川南頁巖氣開采中分離器排污系統的沖蝕分析及改進方案

劉恩斌, 唐浩, 李黨建, 趙萬偉, 李文勝

(1.西南石油大學石油與天然氣工程學院, 成都 610500; 2.中聯煤層氣有限責任公司, 太原 030000;3.中國石油西南油氣田分公司天然氣研究院, 成都 610500; 4.中國石油集團海洋工程(青島)有限公司, 青島 266000)

近年,中國的頁巖氣工業進入高速發展的新時期,而非常規天然氣在中國未來能源發展中將發揮重要作用[1]。頁巖氣開采需要進行水力壓裂,這將導致頁巖氣攜帶大量的固體雜質,由于除砂器濾筒孔徑(100 μm)限制及除砂器結構等原因致使實際除砂效率有限,經過除砂器除砂后仍有10%左右的砂粒,分離器則對氣液兩相及剩余的砂粒進行分離[2]。長寧地區排污池為露天池,導致分離器內部與排污管線末端壓差過大,促使攜砂污水高速流動,對排污閥和排污管道造成沖蝕。為保障分離器排污系統的正常運行、提高使用壽命,必須對現有的分離器排污系統進行方案改進。

隨著近代科學的發展,眾多的學者運用計算流體力學(computational fluid dynamics,CFD)方法來研究沖蝕問題。Parsi等[3]研究影響石油天然氣侵蝕的主要因素,并回顧現有的沖蝕方程,討論管道腐蝕預測的經驗模型和機理模型。林楠等[4]針對集輸站場內管線彎頭沖刷腐蝕減薄案例,采用CFD方法分析不同角度下的彎頭內壁沖蝕磨損規律得出,相較于常規圓弧彎頭,直角彎頭耐沖蝕性能更優。Peng等[5]通過計算分析,研究顆粒的粒徑和形狀系數對沖蝕的影響,研究發現,隨著顆粒直徑的增大,彎管的沖蝕痕形狀由橢圓逐漸變為V形。彭濤等[6]根據動力學相似原理,建立儲氣庫儲層出砂對井筒沖蝕模型,并以顆粒直徑為基礎,研究砂粒形狀與沖蝕速率之間的關系。除砂粒外還有部分管道中會形成CO2固體水合物也會對管壁造成沖蝕,袁顯寶等[7]針對這一問題,分析彎管段的固液兩相流場,總結不同因素下的沖蝕規律發現,直角彎管更易受到水合物粒子的沖蝕破壞。陶文杰等[8]運用Fluent軟件,對油氣鉆采過程中的高壓四通管匯鏈接裝置沖蝕磨損特性進行分析得出,在傳統直通流道的基礎上增加一定角度可以有效降低磨損程度。

目前對流場中顆粒沖蝕行為的研究對象大部分都是針對彎管、90°彎頭進行研究,而作為天然氣工業中重要的設備,分離器排污系統的沖蝕問題卻很少被關注。因此,現將采用計算流體力學方法,對分離器排污閥沖蝕問題進行研究,探究在不同影響因素對排污閥的沖蝕規律,并提出一種新型的排污系統改進方案,這為集輸系統的抗沖蝕設計提供技術支持。

1 模型建立

1.1 數學模型

頁巖氣集輸過程中,排污閥內部為固液兩相流動,系統中主相為分離器中的水,顆粒的來源是壓裂過程中所產生的砂粒和頁巖氣中的顆粒雜質,即連續相水攜帶離散相砂粒。

1.1.1 湍流方程

在利用Fluent進行計算湍流時,考慮湍動能以及湍流耗散率。相較于系統默認的標準k-ε模型,Realizablek-ε湍流模型在復雜流動方面有較好的計算精度[9],符合所研究排污閥內流態復雜的情況[10],其中湍流方程如下。

(1)

式(1)中:Gk為平均速度梯度產生的湍動能;μt為湍流黏度;σk與σε為k與ε的湍流普朗特數;在Fluent中,默認項為:C1=1.44,C2=1.92;Sε為定義的源項。

1.1.2 離散相模型

由于模擬的固體顆粒體積分數較小,則對其運用離散相模型(dust production model,DPM)和Eulerian-Lagrangian方法來模擬流場以及監測顆粒運動軌跡。離散相顆粒運動方程表達式[11]為

(2)

式(2)中:FD(u-up)為單位質量顆粒的拖曳力,N;u、up為氣流速度和顆粒速度,m/s;g為重力加速度,m/s2;ρp、ρ為顆粒密度和氣相密度,kg/m3;fp為單位質量顆粒所受其他力,N。

1.1.3 沖蝕預測方程

由于排污閥內顆粒撞擊角分布廣、排污閥內流量大,Oka沖蝕模型考慮不同的沖擊參數,如沖擊速度、顆粒特性等因素,就獨立參數而言,它是最常用的模型。在Messa等[12]的研究中,對不同沖蝕模型進行比較,發現Oka模型能夠準確地預測沖蝕重點位置和沖蝕速率。因此采用Oka沖蝕預測方程,其表達式如下。

(3)

f(α)=(sinα)n1[1+HV(1-sinα)]n2

(4)

式中:E90為沖擊角度為90°時靶材的參考沖蝕量,kg/m3;V為顆粒沖擊時的速度,m/s;Vref為顆粒沖擊靶材時的相對速度,m/s;d為顆粒的直徑,m;dref為顆粒的相對直徑,m;k2、k3分別為速度、粒徑指數;HV為受沖擊靶材材料的維氏硬度,GPa;n1、n2為沖擊角函數常數。

1.2 物理模型及驗證

川南頁巖氣集輸系統沖蝕現象主要發生在排采期以及生產期,沖蝕現象會導致管道或其他設備被破壞,如圖1所示,可以看出閥芯被完全沖蝕損壞,導致閥門產生內漏。

圖1 排污閥沖蝕圖Fig.1 Erosion of blowdown valve

取某井生產早期數據,產液量約為12 m3/d,出砂量約為10 kg/d,分離器排液次數為6～38次/d,分離器每次排污量約為0.5 m3,模擬假設砂粒在污水中均勻分布,即每0.5 m3污水中含有0.046 kg砂粒,排污閥模擬數據如表1所示。

根據現場排污閥模型,如圖2所示,建立閥門內流域模型,入口及出口直徑均為50 mm,如圖3所示。

圖3 排污閥三維模型Fig.3 Three-dimensional model of blowdown valve

由于主要沖蝕區域位于閥桿開啟時流體還未填充的區域,進而對模型進行簡化,為考慮流體及顆粒在近壁面處的影響,劃分網格時添加3層邊界層網格以提高計算精度,其余部分進行非結構網格劃分,如圖4所示。

圖4 排污閥流體域網格劃分Fig.4 Fluid domain mesh generation

分離器排污閥進口采用速度入口,出口設置為自然出流,排污閥壁面采用reflect(反彈)模式。對1.5 MPa工況時,排污閥模型進行網格無關性驗證,取

壁面最大沖蝕速率進行驗證。如圖5所示,當網格數從1.60×106變至3.80×106時,隨著網格數的增加,排污閥最大沖蝕速率變化很小,僅有1×10-5,可以認為1.60×106網格數已達到網格無關性要求。

圖5 網格無關性驗證Fig.5 Verification of grid independence

選取謝明等[13]的實驗數據對所選擇的算法進行模型驗證,在不同入口流速(5～18 m/s),顆粒沖擊角為90°,含砂量5%為定值條件下進行多次模擬,結果如圖6所示,實驗與模擬結果曲線吻合程度較好,最大相對誤差僅有3.63%,可以認為,就流速與沖蝕速率之間的關系而言,流場的模擬是充分的。

圖6 不同流速下模擬和實驗結果沖蝕速率比較Fig.6 Comparison of erosion rates between simulated and experimental results at different flow rates

1.3 求解方法

運用Fluent軟件對排污閥流場和沖蝕特性進行數值模擬,采用有限體積法離散N-S控制方程,運用SIMPLE算法耦合壓力-速度,對于近壁面區域采用標準壁面函數法(standard wall functions)處理,控制變量的殘差值低于10-5時,則滿足收斂標準。

2 結果與討論

2.1 分離器運行壓力對排污閥沖蝕影響

分離器運行壓力是影響顆粒沖蝕的重要因素,本節對分離器排污閥不同壓力情況下的流場及沖蝕問題進行分析,分離器壓力范圍為1.5～5.5 MPa,溫度20 ℃,砂粒粒徑分布采用R-R分布(羅辛-蘭姆勒分布),最大粒徑取值100 μm,最小粒徑取值2 μm,平均值取20 μm,砂粒質量流量等參數按表1取值。得到的沖蝕云圖如圖7所示。

圖7 不同壓力下排污閥沖蝕速率云圖Fig.7 Erosion rate of blowdown valve under different pressure

從圖7中可以看出,在不同壓力條件下,區域A(閥桿關閥終止處、靠近斜管區域)、區域C(斜管與直管相交上部區域)和區域B(閥桿相貫線下部區域)沖蝕現象較為嚴重,將不同分離器運行壓力下的,模擬結果如圖8所示。

圖8 沖蝕速率、年沖蝕厚度及最大流速隨壓力變化的關系曲線Fig.8 Erosion rate, annual erosion thickness and maximum flow rate with pressure

由圖8可知,沖蝕速率、年沖蝕厚度及最大流速與壓力呈線性增長趨勢。按日排液10 m3計算,運行壓力為1.5 MPa時,排污閥年沖蝕厚度為8.6 mm,最大流速為121.4 m/s;當運行壓力為5.5 MPa時,排污閥年沖蝕厚度為76.1 mm,最大流速為274.2 m/s。即運行壓力越大致使攜砂污水流速增大,致使沖蝕問題越嚴重。排污管壁厚為7 mm,根據行業標準《鋼質管道及儲罐腐蝕評價標準埋地鋼質管道內腐蝕直接評價》(SY/T 0087.2—2012)判斷,排污閥沖蝕程度為穿孔。

2.2 污水含砂量對排污閥沖蝕的影響

產砂量及除砂器除砂效率會直接影響分離器污水中的含砂量,通過長寧某氣田現場調研,取分離器內部分離后沉降至集液包內的砂量0.5～10 kg/d,其余參數同2.1節,分析不同含砂量污水的沖蝕行為,其中排污閥的最大沖蝕速率和年沖蝕厚度如圖9所示。

圖9 沖蝕速率、年沖蝕厚度隨砂量變化曲線Fig.9 Relationship between erosion rate and annual erosion thickness with sand volume

由圖9可知,隨著砂量的增大,砂粒與閥門壁面沖擊次數會不斷增多,沖蝕速率及年沖蝕厚度逐漸增大,并與之呈線性相關。分離器運行壓力為4 MPa,當砂量由0.5 kg/d增大至10 kg/d時,沖蝕速率由7.594×10-4kg/(s·m2)增大至1.573×10-2kg/(s·m2),年沖蝕厚度由2.06 mm增大至42.68 mm。因此沖蝕情況還是相當嚴重,為減小排污閥沖蝕速率,應提高除砂器除砂效率,減少進入分離器內的砂量。

2.3 不同顆粒特性對排污閥沖蝕影響

顆粒特性往往涉及的因素較多,可以運用Fluent中的DPM模型分析不同顆粒的尺寸、形狀、材料等因素對排污閥的沖蝕規律。根據現場調研數據,集液包內砂粒粒徑分布在5～100 μm,Fluent中定義顆粒形狀是通過形狀系數(shape factor)來描述顆粒的尖銳程度,其中形狀系數是指球形顆粒(與不規格顆粒具有相同體積)的表面積與實際不規則顆粒表面積之比,取值為0～1。

對分離器排污閥不同砂粒粒徑、形狀系數下的流場及沖蝕問題進行分析研究,溫度20 ℃,分離器運行壓力為4 MPa,其余參數按表1 取值,不同顆粒粒徑下的最大沖蝕速率如圖10所示。

圖10 沖蝕速率、年沖蝕厚度與砂粒粒徑關系曲線Fig.10 Relationship between erosion rate, annual erosion thickness and grain size of sand

由圖10可知,砂粒粒徑與沖蝕速率及年沖蝕厚度呈現正相關關系,因此在實際生產作業中應提高除砂器除砂效率尤其是脫除大粒徑顆粒效率,避免大粒徑顆粒進入分離器,并對不同顆粒形狀系數的顆粒計算排污閥最大沖蝕速率,如圖11所示。

由圖11 可知,砂粒形狀系數與排污閥沖蝕速率及年沖蝕厚度呈現負相關關系,表明越鋒利的顆粒對排污閥造成的危害越大。當砂粒形狀系數為0.3～1.0時,沖蝕速率基本呈線性衰減,顆粒形狀系數越小,沖蝕速率越大。對于有尖銳菱角的砂粒應減壓排污,避免排污閥形成高速射流攜帶砂粒造成嚴重的沖蝕問題。

3 分離器排污系統改進方案及模擬試驗

3.1 分離器排污系統改進方案

氣田在生產中期的立式分離器運行壓力大,而排污系統中的污水池是露天的,高速流動的攜砂污水對分離器排污系統會造嚴重破壞,因此為保障排污系統的正常運行,必須對現有的分離器排污系統進行相應的改進。提出一種新型排污系統,該系統主要通過建立集液包,將氣液固噴射沖刷磨損變為流動沖刷、沖洗的方式來降低沖蝕速率,如圖12所示。

圖12 新型排污系統Fig.12 New sewage system

現有的分離器排污系統中頁巖氣分離器內積液達到排液液面時,排污閥開啟,分離器內的高壓驅動攜砂污水高速沖刷排污閥及排污管道。圖12所示的是針對目前頁巖氣氣田在正常生產中期的分離器排污系統進行改進的新型排污系統示意圖,污水池內設擋砂板,可以有效保證離心泵一側抽取的污水不含砂,故所排污水不會對排污系統造成沖刷磨損,具體運行方案如圖13所示。

圖13 新型排污系統運行方案Fig.13 Operation process of new sewage system

當頁巖氣分離器內積液達到排液液面時,A閥關閉,集液包中的攜砂污水只能在重力勢能的作用流動。為利用污水池中不含砂粒的污水對集液包中的攜砂污水進行驅動,將B、C閥開啟,對集液包和排污管進行一定程度的清洗,將排污管內的固體雜質輸送至污水池。因為集液包容積為0.5 m3,離心泵提供的揚程使管內污水以5 m/s的速度流動,在該速度下集液包污水全部輸送至污水池需要51 s,因此離心泵運行1 min為排污系統流動提供足夠的動能。C閥關閉離心泵停機后,集液包內無固體雜質,之后開啟A閥,此時集液包內液體在分離器內高壓頁巖氣的驅動下排入排污系統,不含砂粒的污水高速流動不會對排污閥及排污管道造成沖刷磨損,等到集液包內積液到達警戒液位時迅速關閉B閥,結束排液。

分離器液位計采用磁浮子液位計,排污閥(A、B、C)采用電動閥門,當流速為5 m/s時離心泵所需揚程為35.3 m3/h,離心泵選用抗腐蝕性能強的IHF氟塑料離心泵,排污閥B前設智能閥門定位器保障高壓排污污水時閥門B的控制性能。

3.2 新型排污系統沖蝕模擬

改進后的排污系統進行排污時,集液包中的攜砂污水流經排污閥等排污管道時仍會對其造成沖刷磨損,當離心泵提供的揚程不同導致排污管內污水流速不同時,集液包含砂污水排液時間也隨之變化。如表2所示,對改進后的分離器排污閥不同污水流速情況下的流場及沖蝕問題進行分析,砂粒粒徑平均值取20 μm,其他參數按表2取值。

表2 集液包含污水排液時間

將模擬所得改進后排污閥最大沖蝕速率結果繪制如圖14所示。

圖14 改進后沖蝕速率、年最大沖蝕厚度隨速度變化圖Fig.14 Relationship between erosion rate and annual maximum erosion thickness with velocity after improvement

由圖14可知,隨著速度的增大沖蝕速率呈指數增長,當速度為2 m/s時,年沖蝕厚度為0.01 mm,沖蝕程度輕;當速度為12 m/s時,年沖蝕厚度為0.9 mm,沖蝕厚度超過排污閥壁厚的10%,沖蝕嚴重程度達到中度。相較于未改進前年沖蝕厚度26.53～61.24 mm,改進后,排污系統緩蝕率可達99.78%～99.91%。

4 結論

針對現場排污系統沖蝕嚴重問題,采用數值模擬的方法,分析不同因素影響下的排污閥沖蝕行為,并提出一種新型排污改進方案,得到以下結論。

(1)排污閥主要沖蝕區域為靠近出口處的閥桿下止點,其次為排污閥斜管與出口直管相交處上管壁,排污閥沖蝕速率與壓力、砂粒粒徑、砂質量流量以及砂粒密度呈正相關,與砂粒形狀系數呈負相關。

(2)為提高分離器排污閥使用壽命,提出一套新型排污改進方案,通過在現有立式分離器底部增設集液包與擋砂板,去除污水中砂粒,并利用離心泵將處理后的污水對排污管進行一定程度的清洗,降低排污系統沖蝕程度。

(3)通過對改進后的方案模擬分析,排污閥沖蝕速率大大降低,當管內流速為12 m/s時,年沖蝕厚度僅有0.9 mm,改進前后的排污系統緩蝕率可達99.78%～99.91%,保障了設備運行安全。