生產參數對水力旋流器分離效果的影響

余 炯 ，馬 粵

（1.貴州大學 機械工程學院，貴陽 550025；2.中海石油（中國）有限公司 湛江分公司，廣東湛江 524057）

0 引言

旋流分離技術作為目前油水分離的關鍵技術之一，已經開始廣泛應用到海上油氣生產設施。主要運用旋流分離技術的水力旋流器，其結構緊湊，控制簡單，擴容改造方便，沒有動態設備，特別適合空間有限且要求防火防爆的海上油氣生產設施。

近年來CFD技術廣泛應用于各種油水分離設施的研究和設計，旋流分離技術發展迅速。袁智等［1］采用CFD軟件對旋流器的壓力場、速度場和分離介質的運動軌跡分布特征進行模擬。李朝陽等［2］采用VOF模型對螺旋管內固定進口速度的油水二相流進行數值模擬，得出相應的流場。王振波等［3］認為導致旋流場中油滴發生聚結破碎現象的內因為時均速度梯度引起的黏性剪切力和湍流流動引起的高剪切應力及湍動能。金向紅等［4］結合RSM湍流模型和DPM模型中的TAB液滴破碎判斷模型對軸流式氣液旋流分離器內的液滴運動進行數值計算。耿嘯等［5］利用PBM模型對高壓勻質過程中油相液滴破碎的行為進行了數值模擬。安杉等［6］采用標準的k-ε湍流模型和PBM并與實驗結果進行對比，考察油滴粒徑分布對T型管內油水分離效率的影響。邢雷等［7］采用PBM的方法對軸入導錐式水力旋流器內部油滴聚并破碎行為進行研究。劉楊等［8］認為影響旋流器分離效率的因素有結構參數、操作參數和物性參數，其中油水物性參數起決定性影響。

在FLUENT中采用標準k-ε模型模擬旋流管內的湍流場，通過UDF定義Mixture多相流模型中油相在湍流場中最大穩定直徑，分析含氣率、處理量、壓差比對分離效果的影響，從而優化現場生產參數，降低生產水中的含油濃度，減少污染物排放，為將來設備選型和優化提供參考。

1 數值計算模型

1.1 模型簡化及假設

含氣的油水分離過程屬于多相流動，為了方便運算，必須進行簡化和假設。

（1）水力旋流器位于氣液分離器下游，但仍有部分氣體進入油水分離器，考慮氣相的可壓縮性，其密度隨壓力變化按式（1）形式擬合。

根據氣樣化驗數據和PVT物性計算，工況范圍內 p0=1 200 kPa時，ρ0=11.33 kg/m3，n=1，常數a=0.010 2，b=-1.016 3。

（2）水力旋流器內的溫度恒定，油、氣、水三相密度和黏度也一定。在數值模擬中設定水為連續相，密度 1 000 kg/m3，動力黏度 0.001 Pa·s；油相密度 871 kg/m3，動力黏度 0.05 Pa·s；氣相動力黏度0.000 017 8 Pa·s。根據油樣化驗數據和PVT物性計算，油水界面張力σ=0.023 61 N/m。

（3）考慮油相液滴的聚結和破碎，油滴在湍流場中的穩定性主要取決于液滴的大小、相的物理化學性質、液滴的濃度以及局部能量的耗散。一個振蕩的液滴，表面經受剪切力、湍流速度和壓力的變化連續相湍流脈動引起液滴運動的能量，能夠彌補單個液滴和由于破碎而產生的2個或多個小液滴之間的表面能差，那么這個液滴將處于不穩定狀態，此時液滴直徑為最大穩定直徑。連續相湍流脈動引起液滴運動的能量EK與表面能ES的比值決定著液滴是否破碎，將比值定義為液滴的Weber數［9］，簡稱We數。對于理想的球形液滴，連續相湍流脈動引起液滴運動的能量公式：

式中 ρw——水相的密度，kg/m3；

d0——油滴在連續湍流場中的直徑，m；

液滴表面能公式：

式中 σ——油水界面表面張力，N/m。

當EK≥WecritES時，液滴將發生破碎現象［10］，故油滴在旋流場內的最大穩定直徑：

式中 domax——油滴在連續相湍流場中最大穩定直徑，m；

Wecrit——臨界韋伯數。

操作參數壓差比公式：

式中 PDR——操作參數壓差比；

pin——入口壓力，kPa；

po——溢流口壓力，kPa；

pw——水出口壓力，kPa。

1.2 控制方程

采用Mixture多相流模型結合標準k-ε湍流模型對流場進行模擬，其中連續性方程、動量方程、k方程、ε方程的通用控制方程如下：

式中 Φ——通用變量；

Γ——廣義擴散系數；

S——廣義源項。

其中混合密度公式：

式中 αw，αo，αg——水相、油相和氣相三相的體積分數；

ρw，ρo，ρg——水相、油相和氣相三相的密度，kg/m3。

表1 湍流通用控制方程中符號的表達形式Tab.1 Specific forms of the symbols in the general control equation of turbulent flow

注：μt-渦流黏度；μm-混合相的黏度；-體積力；GK-速度梯度引起的湍動能；Gb-浮力引起的湍動能；YM-流體壓縮性引起的湍動能。

混合相的黏度 μm：

渦流黏度 μt：

式中 v，u——平行、垂直于重力方向的速度分量。

文中常數σk=1，C2=1.9，C1ε=1.44.σε=1.3；Cμ=0.09。

次相的體積分數方程：

在湍流流場中其表達式：

其中，阻力系數fdrag的表達式：

式中 ηt——湍流擴散率。

常數σt=0.75，油滴直徑do通過UDF按式（5）定義。

1.3 幾何模型及網格劃分

該水力旋流器的關鍵部件為S31803型旋流管，由旋流腔、收縮腔、尾錐、尾管、底流口、溢流口等部分組成［11］。油水混合液由旋流腔上部兩側對稱分布的入口進入旋流管，形成螺旋流動，經收縮腔、尾錐兩級收縮，內部流體得到穩定的離心力場。油水混合液中重相水在離心力作用下被沿旋流管內壁從底流口排出，輕相油則向旋流管的中心聚集形成油柱從溢流口排出［12］。

收縮腔上端直徑44 mm，下端直徑30 mm，長58 mm。尾錐長191 mm，由30 mm縮小到底部出口的8 mm，尾管是長為809 mm的直管段，溢流口直徑為5 mm，結構尺寸如圖1所示。

圖1 旋流管幾何尺寸Fig.1 Geometry of the hydrocyclone

對水力旋流器內單根旋流管進行幾何建模，通過ICEM CFD軟件劃分非結化網格，邊界層設置在壁面上。由于網格密度對計算結果、精度和速度都存在影響，需要對整個計算域進行網格無關性分析［13-19］。將模擬結果與對應工況下，旋流器水出口含油量的現場取樣化驗值進行對比，驗證模型的正確性。網格單元數分別為26.7萬，37.4萬，48.1萬，53.4萬和64.1萬，工況為產油量383 m3/d、產水量3 615 m3/d、含氣率2%，對比結果如圖2所示。繼續將網格的加密至53.4萬，計算穩定收斂時，網格密度的增加不再影響結算結果，且與現場取樣化驗結果吻合較好，模擬結果能夠較為準確地反映旋流器內油、氣、水分離情況，因此選取網格數量為53.4萬的網格用于計算，旋流管內部流場網格劃分情況如圖3所示，網格質量符合要求。

圖2 網格數對仿真結果的影響與化驗結果對比Fig.2 The effect of grid density for simulation results and comparison with the assay results

圖3 旋流管內部流場網格劃分情況Fig.3 Mesh generation of internal flow field of the hydrocyclone

1.4 數值方法及邊界條件

旋流管兩側的進口為速度入口，設置入口流速以及油、氣、水各相比率；旋流管的油相出口和水相出口均設置為壓力出口邊界，油相出口為下海管，水相出口為下游的油水分離器，并通過其出口的調節閥來調節水流器的壓差比，對旋流器的處理效果和處理量進行控制［20］。數值模擬時通過對單根旋流管計算，乘以旋流管根數，得到油水分離器的處理量，該水力旋流器共有120根S31803型旋流管均勻分布在圓筒內部，因此每根旋流管的處理量等于總處理量除以120，且它們的入口壓力、水相出口壓力和油相出口壓力相等。選擇二階迎風格式對動量方程和湍動能k方程及湍動能耗散率ε方程進行離散，壓力速度耦合方式采用SIMPLE算法。由全局進行初始化開始迭代計算，監測計算過程各方程的殘差和水相出口油相體積分數，直至計算收斂。

2 模擬結果分析

2.1 壓差比對處理量和溢流比的影響

生產平臺各生產井產出的流體經過氣液分離后，液相進入水力旋流器，其處理量即為各生產井產液量的總和。在所有生產井全開的情況下，通過多相流量計測量可知，進入水力旋流器的油為383 m3/d，水為3 615 m3/d。圖4示出了在平臺在所有生產井生產的情況下，壓差比以及來液中氣體含量對水力旋流器處理量和溢流比的影響。圖5示出了含氣率為2%時，不同壓差比工況下，中心截面油相體積分數云圖。

圖4 不同含氣率與壓差比下的處理量和溢流比Fig.4 Treatment capacity，overflow ratio under different gas content and pressure difference ratio conditions

油相在向心加速度的作用下被擠在中心從溢流口流出，隨著壓差比的增高，水出口流量減小，溢流比增大。當來液中氣體含量為2%時，隨著壓差比從1.16增加到1.61，水出口流量從2 160 m3/d下降到1 949 m3/d，溢流比從0.46增加到0.51。當來液中氣體含量為6%時，壓差比從1.18增加到1.67，水出口流量從2 208 m3/d下降到1 980 m3/d，溢流比從0.48增加到0.53。

2.2 含氣率對水相出口含油率的影響

不同含氣率工況下，水力旋流器水相出口含油率隨壓差比的變化如圖6所示。當進液混合相中氣體含量較低時，可以發現氣體對處理效果無明顯影響。當進液混合相中不含氣體時，隨著壓差比從1.20增加到1.61時，水相出口含油率從309 mg/L降低到169 mg/L；當進液混合相中氣體含量為2%時，水相出口含油率于之前基本相同。當進液混合相中氣體含量為6%時，隨著壓差比從1.18增加到1.67，水相出口含油率從1 510 mg/L降低到764 mg/L，說明進液含氣率對水力旋流器水相出口含油率具有直接影響，含氣率越高，水出口含油率就越高，但在2%及以下對水出口含油率的影響效果甚微。

圖6 不同含氣率工況下水相出口含油率隨壓差比變化Fig.6 Variation of oil content at water outlet with different pressure difference ratio under different gas content conditions

圖7示出了在旋流器壓差比為1.6時，不同含氣率，湍流強度k沿著流線的分布情況。圖8和圖9分別示出了相應工況下收縮腔與尾錐交界的橫截面上，湍流強度k和流體的向心加速度沿徑向上的分布。該S31803型水力旋流管中，湍流強度最大的區域位于旋流腔上部以及收縮段與尾錐的交界處，隨著入口含氣率的上升，旋流管內各位置，尤其是油水分離的錐段處湍流強度有所增強，增大油滴破碎的機率。湍流強度越大，油滴的最大穩定直徑越小，大的油滴破碎成小的液滴使得油水分離的難度變大，越難實現高效分離。旋流管是依靠旋流產生的向心加速度來實現油水分離，而含氣率的增加并未顯著增加流體的向心加速度，由于氣體密度較低，在離心力的作用下，更容易被擠在中心區域從溢流口流出，從而占據油相溢流通道，油水分離區域則要向水出口方向徑向移動，從而影響油水分離效果。

圖7 不同含氣率湍流強度沿著流線上的分布云圖（PDR=1.61）Fig.7 Distribution nephogram of turbulence intensity along the flow line under different gas content（PDR=1.61）

圖8 不同含氣率收縮段與尾錐交界截面湍動能對比（PDR=1.61）Fig.8 Comparison of turbulent kinetic energy at the cross section of contraction segment and tail cone under different gas content（PDR=1.61）

圖9 不同含氣率收縮段與尾錐交界截面向心加速度對比（PDR=1.61）Fig.9 Comparison of centripetal acceleration at the cross section of contraction segment and tail cone under different gas content（PDR=1.61）

2.3 處理量對處理效果的影響

試驗采油平臺有8口生產井，6號井產液量最大，全開時產液量3 998 m3/d，產油量383 m3/d，含水率90.42%；當6號井關閉時，產液量降至3 137 m3/d，產油量316 m3/d，含水率89.93%。因此選擇6號井啟停作為變量。研究關停時現場水力旋流器的處理量、溢流比以及處理效果隨壓差比的變化情況，并與所有生產井全開的工況進行對比，通過現場試驗進行分析驗證。隨著壓差比從1.17增加到1.61，水出口流量從1 740 m3/d下降到1 574 m3/d，溢流比從0.45增加到0.50。入口含氣率為2%時，水相出口含油率從602 mg/L下降到323 mg/L。當6號井關停，處理量大幅下降時，處理效果明顯差于生產井全開，對比結果如圖10所示。

圖10 處理量、溢流比和處理效果隨壓差比的變化Fig.10 Changes of treatment capacity, overflow ratio and separation effect with pressure difference ratio

圖11，12分別示出了相應工況下收縮段與尾錐交界的橫截面上，向心加速度和湍流強度沿徑向上的分布情況。旋流管壁面上和中心處的切相速度均為0 m/s，湍流強度為0 m2/s2，中心到壁面之間切向速度和湍流強度先大幅上升后極速下降。生產井全部生產的工況下，產生的離心力的峰值可達1 067倍重力加速度，而湍流強度k的峰值則達到了5.52 m2/s2，6號井關停后處理量大幅下降，旋流管內的切向速度也大幅下降，向心加速度的峰值僅有658倍重力加速度，湍流強度大幅降低，峰值僅有2.95 m2/s2。結果表明，處理量低時產生的向心加速度也低，會影響處理效果，增大處理量產生的向心加速度增加，提高旋流分離性能，但同時也會增大油滴的破碎機率從而使分離效率降低。

圖11 不同處理量收縮段與尾錐交界截面向心加速度對比（PDR=1.61）Fig.11 Comparison of centripetal acceleration at the cross section of contraction segment and tail cone under different treatment capacity（PDR=1.61）

圖12 不同處理量收縮段與尾錐交界截面湍動能對比（PDR=1.61）Fig.12 Comparison of turbulent kinetic energy at the cross section of contraction segment and tail cone for different treatment capacity（PDR=1.61）

3 結論

該研究通過數值模擬的方法對S31803型旋流管組成的旋流器現場生產參數進行優化，在結構參數不變的情況下，發現壓差比、含氣率和處理量等生產參數對水相出口含油率的影響甚大。數值模擬和試驗數據吻合性較好，說明數值模擬符合實際情況。因此對于水力旋流器現場應用和研究具有重要的技術參考價值，其主要結論有以下幾點。

（1）壓差比是水力旋流器運行中最重要的操作參數，直接影響著旋流器的水相出口含油率和流量，在一定的操作范圍內增大壓差比可提高水相出口含油率，但也會減少水出口的流量，選擇壓差比在1.61時符合現場使用需要。

（2）含氣率在2%及以下對處理效果無明顯影響，到6%時水相出口含油率明顯變差，因為含氣率的增加并未顯著增加流體的向心加速度，氣體密度低更容易被擠在中心從溢流口流出，占據油相溢流通道，油水分離區域則要向水出口方向移動，從而影響油水分離效果。該結果表明上游氣液分離器的合理選型和控制對下游水力旋流器的處理效果影響甚大。

（3）處理量降低時產生的向心加速度會減小，油水分離效果變差，增大處理量時向心加速度增加，提高了旋流分離性能，但同時也會增大油滴的破碎機率從而使分離效率降低。