基于CFD-PBM模型的井下油水旋流分離器結構優(yōu)選*

任向海 彭振華 丁雯 李默 閆月娟

(1.中國石化西北油田分公司石油工程技術研究院 2.中國石化碳酸鹽巖縫洞型油藏提高采收率重點實驗室 3.東北石油大學機械科學與工程學院)

0 引 言

塔河油田某碳酸鹽巖縫洞型油藏稠油井區(qū)塊泵掛在2 500 m左右，20 ℃時油相黏度達2 280 mPa·s以上，產液量約40 m3/d，其中含水體積分數90%以上油井占區(qū)塊以上。產液舉升和水處理費用的增加，使得其中部分油井過早達到經濟極限而報廢。井下油水分離和同井回注技術可有效解決上述問題[1-5]。水力旋流式井下油水分離技術利用油水密度的不同，可通過離心力較為徹底地將油水分離開。該技術已在我國大慶、勝利及遼河等油田先后推廣應用[6-7]。每一種旋流分離器都有其適合的入口流量范圍，在此范圍內分離效率最高。T.HUSVEG等[8]研究得出，旋流器僅可以抵抗10%的流量波動；同時采出液黏度隨分散油相黏度的增大而增大，油滴的向心運移及速度也逐漸放緩，致使分離效率降低[9-10]。常用的井下油水旋流分離器的處理量約為100 m3/d，油相黏度范圍在2～50 mPa·s范圍之間[3，7]。因此，原有針對大處理量和低黏度采出液的井下旋流油水分離結構不能直接用于當前工況。針對上述情況，筆者將設計開發(fā)適用于低處理量、高黏度稠油和高含水井的井下油水旋流分離器。

塔河油田泵掛深，采出液入泵時溫度較高，黏度下降(約80 mPa·s)，同時油層為縫洞型結構，孔隙度較大，有利于井下旋流器內油水的分離和分離后水的回注，這為高黏度采出液的井下分離及回注提供了有利條件。但井下油水旋流分離器工作在稠油深井中，溫度的升高會導致油水界面張力下降，黏度的增加需要更大的離心力，這些因素均易引起油滴的破碎，降低旋流器的分離性能。計算流體動力學(CFD)軟件被廣泛用于旋流器結構優(yōu)化及流場研究之中[11-13]。但原來不考慮油滴聚結破碎的數值模擬結果不能準確反映實際工況。群體平衡(PBM)模型由于能夠有效地計算出油滴的聚結破碎和粒徑分布規(guī)律，近年來越來越多地被用于旋流器的數值模擬中。夏宏澤等[14]利用CFD-PBM耦合模型模擬研究了旋流器結構參數對旋流器內油滴粒徑分布、油相體積分數與分離效率的影響，數值模擬值結果與試驗結果很接近。賈朋等[15]采用基于PBM模型的CFD數值模擬方法，探究了不同入口流量、溢流分流比及油相黏度等因素對油滴粒徑分布以及油水分離特性的影響，研究結果表明，該方法可以獲得水力旋流器內部油滴粒徑分布及變化特性，有利于從不同尺度揭示水力旋流器的分離機理。呂鳳霞等[16]采用CFD-PBM數值模擬方法，研究了旋流器內的油水分離，研究結果表明，隨著流量的增大，由于油滴破碎的影響，分離效率提高到一定程度后會降低，對于結構尺寸固定的旋流器均存在一個最佳處理量。

綜合上述調研，筆者將以CFD-PBM耦合計算模型，考慮油滴聚結破碎的影響，采用正交試驗法，開展低處理量情況下高黏度采出液的井下油水分離旋流器的結構參數優(yōu)選和工況適應性分析，以期為碳酸鹽巖縫洞型油藏開采稠油井井下同井注采工藝提供技術支撐。

1 數值計算方法

1.1 幾何結構和網格劃分

本文設計旋流器處理量為40 m3/d。利用龐學詩[17]最大切線速度軌跡生產能力計算法導出的水力旋流器主直徑的計算公式，確定旋流器主直徑Dc為20 mm；采用切向雙入口雙錐旋流器結構形式，根據英國Southampton大學M.THEW[18]提供的主要尺寸比例關系進行設計。井下油水分離過程中，由于溢流流量較大，且為防止溢流口堵塞，本文對溢流口直徑進行了適當放大。入口當量直徑折算成等面積的矩形入口，矩形長寬比為2.5∶1。初設雙錐旋流器結構如圖1所示。

圖1 雙錐旋流器結構示意圖Fig.1 Schematic structure of the dual-cone hydrocyclone

主要參數如下：旋流器主直徑Dc=20 mm，旋流腔直徑D=40 mm，旋流腔長度Ls=40 mm，溢流口直徑Do=5 mm，矩形入口長度A=10 mm，大錐段錐角α=20°，小錐段錐角β=1.5°，尾管段長度Lu=600 mm，尾管直徑Du=10 mm。

運用Gambit軟件進行三維模型建立，并對網格進行劃分。本文選用結構性網格對油水旋流分離器進行網格劃分，網格單元均劃分為六面體結構網格單元。通過網格無關性驗證，最終選用網格數量為54萬的網格作為后續(xù)計算網格的劃分水平。其網格劃分和求解域如圖2所示。

圖2 網格劃分及求解域Fig.2 Meshing and solution domain

1.2 模型設置

模擬計算選用雙精度壓力基算法隱式求解器穩(wěn)態(tài)求解，湍流計算模型選擇雷諾應力模型(RSM)，井下油水分離旋流器為油水混合兩相流動，多相流選擇Mixture模型，水相為連續(xù)相，油相為離散相?？紤]到油滴在強旋流場作用下可能發(fā)生聚并及破碎現象，耦合顆粒群體平衡的PBM模型，聚并模型選擇Turbulent模型，破碎模型選擇Luo模型，對旋流場內多相流運動進行描述[19-20]。SIMPLEC算法用于速度壓力耦合，采用有限體積法對控制方程進行離散，體積分數采用QUICK方法，壓力項采用PRESTO！方法，動量、湍動能和湍流耗散率均采用二階迎風格式進行離散，壁面區(qū)域采用標準壁面函數處理，為無滑移邊界條件，收斂精度設為10-5[21]。

1.3 物性參數及邊界條件

根據塔河油田某油井實際工況，經理論計算和試驗測量，井下2 500 m處油相密度890 kg/m3，黏度80 mPa·s；水相密度1 080 kg/m3，黏度1 mPa·s；油水界面張力0.017 N/m，含水體積分數98%。水力旋流器入口初始油滴粒徑分布采用正態(tài)分布(平均粒徑為80 μm)。入口設置為速度入口(Velocity inlet)，油水兩相速度均為5.787 m/s；溢流口和底流口均為自由出流(out-flow)，溢流口分流比為0.2?？紤]重力對分離效率的影響，設置重力加速度為9.81 m/s2，方向為Z軸負方向。

2 基于正交試驗的結構參數優(yōu)選

旋流分離器的結構對流場的影響因素較多，當離散相(油相)黏度過大時會對分離效果產生不利影響。為了優(yōu)選出適應于高黏度介質的分離結構，需對油水旋流分離器的主要結構參數進行優(yōu)選。由于采用單因素分析計算量較大，所以本文采用正交試驗方法，利用數值模擬，優(yōu)選出井下油水旋流分離器最佳結構參數。

2.1 正交試驗方案的確定

2.1.1 試驗指標

井下油水旋流分離器結構的分離特性主要表現在油水分離效率和出口壓力降，一個反映分離性能，一個反映能耗性能。為避免注入地層水對地層堵塞，對井下油水分離旋流器的分離性能要求較高，因此選定油水分離效率作為研究分析試驗指標，油水分離效率越高，旋流分離器對應的結構分離性能越優(yōu)。

2.1.2 試驗因素與水平的確定

井下油水旋流分離器結構的關鍵部件包括溢流管、旋流腔、大錐段、小錐段及尾管等。選取溢流管直徑、大錐段錐角角度、小錐段錐角角度及尾管長度4個因素，研究油水旋流分離器結構的分離性能，相應的編號分別為A、B、C和D，每個因素取4個水平值。各因素的水平值如表1所示。

表1 因素水平Table 1 Factors and their levels

2.2 正交試驗方案與結果分析

2.2.1 正交試驗方案

根據本試驗設計的因素和水平數，選用4因素4水平的正交表L_16來安排試驗，共進行16次數值模擬試驗。在對評價指標進行正交分析的過程中，采用極差分析的數理統計方法，確定影響評價指標的各因素的主次順序。分離效率采用質量效率計算，即溢流中所含油相的質量與水力旋流器入口的油相總質量之比。正交試驗結果與分析見表2。

表2 正交試驗結果與分析Table 2 Results of the orthogonal test

2.2.2 結果分析

根據極差分析，影響旋流分離器溢流口質量效率的主要因素由大到小依次為：小錐段錐角、溢流管直徑、大錐段錐角和尾管長度。該試驗指標下，最佳的結構參數組合為A2B3C4D3。溢流口質量效率表征油水分離效果，因此根據極差分析表，繪制了各因素水平與溢流口分離效率的關系曲線，如圖3所示。

圖3 各因素水平對分離效率的影響Fig.3 Effects of factors on separation efficiency

從圖3可以得到，各因素中對分離效率影響較大的是小錐段錐角，合適的小錐段錐角(因素C)可以顯著增強旋流分離結構對油水兩相的分離效果。同時，適宜的溢流口直徑(因素A)和大錐段錐角(因素B)也可以對油水分離起到很大的促進作用。底流管長度對試驗指標的影響相對較小。因素A、B、C和D對分離效率的影響均為先增大后減小的趨勢。優(yōu)選后結構參數如下：溢流管直徑4 mm，大錐段錐角20°，小錐段錐角2.0°，尾管長度600 mm。此結構旋流器分離效率達到98.75%。

3 井下油水旋流分離器適應性分析

為了確定井下油水旋流分離器的最佳工況點，確定其對油水混合液的處理量、油相黏度的適應范圍，開展上述參數對旋流器分離性能的影響分析。

3.1 混合液處理量對分離性能的影響

混合液處理量的變化對油水旋流分離器的流場特性影響較大，從而會對旋流分離器的分離性能產生重要影響。根據實際工況確定混合液日處理量分別為20、30、40、50和60 m3，開展不同處理量對井下油水旋流分離器分離性能的影響分析。計算以旋流腔上邊緣中心處為原點，以溢流口出口方向為Z軸正方向建立坐標系。取大錐段z1=-60 mm和小錐段z2=-160 mm為研究對象。坐標系和選取位置如圖1所示。

3.1.1 混合液處理量對旋流場切向速度的影響

由于速度場中對油滴破碎作用和分離效率影響最大的為切向速度，所以對5種流量工況下的切向速度進行分析，切向速度分布如圖4所示。

z1為大錐段z=-60 mm處沿徑向分布的切向速度分布，z2為小錐段z=-160 mm處沿徑向分布的切向速度分布。從圖4可以看出，大、小錐段切向速度對稱分布，出現了明顯的最大切向速度分布區(qū)域。最大速度以內，為準強制渦區(qū)，切向速度隨半徑增加近似線性增大；最大速度以外，為準自由渦分布，切向速度隨半徑減小而增大，符合旋流器切向速度分布規(guī)律。切向速度從大錐段z1=-60 mm到小錐段z2=-160 mm的過程中，相同流量時最大切向速度基本相同，說明大錐段和小錐段對速度的補償作用較好，錐角設計合理。隨著處理量的增加，切向速度分布規(guī)律基本相同，最大切向速度值隨處理量增加基本呈線性增加趨勢，處理量每增加10 m3/d，最大切向速度增加30%。最大切向速度隨處理量變化規(guī)律如圖5所示，可見處理量變化對旋流器切向速度影響較大。

圖4 處理量對切向速度分布影響曲線Fig.4 Effect of treatment capacity on tangential velocity distribution

圖5 處理量對最大切向速度的影響曲線Fig.5 Effect of treatment capacity on maximum tangential velocity

3.1.2 混合液處理量對油滴聚并破碎的影響

通過CFD-PBM模型計算，得到旋流器流體域內隨處理量變化的油滴粒徑分布規(guī)律，如圖6所示。旋流器入口油滴粒徑均為0.07～0.14 mm，粒徑小于0.07 mm的油滴發(fā)生破碎，大于0.14 mm的油滴發(fā)生聚并。從圖6可以看出，隨著處理量的增加，油滴破碎概率增加，小粒徑油滴所占比例增大，增加油水分離的難度。粒徑小于0.025 mm的油滴，在處理量為20 m3/d時占比僅為2.36%；處理量為50 m3/d時占比為39.06%，處理量達到60 m3/d時迅速達到81.48%。當處理量為20～30 m3/d時，油滴發(fā)生聚并的概率大于其他工況，表現為大粒徑油滴所占比例更多。通過上述分析，在同一種結構下，處理量的增加導致入口速度增加，使得水力旋流器流場內流體速度增加，湍流強度增大，湍流剪切作用促進油滴的破碎過程，同時降低油滴聚并的概率。

圖6 處理量對油滴聚結破碎的影響Fig.6 Effect of treatment capacity on coalescence and breakup of oil droplets

3.1.3 油水旋流分離器分離性能分析

油水旋流分離器的分離性能常用2個指標衡量，即分離效率和壓力降。分離效率是描述分離效果的重要指標，本文用溢流口質量效率計算。壓力降是描述旋流器能耗大小的重要指標，本文用旋流器入口和溢流口靜壓的差值計算。分離效率增大，同時壓力降相對較小，說明旋流器的分離性能較好。圖7為旋流器分離效率和壓力降隨處理量變化曲線。從圖7可以看出，油水分離效率隨混合液處理量的增加呈先增大后減小的趨勢。這是因為當處理量偏低時，雖然油滴在旋流場中聚并效果較好，破碎現象較少，但由于切向速度較小，油水分離作用所需離心力不足，導致油水分離效率偏低；當處理量偏高時，雖然切向速度較大，產生的離心力足夠，但旋流器流場流速過大，湍流剪切作用會加劇油滴破碎，不利于油滴的聚并及向軸心油核的聚結。同時由于速度過快，使分離介質在流場中停留時間不足，也使得分離效率降低。

由圖7還可以看出，隨著處理量增大，壓力降近于線性快速增加。這是因為分離過程是依靠壓力損失來獲取動力的，處理量增加，混合液流速增加，壓能轉變?yōu)閯幽埽瑝毫翟龃?。同時混合液流速增加，使旋流器內部湍流耗散增大，油滴破碎概率增大，也造成總的能量損失大幅增加。

圖7 處理量對分離效率和壓力降影響曲線Fig.7 Effects of treatment capacity on separation efficiency and pressure drop

由以上分析可知，每一種油水旋流分離器的結構都有其高性能的油水混合液處理范圍。由于目前并未有針對碳酸鹽巖縫洞型油藏的井下回注水標準，若以含水體積分數95%的處理液作為油水分離目標，則此油水旋流分離器混合液處理量適用范圍在30～45 m3/d。

3.2 油相黏度對旋流器油水分離性能的影響

油相黏度的適應性分析對于油水旋流分離器應用的廣度具有重要意義。對分離介質油相黏度適應性強的油水旋流分離器，意味著可以在多種油田環(huán)境下進行作業(yè)，提高了油水旋流分離器的利用率。由于水力旋流器在井下油水分離系統的應用中成功的油井含水體積分數通常為95%以上[22]，為了更好分析出黏度對旋流器分離性能的影響，本次模擬油水混合液含水體積分數設為95%。入口流量取40 m3/d，其他參數保持不變，對油相黏度分別為40、80、120、160和200 mPa·s的5種操作參數工況進行模擬分析。

3.2.1 油相黏度對切向速度影響分析

通過處理量對旋流器大錐段和小錐段切向速度分析可知，大錐段和小錐段的切向速度分布規(guī)律相同，且速度值變化不大。因此在黏度變化對旋流器切向速度分析中，只分析小錐段切向速度分布規(guī)律，結果如圖8所示，其中z2代表z=-160 mm處切向速度分布。

從圖8可以發(fā)現，不同油相黏度處理液中切向速度分布規(guī)律基本相同，同時最大切向速度值都隨著油相黏度的增加而降低，但下降幅度較小。油相黏度由40 mPa·s增加到200 mPa·s時，最大切向速度由11.96 m/s下降到11.23 m/s，僅下降了6.1%?？梢娫诟吆w積分數情況下，當油相黏度在小范圍變化時，對切向速度影響不大。

圖8 油相黏度變化對切向速度影響曲線Fig.8 Effect of oil phase viscosity on tangential velocity

3.2.2 油相黏度對油滴聚并破碎影響分析

油相黏度變化對旋流器內油滴聚并破碎影響規(guī)律如圖9所示。從圖9可以看出，油相黏度從40 mPa·s增大到200 mPa·s時，油滴粒徑分布規(guī)律基本相同，約85%的油滴粒徑與入口粒徑相同，未發(fā)生聚并或破碎。8.5%左右為油滴破碎后產生的小粒徑油滴，6.5%為聚并后產生的較大粒徑油滴。不同油相黏度下油滴粒徑分布規(guī)律說明，在所研究黏度范圍內，油滴發(fā)生聚結破碎的概率較小，油相黏度變化不是影響油滴聚并破碎的主要因素，也說明優(yōu)選的結構參數有效避免了油滴聚并破碎對旋流器分離性能的影響。

圖9 油相黏度對油滴聚結破碎的影響曲線Fig.9 Effect of oil phase viscosity on coalescence and breakup of oil droplets

3.2.3 油相黏度對分離性能的影響

不同油相黏度工況下，旋流器分離性能如圖10所示。從圖10可以看出，隨油相黏度的遞增，旋流器溢流口壓力降呈下降趨勢，但下降幅度較小，均在3%左右。旋流器是靠損失壓力來提高切向速度的，由于油相黏度的增大，流體之間內部摩擦增大，切向速度下降，壓能損失較小。同時混合液湍流強度減小，湍流耗散和油滴破碎所消耗的能量也下降，因此入口和出口的壓力降呈微小下降趨勢。

圖10 油相黏度變化對分離性能的影響曲線Fig.10 Effect of oil phase viscosity on separation performance

油相黏度在40～160 mPa·s之間變化時，由于切向速度下降幅度較小，油滴粒徑也相差不大，分離效率基本在96%上下波動，黏度變化對分離效率影響較??；當黏度增大到200 mPa·s時，切向速度繼續(xù)下降，此時離心力不足以分離細小的油滴，旋流器的分離效率下降到90%以下。因此優(yōu)化后的旋流器在模擬工況下，油相黏度在40～160 mPa·s范圍內，旋流器具有良好的分離性能。

4 結 論

本文針對碳酸鹽巖縫洞型油藏，考慮深井和稠油黏度的影響，基于CFD-PBM耦合模型，設計了低處理量井下油水旋流分離器，優(yōu)選了旋流器結構參數和操作參數，得到如下結論：

(1)考慮油滴的聚結破碎情況，建立了基于CFD-PBM耦合的旋流器內油水兩相流數值計算模型，采用正交試驗和極差分析方法，得到影響旋流分離器質量效率的主要因素由大到小依次為：小錐段錐角、溢流管直徑、大錐段錐角和尾管長度，得到最佳的結構參數組合，此結構旋流器分離效率達到98.75%，壓力降為0.31 MPa。

(2)隨著處理量增大，最大切向速度值基本呈線性增加趨勢，油滴破碎概率增加，油水分離效率呈先增大后減小的趨勢，出口壓力快速下降。處理量變化對旋流器分離性能影響較大。該結構油水混合液處理量適用范圍在30～45 m3/d。

(3)在含水體積分數為95%、油相黏度在40～160 mPa·s范圍內，黏度變化對切向速度、油滴粒徑和分離性能影響不大，但黏度超過160 mPa·s后，旋流器分離效率快速下降。