油井采出液管式旋流預(yù)分水設(shè)備的放大設(shè)計

孔暢言, 劉美麗， 陳家慶， 白春祿, 王強(qiáng)強(qiáng)， 彭世昌, 王春升， 張 明， 尚 超

(1.北京石油化工學(xué)院 機(jī)械工程學(xué)院，深水油氣管線關(guān)鍵技術(shù)與裝備北京市重點(diǎn)實(shí)驗室，北京 102617； 2.中海油研究總院有限責(zé)任公司，北京 100028)

隨著油田開發(fā)年限的不斷延長和水驅(qū)強(qiáng)化采油技術(shù)的普遍應(yīng)用，不少國內(nèi)外油田目前已進(jìn)入高含水開采階段[1]。為了保持原油產(chǎn)量，往往不得不增大提液量，致使現(xiàn)有油氣集輸處理系統(tǒng)無法有效應(yīng)對，甚至增加了無效加熱能耗[2]。在井下油-水分離系統(tǒng)(Downhole oil-water separation, DOWS)尚未大規(guī)模推廣應(yīng)用之前，以旋流分離器為代表的旋流預(yù)分水技術(shù)因其具有高效緊湊、便于橇裝模塊化等優(yōu)點(diǎn)，成為了油井采出液預(yù)分水設(shè)備的重要技術(shù)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(fā)了預(yù)分水型水力旋流器，并開展了部分工程驗證試驗，相關(guān)結(jié)果匯總?cè)绫?所示[5-8]。

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

國內(nèi)最早于2004年出現(xiàn)了關(guān)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(shù)、葉片角度等進(jìn)行了優(yōu)選。蔣明虎團(tuán)隊[11-12]于2013年借助計算流體動力學(xué)(Computational fluid dynamics, CFD)數(shù)值模擬方法開展了軸流式預(yù)分水型旋流器的設(shè)計研究，并進(jìn)行了高含水來液工況下的室內(nèi)試驗；之后Xu等[13]、邢雷等[14]分別考慮分水效率與油滴聚結(jié)效果對分離設(shè)備的影響，開展了預(yù)分水設(shè)備的性能提升研發(fā)工作。此外，中國科學(xué)院力學(xué)所、常州大學(xué)等單位也相繼開展了軸向入口預(yù)分水型水力旋流器的研究[15-17]。筆者所在的環(huán)保多相流高效分離技術(shù)與設(shè)備研究團(tuán)隊也借助CFD數(shù)值模擬與室內(nèi)試驗研究，以分水率與水出口含油濃度為技術(shù)指標(biāo)，開展了處理量1.0 m3/h的管式旋流預(yù)分水設(shè)備研究，室內(nèi)試驗效果良好[18]。

國內(nèi)關(guān)于預(yù)分水型水力旋流器的研究主要以室內(nèi)試驗與數(shù)值模擬研究為主，其中尺寸放大設(shè)計是制約旋流預(yù)分水設(shè)備走向大規(guī)模工程化應(yīng)用的一個重要因素。旋流分離由于流動過程復(fù)雜，隨著旋流器半徑的增大內(nèi)部往往會產(chǎn)生更多的渦旋流動。其次，流量的增大也會導(dǎo)致近壁處的湍動能與流場內(nèi)動態(tài)壓力的增加，進(jìn)而造成液滴破碎，分離效率降低[10]。根據(jù)分離過程中起主導(dǎo)作用的參數(shù)確定相似準(zhǔn)則進(jìn)行相似放大設(shè)計的方法，可降低尺寸放大效應(yīng)并顯著減少設(shè)計工作量，得到了工程界的認(rèn)可[19]。英國學(xué)者Smyth等[20]提出了水力旋流器特征無量綱數(shù)Hy的概念，基于放大前后兩者之間的流量特性關(guān)系，假定斯托克斯數(shù)Stk和Hy呈線性關(guān)系，進(jìn)而求解。賀杰等[21]據(jù)此設(shè)計了直徑Ф32 mm、Ф38 mm和Ф52 mm 3種不同規(guī)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(dǎo)的相似準(zhǔn)則，在給定壓力降的情況下，依據(jù)處理量和切割粒徑dcrit確定了適用于低濃度的相似放大準(zhǔn)則[22]。

為突破油田進(jìn)入高含水的難題，提高旋流預(yù)分水設(shè)備工程化應(yīng)用步伐，筆者在室內(nèi)試驗樣機(jī)研究的基礎(chǔ)上，開展了管式旋流預(yù)分水設(shè)備的放大設(shè)計研究。采用數(shù)值模擬手段，對比分析了3種放大設(shè)計方法下設(shè)備內(nèi)部的速度場和濃度場分布。通過油田現(xiàn)場試驗進(jìn)行了性能驗證，確定了不同放大設(shè)計方法的特點(diǎn)和適用性，為旋流預(yù)分水設(shè)備的工程化應(yīng)用提供了切實(shí)可行的理論指導(dǎo)。

1 放大設(shè)計方法

管式旋流預(yù)分水設(shè)備的結(jié)構(gòu)示意如圖1所示。以室內(nèi)樣機(jī)流量1.0 m3/h、含水率80%、分流比0.45的最優(yōu)工況條件為基準(zhǔn)進(jìn)行相似放大設(shè)計，該工況下管式旋流預(yù)分水設(shè)備溢流壓降為41.6 kPa，取Kp=3441，np=0。

圖1 管式旋流預(yù)分水設(shè)備幾何模型結(jié)構(gòu)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(shè)計

根據(jù)管式旋流預(yù)分水設(shè)備理論設(shè)計方法，考慮液滴在旋流場內(nèi)所受曳力和壓力梯度力，以降低切割粒徑dcrit、保持經(jīng)濟(jì)管長為目標(biāo)，確定了預(yù)分水設(shè)備的各段尺寸和相對位置，設(shè)計方法與過程見文獻(xiàn)[23]。通過直接理論設(shè)計得到的處理量為10.0 m3/h管式旋流預(yù)分水設(shè)備的尺寸參數(shù)見表2中Type A數(shù)據(jù)。

1.2 相似準(zhǔn)則Ⅰ——壓力主導(dǎo)相似放大設(shè)計

壓力主導(dǎo)型相似準(zhǔn)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(shù)的關(guān)系。

Stk50×Eu=Stk′50×KpRenp

(1)

式(1)中:Eu為歐拉數(shù)；Kp和np為實(shí)驗常數(shù)；Re為雷諾數(shù)；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(yīng)的斯托克斯準(zhǔn)數(shù)。

(2)

將式(2)所示的斯托克斯數(shù)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(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)采用此比例尺放大后的具體尺寸參數(shù)見表2中Type B數(shù)據(jù)。

1.3 相似準(zhǔn)則Ⅱ——流量主導(dǎo)相似放大設(shè)計

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

(3)

(4)

在放大設(shè)計過程中保持無量綱準(zhǔn)數(shù)Hy不變，計算得到處理量為10.0 m3/h的管式旋流預(yù)分水設(shè)備的分離區(qū)半徑：

D′2=26 mm

確定管式旋流預(yù)分水設(shè)備幾何比尺：將處理量1.0 m3/h的原型結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)采用此比例尺放大后的具體尺寸參數(shù)見表2中Type C數(shù)據(jù)。

表2 油井采出液管式旋流預(yù)分水設(shè)備結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 2 Structural parameters of inline swirling water pre-separation for produced liquid

2 數(shù)值模擬

為對比3種放大設(shè)計方法之間的異同，采用已經(jīng)通過可靠性驗證的CFD數(shù)值模擬方法[24]分別對3種預(yù)分水設(shè)備進(jìn)行性能評價，具體過程如下。

2.1 幾何建模與網(wǎng)格劃分

采用SolidWorks軟件對預(yù)分水設(shè)備進(jìn)行三維建

模。為了更好地控制葉片周圍的網(wǎng)格質(zhì)量，采用PointWise軟件將管式旋流預(yù)分水設(shè)備進(jìn)行空間離散，劃分高質(zhì)量的一體化六面體網(wǎng)格，并對靜態(tài)起旋葉片、管壁等流場變化劇烈的區(qū)域進(jìn)行局部加密。為減少網(wǎng)格數(shù)量對數(shù)值模擬結(jié)果的影響，對3種結(jié)構(gòu)分別開展了網(wǎng)格無關(guān)性檢驗。由于3種設(shè)備的計算域大小不同，因此采用統(tǒng)一的網(wǎng)格平均體積方法作為網(wǎng)格數(shù)量的選擇依據(jù)。分別將Type A～C劃分成平均網(wǎng)格體積為1.896、1.433、1.144、0.867 mm3的4種網(wǎng)格進(jìn)行數(shù)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(biāo)，最終得出Type A～C的網(wǎng)格尺寸在1.144 mm3時，軸向速度與切向速度分布不隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加而發(fā)生變化。圖2為以Type A為例繪制的網(wǎng)格劃分情況及不同網(wǎng)格尺寸下速度分布情況。

圖2 計算域網(wǎng)格劃分示意及網(wǎng)格無關(guān)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(yùn)用ANSYS Fluent 19.2軟件對不同旋流預(yù)分水設(shè)備開展數(shù)值模擬研究。數(shù)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(jìn)行數(shù)值模擬。其中水相為連續(xù)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(shù)與室內(nèi)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(jìn)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(shè)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(kuò)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(shè)為1×10-2s，以進(jìn)出口流量平衡和水出口處設(shè)置監(jiān)控的含油濃度趨于平穩(wěn)作為收斂依據(jù)。

為分析流場特性，在旋流預(yù)分水設(shè)備發(fā)生分離的主要區(qū)域——小錐段設(shè)置監(jiān)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(shù)值模擬結(jié)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(yù)分水設(shè)備的分離性能。在目標(biāo)流量10.0 m3/h、分流比0.45、含水率80%的條件下，對3種結(jié)構(gòu)旋流預(yù)分水設(shè)備在S3截面處的離心加速度分布進(jìn)行了對比，如圖3所示。由圖3可以看出，Type A、Type C 2種結(jié)構(gòu)旋流預(yù)分水設(shè)備的離心加速度均呈現(xiàn)“M”形分布，從軸心到管壁先升高后降低。從數(shù)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(guī)律相似，在此不再贅述。從結(jié)構(gòu)尺寸分析可知，這是由于Type C大錐較短，旋轉(zhuǎn)動能損失較小，且小錐直徑最小，所以流體進(jìn)入小錐后仍然保持較高的旋轉(zhuǎn)流動。而Type B由于分離區(qū)直徑最大，是其余結(jié)構(gòu)的2.2～2.5倍，所以旋流速度最小，無法產(chǎn)生足夠的旋流強(qiáng)度。

圖3 管式旋流預(yù)分水設(shè)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(nèi)最大切向速度在軸向方向的衰減情況進(jìn)行了定量表征。3種結(jié)構(gòu)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(qiáng)度為100%。同時考慮3種設(shè)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(yù)分水設(shè)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(jié)構(gòu)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(xiàn)了切向速度迅速衰減的現(xiàn)象。經(jīng)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(chǎn)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(nèi)保持較高油-水分離性能。

(2)軸向速度場分布特性

在進(jìn)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(yù)分水設(shè)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(qū)域液流順流至底流口排出，內(nèi)部區(qū)域液流逆流至溢流口排出。Type B因切向速度較小，無法產(chǎn)生足夠旋流強(qiáng)度，上游負(fù)壓抽吸作用弱，導(dǎo)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(yùn)動更具穩(wěn)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(yù)分水設(shè)備的油-水分離效果，比較了相同條件下3種結(jié)構(gòu)旋流預(yù)分水設(shè)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(xiàn)出了較好的油相聚集效果，來液在圓柱段靜態(tài)起旋葉片導(dǎo)流作用下進(jìn)入大錐段，進(jìn)一步加速后在分離區(qū)小錐段中軸線附近形成高含油區(qū)域，該區(qū)域零速包絡(luò)面以內(nèi)的油-水混合物隨內(nèi)旋流反向溢流，從溢流口排出；零速包絡(luò)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(dǎo)致油相無法及時匯聚，橫向截面摻混嚴(yán)重，分離效率低下。

圖6 3種結(jié)構(gòu)管式旋流預(yù)分水設(shè)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(fā)現(xiàn)，Type A與Type C存在微量油相從底流口周期性流出的現(xiàn)象。為分析原因，引入油核偏心距Δr對油核的穩(wěn)定性進(jìn)行定量表征。如圖7所示，在設(shè)備小錐段的任意截面上，幾何中心位于中軸線上的O點(diǎn)，油核中心對應(yīng)O′點(diǎn)，O′與O點(diǎn)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(biāo)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(jìn)行分析。從圖8中可知，Type A和Type C油核中心與坐標(biāo)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(dǎo)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(nèi)匯聚，使得前段油核的偏移程度出現(xiàn)較大波動，但隨著軸向距離的增加，油核逐漸趨于穩(wěn)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(dǎo)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(wěn)定性逐漸增強(qiáng)，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(wěn)定性的對比Fig.8 Comparison of oil core instability under two different scale-up methods

對3種放大設(shè)計方法下旋流預(yù)分水設(shè)備的分離性能進(jìn)行定量表征，通過提取入口和水出口處的油-水兩相質(zhì)量流率，引入分水率和水出口處的含油濃度進(jìn)行評價。3種結(jié)構(gòu)的旋流預(yù)分水設(shè)備性能評價指標(biāo)如表3所示。

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

根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)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(yù)分水設(shè)備(Type A)分離性能較差，印證了直接放大設(shè)計的尺寸效應(yīng)現(xiàn)象；基于流量特性的相似準(zhǔn)則得到的工程樣機(jī)結(jié)構(gòu)(Type C)尺寸最小，而且分離性能最好；因旋流預(yù)分水設(shè)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(dǎo)型相似放大設(shè)計(Type B)結(jié)果并不理想，不僅設(shè)備結(jié)構(gòu)尺寸較大，而且分離性能最差。

4 油田現(xiàn)場試驗

對放大后的設(shè)備進(jìn)行現(xiàn)場驗證，對基于流量特性相似準(zhǔn)則設(shè)計的10.0 m3/h管式旋流預(yù)分水設(shè)備采用多管并聯(lián)方式進(jìn)行了工程樣機(jī)系統(tǒng)設(shè)計，并在某油田完成了現(xiàn)場運(yùn)行效果的測試評價。預(yù)分水設(shè)備工程樣機(jī)由3根處理量為10.0 m3/h的單管并聯(lián)于臥式罐狀壓力容器內(nèi)組成，各旋流預(yù)分水器單體可獨(dú)立啟用或封堵。如圖9(a)所示，工程樣機(jī)以旁路的方式與油田現(xiàn)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(tǒng)相連、出油口與靜電聚結(jié)分離器相連。

LPO—Light phase outlet; HPO—Heavy phase outlet圖9 管式旋流預(yù)分水設(shè)備工程樣機(jī)現(xiàn)場試驗照片F(xiàn)ig.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(jī)分離性能驗證試驗

現(xiàn)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(dú)采用油井采出液進(jìn)行管式旋流預(yù)分水設(shè)備單體在不同分流比下的驗證試驗，現(xiàn)場化驗分析由第三方機(jī)構(gòu)采用紅外分光法對水出口含油濃度進(jìn)行測量，結(jié)果如圖10所示。從圖10可以看出，在高含水狀態(tài)下，分流比基本與分水率成負(fù)相關(guān)關(guān)系，絕大部分工況下水出口含油質(zhì)量濃度都在400 mg/L以下，分水率達(dá)到73.71%時依然能保持較好分離能力。當(dāng)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(dǎo)致水出口含油質(zhì)量濃度有所升高，但依然遠(yuǎn)小于下游水處理系統(tǒng)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(xiàn)場試驗結(jié)果Fig.10 Oilfield test results at different split ratios and a processing capacity (Q) of 10.0 m3/h

為進(jìn)一步考察設(shè)備在不同含水率條件下對采出液的適應(yīng)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(diào)節(jié)進(jìn)入預(yù)分水設(shè)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(jìn)行了不同含水率條件下的驗證試驗，結(jié)果如圖11所示。

HPO—Heavy phase outlet圖11 不同采出液含水率(φ(H2O))的現(xiàn)場試驗結(jié)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(yùn)行工況下，水出口含油質(zhì)量濃度基本維持在1000 mg/L附近，水出口含油質(zhì)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(lián)運(yùn)行時受限于現(xiàn)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(yùn)行結(jié)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(zhì)量濃度仍可控制在1321.6 mg/L以下，滿足下游水處理系統(tǒng)要求。

4.2 放大前后性能對比試驗

為進(jìn)一步對基于流量特性的相似放大設(shè)計方法進(jìn)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(nèi)樣機(jī)試驗結(jié)果進(jìn)行了對比，結(jié)果如圖12所示。

HPO—Heavy phase outlet圖12 現(xiàn)場試驗與室內(nèi)試驗對比結(jié)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(xiàn)場試驗結(jié)果可知，單管處理量10.0 m3/h的管式旋流預(yù)分水設(shè)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(zhì)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(nèi)樣機(jī)的分離性能更優(yōu)，這與室內(nèi)試驗采用32號白油作為試驗介質(zhì)有關(guān)?？紤]到現(xiàn)場試驗采出液密度比室內(nèi)實(shí)驗介質(zhì)高且現(xiàn)場工況波動大等不利條件，雖然相同分水率條件下現(xiàn)場樣機(jī)水出口含油質(zhì)量濃度與室內(nèi)樣機(jī)結(jié)果的最大偏差接近600 mg/L，但依然可以認(rèn)為放大后工程樣機(jī)的性能與室內(nèi)樣機(jī)性能接近，驗證了基于流量特性相似放大設(shè)計方法的可靠性。

5 結(jié) 論

基于油井采出液管式旋流預(yù)分水設(shè)備室內(nèi)試驗樣機(jī)開展了放大設(shè)計研究，分別通過直接理論設(shè)計、壓力主導(dǎo)型相似放大設(shè)計、流量主導(dǎo)型相似放大設(shè)計得到了3種單管處理量為10.0 m3/h的管式旋流預(yù)分水設(shè)備，通過數(shù)值模擬方法對3種設(shè)備進(jìn)行了速度場分析、濃度場分析以及性能評價指標(biāo)分析，開展了工程樣機(jī)現(xiàn)場試驗，得到如下結(jié)論：

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

(2)數(shù)值模擬結(jié)果顯示:基于流量特性的相似準(zhǔn)則放大得到的旋流預(yù)分水設(shè)備截面離心加速度最大，峰值達(dá)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(dá)到68.70%時，水出口含油質(zhì)量濃度僅為584.24 mg/L，分離性能優(yōu)異。

(3)現(xiàn)場試驗結(jié)果表明:管式旋流預(yù)分水設(shè)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(zhì)量濃度小于1321 mg/L；與處理量為1 m3/h的室內(nèi)樣機(jī)相比，放大后工程樣機(jī)的性能變化很小，驗證了流量主導(dǎo)型相似放大設(shè)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(nèi)樣機(jī)、Type B、Type C所對應(yīng)的分離區(qū)直徑，mm；

D1,D2,D3——分別為圓柱段、溢流管和直尾管所對應(yīng)的直徑，mm;

Eu——?dú)W拉數(shù);

Hy——無量綱準(zhǔn)數(shù);

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(shí)驗常數(shù)；

Q——處理量，m3/h；

r/R——相對截面位置；

r——取樣點(diǎn)的位置；

R——截面直徑,mm；

Re——雷諾數(shù);

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(yīng)的斯托克斯準(zhǔn)數(shù)；

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(zhì)量濃度，mg/L。