高含氣率條件下V錐流量計的壓力恢復特性

賀登輝,白博峰

(1.西安理工大學省部共建西北旱區生態水利國家重點實驗室,710048,西安;2.西安交通大學動力工程多相流國家重點實驗室,710049,西安)

高含氣率氣液兩相流(體積含氣率φ超過95%)廣泛存在于石油、核能、化工、動力等工業過程中,其流量在線測量一直是多相流領域的熱點和難點問題。例如,在天然氣開采過程中,氣井出口產氣往往為攜帶少量液相的天然氣,屬于典型的高含氣率氣液兩相流。以我國陸上最大的整裝氣田蘇里格氣田為例,其采用了井間串接工藝生產模式,這種生產模式由于國內外均沒有在線測量氣液流量的低成本技術,難以獲得單井生產數據,嚴重影響到了對氣藏出水的準確預測、配產的科學管理、增產措施的科學設計等[1-2]。

當前,采用最多的高含氣率氣液流量在線測量方法為“組合法”,即通過兩個或多個單相流量計(傳感器)串聯起來,通過求解單相流量計對應的測量方程得到氣液兩相的流量。其中,采用最多的是差壓流量計(孔板、文丘里管、V錐流量計等)和其他傳感器(包括速度式、容積式、質量式、伽馬射線、微波以及紅外光譜傳感器等)的組合型式[3]。自20世紀50年代起,人們就開始探索氣液兩相流在線測量技術,到20世紀90年代,其商業應用開始興起,許多研究機構和公司相繼推出了一系列的氣液在線測量流量計。如英國ISA Solartron公司的Dualstream II流量計[4]、天津大學開發的TTWGF流量計[5]、荷蘭Elster-Instromet Ultrasonics公司WGFM流量計[6]、美國Agar公司MPFM-50流量計[7]、美國愛默生公司的Roxar流量計[8]、國內的蘭州海默公司的Haimo流量計[9]以及美國Weatherford公司的Alpha VS/R流量計[10],打破了傳統分離法占據主導的局面。雖然目前已有的測量裝置可以提供較高的測量精度,但是存在裝置結構復雜、體積龐大的問題,有些還包含射線裝置,安全管理難度較大。此外,這些裝置所用測量模型對工況變化的適應性不強,多需要進行現場標定,并且其價格高昂不適于氣井單井計量等對成本要求較苛刻場合。因此,迫切需要開發出成本低廉、準確可靠的氣液流量在線測量技術和方法。

作為一種新型的差壓式流量計,V錐流量計因其具有信號穩定、壓損低、量程比寬、所需直管段短等優點[11-15],近年來在多相流測量領域受到了越來越多的關注。de Leeuw發現,差壓流量計測量氣液兩相流時,其壓力損失能夠反映氣液流量、相含率、氣液密度比等參數的變化,可進行氣液流量在線測量[16]。根據Steven的研究結果[17],He等采用節流比為0.55的V錐流量計,結合V錐流量計壓力損失特性,建立了基于單V錐節流裝置的氣液兩相流在線測量方法[14]。確定V錐下游壓力恢復位置,是準確獲得壓力損失的前提,但是目前尚缺乏針對V錐流量計下游壓力恢復特性的系統研究。值得注意的是,He等在計算壓力損失時,認為壓力在V錐下游3倍管徑處即可恢復[14]。因此,研究V錐流量計壓力恢復特性,獲得下游壓力恢復位置,對于建立基于單V錐節流裝置的氣液兩相流在線測量方法十分關鍵。

本文針對V錐流量計,通過實驗對不同節流比的V錐流量計壓力恢復特性進行了研究。首先,研究了V錐流量計內氣液相分布特性,重點考察了不同流型來流流經V錐后的變化,以及節流比對氣液相分布的影響;其次,分析了V錐流量計下游壓力恢復特性,對比了單相和氣液兩相條件下V錐下游壓力恢復位置的變化;最后,給出了不同節流比V錐流量計的下游壓力恢復長度。研究結果可為建立基于單V錐節流元件的氣液兩相流量在線測量方法提供技術支撐。

1 實驗裝置及方法

1.1 V錐流量計

(a)管道安裝圖

(b)錐體結構圖圖1 V錐節流元件結構圖

①:β=0.45;②:β=0.55;③:β=0.65;④:β=0.75圖2 實驗段實物圖

1.2 實驗系統

氣水兩相流實驗系統流程如圖3所示。實驗介質采用的是壓縮空氣和自來水。空氣流量由精度為0.5%的科氏質量流量計進行計量,水流量由精度為0.2%的電磁流量計或精度為0.1%的科氏質量流量計進行計量,依據不同的實驗工況選擇不同的流量計;計量后的空氣和水在混合器內實現氣液混合,然后流經一定長度的直管段,進入實驗段進行實驗。為了保證氣液充分混合和流動充分發展,從混合器出口到V錐測試段入口的直管段長度約為150D;實驗段出口的氣液混合物由分離器進行分離,空氣直接排入大氣中,水進入儲水箱進行循環利用。

壓力P由精度為0.075%的Rosemount 3051 CG型壓力傳感器測量,差壓ΔP由精度為0.075%的Rosemount 3051CD型差壓傳感器測量。溫度由Pt100溫度傳感器測量,其精度為±0.15 ℃。實驗數據由NI USB-6229數據采集系統和基于LabVIEW的測量軟件獲得,采集的數據包括氣液流量、溫度、壓力、差壓等。實驗中根據測量儀表的響應頻率特性,設定采樣頻率為500 Hz,每個工況采樣時間為60 s。采用奧林巴斯(Olympus)公司的i-SPEED TR高速攝像機記錄V錐流量計內的氣液流動狀態。

1:壓縮機;2:儲氣罐;3:過濾器;4:球閥;5:冷干機;6:壓力計;7:溫度計;8:截止閥;9:空氣質量流量計;10:止回閥;11:調節閥;12:儲水箱;13:多級離心水泵;14:電磁流量計;15:水質量流量計;16:氣液混合器;17:高速攝像機;18:背壓調節閥;19:溫度傳感器;20:氣液分離器圖3 實驗系統流程圖

1.3 測試方法

為了判斷V錐下游的壓力恢復位置,實驗過程中沿流動方向在V錐節流裝置上布置了P1′、P1、P0、P2、P3和P4共計6個取壓點,如圖4所示。其中,P1′、P1分別位于V錐上游5D和1D處,P0位于V錐錐尾取壓口處,P2、P3和P4分別位于V錐下游3D、6D和9D處,取壓點之間的距離L0、L1、L2、L3、L4如圖4所示。實驗過程中測量5個差壓(ΔP0、ΔP1、ΔP2、ΔP3和ΔP4)和一個壓力P4,其中ΔP1為前差壓,ΔP2、ΔP3和ΔP4為后差壓。根據壓力P4與差壓之間的關系,計算其余5個取壓點處的靜壓。取壓點的位置、靜壓和差壓的關系見表1。

圖4 取壓點布置圖

實驗中根據測量差壓的范圍選擇不同量程的傳感器,采用愛默生便攜式375手操器根據測量工況對儀表的量程范圍進行調校,使測量儀表保持最佳測量范圍。另外,本研究中除錐尾低壓取壓點外,其余的取壓點均位于管道上壁面。實驗中過程中并未發現導壓管中積液現象,僅有少量的液滴進入導壓管內,對壓力和差壓測量基本沒有影響。因此,在本文氣液兩相流測量范圍內,壓力、差壓傳感器的導壓管無需加裝過濾器。

表1 取壓點布置表

1.4 實驗工況設計

本文主要研究氣液兩相流的氣液分相流量、壓力等流動參數以及節流比對V錐測量氣液兩相流時流動和壓力分布特性的影響規律。本文研究了節流比為0.45、0.55、0.65與0.75的4個V錐節流裝置。對每個節流裝置,測量了0.10、0.15、0.20及0.30 MPa共計4組壓力;每組壓力對應4組不同的氣相流量,每組氣相流量調節10次左右的液相流量。實驗工況參數如表2所示。

表2 實驗工況參數表

實驗中,不同節流比V錐流量計的實驗工況基本相同,由于實驗過程中的操作誤差而略有差異。以β=0.75的V錐流量計為例,其實驗工況在經典的Mandhane流型圖[18]上的分布如圖5所示。圖中Usg和Usl分別為氣、液表觀流速,如下式所示

(1)

(2)

式中:mg和ml分別為氣、液相質量流量;ρg和ρl分別為氣、液相密度。

可知,測試工況位于光滑分層流、波狀分層流、環狀流以及彈狀流區域,其中大部分工況點位于波狀分層流和環狀流區域。

圖5 實驗工況在Mandhane流型圖[18]上的分布

2 實驗結果及分析

2.1 V錐流量計內相分布特性

氣液兩相流流過V錐后其流動的變化主要取決于來流流型和錐體結構。不同流型的來流流過同一V錐節流元件,可能呈現出不同的相分布特性;同一流型流過不同結構的錐體后,也可能呈現出不同的相分布特性。

(a)β=0.45,Usg=6.33 m·s-1,Usl=0.006 4 m·s-1

(b)β=0.55,Usg=6.62 m·s-1,Usl=0.007 6 m·s-1

(c)β=0.65,Usg=6.38 m·s-1,Usl=0.007 12 m·s-1

(d)β=0.75,Usg=6.23 m·s-1,Usl=0.006 1 m·s-1圖6 來流為光滑分層流時在V錐節流裝置內的流型

當來流為光滑分層流時,流體經過錐體喉部加速,然后噴出,使得管道下部的分層液體破碎形成液滴,飛濺到管道上壁面(見圖6)。節流比越小(即V錐錐體越大),噴射速度越高,飛濺至管道上壁面的液體也越多。液相的加速和破碎,使錐后的管道下部液體發生波動;節流比越小,波動程度越大;在V錐下游一定距離處波動逐漸減弱,例如節流比為0.55的V錐節流裝置,在V錐下游約3D處,液膜的波動逐漸變小(見圖6b)。

圖7展示了來流為波狀分層流時的情況。與光滑分層流相比,來流液體的增多減小了氣體的流通面積,V錐喉部氣液作用劇烈,高速的氣流攜帶更多的液體至管道內壁。當攜帶的液量足夠多時,會在管道上部形成連續液膜(如圖7a所示),使來流轉變成環狀流。來流工況基本相同時,能否轉變成環狀流則取決于節流比的大小。如圖7所示:節流比為0.75的V錐裝置,下游管道上部僅有少量的液滴和液條;隨著節流比的減小,液滴和液條也逐漸增多,當節流比為0.45時,V錐下游為環狀流態。

(a)β=0.45,Usg=6.07 m·s-1,Usl=0.028 m·s-1

(b)β=0.55,Usg=6.90 m·s-1,Usl=0.028 m·s-1

(c)β=0.65,Usg=6.32 m·s-1,Usl=0.028 m·s-1

(d)β=0.75,Usg=6.22 m·s-1,Usl=0.028 m·s-1圖7 來流為波狀分層流時在V錐節流裝置內的流型

如圖8所示,來流為彈狀流流型時,彈頭部位的大股液體經過V錐之后劇烈破碎,與氣體進行混合,形成環狀流。可以預測,與來流的彈狀流流型相比,環狀流氣核中夾帶更多液體,管道內壁上的液膜分布也較為均勻,并且節流比越小,氣核中夾帶的液量也越多。

(a)β=0.45,Usg=15.24 m·s-1,Usl=0.21 m·s-1

(b)β=0.55,Usg=15.18 m·s-1,Usl=0.21 m·s-1

(c)β=0.65,Usg=15.40 m·s-1,Usl=0.21 m·s-1

環狀流流過V錐節流元件時,由于V錐節流裝置環形通道的特點,V錐對環狀流的破壞較小,下游仍然呈環狀流型(如圖9所示)。由于喉部的加速,氣液剪切作用強烈,使得液膜破碎成液滴,導致氣核中液滴夾帶量增加;相同工況條件下,節流比越小,液膜越容易破碎,氣核中液滴夾帶量越大。

(d)β=0.75,Usg=15.01 m·s-1,Usl=0.21 m·s-1圖8 來流為彈狀流時在V錐節流裝置內的流型

(a)β=0.45,Usg=21.41 m·s-1,Usl=0.086 m·s-1

(b)β=0.55,Usg=21.65 m·s-1,Usl=0.086 m·s-1

(c)β=0.65,Usg=20.83 m·s-1,Usl=0.084 m·s-1

(d)β=0.75,Usg=20.43 m·s-1,Usl=0.088 m·s-1圖9 來流為環狀流時在V錐節流裝置內的流型

如圖10所示:表觀氣速較低時,來流的表觀液量越大,錐后液體被卷吸的高度也越高,卷吸距離越短,同時飛濺液量越多,越容易在下游管壁上形成液膜(見圖10a～10d);表觀氣速較高時,隨著表觀液量增大,錐后的氣液作用越劇烈,氣核中夾帶的液體越多,氣液分布越均勻(見圖10e～10h)。

2.2 壓力恢復長度

(a)Usg=5.64 m·s-1,Usl=0.007 m·s-1

(b)Usg=5.63 m·s-1,Usl=0.028 m·s-1

(c)Usg=5.71 m·s-1,Usl=0.057 m·s-1

(d)Usg=5.79 m·s-1,Usl=0.11 m·s-1

(e)Usg=20.6 m·s-1,Usl=0.016 m·s-1

(f)Usg=21.3 m·s-1,Usl=0.13 m·s-1

(g)Usg=20.6 m·s-1,Usl=0.26 m·s-1

V錐節流裝置的壓力恢復長度是指從V錐錐尾取壓孔到下游壓力基本不再變化位置處的距離[19],該處流體的動能已恢復,從該處往下游,壓力沿流動方向降低主要是流體之間以及流體與壁面之間的摩擦造成的。

(h)Usg=20.9 m·s-1,Usl=0.38 m·s-1圖10 不同表觀液速下錐后流動變化(β=0.55)

2.2.1 壓力恢復位置判定 圖11所示為氣液兩相流流經V錐時6個取壓位置處的靜壓力。可以發現,氣液兩相流流過V錐之后,動能迅速恢復,壓力升高,然后趨于穩定。壓力恢復位置可能受到氣液相流量、節流比等因素的影響,只有確定了V錐下游的壓力恢復位置,才能合理布置下游高壓取壓點的位置,得到準確的壓力損失。這對于利用V錐節流裝置的壓損特性,建立基于單節流裝置的氣液兩相流在線測量模型十分關鍵。

(a)Usg=6.67 m·s-1

(b)Usg=22.99 m·s-1圖11 V錐節流裝置沿流動方向的靜壓力分布(P1′=0.15 MPa,β=0.55)

根據下游壓力的分布特性可知:當V錐下游3個取壓點的壓力滿足P2>P3>P4時,則認為V錐下游壓力在P2處(3D)已恢復;當滿足P2P4時,則可認為下游壓力在P3處(6D)已恢復。

定義

ΔP3-2=P3-P2

(3)

ΔP4-3=P4-P3

(4)

按照上述判別方法,若ΔP3-2<0且ΔP4-3<0,則在V錐下游3D處壓力已恢復;若ΔP3-2>0且ΔP4-3<0,則在V錐下游6D處壓力已恢復。

2.2.2 單相流體壓力恢復長度 實驗研究了空氣和水兩種單相介質情況下V錐流量計的壓力恢復長度。由圖12可知:測量介質為空氣時,對于節流比為0.45和0.55的V錐節流裝置,其下游壓力在V錐下游3D處并未完全恢復,而6D時可以認為壓力已完全恢復,因此其壓力恢復長度大于3D;對于節流比為0.75的V錐節流裝置,其下游壓力在V錐下游3D處則可以完全恢復;對于節流比為0.65的V錐節流裝置,當氣體雷諾數Reg≥0.6×105時,也可以認為其壓力在V錐下游3D處已完全恢復。圖13所示為當流動介質為水時ΔP3-2和ΔP4-3隨液體雷諾數Rel的變化,4個不同節流比的V錐節流裝置下游壓力恢復處的位置與測量空氣時所需的恢復長度基本相同。

(a)β=0.45,0.55

(b)β=0.65,0.75圖12 介質為空氣時ΔP3-2和ΔP4-3隨Reg的變化

(a)β=0.45,0.55

(b)β=0.65,0.75圖13 介質為水時ΔP3-2和ΔP4-3隨Rel的變化

(a)Reg=0.45×105～2.45×105

(b)Reg=0.45×105～2.47×105圖14 測量氣液兩相流時V錐節流裝置的ΔP3-2和 ΔP4-3隨φ的變化(β=0.45,0.55)

2.2.3 氣液兩相流時的壓力恢復長度 如圖14和15所示,測量氣液兩相流時V錐流量計下游壓力恢復長度與測量單相流時并不完全相同。對于節流比為0.45的V錐流量計,空氣中引入少量水后,當體積含氣率小于99.5%時,部分測試工況所需的壓力恢復長度與單相空氣相比變短,但仍有一些實驗工況的壓力恢復長度需要大于3D,而在下游6D處壓力能夠完全恢復。在圖14中,節流比為0.55的V錐流量計測量氣液兩相流時,壓力在下游3D處即能恢復。這意味著與測量單相空氣相比,液相的加入縮短了V錐流量計下游所需的壓力恢復長度。其主要原因如下:①V錐前后流型變化的影響。由圖10可知,在一定表觀氣液流速下,氣液兩相流流經V錐后,流型可能發生變化,如分層流變成環狀流(見圖10c、10d)等。環狀流條件下,壁面潤滑效應的存在使得摩擦壓降降低,進而導致壓力恢復距離的縮短,并且節流比越小(錐體體積越大),對流型影響越大,流型轉變所需的氣液流速越低(見圖7),對下游壓力分布的影響越明顯。②與V錐下游的尾渦對壓力分布特性的影響有關。尾渦越長,則壓力恢復所需的距離越長。研究發現,氣液兩相流來流時的尾渦長度比單相氣體時的短,因此所需的壓力恢復長度也小于單相氣體。圖15表明,節流比為0.65和0.75的V錐節流裝置測量高含氣率氣液兩相流時,壓力在下游3D處可完全恢復。

對于4個不同節流比的V錐流量計,在本文實驗范圍內,測量單相流體和氣液兩相流時,所需的壓力恢復長度如表3所示。可知,V錐節流裝置測量氣液兩相流時,當節流比為0.45時,建議恢復壓力測壓點設在大于3D的位置處;節流比為0.55、0.65和0.75時,推薦恢復壓力測壓點設在下游3D處。此外,在本文研究范圍內,壓力恢復長度受入口壓力影響較小。

圖15 測量氣液兩相流時V錐節流裝置的ΔP3-2和 ΔP4-3隨φ的變化(β=0.65,0.75)

測量介質βRe/105恢復長度范圍空氣或水0.450.075～2.423D

注:氣液兩相流對應的Re為表觀氣體雷諾數Reg。

3 結 論

本文研究了高含氣率條件下V錐流量計內氣液相分布特性及V錐下游壓力恢復特性,考察了不同流型來流以及節流比對氣液相分布的影響,獲得了不同節流比V錐流量計的壓力恢復長度,主要結論如下:

(1)氣液兩相流流經V錐后,其流動狀態可能發生轉變,節流比越小,來流的變化也越明顯;V錐下游的相分布特征與來流流型密切相關。流態的變化會直接影響V錐流量計內的壓力分布。

(2)對于光滑分層流和波狀分層流,在錐體喉部加速的影響下,下游管道上壁面有液滴或液膜出現,且在一定條件下,V錐下游可轉變為環狀流;彈狀流流經V錐后,則轉變為氣核中夾帶大量液滴的環狀流;V錐對環狀流氣液相分布影響較小。

(3)氣液兩相流條件下V錐流量計所需的壓力恢復長度與單相流體相比較短。對于本文研究的4種節流比的V錐流量計,節流比為0.45時,高含氣率條件下下游壓力在6D處可以恢復,部分工況條件下下游壓力在3D處即可恢復;節流比為0.55、0.65和0.75時,壓力在下游3D處即可恢復。