌桨剪切力大的原因主要来自于搅拌器的设计和运行原理，其优异的混合效果和高效的搅拌能力使其成为工业生产中不可或缺的设备之一。
2.2 径向流搅拌桨设计特点1. 结构紧凑：径向流搅拌桨设计简单紧凑，占用空间少，适合在有限空间内进行安装和操作。
2. 高效能：径向流搅拌桨通过设计合理的叶片形状和角度，能够高效地进行搅拌和混合，提高生产效率。
3. 节能环保：径向流搅拌桨采用优质材料制造，具有耐腐蚀性和耐磨性，能够减少能源消耗，降低生产环境污染。
4. 操作简便：径向流搅拌桨设计合理，操作简便，操作人员可以轻松掌握操作技巧，提高工作效率。
径向流污水过滤处理技术
第 ３ 卷第 ２ （０２ ２ 本期专题＞ １ Ｎ ２ １ ． ）（ ０
径 向流污水过滤处理技术
刘碧峰 佟 江 ’ 罗晓 明 马先平 李才雄 ’
１大港油田采油三厂 ２大港油 田采油工艺研究院
摘 要 ：常规 的 滤床 式核 桃 壳、 纤 维球 过 滤技 术 配 套 工 艺复 杂 ，搅 拌 机 易损 件 多； 筛管过 流
图 １ 常规滤床式筛管核桃壳过滤技术
其是 纤 维球 滤料 ，即使采 用进 口改 性纤 维球 ，也 会
在短 期 内严重 污 染 ，失去 过滤 能力 。纤 维球 滤料 被 由于常规的滤床式过滤器流体是 由上至下轴 向 高 凝 稠 油 污 染 后 ， 采 用 特 制 清 洗 剂 并 加 热 到 流 过滤 料层 ，污水 中的悬 浮物 、污油 往往 堆积 在 滤 ７ Ｃ，也无 法清 洗恢 复 ，见 图 ３ ５。 。 床 上表 面 ，不 能及 时 排 出 ，容易 导致 滤 料污染 、板 １４ 搅 拌机 故 障多 ． 结 ，过滤 效果变差… 。特别是大港南部 高凝油 田 ， 常规 的滤床式核桃壳 、纤维球过滤技术配套工
水 都 要 经 过 滤 器 上 下 各 一 组 筛 管 进 人 、流 出过 滤
罐 。一方面 ，由于筛管直径较细 ，过流面积小 ，反 冲洗滤料时 ，罐内的杂质和油污容易堵塞孔隙很小 的筛管 ，使反冲洗 的效果变差 ；另一方面 ，由于 污水结垢性强 ，一般使用半年左右 ，过滤器筛管往
纤维 球 滤料 、罐 顶 搅拌 机 、 自动反 冲洗 控 制系 统构 往 发 生 严 重结 垢 现 象 ，出现 正 滤 、反 洗 憋压 问题 ， 成 ，外部配套有污水提升 泵 、反洗泵等 ，见 图 １ 。 筛 管 、筛板 长期 在 较高 压力 作用 下容 易开 裂 ，造成
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—供给边缘半径，cm； —井筒半径，cm；
—地层厚度，cm； —流体粘度， ；
、 —任意半径 、 处的压力，10-1MPa。
3、平面径向流实验数据与处理结果记录表
实验设备编号：径7#
表1测压管液面基准读数记录表
序号
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
6242.6
6281.8
6330.8
6370
6389.6
6428.8
6546.4
6556.2
其中：H为实际读数；h为计算高度，P为计算压力。
填砂模型（内）半径＝18.0cm， 填砂厚度＝2.5cm，
中心孔（内）半径＝0.3cm， 相邻两测压管中心间距＝4.44cm，
水的粘度＝1mPa·s。
流速
次数
体积（cm3）
(2)根据平面径向稳定渗流方程，计算填砂模型平均渗透率、不同半径范围的渗透率，评价砂体的均匀性。
(3)写出填砂模型流量与总压差的关系表达式，并绘出流量与总压差的关系曲线。
2、数据处理
流量与总压差的关系表达式：
（2-1）
任意半径范围的渗透率计算公式：
（2-2）
式中： —模型外边缘压力，10-1MPa；
8、关闭排水阀24、进水阀25，结束实验。
注：待学生全部完成实验后，先关闭管道泵电源，再关闭供水阀26。
五、实验要求及数据处理
1、实验要求
(1)将原始数据记录于测试数据表中，根据记录数据将每组的3个流量求平均值，并计算测压管高度、压力；绘制三个流量下压力随位置的变化曲线（压降漏斗曲线），说明曲线形状及其原因。
71.6
h
54.4
70.2
70.5
70.6
70.8
70.7
70.9
71.4
71.4
P
5331.2
6879.6
6909
6918.8
6938.4
6928.6
6948.2
6997.2
6997.2
2
H
19.9
65.5
65.8
66.4
66.8
66.7
67.4
68.2
68.3
h
19.7
65,4
65,8
66.3
66.6
二、实验原理
平面径向渗流实验以稳定渗流理论为基础，采用圆形填砂模型，以流体在模型中的流动模拟水平均质地层中不可压缩流体平面径向稳定渗流过程。保持填砂模型内、外边缘压力恒定，改变出口端流量，在稳定条件下测量填砂模型不同位置处的水头高度，可绘制水头高度或压力随位置的变化曲线(压降漏斗曲线)；根据平面径向稳定渗流方程的解计算填砂模型的流动系数及渗透率。
基准读数/cm
0.2
0.1
0
0
0.1
0.1
0.2
0.2
0
0.1
0.4
0.4
0.2
0.1
0
0.2
0.1
表2测压管液面读数与高度、压力计算结果记录表
流速
测压管液面高度H(cm)和压力P(Pa)
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
1314ຫໍສະໝຸດ 1516171
H
54.6
70.3
70.5
70.7
71.0
70.8
71.3
71.5
已知Re=18.0cm；Rw=0.3cm；h=2.5cm；
测压管距中心：r1=4.44cm；r2=8.88cm；r3=13.32cm；r4=17.76cm.
水的粘度μ=1mPa·s
以r1=4.44cm时计算0.3~4.44cm范围内的渗透率为例：
同理可得：
该段平均渗透率为
同理其他段渗透率可得，列入下表中
则P=ρgh=9.8*1000*0.544=5331.2Pa，
以第一次流量测量数据计算流量：
Q= cm3/s
根据上面两个表格，由P=ρgh，由第一次测量数据计算得下表。
流量一下压力随位置的变化数据表
测压管标号
14
10
6
2
1
4
8
12
16
测压管水柱高度/cm
71.5
70.8
70.7
70.3
54.6
70.5
时间(s)
流量(cm3/ s)
平均流量(cm3/ s)
1
1
157
62.56
2.510
2.518
2
160
63.29
2.528
3
158
62.83
2.515
2
1
375
63.14
5.939
6.107
2
385
61.46
6.246
3
385
62.93
6.118
3
1
315
44.80
7.031
7.062
2
320
45.15
71.0
71.3
70.8
流动距离/cm
-17.76
-13.32
-8.88
-4.44
0
4.44
8.88
13.32
17.76
测压管压力/Pa
6997.2
6928.6
6918.8
6879.6
5331.2
6909
6938.4
6948.2
6928.6
同理可得其余两个流量下的相关数据，绘制三个流量下压力随位置的变化曲线图，如下图所示
中国石油大学渗流物理实验报告
实验日期:
2015.11.09
成绩:
班级:
石工
学号:
姓名:
教师:
付帅师
同组者:
不可压缩流体平面径向稳定渗流实验
一、实验目的
1、平面径向渗流实验是达西定律在径向渗流方式下的体现，通过本实验加深对达西定律的理解；
2、要求熟悉平面径向渗流方式下的压力降落规律，并深刻理解该渗流规律与单向渗流规律的不同，进而对渗透率突变地层、非均质地层等复杂情况下的渗流问题及其规律深入分析和理解。
分析：由压力公式 ，压力是表示能量大小的物理量。由压力分布可知，当距离 r 成等比级数变化时，压力 p 成等差级数变化。因此，压 力在供给边缘附近下降缓慢，而在井底附近变陡，说明液体从边缘流到井底其能 量大部分消耗在井底附近。这是因为平面径向渗流时，从边缘到井底渗流断面逐渐减小。由于稳定渗流时从边缘到井底各断面通过的流量相等，所以断面越小渗 流速度越大，渗流阻力越大，因此能量大部分消耗在井底附近，所以曲线大体呈 中间低,周围高的漏斗形状。
(2)根据平面径向稳定渗流方程，计算填砂模型平均渗透率、不同半径范围的渗透率，评价砂体的均匀性。
（平均渗透率，不同半径范围渗透率的计算过程都需要详细举例说明，尤其是不同半径范围的半径R1、R2的取值）
(1)计算填砂模型平均渗透率：
以流速1为例计算：
则以1号管为圆心:
同理可得：
平均渗透率为：
(2)计算不同半径范围的渗透率：
从表中可以看出，砂岩中间段渗透率远远高于中心及边缘的渗透率，说明砂体的均匀性不好。
(3)写出填砂模型流量与总压差的关系表达式，并绘出流量与总压差的关系曲线。
填砂模型流量与总压差的关系表达式为： ，
相关数据如下表所示：
绘制流量与总压差关系图如下
六．实验总结
通过本实验，我加深了对达西定律的理解，熟悉了平面径向渗流方式下的压力降落规律，并深刻理解了该渗流规律与单向渗流规律的不同，进而对渗透率突变地层、非均质地层等复杂情况下的渗流问题及其规律有了深入的分析和理解。基本完成了实验要求，达成了实验目的。当然实验中也存在不足，比如测压管读数不是很精确，需要以后改进。
7.087
3
320
45.27
7.096
4、单向流实验数据处理和曲线绘制
(1)举例说明水头高度、压力、和流量的计算过程，并将计算结果填在表1中；绘制三个流量下压力随位置的变化曲线（压降漏斗曲线），说明曲线形状及其原因。
以第一次测量的1号管为例，计算压力:
h=H-0.2=54.6-0.2=54.4cm=0.54m ，
66.6
67.0
68.1
68.1
P
1930.6
6409.2
6448.4
6497.4
6526.8
6526.8
6566
6673.8
6673.8
3
H
19.3
63.8
64.1
64.7
65.2
65.3
66.0
66.9
67.1
h
19.1
63.7
64.1
64.6
65.0
65.1
65.6
66.8
66.9
P
1871.8
三、实验流程
图2-1平面径向流实验流程图
1－测压管（模拟井）；2～16－测压管（共16根）；18―圆形边界（填砂模型）；19－排液管（生产井筒）；20—量筒；21—进水管线；22—供液筒；23－溢流管；24—排水阀；25—进水阀；26—供水阀。
四、实验步骤
1、记录填砂模型半径、填砂模型厚度，模拟井半径、测压管间距等数据。
2、打开供水阀“26”，打开管道泵电源，向供液筒注水，通过溢流管使供液筒内液面保持恒定。
3、关闭排水阀“24”，打开进水阀“25”向填砂模型注水。
4、当液面平稳后，打开排水阀“24”，控制一较小流量。