采出液含砂量對井下兩級串聯(lián)旋流器分離性能的影響

高 揚， 劉 合， 張 勇

( 1. 中國石油勘探開發(fā)研究院，北京 100083； 2. 東北石油大學(xué) 機械科學(xué)與工程學(xué)院，黑龍江 大慶 163318 )

0 引言

我國主力油田已進入高含水開發(fā)期，含水率多數(shù)超過90%。隨原油開采成本的日益增加，有些油井失去開采的價值[1-3]。同時，高含水采出液使人工舉升設(shè)備、集輸管線、地面處理設(shè)備及水處理系統(tǒng)等達到操作運行的設(shè)計極限[4-6]。井下油水分離及同井回注技術(shù)是對油井產(chǎn)出液在井下通過重力或機械方式進行油水分離，分離的水被直接注入油井的注水層，分離的富油流被舉升到地面[7-8]，一方面可以控制無效產(chǎn)液，減少油井產(chǎn)出液量，有效延長油田開發(fā)周期和提高采收率；另一方面，可以緩解后續(xù)水處理壓力，減少地面油氣集輸系統(tǒng)建設(shè)規(guī)模和數(shù)量，降低地面設(shè)備能耗水平和水處理成本[9-11]。井下油水分離及同井回注技術(shù)的核心是實現(xiàn)井下油水分離，其中雙泵抽吸式兩級串聯(lián)旋流分離器具有分離高效、穩(wěn)定、使用壽命長等特點。隨同井注采工藝的推廣，應(yīng)用井況條件漸趨復(fù)雜，多數(shù)井出現(xiàn)采出液攜砂現(xiàn)象，對雙泵抽吸式兩級串聯(lián)旋流系統(tǒng)分離性能產(chǎn)生影響。

以往的研究主要集中于旋流器自身匹配工藝設(shè)計[12-13]、結(jié)構(gòu)形式優(yōu)選[14-16]、液流通道設(shè)計[17]、操作參數(shù)對分離性能的影響，以及多參數(shù)優(yōu)化等[18]，有關(guān)采出液含砂量對井下旋流系統(tǒng)分離性能影響研究相對較少。筆者借助計算流體動力學(xué)軟件，采用數(shù)值模擬與實驗結(jié)合方法，分析采出液含砂量對井下雙泵抽吸式兩級串聯(lián)旋流系統(tǒng)分離性能的影響，為井下旋流分離系統(tǒng)設(shè)計及同井注采工藝應(yīng)用提供指導(dǎo)。

1 物理模型

井下兩級串聯(lián)旋流器流體域模型見圖1，整體分為一級旋流分離器、過渡段及二級旋流凈化器，通過過渡結(jié)構(gòu)將兩種不同形式的旋流器串聯(lián)起來。其中一級旋流分離器為軸向式入口，主要結(jié)構(gòu)及參數(shù)見圖2。二級旋流凈化器為切向式入口，主要結(jié)構(gòu)及參數(shù)見圖3。雙泵抽吸式兩級串聯(lián)旋流器主要結(jié)構(gòu)尺寸見表1。

圖1 兩級串聯(lián)旋流器結(jié)構(gòu)Fig.1 The structure of dual-stage tandem cyclone separator

圖2 一級旋流分離器結(jié)構(gòu)及主要參數(shù)Fig.2 The structure and main parameters of first cyclone separator

圖3 二級旋流凈化器結(jié)構(gòu)及主要參數(shù)Fig.3 The structure and main parameters of second cyclone separator

一級旋流器二級旋流器旋流腔長度L159.0溢流管深度L412.0底流管長度L363.0主直徑D142.0溢流管直徑Du16.8內(nèi)錐底徑Dz111.0底流管直徑Dd121.0錐角β13.0葉片數(shù)N5.0出口面積S1250.0旋流腔長度L642.0溢流管深度L720.0底流管長度L8420.0主直徑D242.0溢流管直徑Du28.4小錐段直徑d20.0底流管直徑Dd210.0入口面積S252.0大錐角α20.0小錐角β22.0

2 數(shù)值模型

2.1 網(wǎng)格劃分

利用Gambit軟件建立幾何模型并完成網(wǎng)格劃分，為具有較高的計算精度，整體采用六面體網(wǎng)格進行劃分。同時，進行網(wǎng)格獨立性檢驗，以兩級串聯(lián)旋流器分離效率為指標，對串聯(lián)旋流器網(wǎng)格數(shù)分別為2.856 97×105、3.806 79×105、4.207 92×105、5.675 93×105、6.267 30×105的結(jié)構(gòu)進行數(shù)值分析，當網(wǎng)格數(shù)增加到4.207 92×105時，串聯(lián)旋流器分離效率不再隨網(wǎng)格數(shù)的增加而發(fā)生變化，因此選用網(wǎng)格數(shù)為4.207 92×105的模型進行數(shù)值分析。一級旋流分離器及二級旋流凈化器的網(wǎng)格劃分見圖4，網(wǎng)格有效率為100%。

圖4 兩級串聯(lián)旋流器網(wǎng)格劃分示意
Fig.4 Schematic diagram of grid division of dual-stage tandem hydrocyclone separator

2.2 邊界條件

模擬介質(zhì)為油、水、砂三相，連續(xù)相介質(zhì)為水，密度為998.2 kg/m3，黏度為1.000×10-3mPa·s；離散相介質(zhì)為油，密度為889.0 kg/m3，黏度為1.060 mPa·s；砂相密度為2 000.0 kg/m3，將利用馬爾文粒度儀測量的、現(xiàn)場采出液的砂相粒度中值300 μm作為模擬砂相粒徑，含砂量分別為0、0.008、0.010、0.020、0.040、0.060。入口邊界條件為速度入口(Velocity)，根據(jù)兩級旋流器處理量設(shè)計要求為4 m3/h；為保障兩種結(jié)構(gòu)處理量相同，出口邊界條件設(shè)置為自由出口(Outflow)，一級溢流分流比為20%，二級溢流分流比為15%，采用多相流混合模型(Mixture)進行油水兩相數(shù)值計算。選用壓力基準算法隱式求解器穩(wěn)態(tài)求解，湍流計算模型為雷諾應(yīng)力方程模型(RSM)，采用SIMPLEC算法進行速度壓力耦合，墻壁為無滑移邊界條件，動量、湍動能和湍流耗散率為二階迎風(fēng)離散格式，收斂精度設(shè)為10-7，壁面為不可滲漏，無滑移邊界條件。

3 計算模型

湍流的基本方程組包括連續(xù)性方程、雷諾方程、雷諾應(yīng)力方程、湍動能方程及湍動能耗散率方程等。

對于兩級串聯(lián)旋流器流場，采用雷諾應(yīng)力模型(RSM)對雷諾應(yīng)力進行處理。由于在雷諾方程中出現(xiàn)新的脈動速度的二階關(guān)聯(lián)項——雷諾應(yīng)力項，它與連續(xù)性方程不能封閉，需要選擇適當?shù)耐牧髂Ｐ褪狗匠探M封閉。

模型化的雷諾應(yīng)力方程為

(1)

式中：SK為用戶自定義的源項；Di,j為擴散項；Pi,j為應(yīng)力產(chǎn)生項；Gi,j為浮力產(chǎn)生項；φi,j為應(yīng)力應(yīng)變再分配項；ξi,j為離散項；Fi,j為旋轉(zhuǎn)系統(tǒng)產(chǎn)生項；k為流體介質(zhì)黏性系數(shù)；ρ為介質(zhì)密度；μ為介質(zhì)黏度。

模型化的湍動能方程為

(2)

式中：Mt為湍流馬赫數(shù)?；痉匠探M封閉，完成模型構(gòu)建[19-22]。

4 數(shù)值模擬結(jié)果

4.1 速度場分布

旋流器主要是在離心力的作用下使兩相密度不同介質(zhì)完成分離，因此速度場分布可以反映旋流器分離特性。含砂量為0～0.080時，對不同含砂量的兩級串聯(lián)旋流器速度場進行模擬，分析含砂量對一級旋流分離器、過渡段、二級旋流凈化器的切向、軸向、徑向速度的影響規(guī)律。

4.1.1 一級旋流分離器

按照截面選取方式(見圖1)，不同含砂量時S1截面的徑向速度分布見圖5。由圖5可以看出，由邊壁向軸心含砂量對徑向速度的影響逐漸減小，在邊壁附近隨含砂量的增加，徑向速度呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢。在半徑為20 mm內(nèi)，徑向速度受含砂量的變化影響較小。由于砂相為重質(zhì)相，在旋流分離過程中沿邊壁處向底流口方向運移，影響旋流器邊壁處流場的徑向速度分布。當含砂量為0時，流場徑向速度由邊壁向軸心運動；當含砂量逐漸增加時，邊壁處流場徑向速度逐漸減小并向相反方向運動。說明當含砂量較小時，液相運動不改變流場邊壁處運動方向；當含砂量增大到一定程度時，砂相在邊壁處徑向向外運動，徑向速度主要反映固相顆粒運動。

不同含砂量時S1截面的軸向速度和切向速度分布見圖6-7。由圖6-7可以看出，軸向及切向速度在S1截面呈對稱分布。軸向速度由邊壁向軸心先增大后減小，零軸向速度包絡(luò)面(LZVV)不隨含砂量的變化而改變。切向速度由邊壁到軸線先增大后減小，準自由渦與強制渦的分界面也未隨含砂量的變化而改變。因此，含砂量增大對一級旋流分離器S1截面的軸向速度和切向速度影響較小，幾乎不隨含砂量的變化而改變。

圖5 一級旋流分離器不同含砂量時S1截面的徑向速度

Fig.5 The radial velocity of S1cross section in the first cyclone separators with different sand content

圖6 一級旋流分離器不同含砂量時S1截面的軸向速度

Fig.6 The axial velocity of S1cross section in the first cyclone separators with different sand content

4.1.2 過渡段

一級旋流分離器與二級旋流凈化器的過渡結(jié)構(gòu)為狹長的環(huán)形通道，徑向及切向速度對混合液進入二級旋流器影響相對較小。按照截面選取方式(見圖1)，不同含砂量時S2截面的軸向速度見圖8。由圖8可以看出，在過渡結(jié)構(gòu)中隨含砂量的增加，軸向速度先增大后減小，當含砂量為0.010時，軸向速度達到最大；隨含砂量繼續(xù)增加，軸向速度逐漸減小。說明當含砂量小于0.010時，混合液含砂量可以增加軸向速度，有助于增加二級旋流凈化器的入口速度，從而增加二級旋流凈化器的分離效率。

圖7 一級旋流分離器不同含砂量時S1截面的切向速度

Fig.7 The tangential velocity of S1cross section in the first cyclone separators with different sand content

圖8 過渡段不同含砂量時S2截面的軸向速度

Fig.8 The radial velocity of S2cross section in the transition structure with different sand content

4.1.3 二級旋流凈化器

按照截面選取方式(見圖1)，不同含砂量時S3截面的徑向速度見圖9。由圖9可以看出，在二級旋流腔軸心附近及邊壁區(qū)域，徑向速度隨含砂量的增加而逐漸減?。辉诹鲌鲋虚g區(qū)域，徑向速度隨含砂量的增加而逐漸增大。在流場中間區(qū)域，砂相對流體起到一定的攜帶作用，加速由軸心向邊壁運動的速度；當流體運動到邊壁時，受固相顆粒的堆積影響，徑向速度減小。

不同含砂量時S3截面的軸向速度見圖10。由圖10可以看出，S3截面的軸向速度整體呈對稱分布，且在零軸速包絡(luò)面附近區(qū)域隨含砂量的增大，零軸速包絡(luò)面位置也隨之偏移；當含砂量增大到0.060時，軸向速度值始終不為零。

圖9 二級旋流凈化器不同含砂量時S3截面的徑向速度

Fig.9 The radial velocity of S3cross section in the second cyclone purifier with different sand content

圖10 二級旋流凈化器不同含砂量時S3截面的軸向速度

Fig.10 The axial velocity of S3cross section in the second cyclone purifier with different sand content

圖11 二級旋流凈化器不同含砂量時S3截面的切向速度Fig.11 The tangential velocity of S3 cross section in the second cyclone purifier with different sand content

不同含砂量時S3截面的切向速度見圖11。由圖11可以看出，S3截面只有邊壁處的切向速度隨含砂量的不同而變化，隨含砂量逐漸增加，邊壁處切向速度逐漸減小。砂相相對于液相跟隨性較差，在二級旋流凈化器S3截面邊壁處砂相堆積，流場整體切向速度有所降低。

4.2 濃度場分布

兩級串聯(lián)旋流器不同含砂量時砂相體積分數(shù)分布云圖見圖12。由圖12可以看出，砂相在一級旋流分離器內(nèi)附壁堆積效果較差，在二級旋流凈化器內(nèi)壁附壁堆積效果明顯。因此，一級旋流分離器速度場受砂相影響較小，二級旋流凈化器速度場受含砂量變化影響較大。

一級旋流分離器不同含砂量時油相體積分數(shù)分布云圖見圖13。由圖13可以看出，在一級旋流分離器內(nèi)含砂量對油相分布影響不大。一級溢流口不同含砂量時油相體積分數(shù)曲線見圖14。由圖14可以看出，含砂量對一級旋流分離器的分離性能影響較小，油相分布幾乎不隨含砂量變化而改變，與速度場規(guī)律一致。

圖12 兩級串聯(lián)旋流分離器不同含砂量時砂相體積分數(shù)分布云圖Fig.12 Sand volume fraction distribution cloud map of dual-stage tandem cyclone separators with different sand content

圖13 一級旋流分離器不同含砂量時油相體積分數(shù)分布云圖

圖14 一級溢流口不同含砂量時油相體積分數(shù)Fig.14 Oil volume fraction of first overflow with different sand content

二級旋流凈化器不同含砂量時油相體積分數(shù)分布云圖見圖15。二級溢流口不同含砂量時油相體積分數(shù)分布見圖16。由圖15-16可以看出，二級溢流口的濃度隨含砂量的增加而先增大后減小。當含砂量為0.010時，溢流口油相體積分數(shù)分布最大，二級旋流分離器的分離性能最佳；當含砂量繼續(xù)增加時，溢流口油相體積分數(shù)呈下降趨勢。

4.3 分離效率

對不同含砂量時的一級分離效率、二級分離效率及總分離效率進行計算(見圖17)。由圖17可以看出，隨含砂量逐漸增加，一級分離效率變化幅度較小，為90.00%～91.00%。二級分離效率變化幅度較大，當含砂量小于0.010時，隨含砂量增大而逐漸升高；在含砂量為0.010時達到最高(92.96%)；隨含砂量繼續(xù)增大，分離效率呈現(xiàn)下降趨勢。受二級分離效率影響，總分離效率在含砂量為0.010時，達到最高(99.67%)；隨含砂量繼續(xù)增加，總分離效率明顯降低；當含砂量大于0.010時，旋流器總分離效率小于99.00%，不能滿足井下分離精度要求，需要采取防砂措施。

圖15 二級旋流凈化器不同含砂量時油相體積分數(shù)分布云圖

圖16 二級溢流口處不同含砂量時油相體積分數(shù)分布

Fig.16 Oil volume fraction of second overflow with different sand content

圖17 兩級串聯(lián)旋流分離器不同含砂量時分離效率

Fig.17 Separation efficiency of dual-stage tandem cyclone separator with different sand content

5 實驗

加工兩級串聯(lián)旋流器樣機，開展分離效率實驗，實驗裝置及工藝見圖18。以現(xiàn)場收集的采出液為介質(zhì)，加入水、砂并在罐內(nèi)混合，按一定比例加入砂相，分別調(diào)配砂相體積分數(shù)與數(shù)值模擬參數(shù)相同；在混合罐內(nèi)加熱攪拌后，經(jīng)螺桿泵增壓泵入管匯，調(diào)整螺桿泵轉(zhuǎn)頻，根據(jù)入口電磁流量計讀數(shù)，將入口流量調(diào)至數(shù)值模擬流量4 m3/h；調(diào)整溢流口及底流口閥門，通過電磁流量計控制分流比與數(shù)值模擬參數(shù)相同；待流場穩(wěn)定后，在入口、底流口及溢流口分別接5組樣品。配比不同含砂量并重復(fù)實驗過程。

圖18 實驗裝置及工藝Fig.18 Experiment equipments and process

圖19 實驗樣機數(shù)值模擬與實驗分離效率Fig.19 Numerical simulation and separation efficiency of experimental prototype

測量每種工況下的5組樣品含油濃度并取平均值，按照文獻[23]方法計算分離效率，得出不同含砂量時的分離效率，與數(shù)值模擬結(jié)果進行對比(見圖19)。由圖19可以看出，不同含砂量時，數(shù)值模擬分離效率與實驗分離效率變化趨勢基本相同，呈先增大后減小趨勢。在含砂量達到0.01時，分離效率達到最大，為99.67%；隨含砂量的繼續(xù)增大，分離效率呈明顯下降趨勢。實驗結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果吻合，證明數(shù)值模擬結(jié)果的準確性。

6 結(jié)論

(1)設(shè)計一種兩級串聯(lián)旋流分離器，由一級旋流分離器、過渡結(jié)構(gòu)及二級旋流凈化器組成。含砂量的變化對一級旋流分離器的速度場、濃度場及分離效率影響較小，分離效率基本不隨含砂量的變化而改變。

(2)二級旋流凈化器的分離性能隨含砂量的增大呈先升高后降低的趨勢。當含砂量為0.010時，分離效率達到最高(為99.67%)；當含砂量繼續(xù)增大時，旋流器總效率低于99.00%，不滿足井下分離精度要求，需要采取防砂措施。

(3)過渡結(jié)構(gòu)的軸向速度隨含砂量的增加而逐漸增大，在一定范圍內(nèi)含砂量的增加可以增加流經(jīng)環(huán)形過渡結(jié)構(gòu)的液流。

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