3種節流裝置對濕氣計量的實驗研究

寇 杰， 王德華， 馮若曦， 郭勛臣

(1.中國石油大學(華東) 儲運與建筑工程學院，山東 青島 266580；2.成都市金牛區高新技術產業園管委會,成都 610036；3.勝利油田石油開發中心有限公司,山東 東營 257000)

0 引 言

目前，開采與運輸天然氣需要更高精度的計量方法，利用普通差壓流量計再乘以折算系數來計量濕氣的方法急需改進[1-7]。因此，急需建立一種新的計量模型來提高計量精度。濕氣是兩相流中氣相含率較高的一種情況，其計量原理由兩相流計量原理發展而來[8-9]。迄今為止，國內外學者在關于兩相流流量計量的研究中取得了眾多成果，主要分為：①非分離法[10-11]，按照流體全部為氣體或全部為液體的單相流計量法來計量兩相流的總流量，再乘以折算系數得到兩相流的流量；②完全分離法[12]，即將氣液分離，分別計量；③部分分離法[13-16]，取出兩相流的一部分作為樣品，完全分離樣品后乘以兩相流的含氣率或含液率得到各自的流量。本文通過自行搭建室內實驗環道，對文丘利管、標準孔板和非標準孔板3種不同節流裝置的濕氣計量進行了實驗研究，分別得到差壓信號、壓損信號與工作壓力的關系，差壓信號、壓損信號與干度的關系，最終擬合、推導得到3種節流裝置的流量計算公式。

1 實驗裝置

氣液兩相流實驗在自行研制的室內環道開展，其流程如圖1所示，實驗管路介質為氣、水兩種，實驗系統主要是由氣液循環管路、氣液計量裝置、數據采集、測試管段等組成。

1-水箱,2-離心泵,3-液體質量流量計,4-螺桿壓縮機,5-儲氣罐,6-氣體漩渦流量計,7-混合器,8-測試管段,9-旋風分離器,10-壓力變送器,11-溫度變送器

圖1 實驗流程圖

將來自離心泵2的水和來自螺桿壓縮機的空氣分別通過液體質量流量計和旋渦流量計進行計量，然后混合進入多相流管路。單相流管路中的液體是通過液體質量流量計3計量質量流量；氣體通過氣體旋渦流量計6計量體積流量，氣體的質量流量由氣體旋渦流量計6所測的體積流量、壓力變送器10所測的壓力經過公式換算得到。氣液兩相流經過約3 m長的發展管段使流型充分發展后進入試驗管段，在試驗管段中開展對節流裝置流動特性的研究。實驗管道由內徑為32 mm的鋼管、有機玻璃管與PPR管路連接而成，PPR管路有利于更換不同的測試元件，有機玻璃管段有利于觀察管道內的流動特征，鋼管可以保證循環管道的強度。氣-液混合液體流經測試管段，經下游管段進入分離器分離，所得空氣直接排入大氣，水進入水箱循環利用。

測試段所用文丘利管、標準孔板和非標準孔板的噴嘴節流比均為0.25。文丘利噴嘴進口管段為直管段，長度為60 mm，管徑為32 mm，收縮段角度43.6°，喉部直徑為8 mm，出口擴張段角度9°，水平長度為148 mm，擴張段后的穩定段長40 mm，管徑為32 mm。標準孔板進口管段為直管段，長度為87 mm，管徑為32 mm，喉部直徑為8 mm，喉部長度6 mm，出口段長度185 mm。非標準孔板進口管段為直管段，長度為65 mm，收縮段角度45°，喉部長度6 mm，擴張段角度45°。

2 濕氣計量實驗

調節并控制初始氣體流量為18 m3/h，然后將液體流量以0.01 m3/h的增量從0.03 m3/h增加到0.15 m3/h，每次采集時間為5 min。此后重復上述操作，將氣相流量以1 m3/h的增量調節至34 m3/h，共采集240組數據。同時，需要準確地采集節流裝置入口處壓力、入口與喉部差壓信號及入口與出口壓損信號。

2.1 差壓信號與工作壓力

節流裝置的工作壓力對節流裝置的入口和喉部的差壓信號，以及對節流裝置的入口和出口的壓損信號波動存在影響[17-18]。實驗中，可以認為空氣密度的變化只和壓力有關。參數θ體現了氣-液兩相流的工作壓力，當工作壓力減小時,θ變小;反之,θ變大。因此差壓、壓損信號波動的標準差隨參數θ的變化可以表示出差壓、壓損信號的波動隨著工作壓力的變化，設：

(1)

圖2顯示了壓力區間為0.1～0.5 MPa時，差壓信號波動的標準差ξ隨θ的變化情況。從圖2可以發現，工作壓力和差壓信號波動并沒有明顯的關系。原因是當工作壓力在0.1～0.5 MPa區間時，差壓信號的波動比較大，喉部壓力不穩定，沒有呈現出有規律的波動性。

2.2 壓損信號與工作壓力

圖3顯示了壓損信號波動的標準差隨θ變化的情況。由圖3可知，隨著壓力的增加，壓損信號的波動有變大的趨勢。實驗中，壓力的升高體現了氣-液兩相流流量的增加，上述壓損信號隨工作壓力的變化沒有明顯的規律。

2.3 差壓信號與干度

圖4表明了3種節流裝置差壓信號標準差與干度之間的關系。由圖4可以發現，實驗中壓差信號的標準差分布比較松散，ξ和x之間沒有呈現明顯的規律。

(a) 文丘利管

(b) 孔板

(c) 非標準孔板

圖2 差壓波動與θ的關系

圖3 壓損波動與θ的關系

圖4 差壓波動與干度的關系

文丘里管的壓差波動最小，而非標準孔板最大。對于差壓來講，ξ和x之間的關系非常復雜，所以并不適合用差壓的標準差的方法來測定流量。

2.4 壓損信號與干度

圖5表明了3種節流元件的壓損波動標準差和干度的關系。由圖5可以發現，當干度x增加時，壓損波動的標準差隨之減小，且隨著x的增加，壓損波動的標準差的減速變緩。究其原因，是干度增大時，液相會被氣流吹散為微小的液滴，均勻地分布在氣相間，導致壓損波動降低。由于文丘利噴嘴的收縮段和擴張段明顯長于另外兩種節流裝置，濕氣在文丘利噴嘴中的壓力變化曲線表現的更加平緩，壓力波動更小。所以對于3種節流元件，文丘利噴嘴的壓損波動最小，非標準孔板的壓損波動最大，在x較大時這種現象尤為明顯。原因在于，非標準孔板并不是對稱結構，其管道上半部分流體會受到更大的阻力，所以當兩相流干度較大時，氣-液相混合相對均勻，其壓損波動較大。對比圖4和5可以發現，當實驗的采集時間和采集頻率相同時，3種節流裝置產生的差壓波動都大于其壓損波動。

由圖中變化可知：隨著壓力的增大，差壓信號的波動有變大的趨勢，但是沒有呈現出明顯的規律。對比圖2～5，最終選擇利用壓損信號來計算干度。

經Origin軟件擬合，所得關系式如下：

文丘利噴嘴

(2)

孔板

(3)

非標準孔板

(4)

在研究不同節流裝置對濕氣節流特征的實驗研究中，擬合所得如下分氣相折算系數的計算公式：

(a) 文丘利管

(b) 孔板

(c) 非標準孔板

圖5 壓損波動與干度的關系

文丘利噴嘴

Φg=3.815XL-M+1.120

(5)

孔板

Φg=3.510XL-M+1.113

(6)

非標準孔板

Φg=3.301XL-M+1.123

(7)

結合式(2)～(7)，可以求得3種節流裝置的流量計算公式：

文丘利管

(8)

孔板

(9)

非標準孔板

(10)

2.5 計算結果

根據式(5)～(7)可求得理論濕氣總質量流量，并與實驗所測真實值對比結果見圖6。

通過對比公式計算和實驗結果可以得知：文丘利噴管總質量流量預測的誤差為±7.8%，孔板的誤差為±9.5%，非標準孔板的誤差為±11.7%。需要強調的是，本文所得出的實驗結論適用于壓力區間在0.5 MPa以下的情況。

(a) 文丘利管

圖6 濕氣質量流量計算值與真實值比較

3 結 語

通過自行研制的實驗環道研究結果表明：工作壓力和干度對差壓、壓損波動都存在影響，為了最終可以求得濕氣質量方程式，所以選用具有明顯規律的壓損信號和干度作為中間變量，通過擬合、推導可得3種節流裝置的流量計算公式，為日后研究濕氣計量具有重要的指導作用。

參考文獻(References)：

[1] HE Deng-hui, BAI Bo-feng, Zhang Jun,etal. Online measurement of gas and liquid flow rate in wet gas through one V-Cone throttle device[J]. Experimental Thermal and Fluid Science,2016,75:129-136.

[2] YUAN Chao, XU Ying, ZHANG Tao,etal. Experimental research on pressure drop of wet gas flow in Venturi [J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2016, 75: 183-88.

[3] Chisholm D. Two-phase Flow Through Sharp-edged Orifices [J]. The Journal of Mechanical Engineering Science. 1977,19(3):128-130.

[4] Lin Z H.Two-phase Flow Measurements with Sharp Edged Orifices[J]. International Journal of Multiphase Flow. 1982,8(6):683-693.

[5] ZOU Sui-feng, GUO Lie-jin, XIE Chen. Fast recognition of global flow regime in pipeline-riser system by spatial correlation of differential pressures[J]. International Journal of Multiphase Flow, 2017, 88: 222-237.

[6] De Leeuw R. Liquid correction of venturi meter readings in wet gas flow [J]. North Sea Flow Measurement Workshop, 2008:143-152.

[7] Steward D G, Brown G, Hodges D. Wet gas venturi metering [C]//SPE Annual Technical Conference and Exhibition,IEEE,2002:214-223.

[8] 陳 亮,鞏大利. 利用差壓流量計計量濕氣[J]. 油氣田地面工程,2013,32(8):31-32.

[9] 趙成海. 濕氣流量計測試裝置研究進展[J]. 油氣田地面工程,2016,35(7):69-72.

[10] 雷 煒. 川西氣田單井帶液濕氣計量適應性分析[J]. 天然氣技術與經濟,2015,9(3):52-54,79.

[11] 樊文娟, 彭 穎. 文丘里管內濕天然氣流動特性研究進展[J]. 石油化工應用,2015,34(12):8-10,14.

[12] 柳富明,王鐵力,田達理. 氣液兩相流流量測量方法的研究進展[J]. 化工自動化及儀表,2017,44(5):431-433,438.

[13] 梁法春,陳 婧,劉德緒,等. 地面集輸系統油氣水多相取樣計量技術研究[J]. 西安石油大學學報(自然科學版), 2012, 27(5): 47-49.

[14] WANG Dong, LIN Zong-hu. Gas-liquid two-phase flow measurement using ESM[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2002, 26(6): 827-832.

[15] 李雪梅,羅 軍,仇 晨. 崖城13-4氣田濕氣貿易計量系統設計與應用[J]. 中國海上油氣,2015,27(1):116-120.

[16] Schuster R A. Effect of entrained liquids on a gas measurement[J]. Pipe Line Industry Journal, 1959,54:115-119.

[17] 陳 飛,孫 斌,王二朋,白宏震. 不同節流裝置測量氣液兩相流的動態特性研究[J]. 實驗流體力學,2012,26(1):55-60.

[18] 徐保江. 基于PCS7的濕氣檢定裝置設計與實現[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工業大學,2015.