插拔式變比例均勻取樣器及氣液兩相流量計量

梁法春, 陳 婧, 陳俊文, 何振楠, 孟 佳

(1.中國石油大學(華東)儲運與建筑工程學院,山東青島 266580; 2.中國石油工程建設有限公司西南分公司,四川成都 610041)

單井計量是掌握油田的生產動態、制定科學開發調整方案的依據,采出油氣往往需要計量后方能進入下游的集輸和處理流程[1]。井口采出介質為氣液混合物,常規的單相計量儀表難以適用,需要采用多相計量裝置[2]。根據測量過程中是否進行分離處理,多相計量方法可分為分離型和不分離型兩大類[3-4]。分離型計量方法采用分離器將氣液兩相來流完全分開,再采用單相儀表計量各自流量,其優點是計量精度高,可用于流量標定,但由于需要分離全部流體,裝置體積龐大,計量成本高[1,5];不分離方法通常采用文丘里管類節流原件和伽馬密度儀等相分率儀組合測量[6-9],由于無需氣液分離操作,裝置體積小、結構緊湊,但直接面對兩相流體,受氣液兩相流波動影響,精度通常難以保障。此外,采用射線的多相計量裝置存在放射源泄漏風險,限制了其推廣應用[10]。分流取樣法融合了傳統分離和非分離計量方法的優點,近年來引起廣泛關注[11-13]。其計量原理是采用取樣器從主流體中分流出一小部分作為取樣流體,對其分離計量后重新返回主管路,被測氣液相流量由取樣流體氣、液流量和相應的取樣比換算獲得。由于需要分離的體積僅為總流體的1/10甚至更小,與完全分離相比裝置體積大幅縮小;由于氣液相分離后計量,不受氣液界面波動影響[14-15]。保障取樣流體的代表性是取樣計量方法成功的關鍵,近年來研究者提出了三通管、轉鼓、轉輪等多種類型的取樣結構。三通管是最為簡單的取樣器,但在取樣過程中通常會發生相分離,導致取樣流體和被測流體出現偏差[16-17]。轉鼓型取樣器通過旋轉實現分流取樣,但研究表明分流系數受轉鼓運動間隙影響顯著,間隙越大,測量誤差越大[18]。轉輪型取樣器利用流體采樣原理,以一定的時間間隔將全部流體導入取樣回路,從而降低相分離程度提高取樣代表性[19]。但和轉鼓型取樣器一樣,其存在運動部件,易出現卡堵,難以適應現場工況。取樣比是取樣型計量方法的關鍵參數,決定了要分離處理的油氣流量。取樣比受控于取樣器結構,當前取樣方法難以實現取樣比例的動態調節,而在實際油氣生產中,隨開發的推進井口油氣產量逐漸發生變化。如果產量持續降低而分流比維持不變,將導致進入取樣流體回路的氣液流量降低,從而降低了取樣流體計量準確度。筆者提出一種新型取樣器,通過插拔取樣管改變取樣孔的連通方式,進而實現取樣比的動態調節。

1 取樣器結構及工作原理

圖1 取樣器結構示意圖Fig.1 Schematic of experimental sampler structure

氣液兩相分流取樣計量原理如圖1(a)所示。當氣液兩相流通過試驗取樣器,流體被分為主流體和取樣流體兩部分。主流體繼續進入下游管路,而取樣流體進入一小型計量分離器完成氣液分離,分別測量出取樣流體中氣相質量流量M3G和液相質量流量M3L。管內氣、液相總流量由取樣流體中氣液相流量和相應的取樣比確定。

M1G=M3G/KG.

(1)

M1L=M3L/KL.

(2)

式中,M1G和M1L分別為待測氣、液相質量流量,kg/s;KG和KL分別為氣、液相分流比;M3G和M1G分別為取樣流體氣、液相質量流量,kg/s。。

為了實現取樣比的動態調節,提出了一種新型取樣器,主要由旋流器、主管路、主流腔、取樣腔組成。試驗主管路內徑為32 mm,主管路內安裝有旋流器,旋流器下游沿管壁周向均勻布置20個分流孔,分流孔直徑為3 mm。其中3個分流孔出口設置有取樣管,主管路末端由盲板封閉。旋流器為螺旋葉片沿中心軸繞制而成,氣液兩相流來流進入取樣器在螺旋葉片作用下形成氣液螺旋流。密度較大的液相在離心力作用下被甩向管壁形成液膜,而密度低的氣相聚集在管中心形成氣芯。由于主管端部由盲板封閉,上游流體必須經過設置在管壁上的分流孔方能進入下游通道。

根據分流孔和取樣腔、主流腔的連通關系,可將其分為兩類:取樣孔和主流孔。取樣管的作用是建立取樣管和取樣腔的連通關系,為實現取樣比可調,取樣管采用插拔式設計。如圖1(b)所示,取樣管由內塞體、外塞體兩部分組成,外塞體為中空圓管,其中部設有連通孔,圓筒壁內外均布置有螺紋。內塞體為實心圓柱體結構,安裝在外塞體內部,設置有外螺紋,可在外塞體內上下移動。通過改變取樣管內、外塞體位置,可改變分流孔功能。如圖1(c)所示,當旋緊取樣管外塞體螺紋,保持外塞體與主管管壁緊密貼合,同時內塞體旋至連通孔下游,此時主管內流體與取樣室保持連通,分流孔承擔取樣功能；而當外塞體脫離主管壁,內塞體封堵連通孔時,此時分流孔與主流腔保持連通,取樣功能關閉。因此通過調節取樣管可改變進入取樣腔的分流體流量,進而實現所期望的分流比。

2 分流比理論關系式推導

氣、液相分流比理論公式可由取樣孔和主流孔阻力關系獲得。取樣流體經分離計量后重新返回主管路,根據并聯管路特性,取樣回路和主回路具有相同壓降(圖2)。同時由于分流孔取樣孔直徑(3 mm)非常小,可認為取樣回路和主回路通道阻力損失主要集中于分流孔,因此有

Δp13=Δp12.

(3)

式中，Δp13和Δp12分別為取樣孔和主流孔壓降,Pa。

氣液兩相流通過分流孔阻力損失可以用兩相流孔板壓降方程描述[20],對于取樣孔,則有

(4)

同樣,對于主流孔,則有

(5)

將方程(4)、(5)帶入方程(3)得

(6)

式中,M3、M2分別為取樣流體和主流體質量流量,kg/s;N3、N2分別為取樣孔和主流孔數;X2、X3分別為主流體和取樣流體質量含氣率;a2、b2、a3、b3為常數,與取樣孔和主流孔結構有關。

圖2 取樣孔和主流孔分配示意圖Fig.2 Phase split between sampling and main holes

根據分配影響區理論,取樣流體和主流體的干度主要取決于其分流孔入口附近氣液相分布[21]。如圖2所示,氣液兩相流到達分配截面前進行了流型調整,在旋流器作用下,流型轉換為液膜均勻分布的螺旋環狀流,各個分流孔分配影響區相同,從而氣、液兩相進入各個取樣孔的幾率相同,使得取樣流體和主流體具有相同的質量含氣率,即X3=X2。對于試驗取樣器,分流孔和主流孔結構完全相同,則有a2=a3,b2=b3。從而方程(6)可進一步簡化為

(7)

根據總流體、主流體及取樣流體之間質量守恒:

M1=M2+M3.

(8)

式中，M1為入口總流體質量流量,kg/s。

氣相取樣比定義為取樣流體氣相質量流量占總氣相質量流量的比值,即

KG=M3G/M1G.

(9)

聯合式(7)～(9)可知,氣相分流系數KG為

(10)

式中，X1為入口流體質量含氣率。

同樣,液相取樣比為取樣液相質量流量占總液相質量流量的比值,即

KL=M3L/M1L.

(11)

聯合式(7)、(8)、(11)可得液相分流系數理論關系式:

(12)

對比式(10)、(12)可知,氣、液相理論取樣比相同,僅取決于取樣孔數目和主流孔數目。因此通過取樣管調整取樣孔數可獲得期望的取樣比。

3 試驗系統

圖3 試驗系統Fig.3 Experimental setup

為驗證試驗取樣器工作效果,在氣液兩相流試驗環道上開展了試驗測試。試驗環道內徑為32 mm,試驗介質分別采用空氣和自來水(圖3)。單相氣、液分別計量流量后在混合器中混合,隨后進入氣液兩相管路。混合器出口距離測試段為管徑的150倍,以保障流動充分發展。試驗取樣器水平安裝于測試段,其上游設置有透明有機玻璃管用于觀察流型。氣液兩相流體通過試驗分配器時,一小部分流體進入取樣回路,經小型計量分離器分離后分別計量氣液相流量,隨后氣液重新混合返回主管路。

上游主管路氣相質量流量M1G由橫河旋渦流量計測量,液相質量流量M1L由橫河電磁流量計測量,取樣流體氣相質量流量M3G由文丘里噴嘴流量計測量,液相質量流量M3L由艾默生質量流量計測量。根據公式(9)、(11)可獲得氣、液相分流系數。

為考察取樣管分流系數調節性能,分別測試了取樣孔數為1、2和3時的取樣特性。氣相折算速度范圍為3.5～17.5 m/s,液相折算速度范圍為0.015～0.170 m/s。出現的流型為波浪流、段塞流以及半環狀流。

4 試驗結果分析

4.1 氣液相流速影響

對于試驗取樣器,總分流孔數為20,當取樣孔數為1,主流孔數為19時,根據公式(10)、(12),理論氣液相分流系數均為0.05;總分流孔數保持不變,取樣孔分別為2和3時,相應的分流系數分別為0.10和0.15。實際氣、液相取樣比(KG、KL)通過分別測量入口總氣、液相質量流量(M1G、M1L)和取樣流體氣液相質量流量(M3G、M3L)后,由公式(9)、(11)確定。圖4為氣相折算速度對氣、液相取樣比的影響,圖5為液相折算速度對氣、液相取樣比的影響。可以發現,對于這兩種取樣結構,氣、液相取樣比的試驗值和理論值均吻合很好,基本不受氣液相流速的影響。圖6為取樣流體質量含氣率與入口質量含氣率對比。由圖6可知,取樣流體和主流體質量含氣率基本一致,表明取樣流體和主流體組成基本一致,取樣流體具有代表性。

圖4 氣相折算速度對取樣比影響Fig.4 Effect of gas superficial velocity on split ratio

圖5 液相折算速度對取樣比影響Fig.5 Effect of liquid superficial velocity on split ratio

圖6 取樣流體質量含氣率與入口質量含氣率對比Fig.6 Comparison of gas quality between inlet stream and sample fluid

主要原因是,進入各個分流孔的氣、液流量主要取決于入口氣液相分布和出口壓力。由于采用螺旋器進行了流型整改,不對稱來流都轉變成了液膜均勻分布的環狀流型,各個分流孔的分配影響區范圍基本一致。此外,取樣流體計量后重新返回主管路,忽略計量回路壓降,根據并聯管路特性,可認為各個分流孔具有相同的出口壓力。各個分流孔結構完全一致,又具有相同的進出口條件,故流動特性基本相同,實現了上游氣液混合物的均勻分流。從而,取樣比只取決于取樣孔和主流孔數目,通過取樣管改變取樣孔數目可以實現所期望的取樣比。

需要指出的是,在氣液相流量很低時,氣相分流系數高于理論值,而液相分流系數則低于理論值(圖4、5)。主要原因是在極低氣液相流速下來流動量很小,通過旋流器時難以形成均勻的環狀液膜。液相密度高,傾向于沉積在管道底部,因此底部液膜厚而上部液膜較薄。對于單孔取樣器,取樣孔位于管道3點鐘位置,液膜較薄,影響區內液相少、氣相多,更多的氣相進入取樣回路,導致氣相分流系數偏高,液相分流系數偏低。

4.2 流型影響

圖7、8為流型對氣、液相分流系數的影響。由圖7、8可知,氣液相分流系數基本不受流型的影響,在波浪流、段塞流和半環狀流下均能保持恒定。其原因是所述的流型為取樣器入口流型,而對于分配截面,在旋流器作用下流型已發生改變。入口的波浪流、段塞流和半環狀流型在螺旋葉片產生的離心力作用下已轉換為液膜均勻分布的環狀流型。在分流截面上,各個分流孔氣液相分布基本相同,從而保障了取樣的代表性。

圖7 流型對氣相分流系數影響Fig.7 Effect of flow pattern on fraction of gas taken off

圖8 流型對液相分流系數的影響Fig.8 Effect of flow pattern on fraction of liquid taken off

當旋流器結構一定時,誘發形成的環狀液膜質量主要取決于來流動量。對于波浪流,在氣、液相流速較低時均勻環狀液膜難以形成,從而引發取樣過程相分離,造成氣液相分流系數出現偏差;而對于環狀流和段塞流,氣液相流速高、動量大,更易形成均勻螺旋流,從而實現等比例取樣。

4.3 壓力損失特征

取樣孔兩側差壓Δp13、取樣流體質量流量M3以及質量含氣率X3之間關系可以用方程(4)描述。

試驗也證明,(Δp13)1/2/M3與取樣流體質量含氣率X3之間存在線性關系(圖9)。

分流孔處阻力損失最大,因此取樣孔阻力損失可視為計量回路壓力損失。圖9顯示,當取樣質量流量相同時,取樣孔數為3時阻力損失遠小于取樣孔數為1時。主要原因是進入3個取樣孔的流量為單取樣孔流量的1/3,而當取樣流體氣液比一定時,壓力損失與質量流量的平方成正比。因此對阻力損失要求高的工況,可通過增加取樣孔數目降低壓降。

圖9 試驗取樣器壓降特征Fig.9 Pressure drop behavior of experimental sampler

4.4 流量計量精度

當測量出取樣流體氣相和液相質量流量后,總氣相質量流量M1G和液相質量流量M1L分別采用式(1)、(2)計算。其中取樣比采用式(10)、(12)給出的理論取樣比。氣液相流量計量精度見圖10,由圖10可以看出,取樣孔數分別為1、3時,氣、液相流量最大測量誤差均在±5%以內,遠低于井口計量最大測量誤差±10%的計量要求。在實際應用中可根據現場工況確定合適的取樣比。與單孔取樣器相比,三孔取樣器由于多點取樣,在一定程度上彌補了低氣液流速下液膜不均勻所造成的相分離,具有更高的精度。同時三孔取樣器壓力損失較小,在分流體計量分離器容許情況下應優先選擇增加取樣孔數目。

圖10 氣液相流量計量精度Fig.10 Accuracy of gas and liquid flow metering

采用空氣、水兩相作為工作介質,實際生產中井口產物通常為油氣水三相流體,但根據新提出的取樣原理可知,分流系數不受介質影響,通過在取樣管路增加含水率測量裝置,亦可應用于三相流量計量。

5 結 論

(1)提出的插拔式取樣器可以通過調節取樣管改變分流孔的連接狀態進而實現取樣孔和主流孔的自由切換。取樣比取決于取樣孔和主流孔數目,通過調節取樣管可以實現所期望的分流比。

(2)當分配截面為均勻螺旋環狀流時,氣液相分流系數不受氣液相折算速度、入口流型影響,能夠在寬廣的范圍內實現等比例取樣。但當氣液相流速極低時,由于來流缺乏足夠動量,均勻環狀流液膜難以形成,頂部液膜較薄,更多氣相進入管道上部取樣孔,從而導致氣相分流系數偏高。

(3)基于該新型取樣器的氣液流量計量誤差小于5%,在井口油氣計量中潛力巨大。在實際應用中可根據井口氣液產量的變化調整取樣孔數目,以降低阻力損失,擴大適用范圍,而其他部件無需更換,從而大幅降低計量成本。