基于分流分相法的环壁多窄缝取样器设计*

孙 媛 曹学文 梁法春

(中国石油大学(华东)储运与建筑工程学院 山东青岛 266580)

近年来随着石油天然气需求的日益增长，深水油气开发力度不断增强[1-2]，两相流体混合输送越来越普遍。受两相流体流动的复杂性等影响，气液相混输管路的流量一直无法实现精确计量。分流分相法[3]融合了传统的分离式计量和不分离在线计量的优势，近年来在两相流计量领域被广泛采用。该方法利用取样装置从主流体中成比例地取出一小部分分流体，进行分离计量后得到分流体的气、液相流量，再根据分流比求得主流体的成分组成。与传统的分离式和不分离在线计量方式相比，分流分相法具有较高的效率，并具有成本低、体积小的优点。然而，取样流体成分与主流体成分往往会有差异，这就是相分离现象[4]。相分离的相关研究主要集中在T型管方面，近几年对T型管相分离的研究已从微观尺度发展到宏观尺度不等[5-11]。在管路小孔取样方面，文献[12]通过气液混输管路不同布置方位的小孔取样实验研究发现：在分层流和不均匀环状流型下，随着小孔位置偏离管壁底部，进入小孔的液相逐渐减少，气相逐渐增多；而对于段塞流，在液塞来临时破口两侧压力急剧增加，从而导致进入管壁破口的液相流量远大于其他流型。因此，两相流相分离的存在成为制约分流分相法取样计量精度的重要因素之一。

分析认为，如何保证分流体的成分组成与主流体相同是影响分流分相法计量精度的主要因素，因此取样装置的结构设计成为实现比例取样的关键。例如，文献[13]提出了转鼓型取样器，由两相流冲击转鼓进行转动，实现成比例取样，但由于转鼓设计在管道内部，容易被磨损，故对流体的清洁性要求高，存在一定劣势；文献[14-15]提出了转轮型取样器，利用分时原理进行取样，但由于转轮容易被磨损而造成卡堵，故也存在一定缺陷；文献[16]提出了管束式取样器，通过加强两相流的相分离达到分离计量的目的，为两相流的计量提供了新思路。文献[17-18]提出了基于临界分流理论的两相流取样器，利用两相流在喷嘴喉部达到临界状态来斩断下游压力波动对上游分配特性的影响，保证了取样的代表性，但不能在较大气液比范围内实现等干度分配，且分配比例较大，实用性较差。本文在分流分相法的基础上设计加工了一种环壁多窄缝取样器，通过流型调整、均匀取样、压力调节等3种方式来控制两相流的相分离，从而实现等干度分配。数值分析与实验研究表明，本文设计的环壁多窄缝取样器无运动部件、体积紧凑、所需分离装置体积小，可代替传统的分配计量装置，对实现两相流的精确计量具有重要意义。

1 取样原理与取样器结构设计

1.1 取样原理

气液两相流经过取样器后，一部分流体经取样口进入取样流体收集腔，再由计量分离器进行分离计量后流入下游；另一部分流体经主管路分流口进入主流体收集腔后直接流入下游(图1)。管路主流体的质量流量由取样流体流量与气液分流系数决定，即

M1L=M3L/KL

(1)

M1G=M3G/KG

(2)

图1 气液两相流取样计量原理示意图Fig .1 Principle diagram of sampling and metering of gas-liquid two-phase flow

1.2 取样器结构设计

本文设计的环壁多窄缝取样器主要由主管路、旋流叶片、窄缝式分流口、主流体收集腔和取样流体收集腔组成(图2)。主管路内径40 mm，气液两相流来流由主管路进入，流经旋流叶片，将不规则的来流转化为气相在管道中心、液相在管道周向均匀分布的环状流。主管路的下游周向布置了结构完全相同的18个窄缝式分流口，分流口与主管路垂直安装，并与管路内表面平齐，其中3个取样口使用圆管小腔体包围，连通取样流体收集腔，其余分流口连通主流体收集腔。由于主管路下游由盲板进行封堵，主流体流经分流口后分别进入主流体收集腔和取样流体收集腔，进入取样管路的流体流经计量分离器进行分离计量后流入下游管道与主流体汇合。由于设计中采用流型调整、均匀取样、压力调节等3种方式来控制两相流的相分离，保证了取样的代表性。

图2 本文设计的取样器结构示意图Fig .2 Structure of the sampler designed in this paper

1) 流型调整。取样器入口处安装整流叶片，在离心力影响下旋流叶片将进口两相流整改成均匀环状流，从而保证取样器每个分流口具有相同的出口条件。

2) 均匀取样。以往的取样器只选取若干分流口中的一个作为取样口，且取样比往往固定为1/4；另外，单侧取样会造成较大的计量误差，且较大的取样比往往导致需要体积更大的计量分离器。为了减小单侧取样的误差，缩小计量装置的体积，选择在管道周向均匀布置18个窄缝式分流口，选取均匀分布的3个分流口作为取样口。

3) 压力调节。在主管路出口及取样管路出口处分别设置一个闸阀，对取样器上游主管路压力pa、主流腔体压力pb、取样腔体压力pc进行压力监测。设取样器上游与主流体收集腔的差压为Δpab，取样器上游与取样流体收集腔的差压为Δpac，调节闸阀开度使得Δpab=Δpac，保证主管路和取样管路下游压力环境相同，从而避免相分离的产生(图2a)。

1.3 气、液相分流系数分析

理论上气、液相分流系数可根据主管路及取样管路的压降关系来分析，其中主管路产生的压降主要由经过分流口处的压降Δp12产生[19]，而分流管路的压降主要由经过取样口处的压降Δp13产生。

主流体分流口的压降可以表示为[19]

(3)

同样，取样口处的压降可表示为

(4)

主流体经过分流口后重新回到主管路，假设与主管路相连的分流口数量为N2，根据式(3)可得进入主管路的两相流质量流量为

(5)

同理，假设与取样回路相连的取样分流口数量为N3，根据式(4)可得进入分流回路的两相流质量流量为

(6)

气相分流系数为取样流体气相流量与上游主管路中气相流量的比值，即

将式(5)和式(6)代入式(7),可得

(8)

同样，液相分流系数可以写为

(9)

将式(5)和式(6)代入式(9)，可得

(10)

由于主回路与分流回路是并联管路，取样流体收集腔和主流体收集腔压力平衡，可认为取样流体收集腔压力和主流体收集腔的压力相等，因此气液两相流通过取样分流口和主流体分流口产生的压力损失相等，即

Δp13=Δp12

(11)

由于所有的分流口均是相同结构，故β2=β3,A2h=A3h，C2=C3,Ψ2=Ψ3;假设主回路和分流回路具有相同的进口条件，则θ2=θ3；若每个分流口具有相同的进口条件，则每个取样口都是等速取样的，即X2=X3=X1。这样则式(8)可写成

式(10)可写成

根据理论推导，在理想情况下每个分流口具有相同的进口条件，则气、液相理论取样比均为0.167，仅取决于取样口数目与分流口数目的比值。但实际过程中由于各分流口的进口条件可能会受到流型、气液相流速的影响，实际的分流比可能偏离理论分流比，故有必要通过取样器取样数值分析进一步探讨流型、气液相流速等参数对分流比的影响。

2 取样器取样数值分析

2.1 取样口位置数值分析

本文设计的整流装置位于取样器上游(图3a)。由于受到重力的影响，环状流的持续距离有限，而环状流的均匀程度直接影响分流口的入口条件，不均匀的环状流会导致实际分流比偏离理论分流比，因此确定取样口的位置非常重要。分别选取距离整流装置30、45、60 mm处为取样口位置进行模拟优选(图3b)。

图3 整流装置及取样口位置Fig .3 Schematic of pattern adjuster and slot position

2.1.1模型建立

利用ANSYS-Fluent15.0商业软件建立数值模型。VOF(Volume of Fluid)模型可以较清晰地显示气液界面，常应用于具有明显相界面的两相流运算中，故选取VOF模型作为多相流模型。标准k-ε模型具有适用范围广、精度高的优点，故湍流模型选择标准k-ε模型。压力梯度项采用SIMPLE格式，动量方程离散采用二阶迎风差分格式，体积分数离散采用QUICK算法，压力离散选择PRESTO算法。

在ICEM15.0中对模型进行网格划分。为显示入口段的流型，让气液两相流充分发展，将入口段长度设为3 m。考虑管道近壁面黏性底层的影响，对边界层网格进行细化。入口直管段和其他直管段采用六面体网格进行划分，整流叶片处采用非结构化网格进行划分。

2.1.2基本假设及边界条件

基本假设条件：输送介质为空气和水，忽略空气、水两相的可压缩性，忽略相间作用力。

对于整流装置，出口边界条件为压力出口(pressure-outlet)，入口边界条件为速度入口(velocity-inlet)(表1)。

表1 取样口位置模拟时入口边界条件参数Table 1 Inlet boundary condition parameters of sampler slot position modelling

2.1.3模拟结果

当取样口位于距离叶片下游45 mm处时，液膜分布较均匀，环状流态较稳定，故在此处取样的流体代表性更高，根据数值模拟结果，选取整流叶片下游45 mm处作为取样口开口位置(图4)。

图4 整流装置内部及下游液相体积分布云图Fig .4 Liquid distribution inside and downstream the pattern adjustor

2.2 取样器内两相流流动特性的数值分析

2.2.1模型建立

由于受到旋流叶片的影响，两相流的流动形态会改变，同时经过分流口后两相流的流场也会改变。为分析两相流经过取样口的速度和压力分布，采用欧拉-欧拉双流体模型进行计算。雷诺应力模型在流线弯曲、涡旋、张力快速变化等方面具有更精确的预测性，故选用雷诺应力模型作为湍流模型。压力梯度项采用PRESTO格式，对流项离散格式采用二阶迎风差分格式，体积分数离散采用QUICK算法，压力-速度耦合选择PISO算法。

2.2.2基本假设及边界条件

基本假设条件：输送介质为空气和水，忽略空气、水两相的可压缩性，忽略相间作用力。

边界条件：①入口边界条件为速度入口(velocity-inlet)(表2)；②出口边界条件为压力出口(pressure-outlet)；③叶片、管壁等壁面选择无滑移壁面边界条件，设定为wall。

表2 取样器内两相流流动特性模拟时入口边界条件设定Table 2 Inlet boundary conditions of two-phase fluid flow characteristics simulation in the sampler

2.2.3模拟结果

由气液两相流经过旋流叶片整流后进入分流口的气相浓度分布云图(图5)可以看出：在旋流叶片的作用下，两相流转变为气相在管道中心，液相在管道周向均匀分布的环状流，在流入分流口之前两相流保持环状流流态，进入每个取样口的两相流组成相同，保证了取样的代表性。由于取样口成窄缝状，流入取样口后气液相流体发生了相分离，液相的惯性力更大而多集中在窄缝下游，气相集中在窄缝上游。

由取样器出口处气、液相速度矢量图(图6)可以看出：由于18个分流口在管截面均匀分布，流体在每个分流口的速度场也对称分布，各个分流口内的气液相流体具有一致的流动特性。

图5 取样器气相浓度分布云图Fig .5 Gas distribution in the sampler

图6 取样器出口处气、液相速度矢量图Fig .6 Gas and liquid velocity diagram in the sampler outlet

3 取样器工作效果实验研究

3.1 实验系统

实验在中国石油大学(华东)多相流环道上进行(图7)，实验介质为水和空气，分别由离心泵和压缩机提供，主管路流量由液体质量流量计与气体涡街流量计分别计量。在经过长距离混合后，进入测试管路的为充分发展的气液两相流，测试段管道内径为40 mm，取样器由有机玻璃材料制成，以方便观察。实验范围：气相折算速度USG为1～18 m/s，液相折算速度USL为0.01～0.33 m/s。

图7 实验流程图Fig .7 Flow chart of experiments

主管路流体进入取样器后，首先经旋流叶片整流，再进入分流口。流体被分为两部分：一部分流体进入主流体收集腔，流向下游管路；另一部分流体进入取样流体收集腔，流向取样管路后进入管束分离器内进行气液相流体的分离和计量。计量结束后，气液相流体重新汇合，与主流体一同流向下游管路，经过旋风分离器后液相回到水箱，气相排放到大气中，从而构成循环。实验中各仪表为4～20 mA电流信号输出，经过电路板转化为1～5 V电压信号输出后由Labview进行采集。

3.2 实验结果

3.2.1气、液相折算速度的影响

由不同气相折算速度下取样器入口气、液相质量流量与取样流体气、液相质量流量关系图(图8)可以看出：当气相折算速度USG≥4.5 m/s时，实验数据点大多落在理论分配线上，气相分流比KG与液相分流比KL均非常接近理论分流比0.167，这说明进入每个分流口的气液相具有相同的组分组成，可以达到均匀取样；当气相折算速度USG为1.0 m/s时，气、液相分流系数偏离理论值较多，这是因为当气相折算速度较小时，气液两相流动量较小，经过旋流叶片后形成的强制环状流不稳定，液膜下部厚度更大，进入每个取样口的气液相组成不完全相同，从而与理论值出现偏差。但本文设计的取样器采用均匀取样的方式，因此与传统单侧取样相比具有相对较低的取样误差。

图8 不同气相折算速度下取样器入口质量流量与取样质量流量关系图Fig .8 Relationship between inlet fluid mass flow rate and sampling fluid mass flow rate under different gas superficial velocity

3.2.2流型的影响

由不同流型对气、液相分流系数的影响图(图9)可以看出：段塞流和环状流条件下数据点均分布在理论分流比线上；而在分层流和波浪流条件下，当液相折算速度较小时，实际气、液相分流比与理论分流比有较大差距，这主要是因为在部分分层流和波浪流条件下，气液相流速较小，流经旋流叶片没有足够动量形成均匀环状流，从而产生误差。针对这一现象，可通过优化旋流叶片结构来减少过流面积，增大两相流动量，从而达到生成稳定环状流的目的。

图9 流型对气、液相分流系数的影响Fig .9 The effect of flow pattern on gas and liquid extraction ratio

3.2.3取样误差分析

本文设计的取样器处于有效工作范围时，其相对误差不能超过±5%，这与气相折算速度和液相折算速度均有关(图10)。本文设计的取样器取样误差边界线可用下式表示：

USL=-0.016 7USG+0.05

(14)

图10 取样器有效工作区间Fig .10 The effective working range of the distributor

分析认为，在较高的气液相流速下，在相分配区域的流型为沿管道周线方向液膜厚度均匀分布的环状流，所有的分流口有相同的流动特性，因此可以实现等比例分配；相反，在较低的气液相流速下，在分流口位置处不能形成均匀的环状流，从而引发相分离现象。据统计，本文设计的取样器有效工作区间为：气相折算速度为3～18 m/s，液相折算速度为0.05～0.33 m/s。

4 结论

1) 在分流分相法的基础上，提出了流型调整、均匀取样、压力调节相结合的取样方法，并设计加工了一种环壁多窄缝小比例取样器，该取样器的有效工作区间为气相折算速度3～18 m/s，液相折算速度0.05～0.33 m/s，气液相分流系数为0.167，气液相计量误差均小于±5%，可实现比例取样。

2) 数值分析与实验研究结果表明，本文设计的环壁多窄缝取样器结构紧凑、无运动部件、所需分离器装置体积小，具有良好的环境适应性，与传统的取样器相比可实现更低的取样比例，所提出的均匀取样的方法可实现在分层流条件下更小的取样误差，对实现气液两相流精确取样计量具有一定的推动作用。

符号注释

M1G、M1L—主流体的气、液相质量流量，kg/h；

M3G、M3L—取样流体的气、液相质量流量，kg/h；

KG、KL—气、液相分流系数；

pa、pb、pc—取样器上游主管路压力、主流腔体压力、取样腔体压力，Pa；

Δpab—取样器上游与主流体收集腔的压差，Pa；

Δpac—取样器上游与取样流体收集腔的压差，Pa；

Δp12—经过分流口处的压降，Pa；

Δp13—经过取样口处的压降，Pa；

M2h、M3h—通过单个分流口的两相流质量流量、通过单个取样口的两相流质量流量，kg/h；

M2、M3—进入主管路、取样回路的两相流质量流量，kg/h；

C2、C3—主管路分流口、取样回路取样口的流量系数；

USG、USL—气相折算速度、液相折算速度，m/s；

ML入口、ML出口—取样器入口、取样流体液相质量流量，kg/h；

MG入口、MG出口—取样器入口、取样流体气相质量流量，g/s；

X2、X3—通过主管路分流口、取样回路取样口的两相流气体干度(气体质量分数)；

N2、N3—与主管路相连的分流口数量、与取样回路相连的取样口数量；

A2h、A3h—分流口、取样口的截面积，m2；

θ2、θ3—通过分流口流体的校正系数、通过取样口流体的校正系数；

β2、β3—分流口当量直径与主管路直径的比值、取样口当量直径与主管路直径的比值；

Ψ2、Ψ3—通过分流口流体的热修正因子、通过取样口流体的热修正因子；

ρG、ρL—气、液相密度，kg/m3;

x—取样口到整流装置的距离，mm。