油井采出液管式旋流預分水設備的放大設計

孔暢言, 劉美麗， 陳家慶， 白春祿, 王強強， 彭世昌, 王春升， 張 明， 尚 超

(1.北京石油化工學院 機械工程學院，深水油氣管線關鍵技術與裝備北京市重點實驗室，北京 102617； 2.中海油研究總院有限責任公司，北京 100028)

隨著油田開發年限的不斷延長和水驅強化采油技術的普遍應用，不少國內外油田目前已進入高含水開采階段[1]。為了保持原油產量，往往不得不增大提液量，致使現有油氣集輸處理系統無法有效應對，甚至增加了無效加熱能耗[2]。在井下油-水分離系統(Downhole oil-water separation, DOWS)尚未大規模推廣應用之前，以旋流分離器為代表的旋流預分水技術因其具有高效緊湊、便于橇裝模塊化等優點，成為了油井采出液預分水設備的重要技術選擇方案[3-4]。近幾年，國外TechnipFMC公司、eProcess公司、ASCOM Separation公司等也相繼開發了預分水型水力旋流器，并開展了部分工程驗證試驗，相關結果匯總如表1所示[5-8]。

表1 軸向入口預分水型水力旋流器應用案例[5-8]Table 1 Application case of water pre-separation hydrocyclone with axial inlet[5-8]

國內最早于2004年出現了關于軸流式旋流油-水分離器的報道，隨后王振波等[9-10]對操作參數、葉片角度等進行了優選。蔣明虎團隊[11-12]于2013年借助計算流體動力學(Computational fluid dynamics, CFD)數值模擬方法開展了軸流式預分水型旋流器的設計研究，并進行了高含水來液工況下的室內試驗；之后Xu等[13]、邢雷等[14]分別考慮分水效率與油滴聚結效果對分離設備的影響，開展了預分水設備的性能提升研發工作。此外，中國科學院力學所、常州大學等單位也相繼開展了軸向入口預分水型水力旋流器的研究[15-17]。筆者所在的環保多相流高效分離技術與設備研究團隊也借助CFD數值模擬與室內試驗研究，以分水率與水出口含油濃度為技術指標，開展了處理量1.0 m3/h的管式旋流預分水設備研究，室內試驗效果良好[18]。

國內關于預分水型水力旋流器的研究主要以室內試驗與數值模擬研究為主，其中尺寸放大設計是制約旋流預分水設備走向大規模工程化應用的一個重要因素。旋流分離由于流動過程復雜，隨著旋流器半徑的增大內部往往會產生更多的渦旋流動。其次，流量的增大也會導致近壁處的湍動能與流場內動態壓力的增加，進而造成液滴破碎，分離效率降低[10]。根據分離過程中起主導作用的參數確定相似準則進行相似放大設計的方法，可降低尺寸放大效應并顯著減少設計工作量，得到了工程界的認可[19]。英國學者Smyth等[20]提出了水力旋流器特征無量綱數Hy的概念，基于放大前后兩者之間的流量特性關系，假定斯托克斯數Stk和Hy呈線性關系，進而求解。賀杰等[21]據此設計了直徑Ф32 mm、Ф38 mm和Ф52 mm 3種不同規格的水力旋流器，并開展了試驗驗證。斯瓦洛夫斯基提出了以壓力為主導的相似準則，在給定壓力降的情況下，依據處理量和切割粒徑dcrit確定了適用于低濃度的相似放大準則[22]。

為突破油田進入高含水的難題，提高旋流預分水設備工程化應用步伐，筆者在室內試驗樣機研究的基礎上，開展了管式旋流預分水設備的放大設計研究。采用數值模擬手段，對比分析了3種放大設計方法下設備內部的速度場和濃度場分布。通過油田現場試驗進行了性能驗證，確定了不同放大設計方法的特點和適用性，為旋流預分水設備的工程化應用提供了切實可行的理論指導。

1 放大設計方法

管式旋流預分水設備的結構示意如圖1所示。以室內樣機流量1.0 m3/h、含水率80%、分流比0.45的最優工況條件為基準進行相似放大設計，該工況下管式旋流預分水設備溢流壓降為41.6 kPa，取Kp=3441，np=0。

圖1 管式旋流預分水設備幾何模型結構與尺寸示意圖Fig.1 Schematic diagram of geometrical structure and dimensions of inline swirling water pre-separation equipmentD—Diameter; D1—Diameter of vane carrier; D2—Diameter of overflow pipe; D3—Diameter of underflow pipe; L—Total length;L1—Length of large cone; L2—Length of separation cone; L3—Length of underflow pipe; L4—Length of overflow pipe; S1—S7—Cross section position； HPO—Heavy phase outlet; LPO—Light phase outlet

1.1 直接理論設計

根據管式旋流預分水設備理論設計方法，考慮液滴在旋流場內所受曳力和壓力梯度力，以降低切割粒徑dcrit、保持經濟管長為目標，確定了預分水設備的各段尺寸和相對位置，設計方法與過程見文獻[23]。通過直接理論設計得到的處理量為10.0 m3/h管式旋流預分水設備的尺寸參數見表2中Type A數據。

1.2 相似準則Ⅰ——壓力主導相似放大設計

壓力主導型相似準則是基于液滴平衡軌道理論，通過量綱分析法得到式(1)所示的3個無因次數的關系。

Stk50×Eu=Stk′50×KpRenp

(1)

式(1)中:Eu為歐拉數；Kp和np為實驗常數；Re為雷諾數；Stk50和Stk′50分別指放大前后旋流分離器切割粒徑dcrit(粒級效率為50%)對應的斯托克斯準數。

(2)

將式(2)所示的斯托克斯數帶入式(1)可得放大前后的幾何比尺：

將處理量1.0 m3/h的原型結構尺寸參數采用此比例尺放大后的具體尺寸參數見表2中Type B數據。

1.3 相似準則Ⅱ——流量主導相似放大設計

流量主導型相似放大準則基于停留時間模型推導了斯托克斯準數Stk與流量、中位粒徑之間的關系，并提出了反映旋流分離特性的無量綱準數Hy，如式(3)、式(4)所示。

(3)

(4)

在放大設計過程中保持無量綱準數Hy不變，計算得到處理量為10.0 m3/h的管式旋流預分水設備的分離區半徑：

D′2=26 mm

確定管式旋流預分水設備幾何比尺：將處理量1.0 m3/h的原型結構尺寸參數采用此比例尺放大后的具體尺寸參數見表2中Type C數據。

表2 油井采出液管式旋流預分水設備結構參數Table 2 Structural parameters of inline swirling water pre-separation for produced liquid

2 數值模擬

為對比3種放大設計方法之間的異同，采用已經通過可靠性驗證的CFD數值模擬方法[24]分別對3種預分水設備進行性能評價，具體過程如下。

2.1 幾何建模與網格劃分

采用SolidWorks軟件對預分水設備進行三維建

模。為了更好地控制葉片周圍的網格質量，采用PointWise軟件將管式旋流預分水設備進行空間離散，劃分高質量的一體化六面體網格，并對靜態起旋葉片、管壁等流場變化劇烈的區域進行局部加密。為減少網格數量對數值模擬結果的影響，對3種結構分別開展了網格無關性檢驗。由于3種設備的計算域大小不同，因此采用統一的網格平均體積方法作為網格數量的選擇依據。分別將Type A～C劃分成平均網格體積為1.896、1.433、1.144、0.867 mm3的4種網格進行數值模擬，計算時長均為65 s，以相同截面位置處的軸向速度與切向速度分布為檢驗指標，最終得出Type A～C的網格尺寸在1.144 mm3時，軸向速度與切向速度分布不隨著網格數量的增加而發生變化。圖2為以Type A為例繪制的網格劃分情況及不同網格尺寸下速度分布情況。

圖2 計算域網格劃分示意及網格無關性驗證(Type A)Fig.2 Schematic diagram of computational domain grid partitioning and grid independence verification (Type A)(a) Axial velocity distribution of Type A at different grid sizes； (b) Tangential velocity distribution of Type A at different grid sizes; (c) Schematic diagram of computing domain meshing

2.2 模擬方法及邊界條件

運用ANSYS Fluent 19.2軟件對不同旋流預分水設備開展數值模擬研究。數值計算時湍流模型選用RSM模型，多相流采用Eurler模型對油、水兩相進行數值模擬。其中水相為連續相，密度(23 ℃)為998 kg/m3，黏度(23 ℃)為1.003 mPa·s；油相為分散相，物性參數與室內試驗用32號白油保持一致，密度(23 ℃)為875 kg/m3，黏度(23 ℃)為40 mPa·s，平均油滴粒徑為120 μm(采用Mastersizer 2000型激光粒度儀進行索特平均直徑d32表征)。邊界條件采用速度入口與自由出流，管道壁面設置為無滑移壁面邊界。采用QUICK(Quadratic upstream interpolation for convective kinetics)格式離散方程對流項以減少擴散誤差；采用SIMPLE(Semi-implicit method for pressure linked equations)方法耦合壓力與速度。時間步長設為1×10-2s，以進出口流量平衡和水出口處設置監控的含油濃度趨于平穩作為收斂依據。

為分析流場特性，在旋流預分水設備發生分離的主要區域——小錐段設置監測截面，位置分別在小錐段的入口、L2/6、L2/3、L2/2、2L2/3、5L2/6與小錐段出口處，如圖1中定義的截面位置S1～S7。

3 數值模擬結果分析

3.1 速度場對比

(1)切向速度場分布特性

離心加速度是油-水分離的先決條件，直接影響著旋流預分水設備的分離性能。在目標流量10.0 m3/h、分流比0.45、含水率80%的條件下，對3種結構旋流預分水設備在S3截面處的離心加速度分布進行了對比，如圖3所示。由圖3可以看出，Type A、Type C 2種結構旋流預分水設備的離心加速度均呈現“M”形分布，從軸心到管壁先升高后降低。從數值上來看，Type C的離心加速度最大，峰值為647倍重力加速度，Type A的離心加速度次之，Type B的離心加速度峰值僅35倍重力加速度。其余截面離心加速度的分布規律相似，在此不再贅述。從結構尺寸分析可知，這是由于Type C大錐較短，旋轉動能損失較小，且小錐直徑最小，所以流體進入小錐后仍然保持較高的旋轉流動。而Type B由于分離區直徑最大，是其余結構的2.2～2.5倍，所以旋流速度最小，無法產生足夠的旋流強度。

圖3 管式旋流預分水設備S3截面離心加速度分布圖Fig.3 Centripetal acceleration distribution in section S3 of inline swirling water pre-separation equipment

為了對比旋流流動在軸向方向上的衰減程度，對小錐段內最大切向速度在軸向方向的衰減情況進行了定量表征。3種結構最大切向速度保持率與衰減率如圖4所示，因S1截面處開有溢流口，此截面切向速度變化較大，選取S2截面為起始截面，并定義該截面位置的起始旋流強度為100%。同時考慮3種設備的軸向距離大小不一，定義了單位距離最大切向速度衰減率(ΔE)的計算式如式(5)所示。

圖4 管式旋流預分水設備最大切向速度保持率與衰減率Fig.4 Maximum tangential velocity retention rate and attenuation rate of inline swirling water pre-separation equipment

ΔE=(vS7-vS2)/L(S7-S2)vS2

(5)

式(5)中：vS2為S2截面的最大切向速度，m/s；vS7為S7截面的最大切向速度，m/s；L(S7-S2)為S2截面至S7截面的軸向距離,mm。

從圖4可以看出，隨著軸向距離增加，3種結構的最大切向速度保持率均呈下降趨勢，其中Type C的斜率最小，切向速度衰減程度呈平緩下降的趨勢，Type A次之，Type B則在S4截面后出現了切向速度迅速衰減的現象。經計算Type A～C中最大切向速度在S2截面和S7截面之間的衰減率分別為ΔEA=35.04%、ΔEB=25.60%和ΔEC=25.39%。通過分析可知，Type C不僅可以產生較大的離心加速度，而且切向速度沿軸向的衰減速度最慢，利于在較長距離范圍內保持較高油-水分離性能。

(2)軸向速度場分布特性

在進口流量10.0 m3/h、分流比0.45、含水率80%的條件下，3種旋流預分水設備在S3截面處的軸向速度分布情況如圖5所示。由圖5可知，Type A、Type C中軸向速度的徑向變化梯度明顯，外部區域液流順流至底流口排出，內部區域液流逆流至溢流口排出。Type B因切向速度較小，無法產生足夠旋流強度，上游負壓抽吸作用弱，導致軸向速度沿徑向沒有明顯的梯度。相較而言，Type C的上下行流速分布顯著，雙螺旋的湍流運動更具穩定性，利于油相的溢流排出。

3.2 濃度場分析

為了對比分析不同放大方法下旋流預分水設備的油-水分離效果，比較了相同條件下3種結構旋流預分水設備中0°～180°截面的油相分布，如圖6所示。從圖6可以看出:Type A、Type C呈現出了較好的油相聚集效果，來液在圓柱段靜態起旋葉片導流作用下進入大錐段，進一步加速后在分離區小錐段中軸線附近形成高含油區域，該區域零速包絡面以內的油-水混合物隨內旋流反向溢流，從溢流口排出；零速包絡面以外的微量油相雖無法及時分離，但仍聚集于中軸線附近。Type B因切向速度較小、分離能力不足，導致油相無法及時匯聚，橫向截面摻混嚴重，分離效率低下。

圖6 3種結構管式旋流預分水設備0°～180°截面油相分布云圖Fig.6 Cloud chart of oil phase distribution in 0°—180° section of inline swirling water pre-separation equipment with three structures

在研究過程中發現，Type A與Type C存在微量油相從底流口周期性流出的現象。為分析原因，引入油核偏心距Δr對油核的穩定性進行定量表征。如圖7所示，在設備小錐段的任意截面上，幾何中心位于中軸線上的O點，油核中心對應O′點，O′與O點的距離即為偏心距Δr。圖8為2種放大方法下油核中心與坐標軸偏差Δx、Δy和偏心距Δr的示意圖，Type B因無法匯聚成完整油核所以并未進行分析。從圖8中可知，Type A和Type C油核中心與坐標軸的偏移距離Δx、Δy都存在不同程度的波動情況。Type A最大偏心距Δr在S5截面之前處于較小水平，最大值僅為4.67 mm；因S5截面后切向速度衰減程度驟增，導致油核匯聚程度降低，S5截面后的最大偏心距Δr迅速增至17.5 mm。Type C因切向速度較大，油相短時間內匯聚，使得前段油核的偏移程度出現較大波動，但隨著軸向距離的增加，油核逐漸趨于穩定，在S5截面后最大偏心距Δr僅為0.974 mm。Type A和Type C的油核中心沿軸線方向均有微小偏移，導致如圖6所示微量油相從底流口周期性流出，但通過對比可知,Type C沿軸向穩定性逐漸增強，周期性流出的油量比Type A少。

圖7 油核偏移Δx、Δy和Δr的示意圖Fig.7 Schematic diagram of oil core offset Δx, Δy and Δr

圖8 2種放大方法下油核不穩定性的對比Fig.8 Comparison of oil core instability under two different scale-up methods

對3種放大設計方法下旋流預分水設備的分離性能進行定量表征，通過提取入口和水出口處的油-水兩相質量流率，引入分水率和水出口處的含油濃度進行評價。3種結構的旋流預分水設備性能評價指標如表3所示。

表3 3種管式旋流預分水設備性能評價指標Table 3 Performance evaluation index of three kinds of inline swirling water pre-separation equipment

根據數值模擬結果來看:直接理論計算得到的處理量為10.0 m3/h的管式旋流預分水設備(Type A)分離性能較差，印證了直接放大設計的尺寸效應現象；基于流量特性的相似準則得到的工程樣機結構(Type C)尺寸最小，而且分離性能最好；因旋流預分水設備的分流比較大，且溢流和底流的壓降差別較大，因此采用單一溢流壓降計算的壓力主導型相似放大設計(Type B)結果并不理想，不僅設備結構尺寸較大，而且分離性能最差。

4 油田現場試驗

對放大后的設備進行現場驗證，對基于流量特性相似準則設計的10.0 m3/h管式旋流預分水設備采用多管并聯方式進行了工程樣機系統設計，并在某油田完成了現場運行效果的測試評價。預分水設備工程樣機由3根處理量為10.0 m3/h的單管并聯于臥式罐狀壓力容器內組成，各旋流預分水器單體可獨立啟用或封堵。如圖9(a)所示，工程樣機以旁路的方式與油田現場集輸處理工藝流程相連，上游與采出液緩沖罐出口相連，下游出水口與水處理系統相連、出油口與靜電聚結分離器相連。

LPO—Light phase outlet; HPO—Heavy phase outlet圖9 管式旋流預分水設備工程樣機現場試驗照片Fig.9 Photos of oilfield test on engineering prototype of inline swirling water pre-separation equipment(a) Photo of pry structure of engineering prototype of on-site test; (b) Partial sampling results of the engineering prototype on-site test

4.1 工程樣機分離性能驗證試驗

現場采出液密度(23 ℃)約為902 kg/m3，采出液平均含水率約為96.4%。試驗首先在10.0 m3/h的流量條件下，單獨采用油井采出液進行管式旋流預分水設備單體在不同分流比下的驗證試驗，現場化驗分析由第三方機構采用紅外分光法對水出口含油濃度進行測量，結果如圖10所示。從圖10可以看出，在高含水狀態下，分流比基本與分水率成負相關關系，絕大部分工況下水出口含油質量濃度都在400 mg/L以下，分水率達到73.71%時依然能保持較好分離能力。當分流比為0.38時，采出液含水率突然降至92.6%，采出液波動導致水出口含油質量濃度有所升高，但依然遠小于下游水處理系統要求的2000 mg/L。

HPO—Heavy phase outlet圖10 處理量(Q)10.0 m3/h下不同分流比的現場試驗結果Fig.10 Oilfield test results at different split ratios and a processing capacity (Q) of 10.0 m3/h

為進一步考察設備在不同含水率條件下對采出液的適應能力，固定分流比在0.5左右，采用支路由三相分離器油出口引入油相與緩沖罐來液混合調節進入預分水設備的含水率。10 m3/h采用單管、采出液流量20 m3/h采用雙管進行了不同含水率條件下的驗證試驗，結果如圖11所示。

HPO—Heavy phase outlet圖11 不同采出液含水率(φ(H2O))的現場試驗結果Fig.11 Oilfield test results of different water cuts (φ(H2O)) of produced liquid(a) Single pipe at Q=10.0 m3/h； (b) Double pipe at Q=20.0 m3/h

從圖11可以看出，隨著采出液含水率的增加，水出口含油濃度與分水率均呈下降趨勢。單管運行工況下，水出口含油質量濃度基本維持在1000 mg/L附近，水出口含油質量濃度最高值為1072.6 mg/L，最低值為875.1 mg/L，分水率均大于50%，分離性能良好。雖雙管并聯運行時受限于現場采出液流量波動條件，水出口含油濃度整體略高于單管運行結果，但采出液含水率在83.3%至91.0%范圍變化時，在保證分水率大于50%的前提下，水出口含油質量濃度仍可控制在1321.6 mg/L以下，滿足下游水處理系統要求。

4.2 放大前后性能對比試驗

為進一步對基于流量特性的相似放大設計方法進行驗證，在采出液含水率較大變化范圍條件(77.6%～96.5%)下開展了試驗，并與相同工況下處理量為1.0 m3/h的室內樣機試驗結果進行了對比，結果如圖12所示。

HPO—Heavy phase outlet圖12 現場試驗與室內試驗對比結果Fig.12 Comparison between oilfield test and indoor test(a) ρ′(Oil) of HPO vs. φ(H2O)；(b) Water pre-separation ratio vs. φ(H2O)

從現場試驗結果可知，單管處理量10.0 m3/h的管式旋流預分水設備在采出液含水率77.6%至96.5%變化時，分水率與水出口含油濃度整體呈下降趨勢，水出口含油質量濃度最高為1141.3 mg/L，最低為795.4 mg/L，分水率均大于50%。在相同分水率條件下，處理量為1.0 m3/h室內樣機的分離性能更優，這與室內試驗采用32號白油作為試驗介質有關?？紤]到現場試驗采出液密度比室內實驗介質高且現場工況波動大等不利條件，雖然相同分水率條件下現場樣機水出口含油質量濃度與室內樣機結果的最大偏差接近600 mg/L，但依然可以認為放大后工程樣機的性能與室內樣機性能接近，驗證了基于流量特性相似放大設計方法的可靠性。

5 結 論

基于油井采出液管式旋流預分水設備室內試驗樣機開展了放大設計研究，分別通過直接理論設計、壓力主導型相似放大設計、流量主導型相似放大設計得到了3種單管處理量為10.0 m3/h的管式旋流預分水設備，通過數值模擬方法對3種設備進行了速度場分析、濃度場分析以及性能評價指標分析，開展了工程樣機現場試驗，得到如下結論：

(1)通過理論計算直接對管式旋流預分水設備進行放大設計存在明顯的尺寸放大效應；基于壓力主導的相似放大設計方法對于分流比較大的預分水型設備使用效果較差；基于流量主導的相似放大設計方法可作為預分水型旋流預分水設備的放大依據。

(2)數值模擬結果顯示:基于流量特性的相似準則放大得到的旋流預分水設備截面離心加速度最大，峰值達647倍重力加速度，且最大切向速度軸向衰減率最低，ΔEC僅為25.39%；分水率達到68.70%時，水出口含油質量濃度僅為584.24 mg/L，分離性能優異。

(3)現場試驗結果表明:管式旋流預分水設備在不同含水率和不同分流比條件下均能保持分水率大于50%、水出口含油質量濃度小于1321 mg/L；與處理量為1 m3/h的室內樣機相比，放大后工程樣機的性能變化很小，驗證了流量主導型相似放大設計方法的可行性。

符號說明：

dcrit——切割粒徑，μm;

di——中位粒徑，μm;

D,D′1,D′2——分別為室內樣機、Type B、Type C所對應的分離區直徑，mm；

D1,D2,D3——分別為圓柱段、溢流管和直尾管所對應的直徑，mm;

Eu——歐拉數;

Hy——無量綱準數;

L,L1,L2,L3,L4——分別為總長、大錐長度、小錐長度、直尾管長度和溢流管長度，mm;

np，Kp——實驗常數；

Q——處理量，m3/h；

r/R——相對截面位置；

r——取樣點的位置；

R——截面直徑,mm；

Re——雷諾數;

Stk50，Stk′50——放大前、后旋流分離器切割粒徑dcrit(粒級效率為50%)對應的斯托克斯準數；

v——液體流動速率，m/s；

ΔE——最大切向速度的軸向衰減率，%；

λ——幾何比尺；

μ——動力黏度，Pa·s；

ρ——流體密度，kg/m3；

ρ′——含油質量濃度，mg/L。