張曉光 趙立新 徐保蕊 蔣明虎 鄧 鑫

(1. 東北石油大學機械科學與工程學院；2. 中國石油天然氣管道工程有限公司)

錐角變化對旋流除砂性能影響的數(shù)值模擬*

張曉光**1趙立新1徐保蕊1蔣明虎1鄧 鑫2

(1. 東北石油大學機械科學與工程學院；2. 中國石油天然氣管道工程有限公司)

針對在油田開展采出液除砂的必要性進行了介紹，對所研究的除砂型旋流器結(jié)構(gòu)和基本原理進行了說明。利用數(shù)值模擬軟件Fluent，將某油田現(xiàn)場采出液作為分離對象，對主直徑為56mm的除砂旋流器進行變錐角結(jié)構(gòu)數(shù)值模擬研究。得出不同錐角結(jié)構(gòu)旋流器的速度場、壓力降和砂相體積分數(shù)分布的變化規(guī)律，并對不同錐角結(jié)構(gòu)旋流器的除砂分離效率進行了對比。研究表明：當錐角為5°時，旋流器內(nèi)部產(chǎn)生的切向速度最大，底流出口砂相體積分數(shù)分布最高，但也伴隨著較大的壓力降，所完成的砂相分離效率最高為96.30%。

旋流器 錐角 除砂 分離性能 數(shù)值模擬

隨著油井開采時間的延長，油井采出液中含砂量越來越高，甚至一些油井從投產(chǎn)時就存在嚴重的采出液含砂問題[1]。現(xiàn)有的沉降清砂方法周期長、占地面積大、所耗費成本較高，已不能適應油井采出液產(chǎn)液量逐年上升、含砂量逐年增加的現(xiàn)狀。近年來不進罐清砂技術(如旋流分離)在石油工業(yè)中應用廣泛。除砂用水力旋流器是利用固液兩相介質(zhì)間的密度差將分散相——砂相從連續(xù)相——液相中分離出來的一種技術方法，具有裝置緊湊、占地面積小、分離周期短、處理量調(diào)節(jié)范圍大及設備投資成本小等優(yōu)點。

除砂用水力旋流器是一種應用廣泛的分離設備，不僅可用于油田除砂、脫泥，還可以用于礦場分級分離、洗滌等。研究表明旋流器錐角結(jié)構(gòu)參數(shù)對旋流器的分離性能影響較大，但由于旋流器處理介質(zhì)不同、主要結(jié)構(gòu)形式不同，錐角變化對旋流器分離性能的影響規(guī)律也不盡相同[2，3]。越來越多的研究表明，利用數(shù)值模擬方法研究旋流器內(nèi)分離流場的方法具有成本低、速度快的優(yōu)點，模擬結(jié)果確實可反映旋流器內(nèi)流體的流動規(guī)律[4，5]。

油井采出液除砂對于旋流器的要求主要是提高旋流器底流口排砂濃度，筆者結(jié)合油田采出液含砂的實際情況，借助于計算流體動力學CFD數(shù)值模擬方法，研究分析了一種單錐形水力旋流器的錐角變化對旋流器速度場、壓力降、底流含砂濃度和除砂分離效率的影響規(guī)律，給出了適用于油井采出液除砂旋流器的最佳錐角。

1 旋流分離器結(jié)構(gòu)分析

旋流器的工作原理是運用離心作用進行液固兩相分離，水力旋流器本身無任何運動部件，由待分離的固液兩相混合液以一定的壓力從水力旋流器入口切向進入，產(chǎn)生強烈旋轉(zhuǎn)運動，由于固液兩相的密度差，兩相所受的離心力、向心浮力和流體曳力的大小不同，大部分的重質(zhì)相(固相)經(jīng)由旋流器底流出口排出，而輕質(zhì)相(液相)則由溢流出口排出，從而達到固液兩相分離的目的[6]。

旋流器通常由入口、旋流腔、錐段、溢流出口和底流出口組成(圖1)[7]，主要結(jié)構(gòu)參數(shù)包括主直徑D1、錐角α、入口當量直徑di、旋流腔長度L1、溢流管直徑Do、溢流管伸入長度Lo及底流管直徑Du等，其中，主直徑與錐角兩個參數(shù)最為重要，這是因為旋流體長度由D1與α決定，其他結(jié)構(gòu)參數(shù)也均與D1成一定比例關系。入口形式選擇切向雙入口矩形結(jié)構(gòu)，其當量水力直徑計算值為主直徑的0.22倍，矩形入口斷面與旋流腔壁面相切，能較好地消除來液短路的死區(qū)，減弱可能出現(xiàn)的循環(huán)流，使入口來液液流更穩(wěn)定。其他主要參數(shù)設置分別為：Lo=0.714D1、Do=0.357D1、L1=D1。

圖1 旋流器結(jié)構(gòu)示意圖

圖2為不同錐角結(jié)構(gòu)旋流器的結(jié)構(gòu)形式對比圖，變換錐角主要對旋流器錐段的長度產(chǎn)生影響，而旋流器旋流腔、溢流管段、底流管段的結(jié)構(gòu)參數(shù)不變。模擬結(jié)構(gòu)確定旋流器主直徑為D1=56mm，用Hy-α5、Hy-α8和Hy-α10分別代表旋流器錐角為5、8、10°的結(jié)構(gòu)，其錐段計算長度分別為5.71D1、3.58D1和2.86D1。

圖2 不同錐角水力旋流器結(jié)構(gòu)形式對比

2 參數(shù)設置與網(wǎng)格劃分

2.1介質(zhì)物性參數(shù)與初始條件設置

進行模擬計算時，對應介質(zhì)的物性參數(shù)為：油相密度870kg/m3，動力粘度0.046 1kg/(m·s)，油相粒徑0.09mm；水的密度998.2kg/m3，動力粘度1.003g/(m·s)；砂的密度2 500kg/m3，動力粘度1.72×10-5kg/(m·s)，砂平均粒徑0.09mm。

根據(jù)油田某站實際情況，初始模擬計算邊界條件設置為：入口流量4m3/h，入口油相體積分數(shù)為7.9%，入口含砂1.5%，溢流分流比為80%；入口法向速度分量為9.26m/s，其他兩個方向的速度分量為零；溢流出口和底流出口均設定為自由出口。

2.2網(wǎng)格劃分

利用CFD前處理軟件Gambit進行模型構(gòu)建和網(wǎng)格劃分，劃分網(wǎng)格如圖3所示，所劃分網(wǎng)格基本采用六面體結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格形式，不同錐角結(jié)構(gòu)形式旋流器的入口段、旋流腔段、溢流出口管段和底流出口管段網(wǎng)格劃分一致，對于錐段部分依照等間距劃分網(wǎng)格方法，使得不同錐角旋流器的錐段部分網(wǎng)格劃分密度一致。同時進行網(wǎng)格獨立性檢驗[8]，分別劃分不同數(shù)量的網(wǎng)格水平，對比不同網(wǎng)格劃分水平對底流出口含砂體積分數(shù)變化的影響，結(jié)果顯示網(wǎng)格數(shù)為281 200時，底流出口砂相體積分數(shù)分布基本不隨網(wǎng)格數(shù)的增多而變化。

圖3 旋流器模型建立和網(wǎng)格劃分

3 速度場影響分析

主要對旋流器內(nèi)速度場、壓力降和固相體積分數(shù)分布進行分析。

旋流器內(nèi)液流為三維湍流流動，其速度場用圓柱坐標系來表示，分為3個分速度：切向速度vt、軸向速度va和徑向速度vr。由于切向速度在數(shù)值上遠大于軸向速度和徑向速度分量，因此分析中暫忽略軸向和徑向兩個速度分量，主要針對切向速度進行重點研究[9～12]。

vt是旋流器內(nèi)速度場中最重要的一個速度分量，vt的大小決定著旋流器中產(chǎn)生的離心加速度和離心力的大小，也是固液分離中固相顆粒分離的先決條件。由于旋流器為軸對稱結(jié)構(gòu)，且入口采用對稱雙入口結(jié)構(gòu)形式，因此選取旋流腔與錐段連接處橫截面I作為不同錐角結(jié)構(gòu)旋流器內(nèi)部速度場的對比截面，該截面上的速度變化直接受到旋流器錐段變化的影響，更能體現(xiàn)旋流器錐角變化對分離器內(nèi)部流體流動的影響規(guī)律。

對比截面I上，不同錐角結(jié)構(gòu)旋流器的vt分布對比曲線圖如圖4所示，由圖可見，截面I上切向速度呈周向?qū)ΨQ分布，3種錐角結(jié)構(gòu)旋流器的vt變化趨勢基本一致：中心處速度均為零；隨半徑的增加，切向速度也逐漸增加，且存在一個最大切向速度點vtmax，在該點處隨著半徑的進一步增加，旋流器vt逐漸減小，在邊壁處的切向速度減小為零，因此以最大切向速度為界，使得旋流器內(nèi)部分為內(nèi)渦流區(qū)和外渦流區(qū)兩個區(qū)域，由于溢流分流比設置為80%，明顯高于底流分流比，可以看出內(nèi)渦流區(qū)也明顯大于外渦流區(qū)。

圖4 切向速度分布對比

由圖4也可看出3種錐角結(jié)構(gòu)旋流器的切向速度變化規(guī)律的不同：在徑向位置(0～3mm)范圍內(nèi)，Hy-α5旋流器變化梯度最大，隨錐角的增加，該區(qū)域的切向速度變化梯度逐漸減小，且Hy-α8與Hy-α10兩種錐角結(jié)構(gòu)旋流器的切向速度梯度變化差異不大；徑向位置(3～20mm)范圍內(nèi)，Hy-α5旋流器的切向速度在一定范圍內(nèi)基本不變，然后繼續(xù)增大到最大值，Hy-α8與Hy-α10兩種旋流器切向速度變化呈線性增加趨勢也逐漸增大到最大切向速度，隨著錐角的增加，旋流器內(nèi)部所能達到的最大切向速度點值逐漸減小，Hy-α5旋流器的最大切向速度值最高。因此，其他設置參數(shù)一致情況下，旋流器錐角增加對內(nèi)外渦流的分界面影響很小，但會改變其旋轉(zhuǎn)強度，Hy-α5結(jié)構(gòu)旋流器內(nèi)部流場的旋轉(zhuǎn)強度最大。

4 壓力降影響分析

水力旋流器的壓力降為進口處壓力與溢流出口管(或底流出口)處的壓力之差。圖5為不同錐角結(jié)構(gòu)旋流器內(nèi)部壓力降的分布對比圖，對比截面為旋流器的縱向截面z=0，由圖可見在截面z=0上，旋流器內(nèi)部壓力降由旋流器器壁處向中心逐漸增大，在旋流器中心處達到最大值，沿旋流器器壁向底流出口方向壓力降呈逐漸增大趨勢，在旋流腔內(nèi)部，旋流器中心與溢流出口底部相交位置處出現(xiàn)最大壓力降值，且由該位置沿旋流器中心軸向向上到溢流出口和向下到底流出口截面，壓力降呈現(xiàn)出逐漸降低趨勢，即3種不同錐角旋流器內(nèi)部的最大壓力降均發(fā)生在溢流出口伸入部分底部。3種不同錐角旋流器所達到的最大壓力降不同，錐角越小壓力降越大，因Hy-α5旋流器錐段最長，底流壓力降與溢流出口相比其他錐角結(jié)構(gòu)旋流器壓力降則更高；Hy-α8和Hy-α10旋流器，由于錐段減小，底流出口壓力降明顯低于溢流出口壓力降。因此當旋流器其他設置參數(shù)不變時，僅錐角變化時對旋流器內(nèi)部壓力降的影響較為明顯。

圖5 不同錐角旋流器內(nèi)部z=0截面上的壓力降分布對比

由圖5可見旋流器內(nèi)部主要壓力降分布包括溢流出口壓力降Δpo，底流出口壓力降Δpu和溢流伸入管處最大壓力降Δpmax，對比不同錐角結(jié)構(gòu)旋流器的主要壓力降分布如圖6所示。由圖可見，隨錐角增加壓力降呈逐漸降低趨勢，錐角越小壓力降越大，且溢流壓力降比底流壓力降增加幅度也最大，錐角由8°變化到10°時二者壓力降變化較?。坏琢鲏毫底畹?，因為最高壓力降分布在溢流管伸入部分底部，與溢流出口較近，溢流壓力降比最高壓力降值降低幅度不大。

5 砂相體積分數(shù)分布影響分析

砂相經(jīng)旋流器離心分離后，主要分布在旋流器器壁臨近區(qū)域，因此主要對比不同錐角結(jié)構(gòu)旋流器器壁臨近區(qū)域內(nèi)的砂相體積分數(shù)Fs分布。在相同操作參數(shù)下，不同錐角旋流器固相體積分數(shù)梯度分布如圖7所示，對比可見，砂相經(jīng)旋流腔和錐段分離后基本沿旋流器內(nèi)壁流向底流出口，整體上底流含砂濃度最高。Hy-α5、Hy-α8和Hy-α10旋流器所達到的底流砂相體積分數(shù)最高值分別為29.9%、20.0%和17.5%。

圖7 不同錐角旋流器砂相體積分數(shù)梯度分布

為進一步對比底流出口含砂濃度受錐角結(jié)構(gòu)變化的影響，針對底流出口截面上的砂相體積分數(shù)分布曲線進行對比，如圖8所示。由圖可見，底流出口截面不同徑向位置處的砂相體積分數(shù)是變化的，基本呈軸向?qū)ΨQ分布，且由邊壁到底流出口中心處隨半徑減小而逐漸降低，在臨近邊壁7mm范圍內(nèi)，也是旋流器底流出口砂相含量最集中的部分，含砂體積分數(shù)隨錐角的增加而逐漸降低，Hy-α5結(jié)構(gòu)旋流器的底流出口含砂體積分數(shù)分布最高；在中心處和臨近部分，含砂相體積分數(shù)很小，小于0.1%，其分布對旋流器底流出口含砂濃度影響較小。整體上Hy-α5結(jié)構(gòu)旋流器的底流出口含砂濃度最高。

圖8 不同錐角旋流器底流出口截面上砂相體積分數(shù)分布曲線對比

6 固液分離效果影響分析

除砂分離效率Es為底流出口固相砂的質(zhì)量流率與入口來液中固相砂質(zhì)量流率的比：

(1)

式中Mi——入口砂的質(zhì)量流率，kg/s；

Mu——底流出口砂的質(zhì)量流率，kg/s。

計算得出不同錐角結(jié)構(gòu)旋流器除砂分離效率變化如圖9所示。由圖可見，旋流器錐角變化對油田采出液砂相分離效率影響較大，在研究范圍內(nèi)，錐角越小旋流器除砂分離效率越高，當錐角為5°時，旋流器除砂分離效率最高可達96.30%。

7 結(jié)論

7.1不同錐角結(jié)構(gòu)旋流器的切向速度變化趨勢基本一致，截面I上切向速度呈周向?qū)ΨQ分布，以最大切向速度為界，旋流器內(nèi)部速度場被分為內(nèi)渦流區(qū)和外渦流區(qū)現(xiàn)象明顯，隨著錐角的增加，旋流器內(nèi)部所能達到的最大切向速度點值逐漸減小，旋流器錐角變化對速度場內(nèi)外渦流的分界面徑向位置影響較小，但對其旋轉(zhuǎn)強度影響較大，錐角為5°旋流器內(nèi)部流場的旋轉(zhuǎn)強度最大。

7.2旋流器內(nèi)溢流管伸入管底部所產(chǎn)生的壓力降值最大，溢流出口壓力降次之，底流出口的壓力降最低，錐角越小壓力降越大。

7.35°錐角結(jié)構(gòu)旋流器的底流出口含砂體積分數(shù)最大，且砂相主要分布在旋流器器壁臨近區(qū)域，該結(jié)構(gòu)計算得出的砂相分離效率也最高。

7.4綜上可見，在一定范圍內(nèi)減小旋流器錐角可以提高除砂效率，但其壓力降也會增大，實際當中應綜合考量除砂分離效率與生產(chǎn)能耗等進行參數(shù)選擇。

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NumericalSimulationofConeAngleEffectonDe-sandingPerformanceofHydrocyclone

ZHANG Xiao-guang1, ZHAO Li-xin1,XU Bao-rui1, JIANG Ming-hu1, DENG Xin2

(1.CollegeofMechanicalScienceandEngineering,NortheastPetroleumUniversity,Daqing163318,China;2.ChinaPetroleumPipelineEngineeringCorporation,Langfang065000,China)

The necessities of de-sanding produced liquid in oilfields were introduced, including both structure and fundamental principle of the cyclone-desander. Through making use of Fluent software and taking the produced fluid from an oilfield as a separation object, the research on numerically-simulating variable cone angles’ structure of the 56mm-diameter-cyclone-desander was implemented to obtain the distribution and the variation law of the velocity, pressure drop and sand phase volume fraction. Comparing the sand separation efficiency of the hydrocyclone with different cone angles shows that, the tangential velocity (vt) in the cyclone is maximum when the cone angle is 5° and the sand volume fraction distribution in the bottom outlet is the highest along with a larger pressure drop and a sand separation efficiency up to 96.30%.

hydrocyclone, cone angle, desanding, separation performance, numerical simulation

*國家“863”計劃課題(2012AA061303)，國家教育部高等學校博士學科點專項科研基金課題(20132322110002)。

**張曉光，女，1984年1月生，講師。黑龍江省大慶市，163318。

TQ051.8

A

0254-6094(2016)06-0798-05

2015-12-25，

2016-10-28)