孫 媛 曹學文 梁法春

(中國石油大學(華東)儲運與建筑工程學院 山東青島 266580)

近年來隨著石油天然氣需求的日益增長，深水油氣開發(fā)力度不斷增強[1-2]，兩相流體混合輸送越來越普遍。受兩相流體流動的復雜性等影響，氣液相混輸管路的流量一直無法實現(xiàn)精確計量。分流分相法[3]融合了傳統(tǒng)的分離式計量和不分離在線計量的優(yōu)勢，近年來在兩相流計量領(lǐng)域被廣泛采用。該方法利用取樣裝置從主流體中成比例地取出一小部分分流體，進行分離計量后得到分流體的氣、液相流量，再根據(jù)分流比求得主流體的成分組成。與傳統(tǒng)的分離式和不分離在線計量方式相比，分流分相法具有較高的效率，并具有成本低、體積小的優(yōu)點。然而，取樣流體成分與主流體成分往往會有差異，這就是相分離現(xiàn)象[4]。相分離的相關(guān)研究主要集中在T型管方面，近幾年對T型管相分離的研究已從微觀尺度發(fā)展到宏觀尺度不等[5-11]。在管路小孔取樣方面，文獻[12]通過氣液混輸管路不同布置方位的小孔取樣實驗研究發(fā)現(xiàn)：在分層流和不均勻環(huán)狀流型下，隨著小孔位置偏離管壁底部，進入小孔的液相逐漸減少，氣相逐漸增多；而對于段塞流，在液塞來臨時破口兩側(cè)壓力急劇增加，從而導致進入管壁破口的液相流量遠大于其他流型。因此，兩相流相分離的存在成為制約分流分相法取樣計量精度的重要因素之一。

分析認為，如何保證分流體的成分組成與主流體相同是影響分流分相法計量精度的主要因素，因此取樣裝置的結(jié)構(gòu)設(shè)計成為實現(xiàn)比例取樣的關(guān)鍵。例如，文獻[13]提出了轉(zhuǎn)鼓型取樣器，由兩相流沖擊轉(zhuǎn)鼓進行轉(zhuǎn)動，實現(xiàn)成比例取樣，但由于轉(zhuǎn)鼓設(shè)計在管道內(nèi)部，容易被磨損，故對流體的清潔性要求高，存在一定劣勢；文獻[14-15]提出了轉(zhuǎn)輪型取樣器，利用分時原理進行取樣，但由于轉(zhuǎn)輪容易被磨損而造成卡堵，故也存在一定缺陷；文獻[16]提出了管束式取樣器，通過加強兩相流的相分離達到分離計量的目的，為兩相流的計量提供了新思路。文獻[17-18]提出了基于臨界分流理論的兩相流取樣器，利用兩相流在噴嘴喉部達到臨界狀態(tài)來斬斷下游壓力波動對上游分配特性的影響，保證了取樣的代表性，但不能在較大氣液比范圍內(nèi)實現(xiàn)等干度分配，且分配比例較大，實用性較差。本文在分流分相法的基礎(chǔ)上設(shè)計加工了一種環(huán)壁多窄縫取樣器，通過流型調(diào)整、均勻取樣、壓力調(diào)節(jié)等3種方式來控制兩相流的相分離，從而實現(xiàn)等干度分配。數(shù)值分析與實驗研究表明，本文設(shè)計的環(huán)壁多窄縫取樣器無運動部件、體積緊湊、所需分離裝置體積小，可代替?zhèn)鹘y(tǒng)的分配計量裝置，對實現(xiàn)兩相流的精確計量具有重要意義。

1 取樣原理與取樣器結(jié)構(gòu)設(shè)計

1.1 取樣原理

氣液兩相流經(jīng)過取樣器后，一部分流體經(jīng)取樣口進入取樣流體收集腔，再由計量分離器進行分離計量后流入下游；另一部分流體經(jīng)主管路分流口進入主流體收集腔后直接流入下游(圖1)。管路主流體的質(zhì)量流量由取樣流體流量與氣液分流系數(shù)決定，即

M1L=M3L/KL

(1)

M1G=M3G/KG

(2)

圖1 氣液兩相流取樣計量原理示意圖Fig .1 Principle diagram of sampling and metering of gas-liquid two-phase flow

1.2 取樣器結(jié)構(gòu)設(shè)計

本文設(shè)計的環(huán)壁多窄縫取樣器主要由主管路、旋流葉片、窄縫式分流口、主流體收集腔和取樣流體收集腔組成(圖2)。主管路內(nèi)徑40 mm，氣液兩相流來流由主管路進入，流經(jīng)旋流葉片，將不規(guī)則的來流轉(zhuǎn)化為氣相在管道中心、液相在管道周向均勻分布的環(huán)狀流。主管路的下游周向布置了結(jié)構(gòu)完全相同的18個窄縫式分流口，分流口與主管路垂直安裝，并與管路內(nèi)表面平齊，其中3個取樣口使用圓管小腔體包圍，連通取樣流體收集腔，其余分流口連通主流體收集腔。由于主管路下游由盲板進行封堵，主流體流經(jīng)分流口后分別進入主流體收集腔和取樣流體收集腔，進入取樣管路的流體流經(jīng)計量分離器進行分離計量后流入下游管道與主流體匯合。由于設(shè)計中采用流型調(diào)整、均勻取樣、壓力調(diào)節(jié)等3種方式來控制兩相流的相分離，保證了取樣的代表性。

圖2 本文設(shè)計的取樣器結(jié)構(gòu)示意圖Fig .2 Structure of the sampler designed in this paper

1) 流型調(diào)整。取樣器入口處安裝整流葉片，在離心力影響下旋流葉片將進口兩相流整改成均勻環(huán)狀流，從而保證取樣器每個分流口具有相同的出口條件。

2) 均勻取樣。以往的取樣器只選取若干分流口中的一個作為取樣口，且取樣比往往固定為1/4；另外，單側(cè)取樣會造成較大的計量誤差，且較大的取樣比往往導致需要體積更大的計量分離器。為了減小單側(cè)取樣的誤差，縮小計量裝置的體積，選擇在管道周向均勻布置18個窄縫式分流口，選取均勻分布的3個分流口作為取樣口。

3) 壓力調(diào)節(jié)。在主管路出口及取樣管路出口處分別設(shè)置一個閘閥，對取樣器上游主管路壓力pa、主流腔體壓力pb、取樣腔體壓力pc進行壓力監(jiān)測。設(shè)取樣器上游與主流體收集腔的差壓為Δpab，取樣器上游與取樣流體收集腔的差壓為Δpac，調(diào)節(jié)閘閥開度使得Δpab=Δpac，保證主管路和取樣管路下游壓力環(huán)境相同，從而避免相分離的產(chǎn)生(圖2a)。

1.3 氣、液相分流系數(shù)分析

理論上氣、液相分流系數(shù)可根據(jù)主管路及取樣管路的壓降關(guān)系來分析，其中主管路產(chǎn)生的壓降主要由經(jīng)過分流口處的壓降Δp12產(chǎn)生[19]，而分流管路的壓降主要由經(jīng)過取樣口處的壓降Δp13產(chǎn)生。

主流體分流口的壓降可以表示為[19]

(3)

同樣，取樣口處的壓降可表示為

(4)

主流體經(jīng)過分流口后重新回到主管路，假設(shè)與主管路相連的分流口數(shù)量為N2，根據(jù)式(3)可得進入主管路的兩相流質(zhì)量流量為

(5)

同理，假設(shè)與取樣回路相連的取樣分流口數(shù)量為N3，根據(jù)式(4)可得進入分流回路的兩相流質(zhì)量流量為

(6)

氣相分流系數(shù)為取樣流體氣相流量與上游主管路中氣相流量的比值，即

將式(5)和式(6)代入式(7),可得

(8)

同樣，液相分流系數(shù)可以寫為

(9)

將式(5)和式(6)代入式(9)，可得

(10)

由于主回路與分流回路是并聯(lián)管路，取樣流體收集腔和主流體收集腔壓力平衡，可認為取樣流體收集腔壓力和主流體收集腔的壓力相等，因此氣液兩相流通過取樣分流口和主流體分流口產(chǎn)生的壓力損失相等，即

Δp13=Δp12

(11)

由于所有的分流口均是相同結(jié)構(gòu)，故β2=β3,A2h=A3h，C2=C3,Ψ2=Ψ3;假設(shè)主回路和分流回路具有相同的進口條件，則θ2=θ3；若每個分流口具有相同的進口條件，則每個取樣口都是等速取樣的，即X2=X3=X1。這樣則式(8)可寫成

式(10)可寫成

根據(jù)理論推導，在理想情況下每個分流口具有相同的進口條件，則氣、液相理論取樣比均為0.167，僅取決于取樣口數(shù)目與分流口數(shù)目的比值。但實際過程中由于各分流口的進口條件可能會受到流型、氣液相流速的影響，實際的分流比可能偏離理論分流比，故有必要通過取樣器取樣數(shù)值分析進一步探討流型、氣液相流速等參數(shù)對分流比的影響。

2 取樣器取樣數(shù)值分析

2.1 取樣口位置數(shù)值分析

本文設(shè)計的整流裝置位于取樣器上游(圖3a)。由于受到重力的影響，環(huán)狀流的持續(xù)距離有限，而環(huán)狀流的均勻程度直接影響分流口的入口條件，不均勻的環(huán)狀流會導致實際分流比偏離理論分流比，因此確定取樣口的位置非常重要。分別選取距離整流裝置30、45、60 mm處為取樣口位置進行模擬優(yōu)選(圖3b)。

圖3 整流裝置及取樣口位置Fig .3 Schematic of pattern adjuster and slot position

2.1.1模型建立

利用ANSYS-Fluent15.0商業(yè)軟件建立數(shù)值模型。VOF(Volume of Fluid)模型可以較清晰地顯示氣液界面，常應用于具有明顯相界面的兩相流運算中，故選取VOF模型作為多相流模型。標準k-ε模型具有適用范圍廣、精度高的優(yōu)點，故湍流模型選擇標準k-ε模型。壓力梯度項采用SIMPLE格式，動量方程離散采用二階迎風差分格式，體積分數(shù)離散采用QUICK算法，壓力離散選擇PRESTO算法。

在ICEM15.0中對模型進行網(wǎng)格劃分。為顯示入口段的流型，讓氣液兩相流充分發(fā)展，將入口段長度設(shè)為3 m?？紤]管道近壁面黏性底層的影響，對邊界層網(wǎng)格進行細化。入口直管段和其他直管段采用六面體網(wǎng)格進行劃分，整流葉片處采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進行劃分。

2.1.2基本假設(shè)及邊界條件

基本假設(shè)條件：輸送介質(zhì)為空氣和水，忽略空氣、水兩相的可壓縮性，忽略相間作用力。

對于整流裝置，出口邊界條件為壓力出口(pressure-outlet)，入口邊界條件為速度入口(velocity-inlet)(表1)。

表1 取樣口位置模擬時入口邊界條件參數(shù)Table 1 Inlet boundary condition parameters of sampler slot position modelling

2.1.3模擬結(jié)果

當取樣口位于距離葉片下游45 mm處時，液膜分布較均勻，環(huán)狀流態(tài)較穩(wěn)定，故在此處取樣的流體代表性更高，根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果，選取整流葉片下游45 mm處作為取樣口開口位置(圖4)。

圖4 整流裝置內(nèi)部及下游液相體積分布云圖Fig .4 Liquid distribution inside and downstream the pattern adjustor

2.2 取樣器內(nèi)兩相流流動特性的數(shù)值分析

2.2.1模型建立

由于受到旋流葉片的影響，兩相流的流動形態(tài)會改變，同時經(jīng)過分流口后兩相流的流場也會改變。為分析兩相流經(jīng)過取樣口的速度和壓力分布，采用歐拉-歐拉雙流體模型進行計算。雷諾應力模型在流線彎曲、渦旋、張力快速變化等方面具有更精確的預測性，故選用雷諾應力模型作為湍流模型。壓力梯度項采用PRESTO格式，對流項離散格式采用二階迎風差分格式，體積分數(shù)離散采用QUICK算法，壓力-速度耦合選擇PISO算法。

2.2.2基本假設(shè)及邊界條件

基本假設(shè)條件：輸送介質(zhì)為空氣和水，忽略空氣、水兩相的可壓縮性，忽略相間作用力。

邊界條件：①入口邊界條件為速度入口(velocity-inlet)(表2)；②出口邊界條件為壓力出口(pressure-outlet)；③葉片、管壁等壁面選擇無滑移壁面邊界條件，設(shè)定為wall。

表2 取樣器內(nèi)兩相流流動特性模擬時入口邊界條件設(shè)定Table 2 Inlet boundary conditions of two-phase fluid flow characteristics simulation in the sampler

2.2.3模擬結(jié)果

由氣液兩相流經(jīng)過旋流葉片整流后進入分流口的氣相濃度分布云圖(圖5)可以看出：在旋流葉片的作用下，兩相流轉(zhuǎn)變?yōu)闅庀嘣诠艿乐行?，液相在管道周向均勻分布的環(huán)狀流，在流入分流口之前兩相流保持環(huán)狀流流態(tài)，進入每個取樣口的兩相流組成相同，保證了取樣的代表性。由于取樣口成窄縫狀，流入取樣口后氣液相流體發(fā)生了相分離，液相的慣性力更大而多集中在窄縫下游，氣相集中在窄縫上游。

由取樣器出口處氣、液相速度矢量圖(圖6)可以看出：由于18個分流口在管截面均勻分布，流體在每個分流口的速度場也對稱分布，各個分流口內(nèi)的氣液相流體具有一致的流動特性。

圖5 取樣器氣相濃度分布云圖Fig .5 Gas distribution in the sampler

圖6 取樣器出口處氣、液相速度矢量圖Fig .6 Gas and liquid velocity diagram in the sampler outlet

3 取樣器工作效果實驗研究

3.1 實驗系統(tǒng)

實驗在中國石油大學(華東)多相流環(huán)道上進行(圖7)，實驗介質(zhì)為水和空氣，分別由離心泵和壓縮機提供，主管路流量由液體質(zhì)量流量計與氣體渦街流量計分別計量。在經(jīng)過長距離混合后，進入測試管路的為充分發(fā)展的氣液兩相流，測試段管道內(nèi)徑為40 mm，取樣器由有機玻璃材料制成，以方便觀察。實驗范圍：氣相折算速度USG為1～18 m/s，液相折算速度USL為0.01～0.33 m/s。

圖7 實驗流程圖Fig .7 Flow chart of experiments

主管路流體進入取樣器后，首先經(jīng)旋流葉片整流，再進入分流口。流體被分為兩部分：一部分流體進入主流體收集腔，流向下游管路；另一部分流體進入取樣流體收集腔，流向取樣管路后進入管束分離器內(nèi)進行氣液相流體的分離和計量。計量結(jié)束后，氣液相流體重新匯合，與主流體一同流向下游管路，經(jīng)過旋風分離器后液相回到水箱，氣相排放到大氣中，從而構(gòu)成循環(huán)。實驗中各儀表為4～20 mA電流信號輸出，經(jīng)過電路板轉(zhuǎn)化為1～5 V電壓信號輸出后由Labview進行采集。

3.2 實驗結(jié)果

3.2.1氣、液相折算速度的影響

由不同氣相折算速度下取樣器入口氣、液相質(zhì)量流量與取樣流體氣、液相質(zhì)量流量關(guān)系圖(圖8)可以看出：當氣相折算速度USG≥4.5 m/s時，實驗數(shù)據(jù)點大多落在理論分配線上，氣相分流比KG與液相分流比KL均非常接近理論分流比0.167，這說明進入每個分流口的氣液相具有相同的組分組成，可以達到均勻取樣；當氣相折算速度USG為1.0 m/s時，氣、液相分流系數(shù)偏離理論值較多，這是因為當氣相折算速度較小時，氣液兩相流動量較小，經(jīng)過旋流葉片后形成的強制環(huán)狀流不穩(wěn)定，液膜下部厚度更大，進入每個取樣口的氣液相組成不完全相同，從而與理論值出現(xiàn)偏差。但本文設(shè)計的取樣器采用均勻取樣的方式，因此與傳統(tǒng)單側(cè)取樣相比具有相對較低的取樣誤差。

圖8 不同氣相折算速度下取樣器入口質(zhì)量流量與取樣質(zhì)量流量關(guān)系圖Fig .8 Relationship between inlet fluid mass flow rate and sampling fluid mass flow rate under different gas superficial velocity

3.2.2流型的影響

由不同流型對氣、液相分流系數(shù)的影響圖(圖9)可以看出：段塞流和環(huán)狀流條件下數(shù)據(jù)點均分布在理論分流比線上；而在分層流和波浪流條件下，當液相折算速度較小時，實際氣、液相分流比與理論分流比有較大差距，這主要是因為在部分分層流和波浪流條件下，氣液相流速較小，流經(jīng)旋流葉片沒有足夠動量形成均勻環(huán)狀流，從而產(chǎn)生誤差。針對這一現(xiàn)象，可通過優(yōu)化旋流葉片結(jié)構(gòu)來減少過流面積，增大兩相流動量，從而達到生成穩(wěn)定環(huán)狀流的目的。

圖9 流型對氣、液相分流系數(shù)的影響Fig .9 The effect of flow pattern on gas and liquid extraction ratio

3.2.3取樣誤差分析

本文設(shè)計的取樣器處于有效工作范圍時，其相對誤差不能超過±5%，這與氣相折算速度和液相折算速度均有關(guān)(圖10)。本文設(shè)計的取樣器取樣誤差邊界線可用下式表示：

USL=-0.016 7USG+0.05

(14)

圖10 取樣器有效工作區(qū)間Fig .10 The effective working range of the distributor

分析認為，在較高的氣液相流速下，在相分配區(qū)域的流型為沿管道周線方向液膜厚度均勻分布的環(huán)狀流，所有的分流口有相同的流動特性，因此可以實現(xiàn)等比例分配；相反，在較低的氣液相流速下，在分流口位置處不能形成均勻的環(huán)狀流，從而引發(fā)相分離現(xiàn)象。據(jù)統(tǒng)計，本文設(shè)計的取樣器有效工作區(qū)間為：氣相折算速度為3～18 m/s，液相折算速度為0.05～0.33 m/s。

4 結(jié)論

1) 在分流分相法的基礎(chǔ)上，提出了流型調(diào)整、均勻取樣、壓力調(diào)節(jié)相結(jié)合的取樣方法，并設(shè)計加工了一種環(huán)壁多窄縫小比例取樣器，該取樣器的有效工作區(qū)間為氣相折算速度3～18 m/s，液相折算速度0.05～0.33 m/s，氣液相分流系數(shù)為0.167，氣液相計量誤差均小于±5%，可實現(xiàn)比例取樣。

2) 數(shù)值分析與實驗研究結(jié)果表明，本文設(shè)計的環(huán)壁多窄縫取樣器結(jié)構(gòu)緊湊、無運動部件、所需分離器裝置體積小，具有良好的環(huán)境適應性，與傳統(tǒng)的取樣器相比可實現(xiàn)更低的取樣比例，所提出的均勻取樣的方法可實現(xiàn)在分層流條件下更小的取樣誤差，對實現(xiàn)氣液兩相流精確取樣計量具有一定的推動作用。

符號注釋

M1G、M1L—主流體的氣、液相質(zhì)量流量，kg/h；

M3G、M3L—取樣流體的氣、液相質(zhì)量流量，kg/h；

KG、KL—氣、液相分流系數(shù)；

pa、pb、pc—取樣器上游主管路壓力、主流腔體壓力、取樣腔體壓力，Pa；

Δpab—取樣器上游與主流體收集腔的壓差，Pa；

Δpac—取樣器上游與取樣流體收集腔的壓差，Pa；

Δp12—經(jīng)過分流口處的壓降，Pa；

Δp13—經(jīng)過取樣口處的壓降，Pa；

M2h、M3h—通過單個分流口的兩相流質(zhì)量流量、通過單個取樣口的兩相流質(zhì)量流量，kg/h；

M2、M3—進入主管路、取樣回路的兩相流質(zhì)量流量，kg/h；

C2、C3—主管路分流口、取樣回路取樣口的流量系數(shù)；

USG、USL—氣相折算速度、液相折算速度，m/s；

ML入口、ML出口—取樣器入口、取樣流體液相質(zhì)量流量，kg/h；

MG入口、MG出口—取樣器入口、取樣流體氣相質(zhì)量流量，g/s；

X2、X3—通過主管路分流口、取樣回路取樣口的兩相流氣體干度(氣體質(zhì)量分數(shù))；

N2、N3—與主管路相連的分流口數(shù)量、與取樣回路相連的取樣口數(shù)量；

A2h、A3h—分流口、取樣口的截面積，m2；

θ2、θ3—通過分流口流體的校正系數(shù)、通過取樣口流體的校正系數(shù)；

β2、β3—分流口當量直徑與主管路直徑的比值、取樣口當量直徑與主管路直徑的比值；

Ψ2、Ψ3—通過分流口流體的熱修正因子、通過取樣口流體的熱修正因子；

ρG、ρL—氣、液相密度，kg/m3;

x—取樣口到整流裝置的距離，mm。