邱順佐 王國榮 周守為 劉清友 李清平 鐘 林王 騰 唐 洋 王雷振 王廣申 李學峰

(1. 西南石油大學機電工程學院 四川成都 610500; 2. 中國海洋石油集團有限公司 北京 100010;3. 西南石油大學油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點實驗室 四川成都 610500; 4. 成都理工大學 四川成都 610059;5. 中海油研究總院有限責任公司 北京 100028)

自1810年天然氣水合物在實驗室被發(fā)現(xiàn)以來，該能源被作為一種新能源進行全面的研究和開發(fā)[1-3]。天然氣水合物是一種儲量巨大的清潔可替代能源，主要分布在極地和海洋深水陸坡區(qū)，海洋深水陸坡區(qū)約占95%，海底水合物的開發(fā)將是實現(xiàn)能源可持續(xù)發(fā)展的重要戰(zhàn)略領域[4-5]。針對海底深水淺層的裂隙型、分散型非成巖天然氣水合物，周守為 等[4,6]首次提出固態(tài)流化綠色開采技術，將深水淺層不可控的非成巖天然氣水合物藏通過海底采掘、密閉流化、砂分離、氣液固多相舉升系統(tǒng)變?yōu)榭煽氐奶烊粴馑衔镔Y源。其中，砂分離系統(tǒng)必不可少，該系統(tǒng)可降低舉升系統(tǒng)能耗，提高管輸效率。提純分離器作為砂分離系統(tǒng)的關鍵部件，其性能對砂分離系統(tǒng)性能起決定性作用，而提純分離器結構參數(shù)細微變化都會對其性能產(chǎn)生巨大的影響。要求在保證最大程度回收水合物的前提下盡可能多地分離出砂。

對于砂分離系統(tǒng)中的提純分離器，研究者們進行了一定研究。2015年伍開松 等[7]采用數(shù)值模擬的方法設計水力旋流器對海底水合物提純除砂，但其水力旋流器工作環(huán)境為儲層以上的海底平面，且考慮顆粒粒徑較大。2017年陳浩 等[8]提出一種用于水合物提純的海底預分離工藝并采用數(shù)值模擬的方法設計分析用于該工藝的水力旋流器，證實了水力旋流器應用于水合物提純的可靠性。2017年代茂林[9]提出采用螺旋管對水合物進行提純分離。上述有關提純分離器方面的研究都是應用在儲層以上的海底平面，且提純分離器尺寸較大，無法應用于本原位分離工藝中。因此，本文基于固態(tài)流化開采方法提出原位分離工藝，根據(jù)相關經(jīng)驗公式設計原位提純分離器結構和初定參數(shù)，并采用CFD(Computational Fluid Dynamics)結合單因素法、正交試驗法對提純分離器溢流口直徑、錐角、圓柱段長度以及底流口直徑結構參數(shù)進行優(yōu)選和因素主次分析。

1 海底淺層天然氣水合物原位分離工藝

圖1 天然氣水合物開采及原位分離工藝示意圖Fig .1 Technology and process of exploitation and separation of natural gas hydrate

2 提純分離器結構參數(shù)設計

本提純分離器采用旋流器經(jīng)典結構，且采用矩形入口，如圖2所示。根據(jù)試采得到的相關參數(shù)[10]，

圖2 提純分離器結構參數(shù)示意圖Fig .2 Structure of purification separator

初步假設水合物混合漿體中各相體積分數(shù)為：天然氣水合物10%(密度910 kg/m3)，泥砂15%(密度2 600 kg/m3)，海水75%(密度1 025 kg/m3)。運用龐學詩[12]提出的設計理論和經(jīng)驗設計公式初步確定提純分離器主要參數(shù)，如表1所示。

表1 提純分離器主要參數(shù)Table 1 Main parameters of purification separator

3 結構優(yōu)選分析

由于井下徑向空間有限和入口流量一定，故本研究中暫時不考慮分離器主直徑和入口結構參數(shù)以及其他對分離效率影響小的參數(shù)優(yōu)選,主要考慮溢流口直徑、錐角、圓柱段長度、底流口直徑等幾個重要參數(shù)的優(yōu)選。

采用CFD-Fluent18.0商業(yè)軟件數(shù)值模擬、單因素法以及正交試驗法相結合來對原位分離器結構參數(shù)進行優(yōu)選，通過CFD數(shù)值模擬分析得出不同結構參數(shù)下原位提純分離器的分離效率。首先，在其他參數(shù)保持初始值時，根據(jù)不同溢流口直徑下的分離效率對溢流口直徑進行優(yōu)選；然后，保持優(yōu)選后得到的溢流口直徑和初定的其他參數(shù)不變，根據(jù)不同錐角下的分離效率對錐角進行優(yōu)選；依次類推，優(yōu)選出圓柱長度和底流口直徑。

3.1 CFD數(shù)值模擬方法

3.1.1網(wǎng)格和模型

采用ICEM網(wǎng)格劃分軟件對分離裝置劃分結構化網(wǎng)格，為更加真實反映多相流的運動情況，對入口、出口、中心軸線附近等關鍵部位的網(wǎng)格進行不同程度的細化[13]，劃分網(wǎng)格后的幾何模型如圖3所示。

從圖1可以看出，三種酶的水解度在0～0.5 h增加較快，隨后基本趨于平緩，胃蛋白酶在4 h處水解度有明顯的升高，可達到38.5%。方差分析顯示三種酶酶解產(chǎn)物的水解度沒有顯著差異，但酶解時間的影響差異顯著（P＜0.05）。不同蛋白酶的酶活力、與底物之間的相互作用及作用位點等的不同，導致不同的酶對同一底物的酶解效果產(chǎn)生明顯差異。胃蛋白酶主要作用于疏水性氨基酸（苯丙氨酸、蛋氨酸、亮氨酸、色氨酸）；堿性蛋白酶的主要酶切位點為丙氨酸、亮氨酸、酪氨酸和苯丙氨酸[13]。

常用的多相流模型有VOF、 Mixture和Euler-Euler。VOF模型適用于互不相容的多相流；Euler-Euler模型適用于相互穿透混合的多相流且計算精度高,但計算復雜，對計算機性能要求苛刻；Mixture模型是對Euler-Euler模型的簡化，具備兼顧計算精度和計算速度的特性,故采用Mixture多相流模型進行計算。

圖3 提純分離器劃分網(wǎng)格后的結構示意圖Fig .3 Meshed purification separator geometry structure

在天然氣水合物混合漿體原位提純的過程中,流體具有高度異向湍流域和高強度渦流等特點,大渦模擬等獨立時間湍流方法非常適用于計算此類流體，但是計算量非常大，不適用于工業(yè)上。標準的k-ε、RNGk-ε等渦模型無法合理預測具有高度各向異性的旋流場。但RSM模型直接建立Reynolds應力微分方程并做適當簡化，使方程封閉，保留了雷諾應力方程，能較好地反應湍流運動規(guī)律，故采用RSM模型。

3.1.2介質(zhì)物性參數(shù)及邊界條件

原位分離提純天然氣水合物時，壓力溫度變化很小，天然氣水合物幾乎不發(fā)生物相變化。假設天然氣水合物混合物漿體中只含有海水、水合物固體和泥砂(采用石英砂)，根據(jù)試采數(shù)據(jù)，沉積物中顆粒粒徑40 μm以下的占80%以上[10]，故模擬采用顆粒粒徑30 μm，入口速度12 m/s。模擬計算過程中介質(zhì)的物性參數(shù)見表2。采用3-D模型進行分析，采用穩(wěn)態(tài)雙精度顯示求解器。計算方法采用對旋流流場有效預測的SIMPLE壓力速度耦合算法，對流項分別采用二階迎風格式與QUICK格式進行離散。入口采用速度入口，出口采用壓力出口，壁面采用非滑移[14]。

表2 不同介質(zhì)物性參數(shù)Table 2 Physical parameters of various media

3.2 結果分析

3.2.1模型驗證

本文CFD模型計算結果與Ghodrat等[15]研究結果對比見圖4。從圖4可以看出，切向速度從壁面開始到中心軸沿徑向先增大后減小，在某一位置出現(xiàn)峰值，與文獻[15]中切向速度分布規(guī)律吻合，同時也符合組合渦的切向速度分布。而文獻[15]所得結果數(shù)據(jù)與2006年Brennan[16]、Wang和Yu[17]以及2009年Mousavian和Najafi[18]等實驗得到的結果吻合，表明本文CFD模型是可靠的。

圖4 提純分離器軸面上切向速度分布對比云圖 (左為本研究所得，右為文獻[15]所得)Fig .4 Comparison of tangential velocity distribution of purification separator(The left is this study,and the right is [15] of the references)

3.2.2單因素法分析與結構參數(shù)優(yōu)選

1) 溢流口直徑。

在其他結構參數(shù)與初始設計相同的條件下，對不同的溢流管直徑進行模擬計算，得到的溢流口直徑與分離效率關系如圖5所示。從圖5可以看出，隨著溢流口直徑增大，分離效率先增大后減小，在溢流口直徑為14 mm時達到最大。分離效率增加階段，分離效率增加幅值很小；分離效率減小階段，當溢流口直徑超過18 mm后，分離效率減小幅值非常大，這是因為溢流口直徑主要影響溢流口與底流口的流體分配，也是短路流和循環(huán)流形成的關鍵因素，溢流口直徑越大，流體越容易從溢流口流出，短路流更嚴重，細小顆粒容易從溢流口流出，從而影響提純分離器的分離效率。分析結果表明，在溢流口直徑為14 mm時，砂和天然氣水合物分離效果最好，此時分離效率分別為98.8%和95.4%。

圖5 提純分離器溢流口直徑與分離效率的關系Fig .5 Relationship between diameter of the vortex finder and separation efficiency of purification separator

2) 錐角。

在其他結構參數(shù)與初始設計相同，且溢流口直徑采用優(yōu)選值14 mm的條件下，對不同錐角時的分離效率進行模擬計算，結果見圖6。從圖6可以看出，隨著錐角的增大，砂和天然氣水合物的分離效率都是先增大后減小，增大階段的變化幅值較大，減小階段的變化幅值較小。分析原因認為，一定范圍的錐角減小有助于提高流體切向速度和軸向速度，有助于固體顆粒分離，但錐角過小會導致錐段內(nèi)渦流強度增加，減小流體切向速度，對顆粒分離不利。反之，錐角增大會降低流體切向速度和軸向速度，不利于固體顆粒分離。分析結果表明，在錐角為10°時，砂和天然氣水合物的分離效果最好，此時分離效率分別為98.8%和95.4%。

3) 圓柱段長度。

在其他結構參數(shù)與初始設計相同，且溢流口直徑和錐角采用優(yōu)選值(分別為14 mm和10°)的條件下，模擬計算得到的圓柱段長度與分離效率關系如圖7所示。從圖7可以看出，隨著圓柱段長度增大，分離效率先增大后減小，且變化幅值都不大，砂分離效率在圓柱段長度為70 mm時達到最大，天然氣水合物分離效率則在圓柱段長度為60 mm時達到最大。分析原因認為，圓柱段主要起容納、穩(wěn)流和預分離作用，圓柱段較短時，流體紊流得不到緩沖，湍流程度大，進而具有大的短路流和循環(huán)流，降低分離效率。圓柱段過長時，液體速度下降較多，不利于分離。此外，天然氣水合物密度和砂密度相差比較大。由于天然氣水合物混合漿體提純中要求在最大程度回收天然氣水合物的前提下盡可能去除泥砂，分析結果表明在圓柱段長度為60 mm分離效果最好，天然氣水合物分離效率和砂分離效率分別為97.8%和98.7%。

圖7 提純分離器圓柱段長度與分離效率的關系Fig .7 Relationship between cylindrical length and separation efficiency of purification separator

4) 底流口直徑。

在其他結構參數(shù)與初始設計相同，且溢流口直徑、錐角和圓柱段長度采用優(yōu)選值(分別為14 mm、10°和60 mm)的條件下，模擬計算得到底流口直徑與分離效率關系如圖8所示。從圖8可以看出，隨著底流口直徑增大，分離效率先增大后減小，且變化幅值比較大。砂分離效率在底流口直徑為11 mm時達到最大值99%，但此時天然氣水合物分離效率僅為81.9%。天然氣水合物分離效率在底流口直徑為13 mm時達到最大值97.8%，此時砂分離效率為98.7%。綜合考慮砂和天然氣水合物分離效率，優(yōu)選底流口直徑為13 mm，此時砂分離效率為98.7%，天然氣水合物分離效率為97.8%。

圖8 提純分離器底流口直徑與分離效率的關系Fig .8 Relationship between diameter of the spigot and separation efficiency of purification separator

通過以上分析，相比于優(yōu)選前，分離效率具有很大程度的提高，砂分離效率由90.4%提高到98.7%，天然氣水合物分離效率由89.5%提高到97.8%；溢流口直徑由18 mm變化為14 mm，圓柱段長度由70 mm變化為60 mm。

3.2.3正交試驗法分析與結構參數(shù)優(yōu)選

利用正交試驗方法制訂了結構參數(shù)正交試驗的因素水平表，如表3所示。正交試驗方案及結果分別見表4、5。從表4、5可知，對于砂分離效率和天然氣水合物回收效率，底流口直徑的極差都是最大，為最大影響因素。砂分離效率以D4水平最好，天然氣水合物回收效率以D3水平最好。綜合考慮2個指標，認為底流口直徑取D3水平為最好。

溢流口直徑和錐角對砂分離效率和天然氣水合物回收效率分別以A1和B1水平最好，因此溢流口直徑和錐角分別取A1和B1水平為最好。

從砂分離效率來看，圓柱段長度的極差為最小，以C2水平最好；從天然氣水合物回收效率來看，圓柱段長度的極差較最大值次之，以C1水平最好。因此，圓柱段長度取C1水平為最好。

表3 提純分離器結構參數(shù)的正交試驗因素水平表Table 3 Orthogonal test factor level of purification separator structural parameters

表4 提純分離器四因素四水平正交試驗方案Table 4 The 4 factors and 4 levels orthogonal test scheme of purification separator

表5 提純分離器四因素四水平正交試驗極差分析結果Table 5 Range analysis results of 4 factors and 4 levels orthogonal of purification separator

綜合以上分析，最優(yōu)方案為A1B1C1D3，此時砂分離效率和天然氣水合物回收效率分別為93.8%和98.5%。相比于初定參數(shù)，砂分離效率從90.4%提高到93.8%，天然氣水合物回收率從89.5%提高到98.5%。較單因素法優(yōu)化結果，砂分離效率從98.7%變化到93.8%，天然氣水合物回收效率從97.8%提高到98.5%。雖然砂分離效率有所下降，但是水合物回收效率提高了，滿足了最大程度回收天然氣水合物的要求。

4 結論

1) 基于固態(tài)流化開采天然氣水合物方法提出了1種井下原位分離工藝，該開采工藝在有限徑向空間里具備高分離精度和大處理量，且不需要主動打破水合物儲層的壓力和溫度平衡狀態(tài)，提高了水合物開采的生產(chǎn)效率，保護了儲層的地層安全，降低了水合物開采的能耗。

2) 設計了適用于原位分離工藝的提純分離器，并采用單因素法和正交試驗法優(yōu)選結構參數(shù)，結果表明在最大程度回收水合物前提下，正交試驗法優(yōu)化結果優(yōu)于單因素法，可為天然氣水合物混合漿體原位提純分離器設計、制造提供參考。