張彥歡 劉 碩 楊 猛 , 許晶禹 ,)

*(中國科學(xué)院力學(xué)研究所，北京 100190)

?(中國石油大學(xué)（北京）石油工程學(xué)院，北京 102249)

**(中國科學(xué)院大學(xué)工程科學(xué)學(xué)院，北京 100049)

石油開發(fā)領(lǐng)域，油井采出液中的伴生氣不可避免[1]。分離出伴生氣是采出液預(yù)處理工藝流程中的第一步。當(dāng)采出液中含較高比例的伴生氣時，往常采用重力式分離工藝。隨著石油開采逐漸走向深海，重力式分離工藝由于空間需求大和耐壓性差的弱點(diǎn)逐漸被管道式分離工藝替代[2]。對中高含氣率采出液，管式分離系統(tǒng)采用分支型管道進(jìn)行預(yù)處理，獲得較為理想的氣液分離效果[3-5]。但是在應(yīng)用于低含氣率采出液油井時，進(jìn)一步壓縮管式分離系統(tǒng)的空間和重量，對海洋石油生產(chǎn)具有重要的經(jīng)濟(jì)價值。

近年來，旋流分離技術(shù)已應(yīng)用于采出液預(yù)處理和生產(chǎn)污水處理中[6]。借助被分離相間密度差和強(qiáng)旋流場，混合介質(zhì)可在短距離內(nèi)快速分離。目前，軸向啟旋被動式旋流分離裝置已被應(yīng)用于氣液分離領(lǐng)域，先后出現(xiàn)了氣泡分離器、旋流除濕裝置等不同的氣液分離裝置，適用于熔鹽反應(yīng)堆中的微量氣體分離和氣體除水[7-8]。相似背景的研究工作表明該種氣液分離理念具有較為寬廣的適應(yīng)性，可結(jié)合不同來流氣液比進(jìn)行優(yōu)化，獲得較為理想的分離效果[7-9]。在石油生產(chǎn)領(lǐng)域，針對較低含氣率的采出液，本文提出了一種被動式軸向旋流除氣裝置。通過原尺度物理模型裝置進(jìn)行了氣液分離特性測試，探究其除氣性能及分離效果，并研究其操控特性等。

1 除氣裝置設(shè)計方案

1.1 除氣裝置結(jié)構(gòu)描述

被動式軸向旋流除氣裝置為一種基于旋流分離原理的管道式分離結(jié)構(gòu)，如圖1(a)所示。該裝置由主體管道、啟旋導(dǎo)流片、相收集管道等組成。通過入口引入待處理混合流體，通過溢流口排出高含氣流體，通過底流口排出處理后的液體。測試采用的原型機(jī)入口管徑為Dinlet= 100 mm，底流口內(nèi)徑為Dunderflow= 65 mm，溢流口內(nèi)徑為Doverflow= 25 mm，主管總長Ltotal= 2.2 m，支管總長Lelbow= 0.6 m，支管在主管下游Lt=2 m處布置。啟旋導(dǎo)流片為固定式，如圖1(b)所示包含主軸和六個固定葉片，無動力部件。主軸長度lh= 250 mm，葉片長度lb= 110 mm，葉片周向旋轉(zhuǎn)角度α1= 60°，軸向旋轉(zhuǎn)角度α2=45°，厚度t= 5 mm。為便于觀測裝置內(nèi)部相分布，整個裝置采用有機(jī)玻璃加工，部件間采用法蘭形式連接。

圖1 被動式軸向旋流除氣裝置結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 The structural diagram of passive axial swirl degassing device

1.2 量綱分析

被動式軸向旋流除氣裝置的輸入操作參數(shù)主要為氣相入口流速vg，液相入口流速vl，氣相密度ρg，液相密度ρl，溢流口分流比γ，定義為

式中，Qm-overflow和Qm-inlet為溢流口和入口的混合流量。關(guān)注的輸出量為入口-溢流口壓降Pinlet-Poverflow、入口-底流口壓降Pinlet-Punderflow及分離效率η，即綜合考慮溢流口含氣率和攜帶液體量的無量綱數(shù)，定義為

式中，Cg-underflow和Cg-inlet為底流口和入口的含氣率，Ql-underflow為底流口液相流量，Ql-inlet為底流口入口流量。綜合考慮幾何尺寸，量綱分析如下：

? 入口管徑，Dinlet[L]；

? 底流口內(nèi)徑，Dunderflow[L]；

? 溢流口內(nèi)徑，Doverflow[L]；

? 主管總長，Ltotal[L]；

? 支管總長，Lelbow[L]；

? 支管在下游的位置，Lt[L]；

? 主軸長度，lh[L]；

? 葉片長度，lb[L]；

? 葉片周向旋轉(zhuǎn)角，α1；

? 葉片軸向旋轉(zhuǎn)角，α2；

? 葉片厚度，t[L]；

? 液相入口折算速度，vl[L.T-1]；

? 液相密度，ρl[M.L-3]；

? 液相黏度，μl[M.L-1T-1]；

? 氣相入口折算速度，vg[L.T-1]；

? 氣相密度，ρl[M.L-3]；

? 氣相黏度，液相黏度，μg[M.L-1T-1]；

? 溢流口分流比，γ；

? 入口-溢流口壓降，Pinlet-Poverlfow[M.L-1.T-2]；

? 入口-底流口壓降，Pinlet-Punderlfow[M.L-1.T-2]；

? 分流效率，η。

以入口表觀流速、入口管徑和液相密度對式（3）進(jìn)行無量綱化，有

由于測試中儲氣裝置結(jié)構(gòu)形式給定，且測試中采用的介質(zhì)（空氣-水）給定，因此式（4）可簡化為

也即

式中，Rel為液相雷諾數(shù)，Reg為氣相雷諾數(shù)，Euinlet-overflow為入口-溢流口壓降歐拉數(shù)，Euinlet-underflow為入口-底流口壓降歐拉數(shù)。進(jìn)一步將兩個歐拉數(shù)做比值，定義為ψ以探討出口壓力間的關(guān)系，得到

因此，需探討入口Rel和Reg，改變出口溢流口分流比γ對分離效果η及操作參數(shù)ψ的影響。通過試驗測試改變這些因素，探索除氣裝置性能，并將測試成果基于關(guān)鍵無量綱數(shù)推廣。

1.3 除氣特性測試方案

根據(jù)量綱分析結(jié)果開展測試，以水模擬液相，以空氣模擬氣相。圖2給出了測試循環(huán)流程，水罐中的水在離心泵驅(qū)動下經(jīng)過渦輪流量計進(jìn)入循環(huán)系統(tǒng)?？諝庾钥諌簷C(jī)儲氣罐流出，經(jīng)過過濾器和浮子流量計進(jìn)入主管路，與水相匯合。后經(jīng)過靜態(tài)混合器摻混進(jìn)入測試樣機(jī)。樣機(jī)入口設(shè)置壓力表，樣機(jī)的兩個出口分別設(shè)置閥門以調(diào)節(jié)各自的流量。同時，兩個出口設(shè)置了差壓傳感器測試壓差。此外，底流口設(shè)置了科式流量計測試流體的混合密度，進(jìn)而獲得底流口含氣率。兩個出口的流體進(jìn)入回收罐，其中的水相最終回到水罐，完成循環(huán)。

圖2 旋流除氣裝置性能測試流程圖Fig.2 The performance test process of passive axial swirl degassing device

測試方法方面，通過渦輪流量計（KEWill FE20）和浮子流量計（LZM-6T）測試入口的液相和氣相流量；采用壓力表（ROSEMONT 3051）測試入口壓力；采用差壓傳感器（ROSEMONT 3051）測試溢流口和底流口壓差；采用科式流量計（MicroMotion F050）測試底流口含氣率；通過高速攝像機(jī)觀測流場內(nèi)部氣相分布變化。誤差精度方面，渦輪流量計誤差精度為0.1%，浮子流量計誤差精度為2.5%，差壓傳感器誤差精度為0.1%，科氏質(zhì)量流量計最大和最小相對誤差分別為16.83%和-13.42%，平均相對誤差為0.82%[10]。

工況設(shè)置上，通過變頻器調(diào)控離心泵設(shè)置入口液相雷諾數(shù)Rel介于50 000～81 000，通過調(diào)控空壓機(jī)儲氣罐出口閥門使入口氣相雷諾數(shù)Reg介于300～600，使得入口含氣率介于5%～16%；給定入口條件下，調(diào)整樣機(jī)溢流口和底流口閥門開度，以控制溢流口分流比介于10%～45%。

2 測試結(jié)果分析

2.1 流場氣相分布

除氣裝置內(nèi)的相收集是液體除氣的先決條件，研究中首先觀測裝置內(nèi)流場氣相分布。通過圖3可以看到旋流場內(nèi)形成了穩(wěn)定的氣芯，氣芯連通至下游相收集管內(nèi)，通過相收集管引出，從而完成除氣任務(wù)。從圖3中還可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)入口條件固定時，逐漸增加分流比，氣芯逐漸壓縮變細(xì)。從最初與相收集管道直徑接近，縮小至原尺寸的1/4。這是由于隨著分流比增加，更多比例的混合流體從溢流口流出。這種情況下，溢流口壓力逐漸降低，底流口壓力增加，更多液相跟隨氣體從底流口流出。由于液相密度遠(yuǎn)大于氣相，液相擠壓導(dǎo)致氣芯變細(xì)，因此出現(xiàn)了圖3中的現(xiàn)象。

圖3 給定入口條件（Rel = 57 233，Reg = 306）下氣柱尺寸隨分流比變化Fig.3 The size of gas column varies with split ratio under given inlet conditions（Rel = 57 233，Reg = 306）

當(dāng)分流比和入口氣相雷諾數(shù)固定時，圖4給出了裝置內(nèi)部氣芯尺寸隨入口液相雷諾數(shù)的變化。從圖中可以看到，當(dāng)入口液相雷諾數(shù)從46 634逐漸增加到82 670時，氣芯尺寸同樣出現(xiàn)了明顯減小。在該種條件下，流場中的唯一變量為液相速度。在我們以往的研究工作中，氣液兩相旋流場中的壓力受液相入口速度影響[11]。當(dāng)入口液相雷諾數(shù)增加時，旋流場徑向近壁面和近中心的壓差更大。在更大的壓力梯度下，由于氣體密度遠(yuǎn)小于液體，相交界面向旋流場中心移動，導(dǎo)致氣芯尺寸減小，因此出現(xiàn)了圖4中的現(xiàn)象。

圖4 給定分流比（γ = 31.0%）和入口氣相雷諾數(shù)（Reg = 638）下氣柱尺寸隨入口液相雷諾數(shù)變化Fig.4 The size of gas column varies with inlet liquid Reynolds number under given split ratio（γ = 31.0%）and inlet gas Reynolds number（Reg = 638）

2.2 底流口含氣率變化

底流口含氣率是考察除氣裝置效果的一個重要指標(biāo)。圖5給出了兩種不同入口氣相雷諾數(shù)（306和638）條件下底流口含水率的變化。由于不同分流比獲得的底流口含氣率可能會有較大差距，因此圖5中的縱坐標(biāo)采用對數(shù)坐標(biāo)系。從圖中可以看到，給定Rel，隨著分流比增加，底流口含氣率逐漸減小。由2.1節(jié)分析可知，隨著分流比增加，氣芯逐漸變細(xì)，因此繞過相收集管道入口而進(jìn)入底流口的氣相越來越少。隨著分流比增加，底流口含氣率越來越小。當(dāng)分流比超過某一臨界值時，氣芯尺寸小于相收集管，大部分氣芯經(jīng)過溢流口流出，因此底流口含氣率基本趨于0。從圖5中可以看到，在各種入口條件下，5%～16%含氣率的混合液經(jīng)過除氣裝置處理后，含氣率可以低于1%。同時當(dāng)Rel不同時，相同分流比得到的底流口含氣率略有不同。Rel越大，整體來說底流口含氣率越小，與2.1節(jié)中的分析相符。這是因為Rel越大，旋流場徑向壓差越大，氣芯尺寸越小，遺留在流場中的氣相經(jīng)底流口流出的量越少，因此底流口含氣率越低。對比圖5(a)和圖5(b)可以看到，當(dāng)Reg較小時，使出口含氣率低于0.1%所需的分流比更小。由于給定Rel，旋流場徑向壓差接近。當(dāng)Reg較大時，入口含氣率較高，氣芯更粗，更多的殘余氣體經(jīng)過底流口流出，需更大分流比減小氣芯尺寸，因此達(dá)到相同底流口含氣率所需的分流比更大。

圖5 底流口含氣率隨分流比變化Fig.5 The gas holdup of underflow varies with the split ratio

2.3 除氣效率分析

通過上文分析可知，盡管氣芯尺寸隨分流比增加而減小，更有利于除氣，但當(dāng)分流比過大時，除氣效果不再繼續(xù)改善，且會損失更多液體。為此，本文定義的除氣效率（式（2））綜合考慮了除氣比例和液體存留比例。圖6給出了兩種不同Reg條件下除氣效率隨分流比的變化?？梢婋S著分流比增加，除氣率出現(xiàn)一個最大值，后隨著分流比繼續(xù)增加，除氣率逐漸減小。出現(xiàn)這種趨勢與除氣率的定義有關(guān)。當(dāng)分流比逐漸提高時，底流口含氣率逐漸降低，同時經(jīng)過溢流口損失的液體也逐漸增加，兩者綜合作用使得除氣率提高。當(dāng)分流比超過臨界值繼續(xù)增加，底流口含氣率保持極低不變，而溢流口損失的液體繼續(xù)增加，除氣率將因溢流口損失的液體增加而逐漸降低。因此，給定入口條件，存在分流比臨界值，使得底流口含氣率較低，同時溢流口損失液體最少，使得除氣效率達(dá)到95%。當(dāng)超過臨界分流比時，除氣率隨分流比增加線性下降。

圖6 除氣效率隨分流比變化Fig.6 The degassing efficiency varies with the split ratio

圖7進(jìn)一步對比了兩種Reg條件下下降段分流比和除氣效率的關(guān)系 。整體來說，給定Reg除氣率下降段線性關(guān)系較為明顯。這是由于分流比定義為溢流口混合流量與入口流量的比值，在測試中由于液相為連續(xù)相，且含液率較高，當(dāng)分流比超過臨界值后，底流口含氣率接近零，降低百分比基本保持不變。此時繼續(xù)增加分流比，溢流口損失的液相基本成比例增加，在旋流強(qiáng)度足夠的前提下與入口液相雷諾數(shù)Rel關(guān)聯(lián)較小，因此線性化趨勢明顯。當(dāng)對比兩個Reg除氣率下降段數(shù)據(jù)時，發(fā)現(xiàn)兩組線性化數(shù)據(jù)斜率相同，Reg較大對應(yīng)的截距較大。這是由于Reg較大，入口含氣率較高，氣芯尺寸比較大，需要更高的分流比才能將氣芯削減至相收集管尺寸，實現(xiàn)較優(yōu)的除氣效果。

圖7 入口氣相雷諾數(shù)對除氣效率的影響Fig.7 Effect of inlet gas Reynolds number on degassing efficiency

2.4 壓降特性分析

旋流器壓降特性表征能量損失，也與操作方案設(shè)定有關(guān)。本文通過定義無量綱壓降系數(shù)（式（3））表征壓降特性。該系數(shù)可定量表征入口-溢流口壓降與入口-底流口壓降的比值。圖8給出了不同Reg條件下壓降比ψ與分流比γ之間的變化關(guān)系。不難發(fā)現(xiàn)，ψ與γ存在著線性關(guān)系。隨分流比增加，壓降比線性增加，即入口-溢流口的壓降相對入口-底流口壓降成比例增加。造成這種現(xiàn)象是由于隨著ψ增加，溢流口相對底流口壓力降低，流體更易于向溢流口流動，因此分流比γ增加。由于測試中的入口含氣率介于5%～16%，液相為主導(dǎo)相，結(jié)合除氣裝置內(nèi)部流場特征，因此壓降比整體隨分流比線性增加，即給定Reg，壓降比隨分流比線性增加。

圖8 壓降比隨分流比變化Fig.8 The pressure drop ratio varies with the split ratio

圖9給出了不同Reg條件下，壓降比隨分流比的變化。與2.3節(jié)分析類似，對給出的兩組Reg工況，壓降比-分流比線性關(guān)系的斜率相似，截距不同。當(dāng)Reg較大時，壓降比-分流比線性關(guān)系的截距較小。相同分流比條件下，Reg較大，壓降比較小，即較高的入口含氣率對應(yīng)的入口-溢流口相對壓降較小。這是由于給定分流比條件下，隨著入口含氣率增加，氣芯尺寸增加，溢流口含氣率提高。由于氣體密度遠(yuǎn)小于液體，當(dāng)含氣率高時，混合液流動產(chǎn)生的壓降更小。因此給定分流比，Reg較大時壓降比更小。因此，通過構(gòu)建分流比與壓降之間的關(guān)系，可構(gòu)建壓降與除氣效果間的關(guān)系，為除氣裝置操作方案設(shè)計提供理論基礎(chǔ)。

圖9 入口氣相雷諾數(shù)對壓降比的影響Fig.9 Effect of inlet gas Reynolds number on pressure drop ratio

3 結(jié)論

針對海上油田低含氣率采出液油井中的除氣作業(yè)需求，本文提出了一種被動式軸向旋流除氣裝置，并在多相流循環(huán)測試系統(tǒng)上對該種除氣裝置氣液分離特性開展了系統(tǒng)的測試工作，獲得結(jié)論如下。

（1）通過調(diào)整分流比，該種除氣裝置可將液體含氣率控制在0.1%以內(nèi)。

（2）應(yīng)合理調(diào)整分流比，使得降低采出液含氣率的同時不致?lián)p失過多采出液。

（3）基于測試中壓降比與分流比的線性關(guān)系，可通過壓力控制的方式調(diào)整分流比，近而改變除氣效果。

上述研究成果為進(jìn)一步推廣管式氣液分離技術(shù)在海洋平臺上的應(yīng)用及設(shè)計提供了幫助。