管內相分隔狀態下濕氣兩相流雙參數測量方法

邊漢青，張興凱，廖銳全，王棟，李銳，羅曉矗，侯耀東，白曉弘，甘慶明

（1 油氣鉆采工程湖北省重點實驗室(長江大學)，湖北 武漢 430010；2 西安交通大學動力工程多相流國家重點實驗室，陜西 西安 710049；3 長慶油田分公司油氣工藝技術研究院，陜西 西安 710021）

我國天然氣儲量、產量逐年上升，成為了我國主要的能源消費類型之一，作為低碳的化石能源為2030 年前碳達峰提供了巨大的貢獻，預示著未來行業發展的可持續性[1-2]。自初投入開發以來，天然氣計量研究屬于氣液兩相流的范疇，目前多采用分離計量法或者不分離在線測量法作為氣藏、氣井的主要計量方式。在氣舉井、輸氣管道以及產氣井中的天然氣，其都可能含有一定量的液相組分，一般把這種地面生產系統中的天然氣與游離水、液態烴等組分的混合物稱為“濕氣”[3]，而油氣集輸中的“濕氣”的定義：“在氣藏條件下沒有液相，但在地面條件下氣體內出現液烴”，在一些氣井及氣舉井中高氣液比的天然氣也可叫作濕氣。對于濕氣的定義，現今仍沒有統一的標準，儀表測量按照據美國石油學會（API）[4]及《用安裝在圓形截面管道中的差壓裝置測量濕氣體流量》（GB/Z 335588—2017）[5]對濕氣的定義：“氣液兩相流的體積含氣率大于95%即為濕氣”。濕氣是氣液兩相流的一種特殊形態，相對于單相流動而言，濕氣存在氣液之間的速度滑移，同時其流態受時間、操作壓力以及溫度的影響較大。濕天然氣中液相組分的存在使得氣相流量測量結果虛高，這將極大地增加濕氣計量的難度與成本，因此亟需一種簡單便捷、高精度的在線測量方法。

由于差壓式流量計結構簡單、測量重復性好且造價低廉，在氣液兩相流測量當中輸出穩定，因此廣泛應用于濕氣的流量計量當中。其中文丘里管具有測量精度高、抗壓能力強、結構比較簡單、應用范圍廣泛等優點。它是基于流體動力學原理設計的，通過對收斂截面的幾何參數進行設計，可以使得擴散截面處的壓力差與流量成正比，從而實現對流量的測量。此外，在文丘里管測量中需要考慮流體的物理特性（如密度、黏度等）、文丘里管的幾何參數（如收斂角度、入口直徑等）及其安裝環境等因素，因此需要配合相應的計算方法和校準系統進行使用。同時在油氣田中，出口和輸送管線中的液相含量會影響相應能源的計量和質量分析，這便是差壓式流量計進行濕氣測量時產生的虛高現象。國內外針對這種虛高現象通過文丘里管進行了大量的實驗與模擬，并建立了一系列的修正模型，其中使用最為常見的模型為林宗虎模型[6]、改進的Murdock模型[7]、De Leeuw模型[8]、Steven模型[9]以及ISO 模型[10]等。濕氣流量計還需要能準確測量液相的含量和流量，從而確保能源計量的準確性和合規性。但由于濕氣中存在液相水，因此會對濕氣測量產生極大的誤差。

目前雙壓差測量法廣泛應用于兩相流測量的研究。2013 年，He 等[11]提出了一種基于文丘里管的雙差壓法測量含水率，通過理論分析闡述了雙壓差法的原理，為驗證雙差壓法的可行性，進行了低壓濕氣試驗。2021 年，Zheng 等[12]提出了一種由旋流器和長喉文丘里管組成的測量裝置，通過旋流器將流型轉化為環狀流可以提高測量精度，減少濕氣中含有少量液體時造成的誤差，同時采用軸向、徑向雙壓差進行濕氣測量。從2012 年至今，多相流管內相分隔理論和方法已經用于氣液兩相流體流量測量[13-14]，同時將管內相分隔技術與雙壓差測量法相結合表明測量結果較好。2020年，王帥等[15]開發了一種基于相分隔的油水兩相流測量方法。通過旋流器實現相分隔，將油相集中到管道中心使進口流型變為環狀流，利用軸向、徑向雙壓差來聯立求解質量流量及含液率。次年，楊楊等[16]同樣基于管內相分隔技術對高含水油水兩相流進行了測量。2022 年，雷玲卷等[17]以甲烷-水為介質進行了數值模擬研究，建立了基于雙壓差特性的濕氣流量測量修正模型，有效減少了液相水對測量結果的影響。但由于其只進行了數值模擬研究，對于實際工況下適用性可待考究。由以上文獻調研可知，雙壓差測量法在研究濕氣通過文丘里管時具有較好的可行性。但這些研究仍處于室內實驗階段，其實驗壓力多是低壓，達不到氣井和氣舉井高壓的條件；并且對于油氣田現場的應用較為少，其對現場試驗的測量性能缺少定性的評估。因此，需要針對基于相分隔的濕氣雙參數測量法開展高壓實驗驗證其適用性，這也是未來濕氣測量的發展趨勢。

上述的這些研究為濕氣測量提供重要理論基礎，本文通過在文丘里管前端增加葉片式旋流器以減少流型對實驗的誤差，在前期探索基礎上使用軸向壓差、徑向壓差雙參數進行高壓工況下濕氣氣相、液相質量流量的測量，得出基于管內相分隔法的濕氣雙參數測量模型并用于中石油TH 油田現場試驗。

1 裝置及原理

1.1 物理模型

物理模型由旋流器+文丘里管組成，采用葉片式旋流器來實現多相流的管內相分隔，旋流器的旋流葉片由4 個呈45°傾斜的半橢圓片組成。物理模型結構見圖1所示。

圖1 物理模型結構示意圖

測量裝置共設置3個取壓，分別為：文丘里管進口中心取壓p1、文丘里管進口管壁取壓p2以及文丘里管喉部管壁取壓p3。文丘里軸向壓差與相分隔徑向壓差用于聯合測量濕氣，Δpr和Δpa如式(1)、式(2)所示。

1.2 雙參數測量原理

1.2.1 軸向壓差原理

傳統的流動文丘里噴管結構分為入口段、入口收縮段、喉部和出口擴散段等幾個部分。濕氣的質量流量與軸向壓差的關系如式(3)所示。

式中，C為流出系數；β為直徑比，d/D；Δpa為壁面軸向壓降，Pa；ε為膨脹系數。

真實流量由虛高修正系數Φ得到，如式(4)。同時虛高修正系數Φ取決于氣液密度比、Lockhart-Martinelli 參數XL-M和氣體弗勞德數Frg，如式(5)、式(6)和式(7)所示。

式中，g是重力加速度，m/s2；ql和qg分別為液相和氣相的質量流量，kg/s；ρl和ρg分別為液相和氣相密度，kg/m3；x是濕天然氣干度；D為管道進口直徑，m。

現有的模型大多是測量氣液兩相流中氣相流體質量流量，并在基礎上進行修正虛高，但實際現場環境難于獲取L-M 數、氣體Froude 數，因此本文采用經驗公式計算的方式來獲取氣相質量流量，避免了氣相的虛高。由于管道直徑、氣液密度是已知條件，根據上述函數關系將軸向壓差轉化為質量流量和虛高系數的方程，可表示為式(8)，又可表示為質量流量、氣液密度比跟干度的函數如式(9)。

1.2.2 徑向壓差原理

與上述單相流校正方程不同的是，通過多相流的相分隔技術，理想狀態下可以實現管內各相之間獨立而完整的界面，各相在管內占據特定的連續空間，兩相之間有相對規則而清晰的分離界面，最終形成管內平穩平行流動的單相流體，有利于提高測量精度[18]。王帥等[19-20]在研究管內相分隔壓差特性的基礎上，分別得到了基于軸向壓差、徑向壓差的油水兩相流質量流量計算方程，利用方程關聯求解質量流量。

因此，見圖2所示在管道的一個橫截面上，管壁與管道中心之間的徑向壓差Δpr可以認為是氣相從管道中心到氣液界面的徑向壓差Δprg與液相從氣液界面到管壁的徑向壓差Δprl之和。關系如式(10)所示。

圖2 管內相分隔徑向壓差理論示意圖

式中，Δprg可以看作是氣相單獨流過直徑為d的假想管道時的徑向壓差，Pa；Δprl可以看作是液相單獨流過環徑差為(D-d)的假想管道時的徑向壓差，Pa。

根據管內相分隔機理研究[21]，當單相流體流過時氣體質量流量可表示為式(11)。同時，ql可以表示為式(12)。

式中，α是流量系數，通過實驗標定。

引入新的壓差，即從管道中心到管壁的徑向壓差Δprl1，表示質量流量一定且流體介質均為單相水時ql又可以定義為式(13)。

再次引入新的壓差Δprl2表示當流體介質均為單相水時管徑為d（氣柱直徑）的從管道中心到管壁的徑向壓差。假設這部分水的質量流量ql等于氣相的質量流量，且流量系數也相等，則兩者的關系為式(14)。

因此Δprl2也可以表示為式(15)。

理論上Δprl可以用Δprl1和Δprl2的差值來評價，可以表示為式(16)。

則徑向壓差可表示為質量流量、氣液密度比跟干度的函數，如式(17)。

因此將軸向壓差、徑向壓差的推導公式相結合可以得到雙參數測量的模型，表示為式(18)。

由式(18)可以看出壓差比取決于氣液質量流量、密度、干度的關系，由于考慮到不同井實際氣體密度不同，因此虛高模型也可以表征為壓差比K、氣液密度比ρg/ρl、壓力P、溫度T和氣相弗勞德數Frg的函數；而氣液質量流量比可以表征為壓差比K、壓力P、溫度T和氣相弗勞德數Frg的函數，見式(19)、式(20)。

2 基于管內相分隔法的雙參數測量模型建立

2.1 網格劃分及邊界條件

本文采用ANSYS Meshing軟件對模型抽出的流體域區域進行網格劃分，中部有結構較為復雜的旋流器，在旋流器段以及取壓口段采用非結構化網格，并進行局部加密，而在流體域其他區域則采用結構化網格進行劃分，進行了網格無關性驗證其最佳網格數為83.3 萬，網格無關性驗證見圖3 所示。模型整體網格劃分情況見圖4所示。

圖3 網格無關性驗證

圖4 網格劃分

方程求解設置為SIMPLE 算法，涉及氣液相壓力變化多相流模型選用Eulerian 模型[22]。根據Wang 等[21]的研究，湍流模型選用對復雜流動能進行準確預測的雷諾應力模型（RSM）。壓力項設置為一階迎風格式，管道壁面邊界條件為無滑移壁面。入口邊界條件為質量入口，出口邊界條件為壓力出口，主相為甲烷，第二相為水。模擬工況條件：壓力為2～10MPa；總質量流量為1～6t/h；干度為0.4～1.0（不同壓力下對應體積含液率0～3.20%、 0～6.29%、 0～8.80%、 0～11.68%、 0～14.61%）；對應壓力下氣液密度比為0.022～0.114；溫度為303.15K。由圖5 可知，在Mandhane 流型圖[23]中入口工況流型主要為彈狀流、波狀分層流和環狀流，少數工況為分層流，因此設置了旋流器統一流型為環狀流。

圖5 試驗工況在流型圖上的分布

2.2 模擬結果及分析

2.2.1 相分布

以操作壓力6MPa、質量流量6t/h 工況為例，截取模型XYZ軸平面x=0，觀察不同含液率下的相分布情況。從圖6(a)、(b)、(c)可以明顯看出，由于流動工況的變化使得氣液兩相流經過旋流器時產生了較大的擾動，其波動情況引起的不穩定性直接反映氣液兩相相互作用力的影響。經過旋流器后逐漸穩定形成了明顯的液膜，液膜厚度在文丘里管收縮段處達到最大值，這是因為在收縮段由于液相密度大于氣相，液相會受到離心力的作用而向管中心移動，而氣相同樣也向管中心方向移動但所受離心力小于液相；同時液膜厚度也隨著含液率的下降而減小。此時氣液兩相均勻分布沒有液滴出現，可以看作是理想的管內相分隔狀態，測量段里的三個取壓點均處于管內相分隔狀態下。相分隔狀態下氣液分離，氣液兩相流的流型轉化為強制環狀流，取壓口提取的軸向壓差及徑向壓差更為穩定，提高了雙參數流量計測量的精度和可靠性。

圖6 不同含液率下相分布圖

2.2.2 壓力場與速度場分布

以操作壓力6MPa、質量流量4t/h、含液率1.58%的工況為例，截取模型XYZ軸平面x=0，觀察其壓力分布云圖、速度分布云圖情況。從圖7可以得知，氣液兩相流經過旋流器和文丘里管時有明顯的壓力損失，這是由于它們對流體有節流作用導致的壓力降，相應的其流速也隨著湍流強度的增大而增大。隨著氣液兩相流遠離旋流器、文丘里管，壓力差均逐漸減小，而流速下降并也逐漸趨于穩定趨勢。

圖7 管道截面分布云圖

以操作壓力6MPa 工況為例，截取文丘里管入口處x=125mm 到擴散段出口處x=265mm，觀察不同質量流量以及不同含液率下軸向中心線的壓力分布。由圖8可知，氣液兩相在收縮段的壓力降遠大于喉部段的壓力降，這是因為流動面積的縮小導致流動速率增大，同時也加大了氣液兩相間的摩阻；喉部段的壓力升也遠小于擴張段的壓力升，這是由于液膜在擴散段受離心力作用而分散變薄，氣相阻力減小而擴散使得其流速減慢，故壓力升高。從圖8(a)、(b)中看出當質量流量越大、含液率越小時其壓力降也越快，這也是因為隨著氣相質量流量增大，根據連續性方程可知流體經過節流件時加速越明顯，而壓力降越顯著。

圖8 文丘里管軸心線壓力分布

2.2.3 壓力與密度比對壓差的影響

本文進行了多種工況下的不同組模擬試驗，研究不同壓力、不同氣液密度比對應的條件下的軸向及徑向壓差變化。在圖9 中給出了質量流量6t/h、干度0.8 工況下操作壓力、氣液密度比與壓差變化規律。由圖可知軸向壓差隨著壓力的增大而減小，由伯努利方程隨著操作壓力的增大使流體速度也會減小，導致軸向節流段的壓力降；同時壓力的增大導致壁面液相和中心氣相的流速均減小，故壁面壓力、中心壓力均下降，又由于氣液所受離心力也不同，故徑向壓差是下降的。需要注意的是，這種壓差減小的趨勢在一定范圍內是成立的。氣液對應壓力下的密度由PVTsim 計算得出，當壓力上升時天然氣密度增大而水密度降低，因此氣液密度比上升，質量流量保持不變而氣相體積流量下降導致氣相流速減小，對液相起到的加速作用減弱，使得氣液兩相摩阻變小導致壓差均減小。

圖9 壓力與密度比對壓差的影響

2.2.4 總質量流量與含液率對壓差的影響

由圖10 可知，軸向、徑向壓差隨著質量流量的增大而增大，也隨著含液率的減小而增大。從圖9不難發現，軸向壓差、徑向壓差的值與質量流量和含液率都存在一定的線性關系。隨著質量流量的增大，氣液兩相流速增大使得兩相摩阻增大，故壓差均增大。而就含液率而言，當氣相體積分數增大時會影響流體密度與黏度，從而影響流體的摩阻，氣相經過喉部會受到更強的阻力導致節流壓差上升；同時氣體被加速會在流道形成漩渦，氣柱直徑加大導致湍流和渦旋強度增加，故離心壓差升高。

2.3 雙參數測量模型建立

根據Ferroudji 等[24-25]對環空流、環狀流的實驗研究，結合數值模擬結果中多因素對雙壓差的影響規律，發現軸向、徑向壓差不僅與質量流量、壓力和溫度有關，還與氣液密度比、含液率有關。本文在雷玲卷等[17]的測量模型的基礎上考慮了實際氣液密度比變化對實驗結果的影響，對相應的公式進行了歸納及合理改進，虛高模型的修正公式如式(21)。

式(21)中，m=1.12177；n=-0.22255；h=0.09604；a=0.08745；b=-0.0002；c=0.128；Pr為壓力與大氣壓的比值，P/0.10125MPa；Tr為溫度與室溫的比值，T/293.15K。

因此新的虛高模型如式(22)。

根據Zheng 等[26]的研究可知，液相測量誤差普遍大于氣相測量誤差。含液率變化對壓力損失的影響是顯著的[27]，因此在模擬基礎上，本文通過在氣液質量流量比公式中引入含液率來建立新的相關性提高測量精度。因此氣液質量流量比可以轉換表征為壓差比K、含液率RL、壓力P、溫度T和氣相弗勞德數Frg的函數，可以表示為式(24)。

在虛高模型已知的情況下，假設Frg的初值，通過式(4)、式(22)可以聯立迭代得到氣體質量流量；液體質量流量則可以通過下列擬合公式得到，并使用帶有含液率的擬合函數對液氣質量流量比進行了修正，假設RL的初值，利用式(12)、式(26)及氣體質量流量可以聯立迭代得到液體質量流量。式(25)、式(26)為液氣質量流量比修正系數和液氣質量流量比的新模型。

式(25)中，m=0.37304；n=0.47044；h=0.11669；a=0.1379；b=-9.8173×10-5；c=7.9621×10-8；d=-0.1531；e=0.01877；f=0.00076；g=-0.971。

式(26)中，a=0.08078；b=0.2819；c=1.8712；d=0.9362；m=0.0505；n=0.2662。

這個公式的核心思想是將虛高模型、質量流量比表示為多個因素的函數，其中每個因素的影響都是由相應的參數使用MATLAB擬合得到。

值得注意的是本公式僅適用于本模擬工況，均為經驗公式，實際應用時需要結合具體工程問題進行調整和改進。由式(22)和式(26)可以看出，若只知Δpr和Δpa中的任何一個，均無法求出qg和ql的值；若將Δpr和Δpa組合，qg和ql就可以聯立方程迭代求解得到，這便是濕氣兩相流雙參數測量方法。修正前與修正后測量模型的R2值見表1所示。

表1 模型R2

3 現場試驗與分析

3.1 試驗對象

為驗證本文提出的濕氣雙參數測量方法的有效性和適用性，于TH 油田中國石油氣舉中心實驗室搭建濕氣測量平臺進行了實驗，見圖11所示。

圖11 TH油田中國石油氣舉中心濕氣測量平臺

3.2 試驗流程

在濕氣測量實驗平臺中，通過調整柱塞泵、計量閥跟井口閥門來控制管道內流體的排量。變頻器的最小工作擋位設定為1擋，以確保穩定出液。同時，保持從蓄水罐后流出的水壓力穩定，以使液相流量計流過的流體在試驗中壓力和速度保持恒定。氣體用空氣壓縮機產生并存儲于井內，并通過調節閥控制質量流量和穩定氣體流速。最終，在混合段內，液體與氣體混合形成不同含液率的兩相流。介于實驗安全性，介質使用空氣與水，此實驗主要用于模擬氣舉后計量井口濕天然氣的氣液兩相質量流量，實驗工藝流程見圖12所示。

圖12 實驗工藝流程圖

氣液兩相分別通過標準管路進行計量，并采用ANCN安森流量計、Flowserve福斯流量計計量單相氣以及單相液流量作為對比。為了確保氣液兩相流的穩定性，在流量計前會接長度為20D（其中D代表管道直徑）的直管段，以此達到提高流量計測量數據的準確性和穩定性的目的。由空壓機將空氣打入井里保持一定壓力，氣相流量由井口閥門及安森計量閥控制，液相流量由柱塞水泵控制，其中氣相體積流量范圍為600～1500m3/h，液相體積流量范圍為0～8.24m3/h，由于考慮井口回壓，測試壓力范圍取1～5MPa（本流量計最大承壓能力為12MPa），實驗參數范圍見表2所示。測量徑向壓差的壓差表量程為0～50kPa，測量軸向壓差的壓差表量程為0～200kPa，測量精度為±0.1%。測量參數如壓力、溫度、壓差等由數據采集系統收集，再由雙參數測量模型計算出氣液流量。由于空氣密度不同于天然氣，而通過現場濕氣流量計的測量性能評價表明[28]，現根據初次實驗的真實數據對上述實驗數據進行校準是有必要的，將不同開度下測得的安森計量閥氣相流量，與雙參數流量計組合標準文丘里流量表測得的氣相流量對比，根據其平均誤差來對氣相流量進行了校準補償，校準后進行測量實驗。不同開度下需要補償的氣相流量誤差見表3所示。

表2 實驗參數范圍

表3 校準補償參數表

3.3 試驗結果分析

流量測量結果見圖13、圖14所示。由圖13可知，新雙參數測量模型的實驗誤差較修正之前的模型具有較大改善，誤差在±5%范圍內，說明新模型可適用性得到了驗證。通過現場分析，產生偏差的原因主要有兩方面：一方面，由于氣相液相模擬真實井場產氣，有時是均勻的氣液兩相有時為一段氣接著一段液，因此部分測量值產生波動導致誤差增大；另一方面，水泵在低流量下無法穩定運行，并且偶爾出現流量突然增大的情況，含液使得氣量測量值偏高。在圖14中當含液率為0時氣相測量流量的最大相對誤差為3.29%，此時流量結果受含液率的影響不明顯；當含液率為2.5%時氣相測量流量的最大相對誤差為6.51%；當含液率為5%時測量結果波動較大，組內流量最大偏差達到0.04kg/s，測量流量的最大相對誤差為9.78%，這表明含液率對測量氣流量具有一定的影響。綜上所述，在壓力相同的情況下，高含液率產生的壁面液膜更厚而使得軸向壓差更小，虛高模型的值變小，故雙參數測量模型某一時刻計算的氣流量變大。

圖13 實測值與雙參數測量值的比較

圖14 氣相與液相測量誤差

由液相的測量結果可知，修正后液相的測量偏差明顯低于本文修正前的模型，并且所測量的效果足夠滿足現場要求，誤差在±9%范圍內。當含液率為2.5%時，液相的測量流量最大相對誤差為9.18%；當測試段內含液率進一步增加到5%時，液相測量流量最大相對誤差則達到10.01%；隨著含液率的增加，模型修正效果逐漸減小，并且從誤差分布來看液相流量出現虛低現象，分析是計算的氣相偏高導致后面迭代出來的液相流量降低。不同壓力情況下的測量誤差見表4所示，可以看出液相誤差的絕對值均大于氣相誤差，且液相誤差隨著井口壓力的升高而增大，推測隨著井口壓力升高會使高壓空氣將三通至混合段中一小部分的水回流導致經過雙參數流量計的實際液相流量減小，此結論以便于對具體的工程應用提供指導。又從圖15可知，隨著含液率的增大，氣相測量誤差也隨之增大，而含液率對液相測量誤差的影響不顯著。原因主要有兩點：① 當含液率增大時，液相在流體中的比例較大，使得兩相流體的密度逐漸增大，并且氣相貢獻流量的比例相對減小導致氣相測量誤差增大；② 考慮到文丘里管的測量靈敏度與打印精度，因此流量計對氣相的測量靈敏度或者說實時測量變化可能高于液相。綜上所述，含液率的增大使得氣相測量誤差增大，主要是因為流體密度差異和測量靈敏度差異造成的。

表4 不同壓力情況下測量誤差

圖15 含液率與測量誤差相關性

雖然對比國外的Flowserve 流量計（此款流量計通過內置程序轉換測量介質，能夠計量液態水、天然氣、二氧化碳氣體、氮氣等多種介質）仍存在一定的誤差，但在井場氣舉操作中注氣量對于液相的測量精度要求不高，并且成本造價是其流量計價格的幾十分之一不到。通過對濕氣雙參數模型進行修正，相較于修正前，測量流量的相對誤差最大降低幅度達到61%?？梢姡疚碾p參數測量流量計校準后一定幅度降低了管內相分隔雙參數測量模型受流體中液相含率影響的程度，上面所介紹的現場實驗證明了本文所述研究的可適用性及可靠性。但在實際生產中有些濕天然氣的氣液比極高，甚至為環霧流，液相化為分散的小液滴可能對計算結果產生較大影響，導致濕氣雙參數測量精度降低。因此在本文研究的實驗工況下，本流量計可實現實時測量，具有較高的適用性和較低的成本，氣相質量流量測量誤差在±5%內，液相質量流量測量誤差在±9%內均滿足氣舉計量的需要。

4 結論

針對氣液兩相流中氣相流量測量結果受液相含率影響的測量方法進行了改進，通過數值仿真和實驗研究，驗證了本文提出的雙參數測量方法的正確性和可行性。

（1）通過數值模擬得到了文丘里管中濕天然氣的壓差特性，軸向壓差、徑向壓差隨質量流量、氣液密度比的增大而增大，隨壓力、含液率的減小而增大。并利用其壓差特征建立了新雙參數測量模型，通過方程迭代分別求解出濕天然氣的氣液兩相的質量流量。

（2）采用不銹鋼材質的樣機在濕氣測量平臺上進行了高壓實驗，新雙參數測量模型對于含液率造成的誤差大大改善并具有良好的適用性，并且校準后其氣液質量流量測量誤差分別在±5%和±9%內，滿足TH 油田井口氣舉實驗監控流量的要求。

（3）管內相分隔狀態下的濕氣雙參數測量方法在高壓范圍內（1.04～5.05MPa）是可行的，與傳統文丘里濕氣測量方法相比前者消除了由流型引起的誤差。因此，為天然氣行業濕氣測量提供了一種新的方法，可在實際中廣泛采用。該方法對天然氣行業中如氣井、氣舉井的實時流量監控具有一定的工程意義。

符號說明

C—— 流出系數

D—— 文丘里進口直徑，m

d—— 文丘里喉部直徑，m

Frg—— 氣相弗勞德數

J—— 液氣質量流量比的修正系數

K—— 軸向壓差與徑向壓差之比

L—— 虛高模型的修正系數

P—— 壓力，Pa

ql，qg—— 液相和氣相的質量流量，kg/s

R2—— 矯正決定系數

RL—— 含液率，%

T—— 溫度，K

XL-M—— Lockhart-Martinelli參數

x—— 濕天然氣干度

α—— 通過實驗標定的流量系數

β—— 文丘里管入口直徑與喉部直徑之比

Δpa，Δpr—— 分別為為節流軸向壓降、離心徑向方向，Pa

ε—— 膨脹系數

ρl，ρg—— 液相和氣相密度，kg/m3

Φ—— 虛高修正系數

下角標

a—— 軸向

g—— 氣相

l—— 液相

r—— 徑向