海上三相重力分離器晃蕩試驗研究

海上浮式生產儲卸油裝置FPSO搖擺導致油氣水三相重力分離器液面發生晃蕩，減弱了油水分離效果，在分離器內布置防晃板可抑制晃蕩，但防晃板間距的確定目前尚無明確設計方法。為此，基于相似性理論，通過1∶9模型分離器試驗，研究了防晃板及內構件對分離器晃蕩的抑制與影響過程。研究結果表明：防晃板、聚結板、均流板、堰板等內構件之間的間距發生變化時，可削弱FPSO外部激勵形成的界面共振；油水界面與外部激勵之間的共振是分離器內部液體晃蕩主要形式；各種開孔結構的內構件與聚結板可削弱界面晃蕩的振幅；聚結板、均流板、防晃板和堰板之間液體區域界面固有周期可用基于線性理論的圓筒形容器計算公式估算。研究結果可為海上生產現場分離器的防晃設計提供技術參考。

三相重力分離器；相似性分析；晃蕩試驗；內構件；油水界面共振

中圖分類號：TE868

文獻標識碼：A

DOI： 10.16082/j.cnki.issn.1001-4578.2024.12.008

基金項目：國家自然科學基金面上項目“三相分離器內油水兩相重力沉降機制與電場破乳協同分離性能研究”（52274059）；中海油研究總院2021年度重點實驗室自主研究課題“浮式生產裝置分離器內部晃蕩對性能影響及抑制措施研究”（2021KY-GC03-01）。

Experimental Study on Sloshing of Offshore Three-Phase Gravity Separator

Zheng Xiaopeng1" Zhang Ming1" Lei Junyong2" Chen Jiaqing2" Bi Xiaopeng2" Wang Chunsheng1

（1.CNOOC Research Institute Co.，Ltd.；2.School of Mechanical Engineering，Beijing Institute of Petrochemical Technology）

The sway of offshore FPSO causes fluid level of oil-gas-water three-phase gravity separator to slosh，which deteriorates the oil-water separation effect.Installing anti-sloshing baffle in the separator can suppress sloshing，but there is currently no clear design method for determining the spacing between anti-sloshing baffles.In this paper，based on the similarity theory，by means of 1∶9 model separator test，the suppression and influence process of the anti-sloshing baffles and internal components on the sloshing of the separator was studied.The results show that when the spacing between internal components such as anti-sloshing baffle，coalescing plate，uniform flow plate and weir plate changes，it can weaken the interface resonance formed by external excitation of FPSO.The resonance between the oil/water contact and external excitation is the main form of liquid sloshing inside the separator.The internal component and coalescing plate with various open porous textures can weaken the amplitude of interface sloshing.The natural period of the liquid area interface between the coalescence plate，uniform flow plate，anti-sloshing baffle and weir plate can be estimated using a cylindrical container calculation formula based on linear theory.The study results provide reference for the anti-sloshing design of separators at offshore production sites.

three-phase gravity separator；similarity analysis；sloshing test；internal component；oil/water contact resonance

0" 引" 言

海上三相重力分離器（以下簡稱分離器）部分充滿液體時受到外力激勵，當激勵與固有頻率（或周期）接近時，容器內液體產生劇烈共振晃動，此時，與非共振工況相比，液面（界面）振幅急劇增加，此即晃蕩（Sloshing）［1］。海上浮式生產儲卸油裝置FPSO（Floating Production Storage and Offloading）搖擺造成的分離器內液體晃蕩惡化了油水分離效果，引起產品不達標、液位紊亂、調節閥失效，甚至液位高高或低低關斷［2］。國內外油氣公司針對分離器晃蕩抑制的基本思路［2-5］是在分離器內設置垂直軸向的開孔防晃板，對液面晃動產生阻尼，降低液面波動。調整防晃板軸向間距，可一定程度改變容器內液體區固有振動頻率、避開激勵頻率，從而削弱液面的大幅波動。

鄭曉鵬，等：海上三相重力分離器晃蕩試驗研究

著眼于分離器內液體晃蕩以及防晃板間距確定等問題，目前研究可分2類。第一類以各石油公司為代表，著重解決具體生產問題［6-13］。當業主給定分離器當地振動譜后，設計人員需確定防晃板具體位置，一般按簡化理論模型［1］結合經驗確定基本尺寸，用計算流體動力學CFD（Computational Fluid Dynamics）方法校驗初步設計，然后進行數次試驗以確定防晃板優選位置。近期，斯倫貝謝公司則完全基于CFD方法，使用人工神經網絡方法預測晃蕩過程［10］。第二類以各研究機構為代表，重點在于CFD方法［14-17］，采用小尺寸分離器或矩形容器進行模型試驗，以此校驗各種先進CFD方法，然后用校驗后的CFD方法計算實際尺寸分離器。

簡化理論模型、CFD處理對象與實際分離器存在結構與工況差異。本文按南海某FPSO所用分離器1∶9縮小后模型進行晃蕩試驗，模型內部主要結構與現場分離器保持一致，以考察簡化理論模型適用性，為生產現場分離器的防晃設計提供參考。

1" 相似性分析

對于分離器晃蕩過程，考慮既定工況下液體組成，液體區固有頻率是系統固有的一種屬性，與外部激勵無關，即在小角度晃蕩、不發生液面分離與破碎等情況下，無論外部激勵加速度與搖擺角度大小，系統發生共振的周期不改變。此點與小角度單擺的固有周期類似，單擺的運動并不影響單擺固有周期。盡管分離器內液體晃蕩是流動過程，但界面固有周期卻與流體流動無關，與產生阻尼的流體黏性無關。若不考慮流體的運動及其對固體壁面的作用力，相似分析中不應包含流體速度、黏度、外部激勵角度、加速度等參數。因此，相似性分析不應采用包含速度項的雷諾數（Re）或弗勞德數（Fr），這與通常的船舶模型或液貨艙試驗有些不同，這些場合一般總要保證Fr相同［1，18］。對分離器共振晃蕩系統進行量綱分析可知，若僅考慮液面固有周期及其影響因素，此物理系統共有8個獨立影響參數（見表1）。

系統涉及時間T，長度L和質量M共3個基本量綱，按量綱分析π理論，8個參數可組成5個獨立無量綱量，選用g、ρs和L為基本參數，5個無量綱量經推導為：無量綱直徑π1=D/L；無量綱總液高π2=（hy+hs）/L；無量綱油與水密度差π3=（ρs-ρy）/ρs；油與水高度之比π4=hy/hs；無量綱固有周期π5=T（g/L）0.5。其中，π1、π2和π4均為無量綱幾何量，模型試驗與現場工況之間較易保證相等。5個獨立無量綱量一般關系式為：

（π1，π2，π3，π4，π5）=0（1）

在模型試驗中，通過在油品中添加增重劑可實現無量綱密度差π3與現場具有相同數值，這樣，若晃蕩系統中4個無量綱量與現場相同，剩余1個無量綱固有周期π5在模型試驗與現場工況中將保持完全一致。從無量綱量相互關系來說，若上述相似性討論是適宜的，現場工況就是實驗室所進行的工況。無量綱固有周期不是實際固有周期，而是表征海上三相重力分離器共振晃蕩更本質的參數。

對于兩端為平面的臥式圓筒容器內兩層液體（見圖1），其中上部為氣體自由空間，在忽略黏度、不發生液面破碎等因素后，三維流體力學方程可簡化為求解特征值的數學問題，方程特征值為液體晃蕩各階頻率。文獻［1］采用類比方法得到此類容器液體固有頻率近似計算式：

aσm4+bσm2+c=0（2）

式中：a、b和c是由分離器幾何結構與流體物性參數所決定的方程系數；σm為不同振動模態的圓頻率，s-1;σm=2π/Tm;Tm為所要求解的晃蕩周期，s。

固有頻率數值為式（2）的解，2個實數解分別對應2個界面（氣-液液面、液-液界面）的固有頻率，其中，低頻對應液-液界面，高頻對應氣-液界面。

式（2）展開之后，取其1階模態，可證明其與式（1）形式一致。式（2）各變量經無量綱化處理之后，可得到與量綱分析一致的無量綱量。近似公式計算和量綱分析均為簡化理論分析，其中，近似公式在其適用范圍內可視為量綱分析具體表達式。在公式適用范圍之外，量綱分析仍有效，但缺乏具體計算式。式（2）推導采用簡化圓筒容器模型，對于含內構件實際分離器在各類工況下，其是否適用或適用范圍如何，猶未可知，故開展了如下試驗。

2" 臺架試驗

實驗室無法采用實際尺寸（4 000 mm×16 000 mm）進行試驗，須縮小后進行模型試驗。試驗采用三自由度（橫、縱和首搖）晃蕩試驗平臺（見圖2）模擬FPSO激勵。

模型分離器按現場分離器約1∶9比例縮小加工而成。圓柱段內徑430 mm，長1 824 mm；兩端為法蘭連接球形封頭。堰板高310 mm，與最近圓柱直邊段間距241 mm。試驗采用了2種開孔直徑的防晃板，10 mm均勻開孔防晃板開孔率為27.6%，25 mm為23.5%。均流板與10 mm開孔防晃板結構完全相同。防晃板、均流板與分離器下部器壁之間留有沖砂通道，間隙21.5 mm。聚結板（器）采用現場分離器所用開孔波紋板，厚100 mm，豎直布置，無沖砂通道。開孔板開孔直徑、聚結器板波紋間距等尺寸未按1∶9等比例縮小，按現場情況進行設置。若按1∶9比例縮小，其流通直徑與間隙非常小，流體黏性作用增加。流體黏性作為振動系統阻尼項會影響振幅而不影響系統固有周期。這里研究對象是液面共振周期，而非液面振動幅度，因此，試驗中應盡量減小流體黏性影響。

共進行了8組工況試驗，各工況參數如表2所示。8組工況可分為2類。第一類工況是無內構件分離器晃蕩試驗，采用2組總液位高度，分別模擬現場低液位工況與高液位工況，每一組總液位高度下，進行中、高油水界位試驗。第二類工況是有內構件分離器晃蕩試驗，在分離器內分別布置聚結板、防晃板和均流板，以研究內構件對晃蕩過程的影響。

試驗采用縱搖單頻正弦激勵，周期為3～20 s，激勵角度±2°，無首搖和橫搖。本試驗臺架可完成進料與油水分離狀態下晃蕩試驗。進料晃蕩試驗顯示，進料與否不影響系統共振頻率，因此，試驗過程中，油水進入分離器達到設定高度后，關閉進料，晃蕩試驗無進料。

試驗中對分離器進行視頻拍攝，截取視頻圖像進行油水界面識別及油層高度測量，獲得油層最大波動高度（見圖3），依據不同激勵周期下波動高度（幅值）所定義的油高偏差率來確定共振周期，以此確定油水界面固有周期。油高偏差率定義為：

油高偏差率=分離器晃蕩油層最大高度分離器靜止時油層高度-1×100%（3）

油高偏差率越大，表示油水界面波動越大。隨著激勵頻率變化，界面在某一頻率數值下發生突然增加的顯著波動，此時對應的周期即為共振周期。

試驗介質為水、白油和空氣，其密度分別為998.2、850與1.164 kg/m3，黏度分別為1.0×10-3、3.0×10-3與1.8×10-5 Pa·s。

3" 界面共振試驗結果

3.1" 無內構件與防晃板的分離器晃蕩試驗

圖4、圖5是工況1、2試驗結果，試驗參數見表2。這2種工況分別對應著高油水界位（至0.8D）和中油水界位（至0.5D），其中中油水界位接近生產狀態。

圖4中離散圓圈為試驗數據點，豎直虛線為依據堰板與封頭間距、工況和物性經由式（2）計算得到的理論共振周期。式（2）計算對象是兩端為豎直壁面圓筒形臥式容器，而試驗分離器一端是封頭，另一端是豎直堰板壁面，因此，需對封頭長度（深度）折算。堰板至封頭頂部總長為1 688 mm，封頭深度215 mm。折算方法按2個極端考慮，即圖4中2條豎直虛線代表考慮封頭全長和去掉封頭之后理論固有周期計算值，分別是14.2和12.4 s。圖4顯示，油層出現最大振幅對應的外部激勵周期處在13～14 s之間（試驗外部激勵周期最小間隔1 s，且均為整數）。固有周期試驗值落在2個理論固有周期值（12.4～14.2 s）之間。

圖4灰色區域是以14.2 s為中心，±20%（11.4～17.0 s）范圍內的共振影響區域。即，若激勵頻率處在此區域之外，界面不發生共振。若理論計算得到共振周期為14.2 s，試驗發生共振的激勵周期應落在11.4～17.0 s之間，試驗結果驗證了此論斷。因此，近似理論計算式（2）可用于估算一端帶有非平面封頭分離器內油水界面固有振動周期，但由于存在封頭折算問題，理論周期計算值是一區間而非單一數值。

圖5是分離器空桶低液位、中油水界位晃蕩試驗結果。該工況油水界位占總液位53%，接近海上分離器生產狀態時界位。從圖5可以看出，油水界位最大振幅對應激勵周期處在11～12 s之間。考慮封頭長度與否的理論固有周期范圍是10.6～12.1 s，固有周期試驗值落在2個理論固有周期之間。與對圖4工況的分析類似，對于圖5工況，若系統固有周期可用式（2）計算，那么，試驗應能觀察到，發生共振的周期處在理論固有周期12.1 s的±20%范圍內，即9.7～14.5 s之間。試驗測量共振周期為11～12 s，符合要求。

總液位高度增加后，試驗結果如圖6、圖7所示。圖6、圖7工況的高液位（至280 mm）對應分離器生產狀態時同比例縮小的液位高度。從圖6、圖7可看出，高液位下2種油高占比，其試驗共振周期均落在理論固有周期±20%范圍內，且非常接近理論值，此理論值按考慮封頭全長進行計算。

系列試驗結果顯示，在空桶試驗周期范圍（3～20 s）內，油氣液面未發生隨激勵頻率改變而突然出現大幅度波動的現象；但激勵頻率接近某一數值時，油水界面發生突然增加的顯著波動，即發生外部激勵與界面本身之間的共振。

圖8給出對應圖7工況在6～15 s外部激勵周期下，分離器液面/界面圖像。從圖8可以看出：無論激勵周期如何，油氣液面在晃動過程中始終呈現為平面，油水界面在6與15 s激勵周期下，也幾乎呈現為平面；6 s激勵周期下的油層高度最大波動由靜止時134 mm變化到170 mm，油高偏差率為26.2%，15 s激勵周期下油層高度和油高偏差率對應數值分別為163 mm和21.0%，2種激勵周期下油層高度波動較小，其數值變化主要由平臺搖擺傾斜所致；而在11 s激勵周期下，油層高度最大波動由靜止時134 mm變化到236 mm，油高偏差率高達75.2%，界面呈現出典型臺階水躍波動狀態，此時，油水界面發生共振。

6-15 s external excitation cycles〗

上述試驗表明，當激勵頻率較低（激勵周期較長）時，油水界面共振是分離器內部晃蕩主要形式，當把模型試驗結果推廣至現場實際尺寸分離器時，若油、氣液面固有振動周期遠小于當地分離器響應主周期，油、氣液面在生產過程不產生顯著波動，此結論與文獻［9］對現場分離器進行的研究結果相同。此外，試驗結果還顯示，在考慮封頭與堰板之間的距離折算后，基于線性理論的圓筒形容器計算式（2）可用于估算分離器內界面固有頻率。

3.2" 聚結板、防晃板與均流板晃蕩試驗

圖9是安裝聚結板之后分離器晃蕩試驗結果。該試驗中聚結板為海上平臺現場使用的波紋板式聚結板，圖9中給出聚結板照片及安裝位置示意圖。詳細參數見表2。

分離器內流體在縱搖激勵下，會產生穿越往返聚結板的流動，此流動受阻進而影響界面波動。流動受限會減弱界面波動并影響分離器內的流動，但試驗表明，這種減弱僅降低界面波動幅度，不影響共振周期。對穿孔板形成的阻尼，依賴于開孔面積，被分隔流體區域的固有周期與未分隔相比，有一定程度變化［1］。更早期的矩形容器安裝穿孔板所進行的系統性試驗也表明了這一點［3］。

若將聚結板靠近堰板一側平面視為固體平面，則堰板與聚結板間距為1 236 mm，據此進行計算得到的油水界面固有周期為8.1 s。與前述空桶封頭工況不同，此時不存在封頭深度折算問題，但非封閉平面是否能應用本文理論計算公式需要進行驗證。

從圖9的4～11 s間隔1 s的連續激勵周期測量數據可看出，只有激勵周期處在8.1 s的±20%以內，界面才出現顯著波動，尤其是大于1.2倍共振周期之后，界面波動顯著下降。在8 s激勵周期時出現最大油高偏差，此時，可認為發生了界面共振，共振頻率與8.1 s的理論值相差-1.2%。聚結板對界面晃蕩的減弱幅度與無聚結板的空桶分離器（工況4）相比，油高偏差率從75.2%降至67.3%，有一定改善。

從上述試驗結果來看，分離器內聚結板的晃蕩抑制作用與防晃板類似，即可改變液體區的共振頻率并減弱晃蕩波幅，此時，可采用式（2）計算聚結板與壁面之間液體的固有周期，聚結板沿分離器軸向的外沿可視為固體平面。

圖10為安裝10 mm防晃板后分離器晃蕩試驗結果。防晃板安裝在分離器中部，隔離出2個液體區，一個是堰板與防晃板之間液體區，另一個是入口側防晃板與封頭之間的液體區。堰板與防晃板間距665 mm，防晃板與封頭間距999 mm。2個分區固有周期按式（2）計算分別為6.6和4.4 s。最大油高偏差率分別出現在6.5和4.0 s，試驗值與理論值接近。但對于堰板側，在低固有周期激勵時，上部油氣液面出現大幅波動并產生破碎，此時，式（2）計算結果出現較大誤差。在3～20 s的激勵試驗中，堰板側出現2個油高偏差率波峰，在9 s處還出現一個波谷。工況6、7、8（見圖10、圖11、圖12）的堰板側晃蕩試驗結果均存在類似現象，給界面固有周期確定帶來困難，這可能與油氣界面波動有關，文獻［19］采用矩形容器3層液體晃蕩試驗也展現了不同界面層之間的相互干擾，其中機制有待后續進行研究。晃蕩試驗平臺最低搖擺周期為3 s，沒有進行低于3 s的試驗。

與空桶和聚結板試驗得到的結論類似，式（2）可用于估算安裝有防晃板的分離器油水界面固有周期，此時，防晃板可視為固體實心壁面。但當液體區域長度方向減小，油水界面與油氣液面的固有周期均減小，從而導致2個固有周期數值接近時，油氣界面的大幅度波動對油水界面造成擾動，此時，采用式（2）計算油水界面固有周期存在較大誤差。

從圖10與圖9、圖7的對比可看出，圖10工況2個區域的最大油高偏差率均顯著小于分離器在空桶和安裝聚結板之后的工況。隨著獨立液體區長度的增加，即便很小的搖擺角度（例如1°），界面晃蕩產生的最大振幅也將顯著升高。這一點在現場分離器長達10 m左右的獨立液體區體現得尤為明顯［7，9］。

圖11給出25 mm防晃板試驗數據，除了開孔直徑由10 mm增加到25 mm之外，圖11與圖10的試驗工況全部相同。圖11試驗結果顯示，防晃板隔開的2個液體區域的最大油高偏差率分別出現在7和4 s。試驗值與理論值接近，低固有周期激勵時，二者誤差較大。計算理論固有周期時，25 mm防晃板同樣可視為固體壁面。與10 mm防晃板晃蕩試驗相比，25 mm防晃板工況下的最大油高偏差率由54.6%降低為30.4%，即大孔導致界面共振時的波幅減小。目前國際油公司的防晃板推薦開孔尺寸為25 mm左右［19］。

圖12是在25 mm防晃板基礎上，在入口側安裝10 mm均流板后試驗結果。此布置接近現場分離器生產時安裝結構，可模擬現場安裝多個防晃板之后，2塊防晃板之間液體振動工況。若在均流板之后加裝聚結板，試驗模型則可基本保留現場分離器內主體結構單元。

圖12工況入口側液體區域兩端均是開孔防晃板，沒有固體壁面，若把兩端開孔板均視為固體壁面，理論固有周期值為5.6 s。圖12中實線為入口側液體區域晃蕩測量數據。油高偏差率在6 s激勵周期下獲得最大值。試驗共振周期接近理論共振周期，式（2）可用于兩端均為開孔板的情況。

3.3" 試驗結果討論

綜合上述試驗結果，針對分離器內的完整結構，即沿著油水混合物流向依次安裝的均流板、聚結器、防晃板和堰板，式（2）可用于各內構件間液體區域油水界面固有周期計算，但對于小于5 s的固有周期，晃蕩試驗顯示其誤差較大。這可能是由于在高頻激勵振動下，液面響應不僅體現于1階模態，其他各階模態響應數值也不可忽略［20］。本研究也采用CFD對上述各試驗進行了數值研究，結果顯示，在小于5 s的較小固有周期激勵時，式（2）與數值計算結果之間也出現較大差異。此外，若油水界位過低，即總液面高度與分離器直徑之比較小，公式計算誤差也會顯著增大，但現場分離器較少在淺水工況下操作。

針對圓筒分離器多層液體晃蕩試驗的報道較少，僅有的一些分離器模型試驗也是為校驗CFD方法之用［9-10］，系統性試驗未見報道。文獻［1］給出固有周期理論計算近似公式，但未給出試驗結果，也未見關于此公式適用條件與范圍的文獻報道。此外，推導此公式使用的模型是類似于汽車罐車那種兩端為平板的圓筒形容器。而對穿孔防晃板、波紋板聚結器或其他內構件能否被視為平板帶入公式計算，低液（界）位與高液（界）位能否適用此公式，高頻與低頻激勵能否適用等問題未涉及。本文試驗結果表明：現場使用的波紋板聚結器可視為平板帶入公式計算得到共振頻率，這一點與現場多年防晃工作經驗相符。在平臺現場，波紋板聚結器被視為一種防晃板。此外，在計算擋板之間的液體共振頻率時，2種開孔率的穿孔防晃板均可視為平板；對于小于5 s的較小固有周期，式（2）可能會存在較大誤差。低水位條件下，采用式（2）計算誤差較大。采用式（2）計算值在一定參數范圍內與試驗值接近，可作為晃蕩抑制的工程設計參考。各種分離器的尺寸與操作工況按式（1）進行無量綱化，再通過試驗、CFD或現場數據進行整理之后，即可獲得設計圖表，以供晃蕩抑制工作參考。

本文模型試驗與現場工況仍然存在較大差別。海上使用的三相重力分離器一般不存在連續、清晰油水界面，且此模糊界面隨流向其厚度不斷發生變化；FPSO對分離器的激勵是隨機多頻激勵，不存在單一頻率激勵工況；分離器內還存在著很多其他復雜內構件等。諸如此類的因素，均影響實際分離器在惡劣海況下的晃蕩過程。

對于上述第1個問題，即不清晰的油水界面，重力分離器作為生產平臺的第一級分離器，一般設計裕量較大，有時還作為段塞捕集器使用，因此，可在一定程度上認為，油水分離過程在分離器的前半段，甚至過了聚結器不久即已完成。本文結果可使用于后段具有清晰油水界面的工況。第2個問題是關于FPSO的隨機多頻激勵。對隨機激勵進行傅里葉分析后可得到1階、2階等主頻，不同頻率激勵所含能量不同，針對這些特定頻率的激勵，適用本文研究結果。至于分離器內存在的其他復雜內構件，若其橫截面積與分離器橫截面積之比較小，則可不予考慮，若較大，視具體情況再行分析。

總之，作為系列研究的第一步，本文給出保留現場分離器主要結構的單頻激勵試驗結果，結合簡化理論，給出油水界面固有周期計算方法及其適用范圍，為現場晃蕩抑制工作提供了一些理論與試驗基礎。

4" 結" 論

通過1∶9模型分離器試驗，研究了防晃板以及內構件對分離器晃蕩的抑制與影響過程，結合相似性理論分析得到如下結論。

（1）防晃板、聚結板、均流板、堰板等內構件之間的間距發生變化時，分離器內液體界面固有頻率隨之改變，從而削弱FPSO外部激勵形成的界面共振。

（2）油水界面與外部激勵之間的共振是南海平臺三相分離器內部液體晃蕩主要形式。

（3）各種開孔結構的內構件與聚結板可削弱界面晃蕩的振幅。

（4）聚結板、均流板、防晃板和堰板之間液體區域界面固有周期可用本文式（2）估算。若油氣界面與油水界面固有周期接近，不宜采用式（2）估算油水界面固有周期。

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通信作者：劉偉強，工程師。email：weiqiang.liu@jereh.cn。2024-06-30任" 武