严重段塞流范文

2024-05-25

严重段塞流范文（精选4篇）

严重段塞流第1篇

由于严重段塞流容易引起剧烈的压力和流量波动,严重威胁到生产的正常进行和海底集输系统的安全运行。人们对如何控制与消除这种不稳定现象进行了研究。总体说来,消除严重段塞流主要有三种[1]。一是改变管道及其设备设计,如安装陆上段塞捕集器,或者加大分离器的尺寸,增大缓冲能量等。二是改变操作工况,例如增大流动管线的压力或流量。三是通过采取各种措施消除严重段塞流, 例如节流法[2—8]、气举法[9—11]、海底分离法[12,13]、泡沫法[14]、扰动法[15]、PID控制法[16—21]等。

通过在S型立管系统实验环道上探索采用一种新方法———分流法对严重段塞流现象进行控制。

1 S 型管线立管系统实验装置及流型实验

S型立管系统实验系统为NTNU多相流实验室的实验环道。其立管呈S形状的50 mm PVC管。图1为该S型立管的管线结构图。

S型立管系统结构为下倾管-上升管-下倾管-上升管,提供了更加复杂的流动环境。实验介质为空气和水。试验介质从第二段上升管排出后进入分离器,气体排空,液体回流至储液罐,供循环使用。环道上安装有压力和电阻传感器,用以记录各点压力和含气率。在气液混合点前方和气体控制阀之间安装有一个气体缓冲罐,用以增大上游管线的容量。可通过在缓冲罐中加入液体,改变液位来调节体积。实验时所采用的缓冲罐的体积转换为同管径的管线长度为167 m的体积。

缓冲罐处安装有压力传感器,并在顶部连接旁通管,旁通管的另一端连接电动控制阀。该压力传感器及控制阀连接到另一计算机,进行数据采集及阀门控制。

采用该实验装置进行严重段塞流实验,所得到的流型图如图2所示。

该流型图将流动分为稳定流动和两种不稳定流型地形段塞I( terrain slugging I) 和II( terrain slugging II) 。在液塞生长阶段,当液塞尾部位于上游倾斜管时,液塞头部达到或越过第一个上升管顶部,液塞体完全阻挡气体进入上升管,此后液塞移动,气体快速上升管推动液塞进入分离器,液体回落,称此时的流型为地形段塞流I。而地形段塞流II发生时,在液塞形成及移动阶段,小气泡连续穿入液塞,即液塞体具有明显地充气现象。其余的过程与地形段塞流I相同。实验中的稳定流型( stable) 是指具有短段塞的水力段塞流,其入口压力几乎处于稳定状态。实验没有出现高气速下的环状流和高液速下的气泡流。

2 分流法控制实验

分流法的主要原理是通过反馈控制调节旁通管尾部的控制阀,使缓冲罐内压力达到稳定状态,部分气体通过旁通管分流排入大气,立管系统中的气液两相流动以泡状流状态,流出立管系统,进入分离器。反馈控制采用PI比例积分控制器,控制变量为缓冲罐压力,操作变量为控制阀开度。

针对图2中的内严重段塞流I区域进行分流法控制,分析研究该方法的控制效果。图3是气相折算速度2 m/s,液相折算速度为0. 24 m/s时的发生严重段塞流时缓冲罐压力变化曲线。段塞周期57. 9 s,压力在11. 3 ~ 77. 8 k Pa之间波动,表现出了明显的段塞流周期性特性。

对该点加入分流法前后,压力及阀门开度示意图如图4所示。压力设定值( 图中水平直线) 为72 mbar。实验记录时间为1. 5 h,以确定系统是否能够维持在稳定状态。

图4中在200 s时,启动缓冲罐尾部阀门对缓冲罐内压力进行控制。初始时,压力低于设定值,阀门保持关闭状态,压力逐渐增大。当压力高于设定值时,阀门由关闭至打开状态,缓冲罐内压力下降, 液塞尾部向缓冲罐移动。当缓冲罐压力下降接近设定值时,阀门开始动作以维持压力,因此液塞尾部开始向立管底部移动。液塞尾部在接近立管底部的上游处来回移动,最终将定位在某一位置。达到此状态时,部分气体从旁通管中排出,剩余气体与液体以分层流和气泡流的形式通过立管排出。倾斜管与部分立管中的流动状态见图5,立管剩余部分中也为泡状流。在此过程中,由于旁通管另外一端与大气相连,在阀门处于开启状态时,压力变化较快,阀门大幅度高频率地开关,以维持压力在设定值范围内。

从图4中可以看出,加入控制后压力在设定值附近波动,其平均值为70. 3 k Pa。其波动周期性消失,即严重段塞流被消除。也就是说,分流法通过旁通管分流气体,使立管系统内的两相流进入泡状流, 达到稳定状态。

如何控制阀门开度达到气体分流的目的并保证液体不回流至缓冲罐是本实验的一个难点。一旦阀门开始动作,缓冲罐内压力迅速下降。若缓冲罐设定压力过低,液体有可能倒流至缓冲罐。相反,若缓冲罐压力设定过高,却不利于流型的稳定,达不到控制严重段塞流的目的。

采用相同的方法,对严重段塞流I内的严重段塞流进行控制,经过细微的调节都能够达到消除严重段塞流的目的。

3 结论

( 1) S型立管系统内分流法是采用旁通管尾部阀门的动态调节对缓冲罐内的压力进行控制,实现部分气体排入大气,立管系统内气液混合物以泡状流形式通过立管流出系统,从而达到消除严重段塞流的目的。

严重段塞流第2篇

自Yocum[2]报道严重段塞流现象以来,众多学者开展了大量的实验和理论研究。Schmidt[1,3]对严重段塞流进行了实验研究,归纳了严重段塞流过程的四个阶段,并建立了用于严重段塞流预测的简化数学模型。Balino等[4]采用连续性方程、动量方程,结合漂移流模型,建立了下倾管-立管系统严重段塞流的瞬态数学模型,并对严重段塞流的流动参数进行了数值模拟。高嵩等[5]利用Fluent软件对严重段塞流进行了二维数值模拟。Araújo等[6]利用Fluent软件,采用VOF模型研究了单个和两个泰勒气泡在立管中上升的动力学问题。邢兰昌[7,8]利用CFD软件对严重段塞流进行了二维数值模拟,并且尝试了一种三维模拟和一维模拟相结合的方法,来模拟波浪形管段对立管系统中严重段塞流的消除作用。纵观文献可知,基于CFD的气液两相流数值模拟能准确描述全流场的流动特性,但由于其方法复杂,计算量大,在海洋立管系统气液两相流的数值模拟中应用较少。

本文利用Fluent软件,采用VOF模型对实验装置中的严重段塞流现象进行二维数值模拟,并将模拟结果与实验数据进行对比,验证数值模拟方法的准确性,对严重段塞流的瞬态流动特性进行深入分析。

1 实验系统与流型划分

图1为立管实验装置的流程图。实验环道由一个35 m长的水平管,12 m长的下倾管和一个3.5 m高的垂直立管连接组成,管道内径51.4 mm。下倾管段模拟海底管道,上升管段模拟立管。实验中流体介质为水和空气。水由两个0.5 m3的储水罐提供,其中一个罐也用做环道回水的缓冲罐。液体输送的能量由两个排量为12.5 m3/h,扬程25 m的卧式离心泵提供。两个泵可并联也可串联,可提供最大压力0.5 MPa。空气由排量为61.5 L/s,工作压力为1.25 MPa的往复式压缩机提供。压缩机后有一个2 m3的气体缓冲罐用来稳压。气体流量由下游的节流阀控制。立管底部安装有MPM480压力变送器,对两相流压力特性进行测试。

通过前期实验观察[9],从流动型态上将立管系统中的气液两相流划分为7种流型:典型严重段塞流、严重段塞流II、过渡流型、稳定气泡流、乳沫流、波动气泡流和段塞流,并得到了各流型在海洋立管系统中出现的气体流量和液体流量范围(图2),依此可以预测不同工况下的两相流流动状态。

另一方面,根据压力测试结果(图3)的分析,由于观测到的稳定气泡流、乳沫流、波动气泡流和段塞流的压力波动较小,压力特性基本相同,故统称为稳定流动。因此,可以将立管系统中的气液两相流的划分为4种流型。

(1)典型严重段塞流(severe slugging I,SSI):立管底部压力能够达到最大值,且有稳定的液塞出流阶段(压力曲线平台期)。

(2)严重段塞流II(severe slugging II,SSII):立管底部压力能够达到最大值,但没有平台期。

(3)过渡流型(transition to severe slugging,SST):立管底部压力没有达到最大值便开始气液喷发,又称严重段塞流III。

(4)稳定流动(stable flow):气液混合流动,压力波动小。

2 数值模型建立

2.1 几何模型

图4(a)为立管系统的实际几何尺寸,图4(b)是其等效几何模型。分别利用两种几何模型对严重段塞流进行数值模拟,图5为实际几何模型和等效几何模型对立管底部压力模拟结果的对比,可知,实际几何模型和等效几何模型的模拟结果基本相同。而另一方面,在相同硬件条件和网格质量条件下,等效几何模型的计算效率约为实际几何模型的2倍。因此,本文采用等效几何模型的尺寸进行之后的数值模拟。

采用数值模型的几何尺寸如图4(b)所示。立管高度为3.5 m,直径51.4 mm,下倾管的下倾角为4°,与实验装置相同。而将长度较长的下倾管路进行等效处理,以0.65 m×0.65 m的方形箱体来代替长距离管道的流体空间,气体入口位于箱体顶部,液体入口位于箱体底部,这种方法的优点主要有:

(1)减少了网格数量和气液接触面积,使VOF法追踪气液界面的迭代次数大大减小,从而极大提高计算效率。

(2)将长距离下倾管段等效为箱体空间,既能保证立管内流动特性的准确模拟,也便于模拟结果的展示。

采用结构化网格对整个流体域进行网格划分。沿管道径向划分26层网格,在边界层和弯头处加密网格。在气液界面出现的箱体底部将网格划分地足够精细以便准确捕捉气液界面,箱体区域的网格整体呈上疏下密状态,整个计算域共71 254个网格。图6展示了立管底部区域和箱体区域的网格。

2.2 数学模型

流动过程中气液两相流动型态复杂,故采用VOF法来模拟气液两相流的相界面的变化。VOF法通过定义各相流体的体积分数函数,来标识每个网格单元中流体的状态,各相流体的体积分数分别等于单元内各相流体的体积与单元体积之比,对气体的体积分数αg,满足方程式(1)。

式(1)中,t为时间,v为Reynold时均速度矢量。液体体积分数αl=1-αg,单元内混合密度和动量黏度系数分别如下

利用Reynold时均连续性方程、动量方程与能量方程,并采用k-ε湍流模型对控制方程进行封闭。

式中,p为Reynold时均压力,F为体积力,E为内能,T为温度,keff为传热系数,-ρv'v'为Reynold应力项[5]。

2.3 边界条件与求解设置

数值计算模型的入口条件为质量流量(mass flow),出口为恒定大气压(1 atm),流体域的壁面均为无滑移壁面(no slip)。近壁面采用标准壁面函数(standard wall functions)处理。气液表面张力采用CSF模型计算,表面张力系数为常数。采用基于压力的分离式求解器,应用压力隐式算子分割算法(PISO)进行数值求解。数值求解过程中对立管底部的压力、气液平均速度和质量流量,以及立管顶部的气液平均速度和质量流量进行监测,如图7。

3 实验验证

利用上述模型模拟出了立管系统中的四种流型:典型严重段塞流、严重段塞流II、过渡流型和稳定流动,其对应的气液表观流速见表1。将立管底部压力的数值模拟结果与实验数据进行对比,验证数值模拟结果的准确性,见图8。

图8(a)~(d)分别为典型严重段塞流、严重段塞流II、过渡流型和稳定流动的立管底部压力数值模拟结果与实验数据的对比。由图可见:典型严重段塞流模拟结果的压力值和波动周期与实验数据吻合度很好;严重段塞流II和过渡流型模拟结果的周期性与实验值有些差异,但压力大小的变化范围与实验值相符;稳定流动模拟结果的压力大小基本相符。这表明本文建立的数值计算模型可以较好地模拟立管系统中的四种流型。

4 结果分析与讨论

4.1 四种流型的流动特性

图9为立管系统中四种流型在不同阶段的密度分布云图。图9(a1)和图9(a2)分别为典型严重段塞流在液体累积和气液喷发阶段的密度分布云图,可见:液体累积阶段,立管内充满液体,液塞尾部处于下倾管路内;气液喷发阶段,气体进入立管,气液同时流出立管。图9(b1)和图9(b2)分别为严重段塞流II在液体累积和气液喷发阶段的密度分布云图,可见:液体累积阶段,立管内充满液体,液塞尾部一致保持在底部弯头处;气液喷发阶段,立管内的含气率较图9(a2)有所增加,气液同时流出立管。图9(c1)和图9(c2)分别为过渡流型在液体累积和气液喷发阶段的密度分布云图,可见:液体累积阶段,立管内气液共存,不再有液体充满的现象;气液喷发阶段,大量气体进入立管,立管内的含气率大幅升高。图9(d)为稳定流动的密度分布云图,稳定流动过程中,气液混合物同时进入立管,整个过程中无明显的波动。

通过图9的分析可知,随着气体流量的相对增加,四种流型的含气率依次上升。流型从典型严重段塞流向稳定流动逐步转化,而严重段塞流II和过渡流型正是转化过程中的过渡状态,因此,又称为第二类和第三类严重段塞流。

4.2 典型严重段塞流的瞬态流动特性

由4节中实验验证和5.1节的分析可知:本文数值模型对典型严重段塞流的模拟最为准确;典型严重段塞流具有其他几类严重段塞流的典型特征。因此,以下以典型严重段塞流的数值模拟结果为例对严重段塞流的瞬态流动特性进行深入分析。

图10为典型严重段塞流4个阶段的密度分布云图。典型严重段塞流具有明显的周期性特征,每个周期中包含液体累积、液塞出流、气液喷发和液体回落四个阶段。其中,液体累积阶段的立管底部压力不断上升,液塞出流阶段的底部压力在最大值保持恒定;立管底部压力在气液喷发阶段迅速降低;液体回落过程短暂,与液体累积阶段衔接紧密。

图11为立管底部和顶部的气液混合物平均流速时程曲线,对应的立管底部压力曲线作为参考。可以看出,立管底部和顶部的平均流速同压力曲线一样,都具有明显的周期性;液体累积和液塞出流阶段,底部和顶部平均流速在0.2 m/s左右,较入口的液体表观流速略高,且有上升趋势;气液喷发阶段,气体膨胀推动液塞,平均流速可达0.9 m/s以上,且剧烈波动,立管顶部平均流速的波动幅度明显大于立管底部,这说明立管顶部两相流的不稳定性更强,流态变化更剧烈;液体回落阶段,气液平均流速下降,进入下一个周期。

图12为立管底部和顶部的气液混合物质量流量时程曲线,对应的立管底部压力曲线作为参考。可以看出,立管底部和顶部的平均流速同压力曲线一样,都具有明显的周期性。但与平均流速的变化特点有所不同:立管底部质量流量的变化较平缓,基本在10 kg/s左右;而立管顶部质量流量的变化非常明显,在气液喷发阶段可达25 kg/s以上,在液体回落和液塞累积阶段,迅速将至10 kg/s以下,并在10 kg/s和-7 kg/s之间剧烈波动。这是由于气液喷发过程中,在上升气体的带动下,立管内液体有上升和回落交替的现象。

5 结论

采用本文数值模拟方法对立管系统中的几种严重段塞流进行了数值模拟,并进行了实验验证,并对严重段塞流的瞬态流动特性进行深入分析。结论如下。

(1)本文采用的数值模拟方法可以对立管系统中的严重段塞流现象进行准确模拟,模拟出了典型严重段塞流、严重段塞流II、过渡流型和稳定流动共4种流型;为长距离海洋立管系统中严重段塞流的研究提供了切实可行的数值模拟方法。

(2)以典型严重段塞流的模拟结果为例(装置见附图),气液喷发的瞬时质量流量可达入口流量的2.5倍以上,气液平均流速可达入口流速的4.5倍以上。这些分析对严重段塞流危害的准确评估有重要意义。

参考文献

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[2] Yocum B T.Offshore riser slug flow avoidance:mathematical models for design and optimization.SPE4312 In:SPE European Meeting,London,April,1973

[3] Schmidt Z,Doty R D,Kunal D.Severe slugging in offshore pipeline riser-pipe systems.SPE Journal,1985:27-38

[4] BALINO J L,BURR K P,NEMOTO R H.Modeling and simulation of severe slugging in air-water pipeline-riser systems.International Journal of Multiphase Flow,2010;36:643-660

[5]高嵩,尤云祥,李巍,等.下倾管-立管水气严重段塞流数值模拟.力学学报,2011;43(3):468-475Gao Song,You Yunxiang,Li Wei,et al.Numerical simulation of the severe slug flow between water-air phase in a declination pipe-riser.Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics,2011;43(3):468-475

[6] Araújon J D P,Miranda J M,Campos J B L M.Simulation of slug flow systems under laminar regime:hydrodynamics with individual and a pair of consecutive Taylor bubbles.Journal of Petroleum Science and Engineering,2013;111(2013):1-14

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[8] Xing L C,Yeung H,Geng Y F,et al.Study on hydrodynamic slug flow mitigation with wavy pipe using a 3D-1D coupling approach.Computers&Fluids,2014;99(2014):104-115

指状段塞流捕集器的简便设计与计算第3篇

段塞流捕集器是用来缓冲生产段塞流和清管段塞流对管道末端油气分离设备造成的水力冲击和由此引起的分离器液位突变等工况而设计的一种分离设施, 它是由多根管径和长度相同的钢管连接而成的管道系统, 其主要功能是捕集油气混输管道中的段塞流, 并使气、液进行初级分离。国外多倾向于使用指状段塞流捕集器。相对多级双层结构管式段塞流捕集器而言, 单层一级指状段塞流捕集器的设计与计算比较简单与实用。

主要设计原则

工艺设计主要考虑两方面的因素。

混合流体不管处于什么流态, 在气液分离段应转变为层流, 便于气液分离。

储液段应能容纳管道清管时产生的段塞液量, 避免液体从气体出口流出。

指状段塞流捕集器的结构

本次计算只介绍单层结构一级管段。如图1所示, 指状段塞流捕集器主要包括: (1) 气液进口管, (2) 气液分离段, (3) 气相出口管, (4) 液体储存段, (5) 液相出口管等五部分, 示意图如图1。

入口管

入口管内径通常不小于混输管道末端管内径。介质进入捕集器后需经入口汇管分流再进入各分管段。

气液分离段和排气管

介质经入口汇管分流, 首先进入到分离管段进行气液分离。液体进入到液体储存段, 气体经排气管排出, 排气管包括排气立管、排气汇管和气相出口管。

液体储存及排出

液体储存管段位于分离管段的下游, 与分离管段相连。包括排液汇管、液相介质出口。

工艺计算

工艺计算是段塞流捕集器设计的重要内容之一, 捕集器的气液分离功能、缓冲和存储功能都是在管段内实现的, 工艺设计是否合理直接影响到捕集器的气液分离效果和缓冲能力。

气液分离段计算

储液容积的计算

段塞流捕集器的设计储液体积按式 (EQ.1) 计算:

式中:

Vint——段塞流捕集器最大处理液塞体积, 即混输管道正常操作、启动、停输、输量变化、清管等工况下产生的液塞体积中的最大值, m3;

Vbuffer——段塞流捕集器设计液相缓冲体积, 通常取值为满足下游工艺设备正常运行所需液相缓冲体积, m3。管段斜率选定

段塞流捕集器的管段通常向下倾斜, 管段斜率宜介于1%~10%之间。单层结构的分离段和储液段一般选取不同斜率, 即双斜率结构。

管段数量的选取

管段数量的选取主要取决于多相混输管道中介质的流量、管段最大允许长度 (与允许占地面积有关) 、管段内径等。

捕集器的气液分离主要是在气液分离段来完成的, 管段数量通常是2的指数倍, 一般不超过8根。

管段数量的选取与此部分管段内径的选取密切相关, 它们需要配合气液分离管段内气相介质速度综合选取。可以先初步选取气液分离管段数量及其管段内径, 再由式 (EQ.2) 计算出气液分离管段内气相介质速度。

式中:

气液分离段的长度计算

气液分离段指的是管段起点至最后一个排气立管之间的管段。为了保证气液分离效果, 多相介质在分离段停留时间需要足够长, 即分离段足够长或介质流速控制在一定范围内, 国际上一些生产捕集器的公司通常把气相介质流动速度控制在2m/s以内。

采用等液滴尺寸沉降法 (液滴直径取150µm) 。计算步骤如下:

阿基米德准数计算

阿基米德准数按公式 (EQ.3) 计算。

式中:

计算雷诺数

当Ar≤36 (Re≤2) 时, 雷诺数按公式 (EQ.4) 计算。

式中:

Re——雷诺数;

Ar——阿基米德准数。

当36<Ar≤83×103 (2<Re≤500) 时, 雷诺数按公式 (EQ.5) 计算。

式中:

Re——雷诺数;

Ar——阿基米德准数。

当Ar>83×103 (Re>500) 时, 雷诺数Re按公式 (EQ.6) 计算。

式中:

Re——雷诺数;

Ar——阿基米德准数。

气相中液滴沉降速度计算

液滴沉降速度按公式 (EQ.7) 计算。

式中:

v O——液滴沉降速度, m/s;

µG——气相介质动力粘度, Pa·s;

Re——雷诺数;

d——液滴直径, m;

ρG——气相介质密度, kg/m3。

分离段长度计算

为了保证分离效果, 液滴在分离段内沉降至气液分界面所需时间应小于液滴在分离段内随气相介质流动所需的时间, 一般取液滴沉降至气液相分界面所需时间为液滴在分离段内随气相介质流动所需的时间的一半。计算公式如下:

式中:

H0——气相中液滴的最大沉降距离, m;

VO——液滴沉降速度, m/s;

Le——分离段长度, m;

VG——气液分离管段内气相介质速度, m/s;

式 (EQ.8) 整理后即可算出分离段长度Le。

储液段计算

储液段长度计算

储液段长度主要取决于储液体积, 由于管段是倾斜的, 储液段长度与捕集器最高液位密切相关。捕集器最高液位通常按图2选取, 即:

该管段斜率为双斜率, 最高液位为最低一根排气立管中心线与管段底面交汇处。

根据上图, 储液段并没有完全充满液体, 液面上方存在一定气相空间, 该气相空间体积最大值为 (π/8) Db3/tanθ。所以, 储液段的长度可按式 (EQ.9) 计算出最小值:

式中:

捕集器总长度

指状段塞流捕集器管段总长度按下式计算:

式中:

排气系统设计

排气立管

排气立管的主要作用是将段塞流捕集器气液分离段分离出的气相介质由分离管段排至排气汇管, 同时具备进一步脱除气相介质中携带的液滴的能力。排气立管内气体的设计表观速度可按照下式 (EQ.11) 计算。

式中:

ρL、ρG——分别为液相和气相介质的密度, kg/m3。

对于排气立管的内径选择, 在工程实际应用中, 通常取其开口母管内径的三分之二即可满足公式要求。

排气立管顶端在不低于捕集器入口汇管的前提下, 其高度应取至少5倍排气立管直径, 以使气相介质中携带的液滴有足够的时间沉降。

排气汇管

用于收集排气立管流出的气相介质的排气汇管, 其内径宜介于排气立管的内径和气液分离管段的内径之间, 高度不低于捕集器入口汇管。

排液系统设计

排液汇管

用于是收集储液管中液体介质的排液汇管, 其内径宜与上游管段的内径相等, 其高度应低于储液段管段末端。

液相介质出口

液相介质出口位于排液汇管上, 与下游液相处理装置连接, 其具体位置和管内径尽可能有利于捕集器各管段内部液相介质均匀平稳流出。

计算示例

以某油田的集输系统为例, 计算单层双斜率结构指状段塞流捕集器的长度。

基础数据

计算结果

储液管长度计算

根据第4.2款计算的储液段长度如下。

分离段的计算

根据第4.1款计算的分离段长度如下。

总长度

该段塞流捕集器的总长度为:74m。

结束语

本计算方法只是一个对于单层一级管段结构段塞流捕集器的设计与计算, 对于拥有二级管段或双层结构管式段塞流捕集器的计算亦可参考使用。

严重段塞流第4篇

鞍座，就是鞍式支座的意思，一般容器或者设备下面其支撑作用的部件，并且鞍座上面有一块板，它和容器或者设备底部贴合的很好。

设备鞍座按照其重量和复杂程度分为轻型鞍座和重型鞍座，按照支座方式、包角和垫板情况分为六个类别，轻型鞍座一般由焊接制作而成，属于A类，重型鞍座属于B类，具体分为BⅠ、BⅡ、BⅢ、BⅣ、BⅤ等五类，其中BⅣ、BⅤ是由弯制而成。根据是否能够移动，又可以分为固定鞍座以及移动式鞍座。

1 段塞流捕集器鞍座概况

珠海高栏终端段塞流捕集器是我国最大的段塞流捕集器，本段塞流捕集器主要由28根(长175.3m，直径56")储液直管、两端气/液进出口管汇、平衡管汇及平衡管、液位桥、安全阀组等组成。实际重量大约6000T，整体的重量分布在308个鞍座上面。初步计算每个鞍座大约承重19.48T。其鞍座设计吸取了国外的设计和使用经验，并进行了一定程度的改进，最主要是结合我国的实际情况，特别是广东多余潮湿的天气，在作了充分的调查和研究的基础上，本着经济适用的原则，引进了现代的技术设计而成。

下图是本次设计的鞍座的基本图纸。

根据上图所示，我们可以看出，段塞流捕集器由4个比较独立的单元组成，每个单元有7根管组成。其鞍座合计有11排鞍座组成，其中D1-D10列使用左右可以滑动的鞍座，对于D11列的鞍座，又可以分为2类，中间的四边形是上下左右都不能滑动的固定鞍座部分，带箭头的部分就是可以朝对应的位置可以活动，综合以上的内容，本段塞流捕集器的鞍座由280个可以左右滑动的鞍座(III型鞍座)，4个不可以活动的固定鞍座(I型鞍座)，24个可以单向移动的(II型鞍座)组成。

结合I型鞍座的详细图纸，我们可以看出，鞍座分为上下底板，对于下部底板除了4用个螺栓将其完全固定外，在其底部还焊接了一对反向的“丁”字形部件，防止其在水泥支墩上的滑动，对于上部底板的固定方法则用了不同的方法，在下底板上用焊接的方式将其直接焊接死使其不能移动。

结合II型鞍座的2张详细图纸，我们可以看出，鞍座同样分为上下底板，对于下部底板照样用4个螺栓将其完全固定外，由于允许其左右的移动，在其底部还焊接了5块“一”字形部件，并且在下底板的上部焊接了一排的“一”字形部件，使其只能单向移动。除此而外，出于减少磨擦力的情况考虑，我们在上下底板的接触处，还特别设计了在表面焊接一层大约3mm后的不锈钢板，在不锈钢板的外侧用专用的不锈钢和特氟龙粘接胶，粘接了一层厚度也是3mm的特氟龙板，这样在单向滑动过程中就比较容易。为了减少焊接的变形，不锈钢板和底部钢板的焊接采用段焊的方式。

对于III型鞍座的图纸，我们可以看出，鞍座也还是分为上下底板，对于下部底板照样用4个螺栓将其完全固定外，由于允许其左右的移动，其底部未焊接任何部件。除此而外，出于减少磨擦力的情况考虑，我们在上下底板的接触处，也还是设计了在表面焊接一层大约3mm后的不锈钢板，在不锈钢板的外侧用专用的不锈钢和特氟龙粘接胶，粘接了一层厚度也是3mm的特氟龙板，这样在双向滑动过程中就比较容易。为了减少焊接的变形，不锈钢板和底部钢板的焊接采用段焊的方式。

2 理论和实际情况

2.1 理论情况

对于理论的情况的查询见下表：

说明：固体I在固体II上面静止或运动的静摩擦系数和滑动摩擦系数，资料来自百度知道

从上表可以知道，聚四氟乙烯(特氟龙)在聚四氟乙烯(特氟龙)的滑动摩擦系数是0.04，而钢在钢的表面的滑动摩擦系数是0.5，也就是说聚四氟乙烯(特氟龙)的摩擦系数是钢的摩擦系数的0.08,

2.2 实际情况

根据珠海的最近天气情况，我们就III型鞍座进行了半个月的跟踪，具体的数字情况见下表：

说明：I型鞍座选择的是D1支墩上第一单元的中间一个，II型鞍座是D11支墩上第一单元由北向南数第二个，I型鞍座是D11支墩上第一单元中间一个。

根据以上的情况，采用这种鞍座的设计基本满足了设计的当初预想，比较符合当初的设计构想，使得段塞流捕集器能够达到按照设计要求进行热胀冷缩的情况，满足使用要求。

3 段塞流捕集器鞍座特点

1)鉴于在广东珠海的多余潮湿的天气情况，采用了滑动鞍座的设计方式;

2)鉴于鞍座的滑动的方式不一样，采用了限位板以及焊接固定的方式进行方位固定;