天然氣水合物氣液分離方案設計與樣機試制*

王旱祥 許傳寶 于長錄 郝志偉 張辛 車家琪 朱曉洋

(1.中國石油大學(華東) 2.中國石油集團渤海鉆探工程有限公司油氣合作開發(fā)分公司 3.中國石油集團工程技術研究院有限公司 4.中國石油集團海洋工程重點實驗室)

0 引 言

作為21世紀極具代表性的非常規(guī)新能源，與其他能源相比，天然氣水合物具有極高的應用價值，它具有分布范圍廣、儲量巨大、綠色高效、密度大等優(yōu)點[1]。根據(jù)國土資源部研究估算，我國的水合物儲量豐富，具有極大的資源前景，僅南海儲量就高達700億t標準油。如此巨大的儲量和資源優(yōu)勢成為我國聚焦天然氣水合物開采關鍵技術研究的重要驅動力[2]。因此，提高水合物的采收率[3-5]、保障水合物的開采安全[6-7]是目前研究的兩大熱點。

目前，天然氣水合物的開采主要有降壓法、CO2置換法、熱激勵法、化學抑制劑法和固態(tài)流化開采方法[8-9]。其中，降壓法是天然氣水合物傳統(tǒng)開采方法中最有前景的一種技術。對于水合物的降壓開采，由于氣層中游離水以及凝析液的存在，天然氣和水蒸氣以及液滴狀的游離水混合在一起，這也就意味著儲層中開采出來的往往是氣液混合物。為降低天然氣水合物開采的資源消耗，保證開采的連續(xù)性，提升水合物的采收率，合理設計水合物的氣液分離裝置尤為重要。

國內外很多學者對氣液螺旋分離裝置開展了一系列研究。J.M.RAGLIN[10]在普通螺旋氣液分離器的基礎上對螺旋進行改進，提出了帶傾角的螺旋。王慶偉[11]針對螺旋氣液分離器開展了理論分析和研究，發(fā)現(xiàn)氣泡體積和混合物流量對氣液分離器分離效率影響較大，螺距較小時，氣泡在螺旋分離器內滯留的時間就越長，分離效率越高。馮鈺潤[12]對分離器結構參數(shù)變化同分離效率和壓降的影響進行了研究，發(fā)現(xiàn)隨著螺旋圈數(shù)的增加，分離器的分離效率和壓降都增大。A.RAOUFI等[13]設計了一種錐形的排氣管結構，并對不同的錐形結構進行模擬，結果表明，當排氣管直徑增加時，內旋區(qū)域氣流的切向速度降低，導致其分離效率降低。馬洋洋等[14]針對入口構件對分離性能的影響進行了數(shù)值模擬，研究結果表明，加入螺旋入口構件可在入口流量大的工況下依舊保持較高的分離效率。李曉慧[15]設計了一種內螺旋工具并對工具內氣液兩相流動規(guī)律進行研究，發(fā)現(xiàn)未進入工具段時氣液兩相流呈現(xiàn)明顯的分層流流態(tài)，進入內螺旋工具后由于工具的強制螺旋作用分層流消失，轉化為氣相和液相分離的螺旋層流，工具出口氣液兩相流會從螺旋層流逐漸衰減，最終恢復為層流，此時的積液高度相對于未入工具段已有明顯降低。

目前，針對天然氣水合物氣液分離裝置的研究較少，不能滿足水合物的高效安全開發(fā)需求。鑒于此，本文結合我國南海神狐海域天然氣水合物的開發(fā)需求，在保證結構合理性與可靠性的基礎上，完成水合物氣液螺旋分離裝置的結構設計，并開展氣液螺旋分離裝置的樣機試制和性能測試，以期為高效安全地開發(fā)天然氣水合物資源提供技術支持。

1 設計要求及整體思路

1.1 氣液分離裝置設計要求

(1)所設計的井下氣液分離裝置應確保結構的合理性與可靠性，氣液分離效率達到90%以上；

(2)氣液分離裝置尺寸應適應套管尺寸，采用的套管直徑為219.1 mm(8in)，即要求徑向尺寸小于219.0 mm，并適用于井下安裝；

(3)應結合水合物開采的整體工藝方案原理，與工藝方案相適應，合理設計螺旋分離裝置結構。

1.2 氣液分離裝置整體思路

在水合物開采過程中，由于井下氣體流量較小，液相含量較低，故適合采用螺旋分離裝置，螺旋分離裝置的分離機理如圖1所示。

圖1 氣液螺旋分離機理Fig.1 Mechanism of gas-liquid spiral separation

氣液兩相流通過入口，軸向進入螺旋分離裝置，再經(jīng)過導向葉片后，兩相流由軸向運動變?yōu)槁菪男D運動。其中，液滴受到的離心力較大，兩相分離，液滴被流道的外壁捕捉，經(jīng)過液滴的聚合以及重力和氣流的作用，液體沿螺旋體成股流下，氣體由螺旋體管向上排出，完成氣液分離過程。

2 水合物氣液螺旋分離參數(shù)計算

2.1 地層溫壓條件下流量計算

參考前人對南海北部天然氣水合物物藏數(shù)值模擬過程中設置的地層參數(shù)[3]，以及南海神狐海域天然氣水合物實際工況[16]，取水合物井上產(chǎn)量30 000 m3/d，井上溫度20 ℃，井口壓力0.3 MPa。分離器井下工作壓力15 MPa，地層溫度13.5 ℃，需利用理想氣體狀態(tài)方程計算井下流量。

由于理想氣體在定義時忽略了分子間作用力以及氣體分子的體積，故理想氣體狀態(tài)方程并不能準確地用于實際工況下的氣體計算，具體的偏離程度取決于壓力、溫度以及氣體自身的理化性質，故引入壓縮因子Z來補償實際氣體改變溫壓條件后與理想氣體體積的偏差[17]，其定義式可表示為：

(1)

式中：p0為理想氣體壓力，Pa；V0為理想氣體體積，m3；n0為理想氣體物質的量，mol；R為理想氣體常數(shù)，J/(mol·K)；T0為理想氣體熱力學溫度，K；Vm為實際氣體摩爾體積，m3/mol。

經(jīng)過壓縮因子校正后的理想氣體狀態(tài)方程是描述真實氣體性質中最直接、最簡單、最廣泛的狀態(tài)方程。Standing和Katz利用試驗方法，建立對應參數(shù)與壓縮因子的關系圖版，如圖2所示。

圖2 壓縮因子圖版Fig.2 Compressibility factor diagram

通過天然氣的臨界參數(shù)(包括臨界壓力pc=4.604 MPa，臨界溫度Tc=190.55K，臨界密度ρc=166 kg/m3)計算天然氣在地層壓力p=15 MPa和地層溫度t=13.5 ℃條件下的對比溫度Tr和對比壓力pr，如式(2)和式(3)所示：

(2)

(3)

代入數(shù)據(jù)，則pr=3.258,Tr=1.504。根據(jù)Tr和pr，查圖版可獲得天然氣的壓縮因子Z=0.77。所以井下氣體流量可由式(4)計算。

(4)

式中：p為天然氣地層壓力，Pa；V為天然氣地層體積，m3；T為天然氣地層溫度，K；psc為天然氣井口壓力，Pa；Vsc為天然氣井口體積，m3；Tsc為天然氣井口溫度，K。

計算得地層流量Q=451.756 m3/d，地層天然氣的密度可根據(jù)式(5)求得。

(5)

式中：Mmol為常數(shù)，指天然氣的摩爾質量，取值為20.78 g/mol。

計算得地層天然氣密度ρg=130.785 kg/m3。

2.2 地層溫壓條件下黏度計算

目前，天然氣黏度計算模型主要有Dempsey模型、Lee模型、LBC模型、Dean和Stiel提出的非極性高壓氣體混合物黏度計算模型(DS模型)及Londono模型[18-23]。API推薦使用Dean-Stiel黏度模型[24]計算高壓下氣體黏度。首先根據(jù)天然氣臨界密度ρc和地層天然氣密度ρg，求對比密度ρr：

(6)

代入數(shù)據(jù)，則ρr=0.788。低壓下天然氣動力黏度μ0為0.011 5 MPa·s。黏度對比參數(shù)ξ根據(jù)式(7)計算。由于對比溫度Tr為1.504，計算黏度對比參數(shù)ξ=0.042 13。

(7)

式(8)即為Dean-Stiel黏度模型，其中，k0和k1為常數(shù)，其值分別為k0=1.439，k1=-1.11。

(μg-μ0)ξ=10.8×10-5×

(8)

式中：μg為地層高壓下氣體的動力黏度， mPa·s；μ0為低壓下氣體的動力黏度， mPa·s。

計算得地層高壓下氣體動力黏度μg大小為0.018 2 mPa·s。

2.3 螺距與螺旋圈數(shù)

氣液螺旋分離裝置的主要結構參數(shù)包括螺距、螺旋圈數(shù)、螺旋頭數(shù)、螺旋體管徑等，在結構參數(shù)設計前需首先對螺距和螺旋圈數(shù)進行估算[25]。課題算例水合物井采用外徑219.1 mm套管，初始設置分離裝置外徑為180.0 mm，壁厚為7 mm，螺旋體管外徑為105.0 mm，螺旋片厚度為3 mm，用于估算螺距與圈數(shù)。螺旋體和流域結構示意圖如圖3所示。

圖3 螺旋體和流域結構示意圖Fig.3 Spiral structure and fluid domain

由結構參數(shù)可知，流域小徑r1=52.5 mm，流域大徑r2=83.0 mm。螺旋通道截面積為：

S=(D-3)(r2-r1)

(9)

螺旋通道流量可表示為：

(10)

兩相旋轉的平均角速度為：

(11)

式中：S為螺旋通道截面積，mm2；Qg為螺旋通道流量，其大小與地層流量Q相同，值為451.756 m3/d；ω為平均角速度，rad/s；D為螺距，mm。

代入數(shù)據(jù)，則平均角速度為：

(12)

流道環(huán)空中心的離心加速度為：

(13)

式中：a為離心加速度，m/s2。

由此推出螺距與離心加速度關系為：

(14)

根據(jù)式(14)可求出液滴獲得不同的離心加速度所要求的螺距值，計算結果如表1所示。

表1 離心加速度與螺距、角速度關系表Table 1 Relationship between acceleration and pitch or angular velocity

游離的天然氣攜帶液體進入螺旋通道后，可主要考慮液滴所受的離心力、向心浮力與黏滯阻力，列其平衡方程：

(15)

式中：d為液滴直徑，m；ρl為地層液態(tài)水密度，kg/m3；ut為液滴的切向速度，m/s；ur為液滴的徑向速度，m/s；ξ′為阻力系數(shù)。

(16)

式中：t為分離時間，s。

由式(16)可近似解出直徑為d的液滴由流域小徑r1分離到大徑r2被壁面捕捉的時間t1：

(17)

將參數(shù)代入可得液滴分離所需時間與液滴粒徑和兩相旋轉角速度的關系：

(18)

根據(jù)式(18)和表1中加速度與螺距的關系，可分別計算不同粒徑的液滴在不同離心加速度下被壁面捕捉分離所需要的時間t2與螺旋圈數(shù)N，計算結果如表2所示：

表2 不同粒徑下加速度與分離時間、螺旋圈數(shù)關系Table 2 Relationship between acceleration and separation time or the number of spiral turns with different particle sizes

結合不同粒徑和離心加速度對應的螺距與螺旋圈數(shù)對應結果，初步選用螺距70mm，圈數(shù)7圈，螺旋體管外徑105.0mm。

3 氣液螺旋分離裝置結構設計

3.1 螺旋體入口形式

螺旋體入口結構對氣液分離過程也有重要的影響。運用Soildwork軟件完成流域的三維建模，導入到前處理軟件ICEM完成幾何修補、網(wǎng)格劃分、設定流域與邊界條件等前處理工作。整個流域模型的操作壓力設置為15MPa，流域模型的入口條件為速度入口，計算速度入口為0.5m/s，液相體積分數(shù)為10%，出口邊界條件設置為壓力出口；螺旋體及管壁部分設置為默認的壁面條件，邊界條件設置如圖4所示。利用Fluent軟件采用離散相模型，結合歐拉液膜模型分析液滴的運動，獲得一般入口結構和雙螺旋引流端入口結構的流體流線圖，數(shù)值模擬結果如圖5和圖6所示。

圖4 流域模型邊界條件示意圖Fig.4 Boundary conditions of fluid domain

對于一般螺旋體入口結構，流體由軸向進入氣液分離裝置，在螺旋片作用下，氣液兩相流動方向由軸向轉為螺旋運動，進入螺旋分離過程。此入口結構簡單方便，但普遍存在沖擊與回流現(xiàn)象，如圖5所示。由圖5可知，螺旋分離裝置內沖擊與回流的弊端主要表現(xiàn)為：

圖5 無引流螺旋體模型與沖擊回流現(xiàn)象Fig.5 Spiral structure model without drainage entrance and impact backflow phenomenon

(1)回流與沖擊本身屬于無效功，會消耗氣液運動的能量，影響裝置的分離性能，增加氣體在裝置內的壓力損失；

(2)回流的兩相流體會占據(jù)流體通道，減小部分流道面積，改變流體流動角度，增加流體流動的無序性；

(3)沖擊與回流都會產(chǎn)生漩渦，加劇湍流程度，更會造成液滴的破碎，提高液滴分離的難度。

設置引流段形狀為圓形輪廓，直徑與分離裝置外徑相同，同時將單螺旋變?yōu)殡p螺旋結構后，該結構下的入口處流線圖如圖6所示。由流線圖可以看出，其沖擊回流現(xiàn)象已基本消失，兩相流體的運動流線趨于有序，有效減少了沖擊與回流現(xiàn)象的產(chǎn)生。

圖6 引流螺旋體模型與流線圖Fig.6 Spiral structure model with drainage entrance and streamline diagram

3.2 分離裝置結構設計

3.2.1 整體結構設計

結合井下氣液分離裝置的設計條件、原理及要求，根據(jù)確定螺距、螺旋圈數(shù)、螺旋體管外徑以及分離裝置入口結構形式等，確定氣液分離裝置的工況及結構參數(shù)：壓力15MPa，溫度13.5 ℃，套管直徑219.1mm，油管直徑114.3mm(4in)，中心管(水管)直徑48.3mm(1.9in)，初選螺距70mm，初選螺旋圈數(shù)7圈，初選螺旋體管外徑105.0mm。整體結構如圖7所示。

1—上接頭；2—入口環(huán)；3—連接管；4—O形密封圈；5—螺旋體；6—筒體；7—下接頭。圖7 螺旋分離裝置結構圖Fig.7 Structure of spiral separator

氣液兩相在經(jīng)過防砂裝置后，由入口環(huán)上開孔進入螺旋分離裝置，經(jīng)過螺旋片引流段后由軸向運動轉變?yōu)槁菪\動進入螺旋流道，在流道內氣液兩相由于密度不同產(chǎn)生的離心力不同而分開，氣相在流出流道后，從螺旋體管經(jīng)過上接頭舉升至井上，液相則由下接頭流過封隔器進入存液腔，完成氣液分離過程。

3.2.2 螺旋體

井下氣液螺旋分離裝置的核心即為螺旋體，其結構如圖8所示。

1—雙螺旋引流段；2—螺旋分離段；3—筒體。圖8 螺旋體結構圖Fig.8 Spiral structure

螺旋體上部通過管螺紋與連接管和上接頭相連。螺旋片前端設置有引流段，結合雙螺旋結構的應用可有效降低氣液兩相由于運動方向改變引起的沖擊與回流現(xiàn)象。氣液兩相在螺旋通道內分離，液滴逐漸在邊壁上匯集成流并順著螺旋片流出。為了防止液流再次破碎，將螺旋片由水平方向向下傾斜10°以保證液流在近壁面流動。

3.2.3 上接頭

氣液螺旋分離裝置上接頭材料采用42CrMo，共由3部分螺紋組成，左側內螺紋錐度為1∶16，為4inTBG油管接箍，中部內螺紋用于連接管與螺旋體的固定與連接，右側外螺紋M180與筒體相連。上接頭總長215.5mm，最大外徑195.0mm。

3.2.4 下接頭

氣液螺旋分離裝置下接頭材料同樣采用42CrMo，左側內螺紋M180與分離裝置筒體相連，右側螺紋錐度為1∶16，為4inTBG油管接箍，用于連接后置的油管與封隔器等裝置。氣液兩相在分離后，液相逐漸聚集成流，從螺旋流道流出，在下接頭內形成旋轉流。

4 氣液螺旋分離裝置樣機試制

分離裝置樣機的外殼(包括排氣管、入口管、筒體、存液腔)由有機玻璃制成，各部分通過法蘭盤螺栓連接，螺旋體參數(shù)為：螺距70mm，圈數(shù)7，螺旋體管外徑105.0mm，材料304不銹鋼，其上的螺旋片通過焊接與螺旋體管相連。連接管由不銹鋼管車削而成，通過螺紋與螺旋體相連。氣液分離試驗樣機結構圖與螺旋分離器樣機分別如圖9和圖10所示。

1—排液管；2—排氣管；3—連接管；4—入口管；5—螺栓；6—螺旋體；7—筒體；8—電纜；9—磁翻板液位儀；10—電潛泵；11—液位傳感器。圖9 試驗樣機結構Fig.9 Structure of experiment prototype

圖10 螺旋分離裝置樣機Fig.10 Prototype of spiral separator

在室內溫壓條件下進行氣液分離試驗，探究氣液比對分離性能的影響。由上述計算結果可知，穩(wěn)定狀態(tài)下，地層流量Q=451.756m3/d，液相體積分數(shù)在10%以下。控制氣體處理量為20m3/h，設置液相體積分數(shù)分別為1%、3%、5%、7%和9%，室內試驗得出分離效率分別為94.0%、93.2%、93.8%、94.6%和95.1%。

由試驗結果可知，在液相積體分數(shù)10%以下，分離效率整體在90%以上，分離效果較好，氣液比對分離效率的影響較小。

5 結 論

(1)設計了一種適用于天然氣水合物開采的氣液分離方案，在氣體流量較小、液相體積分數(shù)較低的情況下適宜采用螺旋分離裝置。

(2)計算出開采地層溫壓條件下的天然氣密度為130.785kg/m3，高壓下氣體動力黏度為0.018 2mPa·s，螺旋體的螺距為70mm，圈數(shù)為7圈，螺旋體管外徑為105.0mm。

(3)在保證合理性與可靠性的基礎上，結合結構參數(shù)的計算結果，完成了氣液螺旋分離裝置的結構設計。

(4)完成了氣液螺旋分離裝置的樣機試制與性能試驗，試驗結果表明，在液相體積分數(shù)10%以下時分離效率整體在90%以上。