基于Fluent的井下油水分離和潤滑過程中新型潤滑元件設計分析

敬加強，黃婉妮，宋學華，羅佳琪，宋揚，戢慧，羅遒漢，王思汗

（1 西南石油大學石油與天然氣工程學院，四川 成都 610500；2 油氣消防四川省重點實驗室，四川 成都 610500；3 新疆油田公司工程技術研究院，新疆 克拉瑪依 834000；4 新疆油田分公司吉慶油田作業(yè)區(qū)，新疆 吉木薩爾 831700；5 中國石油天然氣管道工程有限公司，河北 廊坊 065000）

稠油是全球石油烴類能源中的重要組成部分，也是我國重要的石油資源，國內的稠油資源開發(fā)前景廣闊[1-2]。在油藏環(huán)境下，含水稠油的流動性較為良好，但稠油流至井筒中以后，因稠油流動阻力增大而難以舉升，造成采輸上的困難[3]。稠油油田在開采中后期，含水率會逐年增加，降低原油采收率，導致油田因快速進入非盈利生產階段而被迫停產，這會使井下的原油儲量得不到充分開采，采出水過多也會給環(huán)境帶來很多不利影響，增加地面水處理設施和費用。

目前，國內對于稠油開采的常規(guī)井筒減阻工藝主要有化學降黏、摻稀油、摻污水、電加熱和熱流體循環(huán)[4-5]。這五種常規(guī)工藝雖然在現(xiàn)場中應用廣泛，但這些方法使稠油在井筒中的舉升過程中存在處理量過多、摻入量大或能量損耗高等問題。關于井筒內潤滑減阻的研究卻很少，并且國內尚未應用于現(xiàn)場，目前尚處于探索階段，而潤滑元件可以使稠油在舉升過程中形成環(huán)狀流來實現(xiàn)稠油潤滑減阻輸送。

王帥等[6]以自來水和0#柴油作為實驗介質，使油水兩相流通過旋流裝置后在管內形成關于軸線對稱的環(huán)狀流；郭省學[7]通過高效旋流裝置，將油水兩相在管內分隔成關于軸線對稱的環(huán)狀流，并研究繪制出理想相分隔狀態(tài)下各相表觀速度圖。然而，王帥等[6-8]僅從相含率方面分析了旋流流體，蔣明虎等[9-12]也僅分析了含油率低的低黏原油旋流分離情況，幾乎沒有文獻考慮到旋流分離和低黏液環(huán)潤滑兩種技術的結合，僅查找到一些相關專利[13-15]。

1 結構設計

1.1 工作原理

基于設計的潤滑元件通過軸向旋流分離出油水，將部分水相回注地層，保持地層中的壓力，剩余的低含油率水相作為低黏液環(huán)，將油相與壁面分隔開，降低原油輸送阻力。元件工作時，其內部油水混合液流動情況見圖1。

圖1 油水混合液流線

1.2 導流葉片準線參數(shù)設計

導流葉片準線的設計方式采用等高圓弧段連接等高直線段，形成過渡型流道。導流葉片之間設有中間棒，中間棒兩端分別設有穩(wěn)流錐和中心錐，使流體在流道內先經過穩(wěn)流后再改變流動方向，降低流體經過導流葉片時湍流導致的液滴剪切破碎現(xiàn)象，增強油水兩相的分離效果。導流葉片準線展開后的平面示意圖見圖2。

圖2 導流葉片準線

1.3 幾何模型建立

為了便于觀察潤滑元件結構，在實驗中根據本實驗的參數(shù)要求，考察所形成的低黏液環(huán)結構是否理想及穩(wěn)定，模型的結構見圖3。其中，截面Ⅰ為溢流出口截面，截面Ⅱ為排水腔頂部截面。

圖3 模型結構

1.4 網格無關性驗證

為提高計算精度，如圖4所示，潤滑元件采用分區(qū)域劃分網格，旋流腔內部結構相對復雜，采用操作簡單的非結構網格劃分，而溢流管段和底流管段是較為規(guī)則的圓柱體，可用結構網格劃分。流體流經導流葉片和排水孔時速度變化劇烈，對這兩處進行網格加密處理。

圖4 網格劃分

如表1 所示，對潤滑元件進行網格無關性驗證，當劃分的網格數(shù)為761544 時，既可以保證數(shù)值模擬的準確性，又可以縮短模擬時間，提高運算效率。傾斜度在0.8 以內，可以被大多數(shù)求解器接受，說明網格劃分質量相對較好。

表1 網格無關性驗證

1.5 數(shù)值模型

1.5.1 湍流模型

雷諾應力模型（RSM）可針對各向異性流動[16]，則油水混合液在潤滑元件內的流動過程采用RSM 模型，便于模擬元件可能出現(xiàn)的強旋流場情況，其雷諾應力輸運方程見式(1)。

式中，Dijr為湍流擴散項；DijL為分子擴散項；Pij為應力產生項；Gij為浮力產生項；φij為壓力應變項；εij為湍流耗散項；Fij為系統(tǒng)旋轉產生項[17]。

1.5.2 多相流模型

潤滑元件內部流動情況與旋流分離器較為相近，因此混合多相流模型（Mixture）比其他模型更適合模擬潤滑元件內部流場，故采用Mixture 模型作為多相流模型。

Mixture模型連續(xù)性方程見式(2)[18]。

其中，油水混合液的平均流速見式(3)[19]，混合液的密度見式(4)[20]。

對油水兩相流的動量方程求和，所得Mixture模型的動量方程見式(5)[21]。

其中，油水混合液的黏度見式(6)，油水兩相流的漂移速度見式(7)和式(8)。

1.6 邊界條件設定

采用Mixture 混合多相流模型和RSM 雷諾應力模型，便于更好地預測復雜流動過程。以潤滑元件充滿油相體積分數(shù)為15%的油水混合液作為元件流場計算的初始條件，保持入口流量為4.24m3/h，即設置潤滑元件入口速度為0.6m/s，連續(xù)相為水，密度為998.2kg/m3，黏度為0.001003Pa·s，分散相為白油介質，自定義創(chuàng)建Materials，并設定其密度為902kg/m3，黏度為1.05532Pa·s。邊界條件有：①入口設置為速度入口（Velocity_Inlet）；②溢流口和底流口設置為自由出流（Outflow），兩出口分流比均為0.5；③其余設為無滑移壁面。

1.7 速度分析

如圖5所示，經過元件分離出大量水后形成的水環(huán)軸向速度增至1.25m/s，且形成穩(wěn)定的水環(huán)潤滑管壁，有利于采輸過程中的減阻輸送；徑向速度幾乎為0，說明其水環(huán)成形效果穩(wěn)定，重力對其影響甚微；切向速度最大為1m/s，能夠保證油水環(huán)狀流流出元件后，油水在之后的一段管道中仍然存在離心力作用，保證油水界面清晰。

圖5 溢流口速度分布

2 單因素分析

2.1 外出口角度

導流葉片外出口角度是影響流體在潤滑元件的旋流腔中流場分布的重要結構參數(shù)，適當減小外出口角度有利于增大切向速度。但是角度過小會使?jié)櫥炔啃纬奢^嚴重的湍流，導致壓降損失劇增。可以通過改變外出口角度模擬元件內部流場，見圖6。

由圖6(a)分析得出，外出口角度的增大會使溢流出口中心油核的油相體積分數(shù)顯著降低，環(huán)狀流流型逐漸消失。當外出口角度增至20°時，油核油相體積分數(shù)突然驟降至51.49%，而管壁處低黏液環(huán)含油率升高至9.368%，成環(huán)效果變差；排水腔頂部聚集的油量隨之劇增；溢流口壓降[圖6(b)]隨著外出口角度增大而逐漸下降，但增至15°之后壓降突然驟降。這是因為外出口角大于15°時，流體進旋流腔獲得的離心力不足以將油水兩相徹底分離，而在其小于15°時，流體出導流葉片時的流動面過窄，流速過大，造成壓降急劇增大的現(xiàn)象。綜上可見，外出口角度值控制在10°～15°時成環(huán)效果良好。

圖6 不同外出口角度的內部流場分布

2.2 導流葉片厚度

導流葉片厚度會影響液體出導流葉片后的流動面積，葉片過薄會使流通面積過大，導致速度過小，離心力不足，致使成環(huán)效果變差。改變導流葉片厚度對元件內部流場進行模擬，見圖7。

由圖7(a)分析得出，隨著導流葉片厚度的增大，溢流出口中心油核的油相體積分數(shù)整體上呈現(xiàn)遞增趨勢，但增幅不大；通過排水孔排出的水含有的殘余油相在排水腔頂部有所聚集，但隨著葉片厚度的增大，排水腔頂部聚集的油量逐漸降低；溢流口壓降[圖7(b)]隨著導流葉片厚度的增大而增大，且增幅逐漸變大。綜上可見，雖然葉片厚度為6mm時水環(huán)形成效果會比5mm 時稍好，但是壓降卻增加了20kPa，綜合成環(huán)效果和壓降損失兩方面考慮，5mm 會更好一些。說明導流葉片厚度控制在4～6mm以內成環(huán)效果良好，并且壓降損失較小。

圖7 不同導流葉片厚度的內部流場分布

2.3 中間棒直徑

中間棒直徑會影響液體進入旋流腔的流動面積，流量一定時，中間棒直徑過小會使液體流入旋流腔的流動面積增大，從而速度降低，使切向速度、軸向速度和徑向速度等速度分量值也隨之降低。不同中間棒直徑的內部流場見圖8。

由圖8(a)分析得出，隨著中間棒直徑的增大，溢流出口中心油核的油相體積分數(shù)整體上呈現(xiàn)先遞增而后有所下降的趨勢；排水腔頂部聚集的油量很少，且?guī)缀醪浑S中間棒直徑變化；溢流口的壓降[圖8(b)]隨著中間棒直徑的增大而逐漸增大。綜上可見，當中間棒直徑增至25mm時，之后的溢流口油核油相體積分數(shù)基本保持不變，說明將中間棒直徑控制在20～30mm 時有利于油核聚集，成環(huán)效果良好，而中間棒直徑過大會導致出導流葉片后的流體分離效果變差，而壓降損失反而劇增。

圖8 不同中間棒直徑的內部流場分布

2.4 旋流腔長度

實現(xiàn)油水兩相分離主要是通過油水混合液流在旋流腔內部做旋轉流動，不同旋流腔長度的內部流場分布見圖9。

由圖9(a)分析得出，隨著旋流腔長度逐漸增加，溢流出口中心油核的油相體積分數(shù)整體上呈現(xiàn)遞減趨勢；但是，旋流腔長度的遞增反而導致排水腔頂部聚集的油量逐漸增加；隨旋流腔長度的增加，溢流口壓降[圖9(b)]也逐漸減小，但當其長度增至250mm 之后，壓降損失則無明顯變化。綜上可見，將旋流腔的長度控制在200～250mm 時，潤滑元件能夠在壓降損耗低的前提下形成相對穩(wěn)定的油水環(huán)狀流，且邊壁低黏液環(huán)油相含率極低，有利于低黏液環(huán)潤滑。

圖9 不同旋流腔長度的內部流場分布

2.5 中心錐長度

中心錐用于消除空氣柱，使分離出來的油滴聚集并匯入溢流管中，中心錐過短會使內部旋轉流中分離出的油滴聚集時間過長而后發(fā)散，致使大量油滴從排水孔排出，導致成環(huán)效果不好。但中心錐過長會使旋轉流在排水孔附近的流場不穩(wěn)定，不同中心錐長度的內部流場分布見圖10。

由圖10(a)分析得出，隨著中心錐長度的增加，溢流出口中心油核的油相體積分數(shù)整體上呈現(xiàn)遞減趨勢，排水腔頂部聚集的油量反而遞增；隨中心錐長度的增加，溢流口壓降[圖10(b)]先減小而后遞增。綜上可見，中心錐長度為300mm 時，油核油相體積分數(shù)僅為52.91%，而邊壁低黏液環(huán)增至8.353%，當中心錐長度為150～250mm 時，成環(huán)效果相當，都有利于低黏液環(huán)潤滑，但中心錐為200mm 時的壓降損失較小，說明中心錐過長或者過短均會提高元件的能量損耗。

圖10 不同中心錐長度的內部流場分布

3 室內實驗

通過實驗研究可以進一步了解潤滑元件操作參數(shù)等對成環(huán)效果的影響。實驗流程如圖11 所示，自來水由水泵泵送至靜態(tài)混合器，根據水流量計示數(shù)來計量和調節(jié)；白油由油泵泵送至靜態(tài)混合器，根據油流量計示數(shù)來計量和調節(jié)；靜態(tài)混合器將油水充分混合后輸送至潤滑元件；油水混合液自下而上經過潤滑元件，通過透明管段觀測流型變化；底流出口排出分離水，并通過底流出口處流量計控制和調節(jié)分流比。由油流量計、水流量計、壓差表以及數(shù)據采集柜臺等組成數(shù)據采集系統(tǒng)，系統(tǒng)通過電腦軟件實時監(jiān)測各類儀表示數(shù)，并具有同步記錄存儲功能。潤滑元件上方的透明管段長0.7m，內徑25mm，采用壓差表測定潤滑元件入口和溢流口兩點間壓差，壓差表的引壓管與管道壁面高度貼合，連接點內部光滑，采用高速攝像機捕捉元件上方的立管內流型。在溫度約為20℃時開展室內實驗，實驗過程中需要控制油水比一定，通過調節(jié)總流量，用數(shù)據采集系統(tǒng)收集油水流量和壓差等數(shù)據，然后與模擬所得結果作對比分析。

圖11 實驗流程

根據之前潤滑元件模擬所設定的參數(shù)，將入口流速保持在0.42～0.68m/s（即入口流量為3.0～4.8m3/h），溢流分流比保持在0.5，元件入口的油相含率保持在15%左右，實驗所用水與白油的密度與黏度見1.6節(jié)。實驗安排見表2。

表2 室內實驗安排

3.1 入口流速對壓降的影響

圖12(a)是在分流比和油水比固定的情況下，潤滑元件入口流速增加時，元件兩端壓降的模擬值與實測值的對比圖，數(shù)值模擬分析得到的壓降曲線與實驗數(shù)據所得的曲線均呈現(xiàn)上升的趨勢，不同的是壓降的模擬值整體要比實測值高一些，但如圖12(b)所示，兩者相對誤差在25%的可接受范圍以內，因此模擬的潤滑元件壓降結果可用作室內實驗參考，以改進室內實驗的裝置和操作過程。

圖12 壓降-入口流速模擬值與實驗值對比

3.2 入口流速對流型的影響

圖13(a)～(j)為不同流速的油水兩相流自下而上經過潤滑元件溢流口處時，其上方的豎直管段內流型的實驗結果與模擬云圖的對比。通過觀測潤滑元件溢流口上方透明管段內的油水流型，當潤滑元件入口的油水混合液流速在0.42～0.45m/s之間，觀察到溢流口上方的管段內油水界面不太清晰，沒有形成明顯的油芯，在此期間伴隨著油量與水量的同時增大，透明管段內逐漸形成油核。但是油核形態(tài)不穩(wěn)定，并且大部分仍然與管壁緊貼，沒有達到流固界面潤滑的目的。

圖13 流型-入口流速模擬云圖與實驗圖像對比

當入口流速為0.48～0.62m/s時，溢流口能夠形成明顯的油水環(huán)狀流流型，觀察到溢流口上方的管段內油水界面逐漸清晰，形成明顯的油芯。入口流速為0.48m/s時，肉眼能夠觀察到一段完整的油芯，油芯呈螺旋狀蜿蜒上升，與管壁僅有少許接觸，流動時有部分白油以絲狀形式從油芯中分離進入水中，并且僅有少量油滴分散在水中；入口流速為0.51m/s 時，水中的絲狀油相減少，肉眼只觀察到少量分散的油滴；入口流速增至0.54m/s 時，油水界面清晰，油芯仍然呈螺旋狀上升，并且肉眼觀察到水中不存在明顯的分散油滴；入口流速上升至0.57m/s 時，油芯聚集程度進一步上升，油芯呈上方彎曲的柱狀，形成明顯的油水環(huán)狀流；入口流速為0.59m/s 時，油芯呈筆直上升的柱狀，形成標準的油水環(huán)狀流流型，并且油核與管壁徹底分離開來；入口流速為0.62m/s 時，油芯變粗，整體上仍然呈筆直的柱狀，外部水環(huán)變窄，油芯在向四周管壁靠近而不接觸。

入口流速為0.65m/s 時，油芯開始向四周水相以螺旋環(huán)繞的形式發(fā)散絲狀油相，油水界面開始變模糊；入口流速為0.68m/s 時，油芯周圍的絲狀油相部分貼近管壁，肉眼觀察到水環(huán)中存在大量圍繞油芯做螺旋上升運動的絲狀油相，此時環(huán)狀流遭受污染破壞。

當入口流速達到0.65m/s以上時，由于旋流場內湍流作用增強，導致油滴顆粒破碎嚴重，粒徑更小，加之離心力過大，油相以絲狀和顆粒狀形式發(fā)散至水中，環(huán)狀流外觀因此被破壞，而數(shù)值模擬時的油滴顆粒直徑固定，導致其油相分布云圖與透明管段內觀察到的現(xiàn)象不符。由于實際運動過程中油滴大小和形狀并不均一，液滴粒徑選用規(guī)定工況下的平均大小，所得模擬結果與大部分實驗結果相符，因此高流速下的結果與實驗不符可視為異常情況。

4 結論與建議

（1）潤滑元件外出口角度為10°～15°，導流葉片厚度為4～6mm，中間棒直徑為20～30mm，旋流腔長度為200～250mm，中心錐長度為150～250mm時，能夠形成良好的環(huán)狀流流型，實現(xiàn)稠油的潤滑輸送。

（2）潤滑元件適用于油水混合液流速范圍在0.54～0.65m/s 以內的情況，該流速范圍內的潤滑輸送效果良好。

（3）流速超過0.65m/s 時，液滴破碎嚴重，會使分散相粒徑迅速減小，導致模擬結果與實驗結果有較大誤差，之后研究高流速情況時應將液滴粒徑變化這一因素考慮進去。

（4）此次室內實驗初步驗證了潤滑元件的潤滑效果，建議之后采用現(xiàn)場油樣進行實驗對比，以更貼近實際情況。

符號說明

l0—— 導流葉片準線包弧長，mm

h—— 導流葉片準線高度，mm

h0—— 導流葉片圓弧段準線高度，mm

β1—— 導流葉片外準線出口角，（°）

β2—— 導流葉片內準線出口角，（°）

αo—— 油相體積分數(shù)

αw—— 水相體積分數(shù)

ρo—— 油相密度，kg/m3

ρw—— 水相密度，kg/m3

ρm—— 油水混合液密度，kg/m3

μo—— 油相黏度，Pa·s

μw—— 水相黏度，Pa·s

μm—— 油水混合液黏度，Pa·s

—— 油相實際流速，m/s

—— 水相實際流速，m/s

—— 油水混合液平均流速，m/s

下角標

o—— 油相

w—— 水相

m—— 油水混合液