黃 思，胡巖韜，官天日，傅 浩，潘自強(qiáng)

（1.華南理工大學(xué) 機(jī)械與汽車工程學(xué)院，廣州 510641；2.廣東管輔能源科技有限公司，廣州 510610）

0 引言

在油田開(kāi)采過(guò)程中，原油、伴生氣、采出水通常從油井同時(shí)產(chǎn)出，因此可使用一條管道將油氣水等介質(zhì)進(jìn)行混合輸送，從而提高油田開(kāi)發(fā)的經(jīng)濟(jì)效益，但實(shí)現(xiàn)油氣混合輸送技術(shù)的氣液混輸設(shè)備尚未發(fā)展成熟［1］。氣液混輸?shù)年P(guān)鍵設(shè)備是氣液混輸泵，目前的混輸泵主要有兩類，一類是雙螺桿泵［2-9］，另一類是軸流式螺旋葉片泵［10-21］；近年來(lái)國(guó)內(nèi)外研究人員對(duì)這2種類型的混輸泵在設(shè)計(jì)、性能分析等方面做了大量的工作，但由于氣液兩相之間的相互作用，氣液混輸泵內(nèi)部的流動(dòng)機(jī)理仍未明確，其普適性、穩(wěn)定性及運(yùn)行效率有待進(jìn)一步提高。

此外，官天日等［22］研發(fā)了一種雙腔式氣液混輸裝置，該裝置利用動(dòng)力泵對(duì)純液相進(jìn)行抽送，使得2個(gè)循環(huán)罐交替成為來(lái)流介質(zhì)的吸入腔和壓縮排出腔，從而實(shí)現(xiàn)氣液混合介質(zhì)的連續(xù)輸送。為掌握雙腔式氣液混輸裝置的流動(dòng)性能及其工作循環(huán)規(guī)律，本文選取一種雙腔式氣液混輸裝置作為研究對(duì)象，運(yùn)用FLUENT流動(dòng)計(jì)算軟件對(duì)該混輸裝置在設(shè)計(jì)工況下的流動(dòng)性能進(jìn)行計(jì)算分析，為雙腔式氣液混輸裝置的性能優(yōu)化提供理論依據(jù)，對(duì)提高油氣混輸設(shè)備的性能和效率提供新方法和新思路。

1 工作原理及現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)

如圖1所示，雙腔式氣液混輸裝置主要由循環(huán)罐、動(dòng)力泵、閥門(mén)及控制儀表等元件組成。循環(huán)罐和管道的結(jié)構(gòu)參數(shù)見(jiàn)表1。裝置運(yùn)行時(shí)，混合介質(zhì)通過(guò)裝置入口和單向閥組的限制流入罐1，動(dòng)力泵將動(dòng)力液（水）或液體介質(zhì)從罐1抽送到罐2，此時(shí)罐1和罐2分別是混合介質(zhì)的吸入腔和壓縮排出腔。當(dāng)罐2內(nèi)的液位足夠高使得罐內(nèi)壓力達(dá)到設(shè)置的上限時(shí)，裝置出口閥門(mén)打開(kāi)，罐2內(nèi)的混合介質(zhì)從裝置出口排出。當(dāng)罐1內(nèi)的液位降到設(shè)置的下限時(shí)，換向閥組自動(dòng)切換，混合介質(zhì)通過(guò)裝置入口流入罐2，此時(shí)罐1和罐2功能對(duì)調(diào)，分別變成混合介質(zhì)的壓縮排出腔和吸入腔。如此循環(huán)往復(fù)，最終實(shí)現(xiàn)氣液混合輸送。

表1 主要尺寸參數(shù)Tab.1 Main dimension parameters of the device mm

圖1 雙腔式氣液混輸裝置Fig.1 Double-chamber gas-liquid mixed transportation device

某油田現(xiàn)場(chǎng)的運(yùn)行工況為：來(lái)流介質(zhì)壓力ps=0.28 MPa，氣相體積分?jǐn)?shù)α=20%；出口壓力pd=0.83 MPa，動(dòng)力泵流量Qby=16 L/s。

2 數(shù)值計(jì)算方法

根據(jù)表1提供的循環(huán)罐及管道等尺寸，利用三維建模軟件Solidworks建立雙腔式氣液混輸裝置的三維模型，如圖2所示。對(duì)計(jì)算網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)，選取裝置出口的平均壓力從初始狀態(tài)達(dá)到設(shè)定值的時(shí)間間隔作為判斷網(wǎng)格無(wú)關(guān)性的指標(biāo)，由于在相同計(jì)算精度下，多面體網(wǎng)格的數(shù)量遠(yuǎn)少于四面體網(wǎng)格，故選取了6套不同密度的多面體網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算，如圖3所示。在綜合考慮計(jì)算成本和計(jì)算精度后，最終選取網(wǎng)格數(shù)為392 860、節(jié)點(diǎn)數(shù)為2 102 518的多面體網(wǎng)格作為后續(xù)計(jì)算的計(jì)算域網(wǎng)格，如圖4所示。

圖2 雙腔式氣液混輸裝置三維模型Fig.2 3D model of double-chamber gas-liquid mixed transportation device

圖3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)Fig.3 Grid independence test

圖4 計(jì)算域網(wǎng)格Fig.4 Computational domain grids

選取FLUENT計(jì)算流動(dòng)軟件中的VOF模型［23］分析計(jì)算裝置內(nèi)的三維氣液兩相流場(chǎng)，選用RNG k-ε雙方程湍流模型［24］。設(shè)置空氣（理想氣體）為主相，水為次相，相變忽略不計(jì)。按實(shí)際情況設(shè)置重力加速度（9.81 m/s2）方向，環(huán)境壓力為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓（101 325 Pa），環(huán)境溫度為15 ℃。

在計(jì)算域邊界條件方面，裝置入口設(shè)為壓力入口，來(lái)流介質(zhì)溫度為48 ℃；裝置出口設(shè)為壓力出口。為了簡(jiǎn)化計(jì)算，本文未對(duì)動(dòng)力泵的內(nèi)部三維流場(chǎng)進(jìn)行模擬，通過(guò)在與動(dòng)力泵相連的管道處設(shè)置邊界條件（泵的流量及壓力）來(lái)等效動(dòng)力泵的作用，即動(dòng)力液進(jìn)出口流量按質(zhì)量流量值給定。單向閥及換向閥組按流程要求設(shè)置為壁面或內(nèi)部聯(lián)通面，當(dāng)循環(huán)罐內(nèi)液位降到約為25%時(shí)，通過(guò)Execute Commands功能執(zhí)行TUI指令實(shí)現(xiàn)吸入腔和壓縮排出腔的功能切換。求解器采用PISO算法，連續(xù)方程和動(dòng)量方程采用二階迎風(fēng)離散格式，兩相體積分?jǐn)?shù)采用Geo-Reconstruct格式，時(shí)間離散采用一階隱式格式，計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)Δt=0.001 s。

為了驗(yàn)證上述計(jì)算方法的有效性，表2給出了該裝置在現(xiàn)場(chǎng)工作時(shí)，實(shí)測(cè)采集到的進(jìn)、出口壓差、流量及閥門(mén)切換時(shí)間的平均值與計(jì)算結(jié)果的對(duì)比。其中，產(chǎn)氣量按標(biāo)況時(shí)的體積流量換算?？梢钥闯?，計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)誤差在合理范圍內(nèi)，故本文計(jì)算方法和結(jié)果是可靠的。

表2 混輸裝置實(shí)測(cè)與計(jì)算結(jié)果對(duì)比Tab.2 Comparison of measured and calculated results of gas-liquid mixed transportation device

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 液位和氣液兩相分布

計(jì)算得到了不同液位時(shí)氣相體積分?jǐn)?shù)的分布情況，如圖5所示。

圖5 不同液位下裝置內(nèi)氣相體積分?jǐn)?shù)分布Fig.5 Gas volume fraction distribution in the device under different liquid levels

計(jì)算初始狀態(tài)為兩循環(huán)罐內(nèi)充滿液體，管道內(nèi)充滿氣體，如圖5（a）所示。裝置開(kāi)始運(yùn)行后，氣液混合介質(zhì)按設(shè)計(jì)工況通過(guò)入口進(jìn)入裝置，因重力的作用在罐1內(nèi)形成氣液分離，如圖5（b）所示，并使得動(dòng)力泵入口不夾帶有氣相成分。由于罐1內(nèi)液體不斷地向罐2輸送，使得罐1內(nèi)液位進(jìn)一步下降，如圖5（c）所示。當(dāng)罐1內(nèi)液位降到設(shè)置的下限時(shí)，換向閥組自動(dòng)切換。切換后氣液混合介質(zhì)由裝置入口進(jìn)入罐2并形成氣液分離，罐2內(nèi)液體經(jīng)過(guò)動(dòng)力泵增壓后進(jìn)入罐1，再由罐1頂部將壓縮后的混合介質(zhì)沿出口管道排出裝置（見(jiàn)圖5（d）～（f））。

圖6示出2個(gè)罐內(nèi)相對(duì)液位高H*隨時(shí)間的變化規(guī)律，相對(duì)液位高H*定義為：

圖6 罐內(nèi)液位隨時(shí)間的變化Fig.6 Variation of liquid level in two tanks with time

式中，Hl為罐內(nèi)液位高度，m；H為罐高度，m。

從圖中可見(jiàn)，2個(gè)罐內(nèi)液位升降呈周期性交替變化，液位下降和上升的時(shí)間分別為T(mén)1和T2，可分別按下式計(jì)算：

式中，Ve為罐內(nèi)除去液位下限后的有效充液體積，L。

由上式可以看出，液位下降或上升的時(shí)間與入口含氣率α、動(dòng)力泵流量Qby和循環(huán)罐尺寸有關(guān)。

開(kāi)始階段由于動(dòng)力泵從罐1向罐2輸液，使得罐1內(nèi)液位不斷下降，罐2液位維持滿罐狀態(tài)。隨著氣液混合介質(zhì)進(jìn)入罐1后，罐1內(nèi)的液體得到一定補(bǔ)充，故液位下降時(shí)間T1受到裝置入口含氣率α的影響，其液位下降速度減慢并維持該下降速度至H*=0.25左右，此時(shí)換向閥自動(dòng)切換，液體從罐2經(jīng)動(dòng)力泵輸送至罐1，由于罐1與罐2尺寸相同，相對(duì)于液位下降時(shí)間T1，液位上升時(shí)間T2長(zhǎng)短只受到動(dòng)力泵流量Qby的影響，使得罐1內(nèi)液位在較短的時(shí)間內(nèi)上升至滿罐，當(dāng)罐2內(nèi)液位逐漸下降至H*=0.25后，換向閥再次切換進(jìn)入下一工作循環(huán)。

3.2 壓力、溫度及流量變化規(guī)律

圖7示出罐內(nèi)氣液兩相介質(zhì)平均壓力隨時(shí)間的變化情況。

圖7 工作循環(huán)中罐內(nèi)平均壓力變化曲線Fig.7 Change curve of average pressure in tanks with time in the working cycle

從圖中可以看出，氣相壓力與液相壓力大小和變化規(guī)律基本一致，裝置開(kāi)始工作時(shí)，氣液混合物從入口進(jìn)入裝置，此時(shí)由于罐2出口閥門(mén)處于關(guān)閉狀態(tài)，罐2內(nèi)介質(zhì)壓力不斷升高至設(shè)定值為0.83 MPa，罐1內(nèi)介質(zhì)壓力略有上升但基本與裝置入口壓力一致（0.28 MPa），此過(guò)程為“吸入過(guò)程”（對(duì)罐1而言，下同）。隨著閥門(mén)的切換，罐2內(nèi)壓力因入口閥門(mén)開(kāi)啟而急劇下降；罐1出口閥門(mén)關(guān)閉和動(dòng)力泵增壓作用使罐1內(nèi)介質(zhì)壓力不斷升高至設(shè)定值，此過(guò)程為“壓縮過(guò)程”；當(dāng)罐1內(nèi)壓力達(dá)到設(shè)定值后，閥門(mén)開(kāi)啟，罐1內(nèi)混合介質(zhì)維持設(shè)定壓力從裝置出口排出，此過(guò)程為“排出過(guò)程”。至此，罐1完成了1次工作循環(huán)，該工作循環(huán)包括了“吸入—壓縮—排出”3個(gè)過(guò)程。對(duì)照?qǐng)D4，5可以發(fā)現(xiàn)，裝置在正常工作狀態(tài)下,1次工作循環(huán)周期T是罐1和罐2的液位下降時(shí)間之和。其中吸入過(guò)程時(shí)間與罐1液位下降時(shí)間相等，壓縮過(guò)程和排出過(guò)程時(shí)間之和等于罐2液位下降時(shí)間。通常罐1和罐2規(guī)格尺寸相同，因此一次工作循環(huán)周期T為：

圖8示出1次工作循環(huán)中裝置內(nèi)壓力分布云圖。在圖8（a）吸入階段，罐1內(nèi)壓力與裝置入口管道壓力基本一致，而罐2與裝置出口管道的壓力一致。圖8（b）示出閥門(mén)切換后罐1壓縮階段的某一時(shí)刻，此時(shí)罐1內(nèi)壓力正逐漸升高但尚未達(dá)到設(shè)定值，罐2內(nèi)壓力和裝置入口管道壓力一致。在圖8（c）排出階段，罐1內(nèi)壓力已達(dá)到設(shè)定值且與裝置出口管道壓力一致，罐2內(nèi)壓力與裝置入口管道壓力一致。

圖8 工作循環(huán)中裝置內(nèi)壓力分布Fig.8 Pressure distribution in the device during a working cycle

圖9示出罐內(nèi)兩相介質(zhì)平均溫度隨時(shí)間的變化曲線。從圖中可見(jiàn)，氣相溫度與液相溫度大小和變化規(guī)律在吸入階段及排出階段基本一致，溫度維持在48 ℃左右。在壓縮階段，由于氣體被液體壓縮，導(dǎo)致氣體溫度升高，與入口最大溫差達(dá)23 ℃左右，此時(shí)罐內(nèi)液體與氣體發(fā)生熱量交換，使得液相溫度也有上升，但幅度較氣相小，最大溫差為6 ℃左右。

圖9 工作循環(huán)中罐內(nèi)平均溫度變化曲線Fig.9 Change curve of average temperature in tanks with time in the working cycle

圖10示出1次工作循環(huán)中裝置內(nèi)溫度分布云圖。由圖中可見(jiàn)，在吸入階段和排出階段，裝置內(nèi)介質(zhì)溫度維持在48 ℃左右，并無(wú)明顯波動(dòng)；在壓縮階段，溫度分布出現(xiàn)差異，主要因氣體受到壓縮使得溫度升高，且與液體發(fā)生熱量交換，溫度較高的地方主要出現(xiàn)在罐體上部及頂部管道氣相所在的區(qū)域。

圖10 工作循環(huán)中裝置內(nèi)溫度分布Fig.10 Temperature distribution in the device in a working cycle

圖11示出裝置出口流量隨時(shí)間的變化曲線。從圖中可見(jiàn)，在吸入階段和排出階段，裝置出口流量在Qp=17.3 L/s左右脈動(dòng)。但在壓縮階段，因排出壓力尚未達(dá)到設(shè)定值，在壓縮時(shí)間內(nèi)裝置出口閥門(mén)處于關(guān)閉狀態(tài)，因此壓縮過(guò)程的裝置出口流量Qp=0。

圖11 工作循環(huán)中裝置出口流量隨時(shí)間的變化曲線Fig.11 Change curve of outlet flow rate of the device with time in a working cycle

罐內(nèi)氣體壓縮過(guò)程的曲線如圖12所示。

圖12 罐內(nèi)氣體壓縮過(guò)程的曲線Fig.12 Curve of gas compression process in tank

為考察裝置氣體壓縮過(guò)程的一般規(guī)律，計(jì)算得到了壓縮過(guò)程中罐1內(nèi)氣體平均壓力p與平均密度ρ的關(guān)系，以及理想氣體的等溫過(guò)程和絕熱過(guò)程的理論變化曲線［25］。從圖12中可見(jiàn)，罐內(nèi)氣體壓縮過(guò)程中p-ρ曲線與等溫過(guò)程的p-ρ曲線相近，由于動(dòng)力液對(duì)氣體熱量的吸收和轉(zhuǎn)移，故在工程設(shè)計(jì)中，可將該裝置的氣體壓縮過(guò)程近似處理為等溫過(guò)程。文獻(xiàn)［26］中的氣體處理類似，即將氣體近似處理為等溫過(guò)程。

4 結(jié)論

（1）裝置運(yùn)行時(shí)，氣液混合介質(zhì)在循環(huán)罐內(nèi)因重力作用形成兩相分離，并使得動(dòng)力泵入口不夾帶有氣相成分。兩罐內(nèi)液位升降呈周期性交替變化，液位升降時(shí)間與入口含氣率α、動(dòng)力泵流量Qby和循環(huán)罐容積有關(guān)，可分別按式（2）（3）計(jì)算。

（2）裝置的一次工作循環(huán)可分為“吸入—壓縮—排出”3個(gè)過(guò)程，工作循環(huán)周期可按式（4）計(jì)算。裝置內(nèi)氣液兩相壓力大小和變化規(guī)律基本一致，作為吸入腔的罐內(nèi)壓力與裝置入口壓力基本一致，作為排出腔的罐內(nèi)壓力與裝置出口壓力基本一致。在壓縮階段，因裝置出口閥門(mén)處于關(guān)閉狀態(tài)使得出口流量為零，作為排出腔的循環(huán)罐處于壓縮狀態(tài)。

（3）在吸入和排出階段，氣液兩相溫度大小和變化基本一致，而在壓縮階段有明顯差異，最大溫差分別達(dá)到6，23 ℃。由于液體對(duì)氣體熱量的吸收和轉(zhuǎn)移作用，氣體的平均壓力與平均密度的變化關(guān)系與等溫壓縮過(guò)程相近，因此在工程設(shè)計(jì)中可將罐內(nèi)氣相的壓縮過(guò)程近似處理為等溫過(guò)程。

（4）對(duì)雙腔式氣液混輸裝置進(jìn)行了數(shù)值模型的建立，并基于CFD軟件對(duì)其進(jìn)行了瞬態(tài)數(shù)值模擬計(jì)算，得到了內(nèi)部流動(dòng)的相關(guān)規(guī)律，在此基礎(chǔ)上可對(duì)雙腔式氣液混輸裝置繼續(xù)展開(kāi)深入研究，探究不同工況及不同參數(shù)等對(duì)其流動(dòng)性能的影響，以進(jìn)一步提高油氣集輸設(shè)備的性能和效率。