基于強制環狀流的電導法持液率測量技術*

李仲豪 張興凱 廖銳全 史寶成 黃臘梅

(1.長江大學非常規油氣省部共建協同創新中心 2.長江大學石油工程學院3.中國石油塔里木油田分公司勘探開發研究院)

0 引言

截面相含率是兩相流/多相流工業應用系統中一個重要參數，它的測量對生產過程的計量、控制和運行可靠性都具有重要意義[1]。然而氣液兩相流流動特性以及兩相流系統復雜多變性卻給相含率測量提出了極大的挑戰。傳統的單向流測量方法不能直接應用于氣液兩相流參數檢測中[2]。近年來，基于新型傳感器技術的兩相流流動參數檢測技術得到了廣泛應用和發展[3－6]。為了得到更準確的兩相流相關參數，許多新型傳感技術和現代信號處理技術被引入到兩相流測量領域中，如激光技術、光纖技術、輻射線技術、超聲技術、核磁共振技術、層析成像技術、超聲波技術、光譜技術、微波技術及新型示波技術等[7]。但新型技術明顯不足之處在于其測量成本較高，測量裝置結構復雜以及操作流程繁瑣。

G.P.NASSOS 等[8]利用電導探針對氣液兩相流的局部空隙率進行了測量。XU W.F.等[9]設計了一種新型陣列式電導探針傳感器，陣列傳感器由24 個探針/電極組成，分別安裝在從管道中心軸產生的12 個支撐臂上，利用設計的陣列式電導傳感器進行了油水兩相層狀流的相含率測量靜態試驗，得到的試驗結果與數值計算結果相符合。姚強等[10]針對電容式含水率計在油井高含水段(體積分數60%～100%) 分辨率低的問題，對其影響因素進行了試驗研究。宋紅偉等[11]采用光學多普勒－反射波法，利用光學多普勒效應測量流體中氣相的流速，利用反射光波強度測量持氣率，通過非集流的方式，在基本不改變流體流動狀態的情況下，實現井下多相流中氣相流量測量。M.FOSSA 和F.DEVIA 等[12－13]分別利用平板電極和雙圓環狀電極結構傳感器對氣液兩相流中典型泡狀流、環狀流和層狀流的相含率測量進行了試驗研究，并將試驗結果與相含率測量理論模型預測結果進行了比較，發現環狀電極結構具有較好的重復性。以往針對水平氣液兩相管流研究中，受流型變化的影響，重力作用下氣液相在管道流動時截面相分布不均勻，測量結果受流型變化影響較大，導致測量時產生較大誤差。因此，在截面上選取不同測量點對截面相分布的測量并不能準確代表整個管截面平均相分布信息[14]。此外傳統的間接電導法測量易受液體礦化度影響，并且依賴復雜的電導率－含水率關系模型，增加了測量難度和測量誤差。

針對以上問題，本文提出一種測量裝置，其在測量管段上游安置葉片式旋流器，并采用單頭電導探針直接測量法對氣液兩相流持液率進行測量研究。該裝置可將復雜多變的流型轉換為強制環狀流，可將不均勻的液相分布測量轉換為液膜厚度的測量，消除了流型的影響。采用單頭電導探針直接測量法，只需對輸出的高低電平信號進行處理，避免了測量結果受液相電導率大小的影響，且無需依賴復雜的測量關系模型。

1 測量傳感器技術分析

1.1 結構

當氣液混合物流經葉片式旋流器(見圖1)時，會產生強烈的旋轉流，混合物中的液體被離心力推向管壁，形成均勻的高切向速度的液膜。氣液兩相通過該裝置后將不規則的流型轉換為結構完全對稱的環狀流，因此，通過管道中心弦線上的截面相分布將與整個管截面高度一致，故采用單頭電導探針就可實現管道不同截面處液膜厚度的實時測量。

圖1 葉片式旋流器Fig.1 Vane cyclone

1.2 工作原理

本文基于直接電導法測量原理設計了周向陣列單頭電導探針測量裝置，直接電導法基本原理是用電導探針直接測量液膜厚度，如圖2 所示。

圖2 測量傳感器結構原理圖Fig.2 Schematic structure of the measuring sensor

利用水和空氣導電率的差異進行測量，當探針尖端與導電液體接觸時，探針與測量電路之間形成了導電通路，輸出高電平；當電導探針與氣相接觸時，回路電流較小，輸出低電平[15]。通過探針不同的插入深度即可得到液膜厚度值。

2 數值模擬研究

2.1 模擬方法及模型建立

本模擬采用Fluent 軟件進行求解計算，多相流模型采用歐拉模型(Eulerian)，湍流模型采用對強旋流場適應能力較強的雷諾應力模型(Reynolds Stress)，湍流參數采用了湍流強度(Intensity) 與水力直徑(Hydraulic Diameter) 。采用Mesh 軟件對流體域進行網格劃分。由于旋流器幾何模型結構復雜，故采用較高質量的非結構化網格，并對計算模型進行網格無關性驗證，綜合考慮計算精度和計算效率，網格劃分完成后數量為1 253 138 個。數值模擬邊界條件采用速度入口及壓力出口，以氣相作為第一相，液相作為第二相。數值模擬方案參數設計如表1 所示。表1 中氣相表觀流速為vsg，液相體積分數為α。

表1 數值模擬方案參數設計Table 1 Design of parameters in numerical simulation schemes

2.2 結果及分析

對內徑為30 mm 的管道進行數值模擬分析，氣液兩相流經旋流器后，在重力和向心力以及離心力的相互約束作用下，由于密度差異，液相所受到的離心力大于向心浮力，被旋至管壁附近，氣相正好相反，向管中心聚集，最終在管內形成同向環狀流動的兩相流體“氣核－液膜”流型。

采用網格體積含液率(單位體積網格內液相體積分數) 對氣液兩相分離效果的影響來對模擬結果進行評價分析，單位體積網格液相分布如圖3所示。網格是數值模擬的計算單元，根據歐拉模型計算可得到網格體積含液率。管壁附近網格體積含液率越高說明氣液分離效果越好，還要考慮相分離穩定性即液膜維系的長度。由于液相被認為是分散的球形液滴，所以不可避免地在液滴之間會有氣相存在，當管壁處網格體積含液率超過90%時即可認為已經形成液環。通過分析截面徑向位置上的網格體積含液率發現:管道中心網格體積含液率為6.96×10－4%，可近似為0，意味著管道中心沒有液相存在；貼壁面處網格體積含液率為100%，說明管壁處形成液環。隨著流動的進行，分離后的氣液兩相流體由于沿途的壓力損失以及切向速度減小，其旋流強度逐漸減弱，管道內不能始終維持“氣核－液膜”流的狀態，此時液相會失去離心力約束，漸漸向管道內部擴散，不斷形成氣液混合流動現象。

圖3 單位體積網格液相分布示意圖Fig.3 Schematic diagram of liquid phase distribution in grid per unit volume

通過數值模擬計算在旋流器下游4D(D為管道內徑) 截面處沿徑向的網格體積含液率(見圖4)，得到在本文設計方案工況下，液膜厚度變化范圍為0～3 mm，并確定可形成穩定液環所處管段的距離(距旋流器出口) 為3～5 倍的管徑。因此最終確定測量截面分別位于60 和140 mm 處(見圖5)。

圖4 旋流器下游4D 處管道截面徑向網格體積含液率Fig.4 Volume fraction of radial grid on the pipe section at 4D downstream of the cyclone

圖5 管道內壁處軸向網格體積含液率Fig.5 Volume fraction of axial grid at the inner wall of the pipeline

液膜厚度分析通過采用控制變量法來研究其變化規律，因此在vsg＝5 m/s、α ＝4%，vsg＝5 m/s、α ＝8%，vsg＝11 m/s、α ＝4% 3 種工況下對液膜厚度變化展開研究。模擬計算完成后，在距離旋流器出口60 和140 mm 處分別建立截面并得到6 張截面相含率云圖，如圖6 所示。從圖6 可以看出，混合相從入口經過旋流器后有較好的流型轉換效果，混合相在不同氣相表觀流速及液相體積分數工況下，經過旋流裝置后均可轉換為液膜分布均勻的環狀流。這是由于旋流器的存在使氣液兩相受到了不同的離心力，密度大的水相受到較大的離心力而被甩至管壁附近，形成一層液膜，隨氣相的攜帶沿著管壁流動；而密度較小的氣相所受離心力小，逐漸聚結到管道中心并向前流動。

圖6 在vsg ＝5 m/s、α＝4%，vsg ＝5 m/s、α＝8%，vsg ＝11 m/s、α＝4%工況下不同測量截面液相相含率云圖Fig.6 Cloud charts of liquid holdup at different measurement sections under the conditions of vsg ＝5 m/s，α＝4%，vsg ＝5 m/s，α＝8%，vsg ＝11 m/s，α＝4%

對模擬結果分析得到:在相同氣體表觀流速的情況下，隨著液相體積分數的增加液膜厚度增加，因為液相體積分數增加，相同氣體流速下被氣體攜至管壁的液體也會增加，故液膜變厚；在相同液相體積分數的情況下，隨著氣體表觀流速的增加液膜厚度增加，因為氣體的壓縮性遠大于液體，當含液率保持一定時，氣體流量增加，液體流量也隨之增加，所以通過某一截面處的氣體被壓縮，而液體不易被壓縮，從而使液膜厚度增加。從圖6 還可得出，液相體積分數變化比氣體表觀流速變化對液膜厚度的影響更大。

依據30 種不同工況下兩測量截面的相含率云圖，本文在云圖周向0°、90°、180°及270°位置處創建直線，得到測量直線在不同工況下液相體積分數與徑向長度變化之間的關系，當管壁處液相相含率低于90%，表明不能形成液環[16]，再以vsg＝5 m/s、α ＝4%，vsg＝5 m/s、α ＝8%，vsg＝11 m/s、α＝4%這3 種工況為例，得到在不同截面不同測量位置處液膜厚度δ，如表2 所示。

表2 3 種工況液膜厚度Table 2 Liquid film thickness under three working conditions

依據前述液膜厚度計算方法，本文對30 種工況進行模擬計算得到液膜厚度最佳值，考慮實際流體在管道中流動時摩阻等其他因素對液膜厚度的影響，經計算分析取液膜厚度變化范圍為:截面1 在1.35～2.68 mm，截面2 在1.15～2.43 mm。根據兩截面所取范圍，考慮重力對液膜厚度的影響，最終確定各測量點探針插入深度值如表3 所示。

表3 不同測量點插入深度Table 3 Insertion depth at different measuring points

3 周向陣列電導探針測量系統

本文傳感器3D 結構模型設計如圖7 所示。旋流器和周向陣列裝置由3D 打印而成，測量裝置上、下游分別設置0.5 m 的有機玻璃直管段，保證流型充分發展和流型觀察。在測量裝置的出口端放置高速攝像機，用來拍攝流體經過裝置后形成的流型。該種結構測量管段由亞克力透明管構成(絕緣材質)，管道內徑30 mm、外徑40 mm、總長300 mm，測量管段兩端由公稱直徑40 mm 法蘭固定。測量截面選取在距離旋流器出口60 和140 mm 處。

圖7 周向陣列電導探針傳感器結構Fig.7 Structure of the circumferential array conductivity probe sensor

測量電導探針布置為:在測量截面1、2 處選取0°、90°、180°及270°處4 個測量點。探針插入深度為:截面1 取2.7、2.3、1.3 及1.8 mm；截面2 取2.6、2.1、1.1 及1.6 mm。

3.1 單頭電導探針

本文單頭電導探針由導電金屬針體、絕緣層、導電金屬管及導電引線組成。針體采用直徑0.3 mm 的針灸針，將針灸針插入直徑0.4 mm 聚四氟乙烯毛細管(絕緣層) 后再將其共同插入不銹鋼毛細管中，不銹鋼管采用內徑0.5 mm、壁厚0.25 mm 的毛細鋼管，這樣既對流場影響降到最低，又保證了針體在動態測量中達到所需強度要求。制作探針時，將針體與絕緣層之間縫隙及絕緣層外側涂滿PVC 絕緣膠水，以保證針體和不銹鋼毛細管之間完全絕緣，達到探針整體牢固不松動的效果。將正極引線焊接至不銹鋼毛細管外壁，負極引線焊接至針體尾部，焊接完成后用電工膠帶纏繞焊接點將其固定即可。探針結構如圖8 所示。

圖8 探針結構Fig.8 Schematic diagram of the probe

3.2 測量電路系統

本文采用的原理與間接法有所不同，只需知道電極間是否導通即可，故不需要考慮極化作用帶來的電極間的電導值測量精度問題，所以采用直流穩壓電源模塊提供穩壓源，采用直流電源供電，電源結構簡單耗費最小，電導探針輸出信號處理簡潔。本文測量電路主要由4 部分組成，包括探針激勵模塊、電壓跟隨模塊、信號采集模塊及上位機。將直流5 V 激勵電源與250 Ω 精密電阻串聯后分別與探針正、負極對應連接，電壓跟隨模塊和信號采集模塊均采用12 V 直流電源供電并做接地處理。將探針針體接電源負極，不銹鋼套管接電源正極以避免電解反應的發生。

測量電路原理如圖9 所示。

圖9 測量電路原理圖Fig.9 Block diagram of the measurement circuit

從圖9 可見，電壓跟隨器采用OP07 型號，信號采集器采用DAQM－4206 型號進行數據采集。當探針工作時，探針與不銹鋼套管形成回路。電導探針通過測量探頭針尖處液體導電性的變化來確定該點的介質分布。當探針尖端與導電液體接觸時，探針與測量電路之間形成了導電通路，輸出高電平；當電導探針與氣相接觸時，回路電流較小，輸出低電平[15]。

4 動態試驗

4.1 試驗系統及原理

動態試驗裝置由氣相循環回路、液相循環回路、氣液混合水平試驗管段、計算機控制系統、信號采集系統及上位機構成。

試驗裝置管道規格為DN30，試驗循環過程氣液兩相流量大小依靠LabView 軟件控制系統調節。試驗氣相介質為空氣，液相介質為水。氣液兩相混合前，氣相采用熱氏質量流量計測量，范圍為5～400 m3/h，精度為±1.5%；液相采用金屬轉子流量計測量，量程為0～0.4 m3/h，精度為±1.5%。兩相混合介質流經葉片式旋流器充分發展后形成穩定的環狀流，隨后流入電導傳感器測量管路，經過數據采集系統的數據處理，測量出兩截面不同角度處電壓輸出值，試驗結束后兩相分離實現循環利用。

試驗在氣液水平管道上進行，試驗環境為常溫常壓(25 ℃，101 kPa)，試驗介質為空氣和水，試驗中氣體的流量范圍為12.8～51.2 m3/h，氣相表觀流速為5～20 m/s、液體的流量為0.2～1.2 m3/h，液相表觀流速為0.079～0.480 m/s。室內試驗流程圖如圖10 所示。

圖10 試驗流程圖Fig.10 Test flow chart

進行動態測量試驗前，首先對整個測量系統進行試壓檢漏測試，以保證系統的密封性和穩定性[17]。其次將測量管段兩端嚴格密封后向管道內加水，直至充滿整個管道，檢測此時電壓輸出信號是否為高電平，以保證傳感器正常工作。

4.2 試驗結果與分析

4.2.1 流型轉換

氣液混合相流入裝置前的流型主要為分層流和波狀分層流。在不同工況下，混合相流經旋流器后的流型如圖11 所示。由于氣液密度的不同，混合相通過旋流器后，在離心力和重力的作用下，密度較大的液相被甩到壁面形成液膜，密度較小的氣相聚集在管道中部，兩相流以氣核－液膜狀態繼續向前流動。

圖11 不同工況下混合相流經旋流器后流型圖Fig.11 Flow patterns of mixed phase flowing through the cyclone under different working conditions

4.2.2 液膜厚度變化規律

試驗測量裝置通過不同的探針插入深度能得出不同工況下的液膜厚度取值范圍，據此可以研究在不同氣相表觀流速vsg及不同液相體積分數α 的工況下液膜厚度的變化規律。試驗測量得到不同工況下液膜厚度的取值范圍，如表4 所示。

表4 不同工況下液膜厚度的取值范圍Table 4 Value range of liquid film thickness under different working conditions

試驗結論及分析如下。

(1) 保持裝置進口氣液比一定，試驗中控制液相體積分數為定值，改變裝置進口氣相表觀流速，隨著氣相表觀流速的增加，氣體開始攜帶液體，液膜厚度不斷增厚，因為隨著氣體體積流量的增加，氣相攜帶的液相越來越多，故在旋流器下游液膜厚度會急速增加；液膜厚度隨著氣體體積流量先急速增加后趨于平緩，因為當液膜增加到一定厚度時，環縫集液將達到飽和狀態，故使液膜厚度值趨于穩定。

(2) 當氣體表觀流速較低且保持一定時，膜厚度都會隨著液相體積分數的增大而增大，但是增加的幅度并不大，這是因為氣體體積流量較小，氣體表觀流速較小，氣相攜帶液體能力較弱，液相體積分數雖然增加，但是被氣相攜帶的液相并沒有明顯增加，因此液膜厚度并沒有明顯增加。因為當氣體體積流量足夠大時，液膜厚度隨液相體積分數的增加有了顯著的增加，當氣體體積流量增大之后，氣體的攜液能力會增強，導致分離出來的液相變多，故使液膜變厚。

(3) 測量結果出現測量截面1 厚度小于截面2的現象，出現這種現象的原因為:當氣體表觀流速較小時，混合相流型未發展完全至環狀流，氣體流速不足以完全攜帶液相至管道內壁。

4.2.3 超聲波法液膜測量對比驗證

本文基于電導法對不同氣相表觀流速及不同液相體積分數30 種工況下不同截面處液膜平均厚度范圍進行測量和計算，為驗證其測量結果可靠性，采用超聲波法進行了相同工況下4 個周向角度的液膜厚度測量并取平均值與其對比。

試驗中應用的超聲波測厚儀由汕頭研究所生產，型號為CTS－086，實物示意圖如圖12 所示。本試驗中使用測量探頭參數如下:諧振頻率3.5 MHz，對于液位高度微小變化，輸出信號都能有明顯變化，靈敏度高，響應性能好，檢測靈敏度余量高達60 dB，探測范圍為0～1 000 mm，聲速范圍為1 000～9 999 m/s，水平線性誤差小于0.5%，垂直線性誤差小于3%，工作溫度為20～70 ℃。利用超聲測厚儀測量本文試驗工況下的液膜厚度值并對測量結果進行誤差分析，在試驗范圍內超聲波法測量液膜厚度的最大誤差為4.86%。

圖12 超聲波測厚儀Fig.12 Ultrasonic thickness gauge

測量結果如圖13 和圖14 所示。與上文電導法測量液膜厚度變化規律趨勢一致，同時對比前、后兩測量截面可知，當混合相從截面1 流經截面2 時液膜厚度減小。混合物流經旋流裝置時，會產生旋轉流，混合物中的液體被離心力推向管壁，形成均勻的高切向速度的液膜，依靠慣性力作用向前流動，但隨著流動路徑增加，液相所受離心力減小，導致部分液相無法被推向管壁，因此液膜變薄。當液相體積分數一定時，隨著氣相表觀流速的增加，液膜厚度的波動速率增大。氣相表觀流速的增加縮短了液相的沉降時間，削弱了重力對液膜厚度分布的影響。

圖13 測量截面1 液膜厚度Fig.13 Liquid film thickness at measurement section 1

圖14 測量截面2 液膜厚度Fig.14 Liquid film thickness at measurement section 2

將兩種測量方法測量結果進行對比分析，如表5 和表6 所示。

從表5 和表6 可見，電導法測量液膜厚度范圍基本覆蓋超聲波法所測液膜厚度值，因此本文測量方法具有一定的可靠性。

表5 測量截面1 電導法與超聲波法測量結果對比Table 5 Comparison of the measurement results at measurement section 1 between the conductivity method and the ultrasonic method

表6 測量截面2 電導法與超聲波法測量結果對比Table 6 Comparison of the measurement results at measurement section 2 between the conductivity method and the ultrasonic method

5 結論

本文提出了基于強制環狀流的電導法氣液兩相流持液率測量技術，并通過數值模擬和室內試驗進行了系列研究。研究結論證明了該技術具有較好的可行性，為下一步移動式探針尋找強制環狀流氣液界面裝置的設計提供了指導和依據。研究結論如下。

(1) 氣液兩相混合流經旋流器后形成了結構對稱的強制環狀流，并通過數值模擬得到，其在距旋流器出口3～5 倍管徑處形成了一定范圍的穩定的旋流流動。

(2) 當保持進口氣液比一定，即保持液相體積分數不變，低氣相表觀流速時，氣體不足以攜帶液體，但氣相折算速度逐漸增加，氣體開始攜帶液體，液膜厚度隨之不斷增加，且隨著氣體體積流量的增加，液膜厚度呈先急速增加后趨于平緩態勢。當入口氣相表觀流速一定時，隨著液相體積分數的增加，平均液膜厚度也不斷增加。對比兩測量截面液膜厚度變化規律可知，同種工況下，截面1 平均液膜厚度大于截面2。這是由于其流經旋流裝置時，會產生旋轉流，混合物中的液體被離心力推向管壁，形成均勻的高切向速度的液膜，依靠慣性力作用向前流動，但隨著流動路徑的增加，液相所受離心力減小，導致部分液相無法被推向管璧，因此液膜變薄。

(3) 對本文設計的測量裝置進行了動態試驗和結果分析，得出其有效測量范圍為:氣相表觀流速5～20 m/s，液相表觀流速0.079～0.480 m/s。氣量既不可太小也不可過大，因為氣體流量過低時，其不足以攜帶液體至管壁形成環狀流，而當氣體流量過大時，氣液兩相流逐漸轉換為環霧流，均無法有效測量其液膜厚度。

(4) 通過與超聲波測厚法對比，兩者測量液膜厚度高度重合，證明了本文設計的電導法測量持液率可行。