被動式軸向旋流除氣裝置性能研究1)

張彥歡 劉 碩 楊 猛 , 許晶禹 ,)

*(中國科學院力學研究所，北京 100190)

?(中國石油大學（北京）石油工程學院，北京 102249)

**(中國科學院大學工程科學學院，北京 100049)

石油開發領域，油井采出液中的伴生氣不可避免[1]。分離出伴生氣是采出液預處理工藝流程中的第一步。當采出液中含較高比例的伴生氣時，往常采用重力式分離工藝。隨著石油開采逐漸走向深海，重力式分離工藝由于空間需求大和耐壓性差的弱點逐漸被管道式分離工藝替代[2]。對中高含氣率采出液，管式分離系統采用分支型管道進行預處理，獲得較為理想的氣液分離效果[3-5]。但是在應用于低含氣率采出液油井時，進一步壓縮管式分離系統的空間和重量，對海洋石油生產具有重要的經濟價值。

近年來，旋流分離技術已應用于采出液預處理和生產污水處理中[6]。借助被分離相間密度差和強旋流場，混合介質可在短距離內快速分離。目前，軸向啟旋被動式旋流分離裝置已被應用于氣液分離領域，先后出現了氣泡分離器、旋流除濕裝置等不同的氣液分離裝置，適用于熔鹽反應堆中的微量氣體分離和氣體除水[7-8]。相似背景的研究工作表明該種氣液分離理念具有較為寬廣的適應性，可結合不同來流氣液比進行優化，獲得較為理想的分離效果[7-9]。在石油生產領域，針對較低含氣率的采出液，本文提出了一種被動式軸向旋流除氣裝置。通過原尺度物理模型裝置進行了氣液分離特性測試，探究其除氣性能及分離效果，并研究其操控特性等。

1 除氣裝置設計方案

1.1 除氣裝置結構描述

被動式軸向旋流除氣裝置為一種基于旋流分離原理的管道式分離結構，如圖1(a)所示。該裝置由主體管道、啟旋導流片、相收集管道等組成。通過入口引入待處理混合流體，通過溢流口排出高含氣流體，通過底流口排出處理后的液體。測試采用的原型機入口管徑為Dinlet= 100 mm，底流口內徑為Dunderflow= 65 mm，溢流口內徑為Doverflow= 25 mm，主管總長Ltotal= 2.2 m，支管總長Lelbow= 0.6 m，支管在主管下游Lt=2 m處布置。啟旋導流片為固定式，如圖1(b)所示包含主軸和六個固定葉片，無動力部件。主軸長度lh= 250 mm，葉片長度lb= 110 mm，葉片周向旋轉角度α1= 60°，軸向旋轉角度α2=45°，厚度t= 5 mm。為便于觀測裝置內部相分布，整個裝置采用有機玻璃加工，部件間采用法蘭形式連接。

圖1 被動式軸向旋流除氣裝置結構示意圖Fig.1 The structural diagram of passive axial swirl degassing device

1.2 量綱分析

被動式軸向旋流除氣裝置的輸入操作參數主要為氣相入口流速vg，液相入口流速vl，氣相密度ρg，液相密度ρl，溢流口分流比γ，定義為

式中，Qm-overflow和Qm-inlet為溢流口和入口的混合流量。關注的輸出量為入口-溢流口壓降Pinlet-Poverflow、入口-底流口壓降Pinlet-Punderflow及分離效率η，即綜合考慮溢流口含氣率和攜帶液體量的無量綱數，定義為

式中，Cg-underflow和Cg-inlet為底流口和入口的含氣率，Ql-underflow為底流口液相流量，Ql-inlet為底流口入口流量。綜合考慮幾何尺寸，量綱分析如下：

? 入口管徑，Dinlet[L]；

? 底流口內徑，Dunderflow[L]；

? 溢流口內徑，Doverflow[L]；

? 主管總長，Ltotal[L]；

? 支管總長，Lelbow[L]；

? 支管在下游的位置，Lt[L]；

? 主軸長度，lh[L]；

? 葉片長度，lb[L]；

? 葉片周向旋轉角，α1；

? 葉片軸向旋轉角，α2；

? 葉片厚度，t[L]；

? 液相入口折算速度，vl[L.T-1]；

? 液相密度，ρl[M.L-3]；

? 液相黏度，μl[M.L-1T-1]；

? 氣相入口折算速度，vg[L.T-1]；

? 氣相密度，ρl[M.L-3]；

? 氣相黏度，液相黏度，μg[M.L-1T-1]；

? 溢流口分流比，γ；

? 入口-溢流口壓降，Pinlet-Poverlfow[M.L-1.T-2]；

? 入口-底流口壓降，Pinlet-Punderlfow[M.L-1.T-2]；

? 分流效率，η。

以入口表觀流速、入口管徑和液相密度對式（3）進行無量綱化，有

由于測試中儲氣裝置結構形式給定，且測試中采用的介質（空氣-水）給定，因此式（4）可簡化為

也即

式中，Rel為液相雷諾數，Reg為氣相雷諾數，Euinlet-overflow為入口-溢流口壓降歐拉數，Euinlet-underflow為入口-底流口壓降歐拉數。進一步將兩個歐拉數做比值，定義為ψ以探討出口壓力間的關系，得到

因此，需探討入口Rel和Reg，改變出口溢流口分流比γ對分離效果η及操作參數ψ的影響。通過試驗測試改變這些因素，探索除氣裝置性能，并將測試成果基于關鍵無量綱數推廣。

1.3 除氣特性測試方案

根據量綱分析結果開展測試，以水模擬液相，以空氣模擬氣相。圖2給出了測試循環流程，水罐中的水在離心泵驅動下經過渦輪流量計進入循環系統?？諝庾钥諌簷C儲氣罐流出，經過過濾器和浮子流量計進入主管路，與水相匯合。后經過靜態混合器摻混進入測試樣機。樣機入口設置壓力表，樣機的兩個出口分別設置閥門以調節各自的流量。同時，兩個出口設置了差壓傳感器測試壓差。此外，底流口設置了科式流量計測試流體的混合密度，進而獲得底流口含氣率。兩個出口的流體進入回收罐，其中的水相最終回到水罐，完成循環。

圖2 旋流除氣裝置性能測試流程圖Fig.2 The performance test process of passive axial swirl degassing device

測試方法方面，通過渦輪流量計（KEWill FE20）和浮子流量計（LZM-6T）測試入口的液相和氣相流量；采用壓力表（ROSEMONT 3051）測試入口壓力；采用差壓傳感器（ROSEMONT 3051）測試溢流口和底流口壓差；采用科式流量計（MicroMotion F050）測試底流口含氣率；通過高速攝像機觀測流場內部氣相分布變化。誤差精度方面，渦輪流量計誤差精度為0.1%，浮子流量計誤差精度為2.5%，差壓傳感器誤差精度為0.1%，科氏質量流量計最大和最小相對誤差分別為16.83%和-13.42%，平均相對誤差為0.82%[10]。

工況設置上，通過變頻器調控離心泵設置入口液相雷諾數Rel介于50 000～81 000，通過調控空壓機儲氣罐出口閥門使入口氣相雷諾數Reg介于300～600，使得入口含氣率介于5%～16%；給定入口條件下，調整樣機溢流口和底流口閥門開度，以控制溢流口分流比介于10%～45%。

2 測試結果分析

2.1 流場氣相分布

除氣裝置內的相收集是液體除氣的先決條件，研究中首先觀測裝置內流場氣相分布。通過圖3可以看到旋流場內形成了穩定的氣芯，氣芯連通至下游相收集管內，通過相收集管引出，從而完成除氣任務。從圖3中還可以發現，當入口條件固定時，逐漸增加分流比，氣芯逐漸壓縮變細。從最初與相收集管道直徑接近，縮小至原尺寸的1/4。這是由于隨著分流比增加，更多比例的混合流體從溢流口流出。這種情況下，溢流口壓力逐漸降低，底流口壓力增加，更多液相跟隨氣體從底流口流出。由于液相密度遠大于氣相，液相擠壓導致氣芯變細，因此出現了圖3中的現象。

圖3 給定入口條件（Rel = 57 233，Reg = 306）下氣柱尺寸隨分流比變化Fig.3 The size of gas column varies with split ratio under given inlet conditions（Rel = 57 233，Reg = 306）

當分流比和入口氣相雷諾數固定時，圖4給出了裝置內部氣芯尺寸隨入口液相雷諾數的變化。從圖中可以看到，當入口液相雷諾數從46 634逐漸增加到82 670時，氣芯尺寸同樣出現了明顯減小。在該種條件下，流場中的唯一變量為液相速度。在我們以往的研究工作中，氣液兩相旋流場中的壓力受液相入口速度影響[11]。當入口液相雷諾數增加時，旋流場徑向近壁面和近中心的壓差更大。在更大的壓力梯度下，由于氣體密度遠小于液體，相交界面向旋流場中心移動，導致氣芯尺寸減小，因此出現了圖4中的現象。

圖4 給定分流比（γ = 31.0%）和入口氣相雷諾數（Reg = 638）下氣柱尺寸隨入口液相雷諾數變化Fig.4 The size of gas column varies with inlet liquid Reynolds number under given split ratio（γ = 31.0%）and inlet gas Reynolds number（Reg = 638）

2.2 底流口含氣率變化

底流口含氣率是考察除氣裝置效果的一個重要指標。圖5給出了兩種不同入口氣相雷諾數（306和638）條件下底流口含水率的變化。由于不同分流比獲得的底流口含氣率可能會有較大差距，因此圖5中的縱坐標采用對數坐標系。從圖中可以看到，給定Rel，隨著分流比增加，底流口含氣率逐漸減小。由2.1節分析可知，隨著分流比增加，氣芯逐漸變細，因此繞過相收集管道入口而進入底流口的氣相越來越少。隨著分流比增加，底流口含氣率越來越小。當分流比超過某一臨界值時，氣芯尺寸小于相收集管，大部分氣芯經過溢流口流出，因此底流口含氣率基本趨于0。從圖5中可以看到，在各種入口條件下，5%～16%含氣率的混合液經過除氣裝置處理后，含氣率可以低于1%。同時當Rel不同時，相同分流比得到的底流口含氣率略有不同。Rel越大，整體來說底流口含氣率越小，與2.1節中的分析相符。這是因為Rel越大，旋流場徑向壓差越大，氣芯尺寸越小，遺留在流場中的氣相經底流口流出的量越少，因此底流口含氣率越低。對比圖5(a)和圖5(b)可以看到，當Reg較小時，使出口含氣率低于0.1%所需的分流比更小。由于給定Rel，旋流場徑向壓差接近。當Reg較大時，入口含氣率較高，氣芯更粗，更多的殘余氣體經過底流口流出，需更大分流比減小氣芯尺寸，因此達到相同底流口含氣率所需的分流比更大。

圖5 底流口含氣率隨分流比變化Fig.5 The gas holdup of underflow varies with the split ratio

2.3 除氣效率分析

通過上文分析可知，盡管氣芯尺寸隨分流比增加而減小，更有利于除氣，但當分流比過大時，除氣效果不再繼續改善，且會損失更多液體。為此，本文定義的除氣效率（式（2））綜合考慮了除氣比例和液體存留比例。圖6給出了兩種不同Reg條件下除氣效率隨分流比的變化?？梢婋S著分流比增加，除氣率出現一個最大值，后隨著分流比繼續增加，除氣率逐漸減小。出現這種趨勢與除氣率的定義有關。當分流比逐漸提高時，底流口含氣率逐漸降低，同時經過溢流口損失的液體也逐漸增加，兩者綜合作用使得除氣率提高。當分流比超過臨界值繼續增加，底流口含氣率保持極低不變，而溢流口損失的液體繼續增加，除氣率將因溢流口損失的液體增加而逐漸降低。因此，給定入口條件，存在分流比臨界值，使得底流口含氣率較低，同時溢流口損失液體最少，使得除氣效率達到95%。當超過臨界分流比時，除氣率隨分流比增加線性下降。

圖6 除氣效率隨分流比變化Fig.6 The degassing efficiency varies with the split ratio

圖7進一步對比了兩種Reg條件下下降段分流比和除氣效率的關系 。整體來說，給定Reg除氣率下降段線性關系較為明顯。這是由于分流比定義為溢流口混合流量與入口流量的比值，在測試中由于液相為連續相，且含液率較高，當分流比超過臨界值后，底流口含氣率接近零，降低百分比基本保持不變。此時繼續增加分流比，溢流口損失的液相基本成比例增加，在旋流強度足夠的前提下與入口液相雷諾數Rel關聯較小，因此線性化趨勢明顯。當對比兩個Reg除氣率下降段數據時，發現兩組線性化數據斜率相同，Reg較大對應的截距較大。這是由于Reg較大，入口含氣率較高，氣芯尺寸比較大，需要更高的分流比才能將氣芯削減至相收集管尺寸，實現較優的除氣效果。

圖7 入口氣相雷諾數對除氣效率的影響Fig.7 Effect of inlet gas Reynolds number on degassing efficiency

2.4 壓降特性分析

旋流器壓降特性表征能量損失，也與操作方案設定有關。本文通過定義無量綱壓降系數（式（3））表征壓降特性。該系數可定量表征入口-溢流口壓降與入口-底流口壓降的比值。圖8給出了不同Reg條件下壓降比ψ與分流比γ之間的變化關系。不難發現，ψ與γ存在著線性關系。隨分流比增加，壓降比線性增加，即入口-溢流口的壓降相對入口-底流口壓降成比例增加。造成這種現象是由于隨著ψ增加，溢流口相對底流口壓力降低，流體更易于向溢流口流動，因此分流比γ增加。由于測試中的入口含氣率介于5%～16%，液相為主導相，結合除氣裝置內部流場特征，因此壓降比整體隨分流比線性增加，即給定Reg，壓降比隨分流比線性增加。

圖8 壓降比隨分流比變化Fig.8 The pressure drop ratio varies with the split ratio

圖9給出了不同Reg條件下，壓降比隨分流比的變化。與2.3節分析類似，對給出的兩組Reg工況，壓降比-分流比線性關系的斜率相似，截距不同。當Reg較大時，壓降比-分流比線性關系的截距較小。相同分流比條件下，Reg較大，壓降比較小，即較高的入口含氣率對應的入口-溢流口相對壓降較小。這是由于給定分流比條件下，隨著入口含氣率增加，氣芯尺寸增加，溢流口含氣率提高。由于氣體密度遠小于液體，當含氣率高時，混合液流動產生的壓降更小。因此給定分流比，Reg較大時壓降比更小。因此，通過構建分流比與壓降之間的關系，可構建壓降與除氣效果間的關系，為除氣裝置操作方案設計提供理論基礎。

圖9 入口氣相雷諾數對壓降比的影響Fig.9 Effect of inlet gas Reynolds number on pressure drop ratio

3 結論

針對海上油田低含氣率采出液油井中的除氣作業需求，本文提出了一種被動式軸向旋流除氣裝置，并在多相流循環測試系統上對該種除氣裝置氣液分離特性開展了系統的測試工作，獲得結論如下。

（1）通過調整分流比，該種除氣裝置可將液體含氣率控制在0.1%以內。

（2）應合理調整分流比，使得降低采出液含氣率的同時不致損失過多采出液。

（3）基于測試中壓降比與分流比的線性關系，可通過壓力控制的方式調整分流比，近而改變除氣效果。

上述研究成果為進一步推廣管式氣液分離技術在海洋平臺上的應用及設計提供了幫助。