生產(chǎn)參數(shù)對(duì)水力旋流器分離效果的影響

余 炯 ，馬 粵

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

0 引言

旋流分離技術(shù)作為目前油水分離的關(guān)鍵技術(shù)之一，已經(jīng)開始廣泛應(yīng)用到海上油氣生產(chǎn)設(shè)施。主要運(yùn)用旋流分離技術(shù)的水力旋流器，其結(jié)構(gòu)緊湊，控制簡(jiǎn)單，擴(kuò)容改造方便，沒有動(dòng)態(tài)設(shè)備，特別適合空間有限且要求防火防爆的海上油氣生產(chǎn)設(shè)施。

近年來CFD技術(shù)廣泛應(yīng)用于各種油水分離設(shè)施的研究和設(shè)計(jì)，旋流分離技術(shù)發(fā)展迅速。袁智等［1］采用CFD軟件對(duì)旋流器的壓力場(chǎng)、速度場(chǎng)和分離介質(zhì)的運(yùn)動(dòng)軌跡分布特征進(jìn)行模擬。李朝陽等［2］采用VOF模型對(duì)螺旋管內(nèi)固定進(jìn)口速度的油水二相流進(jìn)行數(shù)值模擬，得出相應(yīng)的流場(chǎng)。王振波等［3］認(rèn)為導(dǎo)致旋流場(chǎng)中油滴發(fā)生聚結(jié)破碎現(xiàn)象的內(nèi)因?yàn)闀r(shí)均速度梯度引起的黏性剪切力和湍流流動(dòng)引起的高剪切應(yīng)力及湍動(dòng)能。金向紅等［4］結(jié)合RSM湍流模型和DPM模型中的TAB液滴破碎判斷模型對(duì)軸流式氣液旋流分離器內(nèi)的液滴運(yùn)動(dòng)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。耿嘯等［5］利用PBM模型對(duì)高壓勻質(zhì)過程中油相液滴破碎的行為進(jìn)行了數(shù)值模擬。安杉等［6］采用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε湍流模型和PBM并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，考察油滴粒徑分布對(duì)T型管內(nèi)油水分離效率的影響。邢雷等［7］采用PBM的方法對(duì)軸入導(dǎo)錐式水力旋流器內(nèi)部油滴聚并破碎行為進(jìn)行研究。劉楊等［8］認(rèn)為影響旋流器分離效率的因素有結(jié)構(gòu)參數(shù)、操作參數(shù)和物性參數(shù)，其中油水物性參數(shù)起決定性影響。

在FLUENT中采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型模擬旋流管內(nèi)的湍流場(chǎng)，通過UDF定義Mixture多相流模型中油相在湍流場(chǎng)中最大穩(wěn)定直徑，分析含氣率、處理量、壓差比對(duì)分離效果的影響，從而優(yōu)化現(xiàn)場(chǎng)生產(chǎn)參數(shù)，降低生產(chǎn)水中的含油濃度，減少污染物排放，為將來設(shè)備選型和優(yōu)化提供參考。

1 數(shù)值計(jì)算模型

1.1 模型簡(jiǎn)化及假設(shè)

含氣的油水分離過程屬于多相流動(dòng)，為了方便運(yùn)算，必須進(jìn)行簡(jiǎn)化和假設(shè)。

（1）水力旋流器位于氣液分離器下游，但仍有部分氣體進(jìn)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(jù)氣樣化驗(yàn)數(shù)據(jù)和PVT物性計(jì)算，工況范圍內(nèi) p0=1 200 kPa時(shí)，ρ0=11.33 kg/m3，n=1，常數(shù)a=0.010 2，b=-1.016 3。

（2）水力旋流器內(nèi)的溫度恒定，油、氣、水三相密度和黏度也一定。在數(shù)值模擬中設(shè)定水為連續(xù)相，密度 1 000 kg/m3，動(dòng)力黏度 0.001 Pa·s；油相密度 871 kg/m3，動(dòng)力黏度 0.05 Pa·s；氣相動(dòng)力黏度0.000 017 8 Pa·s。根據(jù)油樣化驗(yàn)數(shù)據(jù)和PVT物性計(jì)算，油水界面張力σ=0.023 61 N/m。

（3）考慮油相液滴的聚結(jié)和破碎，油滴在湍流場(chǎng)中的穩(wěn)定性主要取決于液滴的大小、相的物理化學(xué)性質(zhì)、液滴的濃度以及局部能量的耗散。一個(gè)振蕩的液滴，表面經(jīng)受剪切力、湍流速度和壓力的變化連續(xù)相湍流脈動(dòng)引起液滴運(yùn)動(dòng)的能量，能夠彌補(bǔ)單個(gè)液滴和由于破碎而產(chǎn)生的2個(gè)或多個(gè)小液滴之間的表面能差，那么這個(gè)液滴將處于不穩(wěn)定狀態(tài)，此時(shí)液滴直徑為最大穩(wěn)定直徑。連續(xù)相湍流脈動(dòng)引起液滴運(yùn)動(dòng)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(shù)［9］，簡(jiǎn)稱We數(shù)。對(duì)于理想的球形液滴，連續(xù)相湍流脈動(dòng)引起液滴運(yùn)動(dòng)的能量公式：

式中 ρw——水相的密度，kg/m3；

d0——油滴在連續(xù)湍流場(chǎng)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(dāng)EK≥WecritES時(shí)，液滴將發(fā)生破碎現(xiàn)象［10］，故油滴在旋流場(chǎng)內(nèi)的最大穩(wěn)定直徑：

式中 domax——油滴在連續(xù)相湍流場(chǎng)中最大穩(wěn)定直徑，m；

Wecrit——臨界韋伯?dāng)?shù)。

操作參數(shù)壓差比公式：

式中 PDR——操作參數(shù)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(jié)合標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行模擬，其中連續(xù)性方程、動(dòng)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；

?！獜V義擴(kuò)散系數(shù)；

S——廣義源項(xiàng)。

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?jǐn)?shù)；

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(hào)的表達(dá)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(dòng)能；Gb-浮力引起的湍動(dòng)能；YM-流體壓縮性引起的湍動(dòng)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(shù)σk=1，C2=1.9，C1ε=1.44.σε=1.3；Cμ=0.09。

次相的體積分?jǐn)?shù)方程：

在湍流流場(chǎng)中其表達(dá)式：

其中，阻力系數(shù)fdrag的表達(dá)式：

式中 ηt——湍流擴(kuò)散率。

常數(shù)σt=0.75，油滴直徑do通過UDF按式（5）定義。

1.3 幾何模型及網(wǎng)格劃分

該水力旋流器的關(guān)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?jī)蓚?cè)對(duì)稱分布的入口進(jìn)入旋流管，形成螺旋流動(dòng)，經(jīng)收縮腔、尾錐兩級(jí)收縮，內(nèi)部流體得到穩(wěn)定的離心力場(chǎng)。油水混合液中重相水在離心力作用下被沿旋流管內(nèi)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(zhǎng)58 mm。尾錐長(zhǎng)191 mm，由30 mm縮小到底部出口的8 mm，尾管是長(zhǎng)為809 mm的直管段，溢流口直徑為5 mm，結(jié)構(gòu)尺寸如圖1所示。

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

對(duì)水力旋流器內(nèi)單根旋流管進(jìn)行幾何建模，通過ICEM CFD軟件劃分非結(jié)化網(wǎng)格，邊界層設(shè)置在壁面上。由于網(wǎng)格密度對(duì)計(jì)算結(jié)果、精度和速度都存在影響，需要對(duì)整個(gè)計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性分析［13-19］。將模擬結(jié)果與對(duì)應(yīng)工況下，旋流器水出口含油量的現(xiàn)場(chǎng)取樣化驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證模型的正確性。網(wǎng)格單元數(shù)分別為26.7萬，37.4萬，48.1萬，53.4萬和64.1萬，工況為產(chǎn)油量383 m3/d、產(chǎn)水量3 615 m3/d、含氣率2%，對(duì)比結(jié)果如圖2所示。繼續(xù)將網(wǎng)格的加密至53.4萬，計(jì)算穩(wěn)定收斂時(shí)，網(wǎng)格密度的增加不再影響結(jié)算結(jié)果，且與現(xiàn)場(chǎng)取樣化驗(yàn)結(jié)果吻合較好，模擬結(jié)果能夠較為準(zhǔn)確地反映旋流器內(nèi)油、氣、水分離情況，因此選取網(wǎng)格數(shù)量為53.4萬的網(wǎng)格用于計(jì)算，旋流管內(nèi)部流場(chǎng)網(wǎng)格劃分情況如圖3所示，網(wǎng)格質(zhì)量符合要求。

圖2 網(wǎng)格數(shù)對(duì)仿真結(jié)果的影響與化驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.2 The effect of grid density for simulation results and comparison with the assay results

圖3 旋流管內(nèi)部流場(chǎng)網(wǎng)格劃分情況Fig.3 Mesh generation of internal flow field of the hydrocyclone

1.4 數(shù)值方法及邊界條件

旋流管兩側(cè)的進(jìn)口為速度入口，設(shè)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(shè)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(diào)節(jié)閥來調(diào)節(jié)水流器的壓差比，對(duì)旋流器的處理效果和處理量進(jìn)行控制［20］。數(shù)值模擬時(shí)通過對(duì)單根旋流管計(jì)算，乘以旋流管根數(shù)，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(nèi)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(fēng)格式對(duì)動(dòng)量方程和湍動(dòng)能k方程及湍動(dòng)能耗散率ε方程進(jìn)行離散，壓力速度耦合方式采用SIMPLE算法。由全局進(jìn)行初始化開始迭代計(jì)算，監(jiān)測(cè)計(jì)算過程各方程的殘差和水相出口油相體積分?jǐn)?shù)，直至計(jì)算收斂。

2 模擬結(jié)果分析

2.1 壓差比對(duì)處理量和溢流比的影響

生產(chǎn)平臺(tái)各生產(chǎn)井產(chǎn)出的流體經(jīng)過氣液分離后，液相進(jìn)入水力旋流器，其處理量即為各生產(chǎn)井產(chǎn)液量的總和。在所有生產(chǎn)井全開的情況下，通過多相流量計(jì)測(cè)量可知，進(jìn)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(tái)在所有生產(chǎn)井生產(chǎn)的情況下，壓差比以及來液中氣體含量對(duì)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(shí)，不同壓差比工況下，中心截面油相體積分?jǐn)?shù)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(dāng)來液中氣體含量為2%時(shí)，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(dāng)來液中氣體含量為6%時(shí)，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(duì)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(dāng)進(jìn)液混合相中氣體含量較低時(shí)，可以發(fā)現(xiàn)氣體對(duì)處理效果無明顯影響。當(dāng)進(jìn)液混合相中不含氣體時(shí)，隨著壓差比從1.20增加到1.61時(shí)，水相出口含油率從309 mg/L降低到169 mg/L；當(dāng)進(jìn)液混合相中氣體含量為2%時(shí)，水相出口含油率于之前基本相同。當(dāng)進(jìn)液混合相中氣體含量為6%時(shí)，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(jìn)液含氣率對(duì)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(duì)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(shí)，不同含氣率，湍流強(qiáng)度k沿著流線的分布情況。圖8和圖9分別示出了相應(yīng)工況下收縮腔與尾錐交界的橫截面上，湍流強(qiáng)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(qiáng)度最大的區(qū)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(nèi)各位置，尤其是油水分離的錐段處湍流強(qiáng)度有所增強(qiáng)，增大油滴破碎的機(jī)率。湍流強(qiáng)度越大，油滴的最大穩(wěn)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(shí)現(xiàn)高效分離。旋流管是依靠旋流產(chǎn)生的向心加速度來實(shí)現(xiàn)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(qū)域從溢流口流出，從而占據(jù)油相溢流通道，油水分離區(qū)域則要向水出口方向徑向移動(dòng)，從而影響油水分離效果。

圖7 不同含氣率湍流強(qiáng)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(dòng)能對(duì)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(duì)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(duì)處理效果的影響

試驗(yàn)采油平臺(tái)有8口生產(chǎn)井，6號(hào)井產(chǎn)液量最大，全開時(shí)產(chǎn)液量3 998 m3/d，產(chǎn)油量383 m3/d，含水率90.42%；當(dāng)6號(hào)井關(guān)閉時(shí)，產(chǎn)液量降至3 137 m3/d，產(chǎn)油量316 m3/d，含水率89.93%。因此選擇6號(hào)井啟停作為變量。研究關(guān)停時(shí)現(xiàn)場(chǎng)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(chǎn)井全開的工況進(jìn)行對(duì)比，通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)進(jìn)行分析驗(yàn)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(shí)，水相出口含油率從602 mg/L下降到323 mg/L。當(dāng)6號(hào)井關(guān)停，處理量大幅下降時(shí)，處理效果明顯差于生產(chǎn)井全開，對(duì)比結(jié)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(yīng)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(qiáng)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(qiáng)度為0 m2/s2，中心到壁面之間切向速度和湍流強(qiáng)度先大幅上升后極速下降。生產(chǎn)井全部生產(chǎn)的工況下，產(chǎn)生的離心力的峰值可達(dá)1 067倍重力加速度，而湍流強(qiáng)度k的峰值則達(dá)到了5.52 m2/s2，6號(hào)井關(guān)停后處理量大幅下降，旋流管內(nèi)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(qiáng)度大幅降低，峰值僅有2.95 m2/s2。結(jié)果表明，處理量低時(shí)產(chǎn)生的向心加速度也低，會(huì)影響處理效果，增大處理量產(chǎn)生的向心加速度增加，提高旋流分離性能，但同時(shí)也會(huì)增大油滴的破碎機(jī)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(duì)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(dòng)能對(duì)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(jié)論

該研究通過數(shù)值模擬的方法對(duì)S31803型旋流管組成的旋流器現(xiàn)場(chǎng)生產(chǎn)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，在結(jié)構(gòu)參數(shù)不變的情況下，發(fā)現(xiàn)壓差比、含氣率和處理量等生產(chǎn)參數(shù)對(duì)水相出口含油率的影響甚大。數(shù)值模擬和試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合性較好，說明數(shù)值模擬符合實(shí)際情況。因此對(duì)于水力旋流器現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用和研究具有重要的技術(shù)參考價(jià)值，其主要結(jié)論有以下幾點(diǎn)。

（1）壓差比是水力旋流器運(yùn)行中最重要的操作參數(shù)，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(nèi)增大壓差比可提高水相出口含油率，但也會(huì)減少水出口的流量，選擇壓差比在1.61時(shí)符合現(xiàn)場(chǎng)使用需要。

（2）含氣率在2%及以下對(duì)處理效果無明顯影響，到6%時(shí)水相出口含油率明顯變差，因?yàn)楹瑲饴实脑黾硬⑽达@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(jù)油相溢流通道，油水分離區(qū)域則要向水出口方向移動(dòng)，從而影響油水分離效果。該結(jié)果表明上游氣液分離器的合理選型和控制對(duì)下游水力旋流器的處理效果影響甚大。

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