陶保林 莫小偉 戚亞明 楊海燕

1中油（新疆）石油工程有限公司設計分公司

2塔里木油田公司油氣工程研究院

3新疆天維無損檢測有限公司

SAGD（Steam Assisted Gravity Drainage）采油技術即蒸汽輔助重力泄油是開發(fā)稠油的有效手段之一，是國內外油田開發(fā)油砂礦、超稠油、瀝青所使用的主要技術[1-3]。正常溫度條件下原油的密度小于水的密度，SAGD采出液反向分離技術是利用原油與水的密度隨著溫度的變化其變化速率不同的特點，將采出液加熱到油的密度比水的密度高的條件下，利用水相密度比油相密度小這一特種狀態(tài)來進行原油脫水。高溫反向預脫水器是反向分離工藝流程中實現原油脫水的關鍵設備[4]，其內部構件及操作工況會改變預脫水器內原油與采出水的流動特征，進而影響原油的脫水效果，因此研究高溫反向預脫水器內部流場對提高SAGD采出液反向分離技術具有重要的意義。

在工程設計中采用理論方法對高溫反向預脫水器內部復雜的流動狀況進行定量分析是很困難的，采用試驗的方法，雖然研究結果與實際情況基本上能夠達到一致，但是試驗成本較高，試驗周期較長，一般情況下也難以實現。計算流體力學（CFD）數值模擬作為一種經濟、靈活的方法已在許多流體流場研究領域發(fā)揮了可靠的作用，目前，科研人員通過基于CFD 數值模擬技術對臥式油水兩相分離器進行了數值模擬[5-7]，其模擬結果能夠滿足工程設計研究的需要。本文借助CFD 數值模擬軟件FLUENT對高溫反向預脫水器內部流場進行模擬計算，重點研究了其出油口壓力和出水口壓力的變化對其內部流場的影響，根據模擬結果對其操作工況及內部構件的設置提出合理化建議，以期為設備的設計提供一定的指導意見。

1 模型建立

1.1 幾何模型

高溫反向預脫水器結構如圖1所示，其型式為臥式，主要構件包括入口導流裝置、破泡裝置、波紋板組等，筒體長度為20 000 mm，筒體直徑為3 000 mm，兩端為標準橢圓形封頭，進液口尺寸為DN150，出油口尺寸為DN150，出水口尺寸為DN50。

圖1 高溫反向預脫水器結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of high temperature reverse water knockout

1.2 數學模型

1.2.1 控制方程

高溫反向預脫水器的物理模型為多相流模型中液-液兩相流，流動狀態(tài)遵循質量守恒方程、動量守恒方程、能量守恒方程[8]，由于本次模擬計算過程中不涉及流場的傳熱問題，只研究采出液中油-水兩相分離問題，因此計算過程中不涉及能量守恒問題。

質量守恒方程

式中：ρm為油水混合液的密度，kg/m3；t為時間，s；為混合液的質量加權平均速度，m/s。

式中：K為湍動能，m2/s2；ε為耗散率，m2/s3；Gb為浮力引起的湍動能產生項，N/(m2·s)；σK為湍動能K的湍流普朗特數；YM為可壓縮湍流脈動膨脹對總耗散率的影響，kg/(m·s3)；Gk為平均速度梯度引起的湍動能產生項，N/(m2·s)；μt為湍流黏度，Pa·s；σε為耗散率ε的湍流普朗特數；Xi為坐標方向，其中i=1、i=2、i=3 分別代表坐標軸的x、y、z軸。在FLUENT 軟件中，C1ε=1.44，C2ε=1.92，C3ε=0.99。

1.3 網格劃分

為了在較短時間內獲得相應的研究結果，在劃分網格前，先對影響流場流動狀況較小的復雜結構構件進行忽略及簡化，從而提高網格質量和計算速度。簡化主要包括以下兩方面：①刪除入口導流裝置，將進液口調整至設備的下方，在入口處增加布液管；②波紋板組的峰高、波長及厚度擴大為原尺寸的10 倍。模型簡化后，采用四邊形結構化網格為主的混合網格劃分方式對高溫反向預脫水器二維模型進行網格劃分，設定光滑度為1.05，共劃分153 593個網格。

1.4 求解條件設置

1.4.1 物性參數

采出液物理參數的選取參考文獻4，所選取的物性參數為采出液中油、水兩相密度差最大時的值，密度值為現場測試所得，具體數值見表1。

1.4.2 邊界條件和求解策略

由于反向分離器工藝流程中高溫反向預脫水器的進出口壓力可以通過儀表進行控制，本次數值模擬研究中采用壓力進出口邊界條件與實際情況更相符，具體設置為：①進液口設為壓力入口邊界條件，湍流強度為4%；原油為主相，采出水為次相，次相的體積分數為15%；②出水口、出油口設為壓力出口邊界條件，進出口壓差為100 kPa；③內件及筒體的壁面設為無滑移壁面條件，壁面靜止，且壁面上流體流速和湍流速度為零；④多相流模型選用VOF 模型，控制方程采用PISO 算法，差分格式采用二階迎風格式，流體流動為定常流，所有計算項的殘差設為10-4。

2 數值模擬與結果分析

2.1 油水兩相的分離過程

通過FLUENT軟件進行模擬計算，得到進出口壓差為100 kPa 時高溫反向預脫水器速度、流線、速度矢量、各相體積分數等物理模量的云圖。

由于模擬時間在150 s 時，油相體積分數已經穩(wěn)定，因此選取此時的模擬數據作為分析對象。圖2 顯示的是進出口壓差為100 kPa、模擬時間150 s時高溫預脫水器油相體積分數云圖，從圖中可以看出，采出液在經過入口布液管后整體向設備的右側流動，油水混合物經過整流板及兩組波紋填料后水相發(fā)生聚集而逐漸浮向油水界面，油相逐漸向設備的底部流動，越靠近設備的右方油水界面距離設備底部的高度越高。最后上浮的污水翻過堰板從出水口流出設備，脫水后的原油從出油口流出設備，此時出油口處水相體積分數為0.055 4，達到了工藝流程中原油脫水的要求。但是在出水口附近聚集了部分油相，排出的污水中含油量較高，說明在實際操作過程中要嚴格控制堰板左側的油水界面高度，及時將脫水后原油導出設備，避免由于油水界面過高致使油相也翻過堰板，導致外排水的含油指標超標。

速度分布云圖如圖3 所示，從圖中可以看出，整個反向分離器內部流場中的最大速度為2.354 m/s，布液管內流速為1.882 m/s，波紋板組右側部分流體速度低于0.5 m/s，當采出液進入布液管后流體發(fā)生分流，流體流出布液管后速度明顯減緩，當流體流過整流板及波紋板組后速度分布比較均勻，流經后腔堰板時由于流通面積減少及水相出口壓力是固定不變的，因此流體在翻過堰板流入后腔時速度值沿著流體流動方向逐漸變大。

表1 采出液物性參數Tab.1 Phyiscal propery parameter of produced liquid

圖2 進出口壓差為100 kPa時油相體積分數云圖Fig.2 Oil phase volume fraction cloud picture under the pressure difference between inlet and outlet is 100 kPa

進出口壓差為100 kPa 時高溫反向預脫水器內部流場的流線如圖4所示，由于進液速度較快，來液在布液管附近的腔內產生旋渦，當流體流過整流板和波紋板組后，在整流板和波紋板組的作用下流線趨于平穩(wěn)，形成穩(wěn)定的油水分離區(qū)。流經波紋填料后經過脫水的原油在出油口流出、污水翻過堰板后由出水口流出設備，由于流通面積的減少，油和水兩相流出設備時速度都較快，附近形成渦旋，破壞了流場的層流狀態(tài)，影響油水分離效果，因此出油口處需要加設防渦擋板，以減輕對附近流場層流狀態(tài)的影響。

圖5 表示的是進出口壓差為100 kPa 時流場的速度矢量圖，結合圖4流線圖可知，采出液進入高溫反向分離器時流速較大，經過布液管后速度明顯降低，初步形成油水分離的低速度環(huán)境要求，這是由于采出液經過布液管后，流場在布液管的作用下進行了重新均勻的分布，并且消耗了采出液部分能量，有效地抑制了渦流的產生。當采出液流經整流板和填料裝置后，在設備縱向平面內，各高度的速度矢量方向幾乎平行，速度梯度趨于0，達到了整流作用，形成了油水分離的理想流場狀態(tài)。

2.2 優(yōu)化改進計算結果分析

由于工藝流程中對高溫反向預脫水器進出口的壓力是進行定壓控制的，為了研究進出口壓差對設備流場的影響，本次數值模擬試驗中還計算了在進液口的壓力保持不變的情況下進出口壓差分別為80、60、40、20、5 kPa 時，高溫反向預脫水器內油水兩相分離情況，計算結果如表2所示。

從表2中可以看出，當進出口壓差逐漸減少時出油口含水率逐漸降低，高溫反向預脫水器內部流場中原油脫水的效果得到提升，當壓差降低為5 kPa 時，出油口的含油率僅為4.92%，滿足原油集輸及進一步加工的要求。

圖3 進出口壓差為100 kPa時速度分布云圖Fig.3 Velocity distribution cloud picture under the pressure difference between inlet and outlet is 100 kPa

圖4 進出口壓差為100 kPa時流線分布圖Fig.4 Flow line distribution diagram under the pressure difference between inlet and outlet is 100 kPa

圖5 進出口壓差為100 kPa時速度矢量圖Fig.5 Velocity vector diagram under the pressure difference between inlet and outlet is 100 kPa

表2 高溫反向預脫水器不同進出口壓差條件下流場分布情況Tab.2 Flow field distribution of the high temperature reverse water knockout under different pressure difference of in let and outlet

3 結論

采用計算流體力學軟件FLUENT中內置的多相流VOF模型對簡化后的高溫反向預脫水器內部流場進行數值模擬，分析了其內部的速度、流線、速度矢量、各相體積分數等物理模量，得出了如下結論：

（1）高溫反向預脫水器油出口的含水率隨著進液口與出水口和出油口之間的壓差減少而降低。當壓差為5 kPa 時，出油口的含油率僅為4.92%，說明設備設計比較合理，能夠有效脫除采出液中的水相組分。

（2）入口布液管對來液具有明顯的減速、消耗能量的效果，流體流過布液管后高溫反向預脫水器內部流場得到初步整流，水相開始聚集。

（3）整流板和波紋板組對流場的整流效果非常明顯，采出液經過整流板和波紋板組進入高溫反向預脫水器中腔后，此部位流場軸向速度較小且分布更加均勻，縱向平面各速度梯度趨于0，徑向流動得到減少，形成了利于采出液中的油水兩相進行分離的層流狀態(tài)。

由于本次研究過程中對設備中復雜的構件進行了優(yōu)化處理，沒有考慮流體流過這些構件時所產生的壓降對流場的影響，因此本課題下一步研究的重點是通過分段試驗的方法采集這些構件對流場影響的參數，然后將其導入本模型中進行數值模擬計算，爭取獲得更符合實際情況的流場分析數據及流場分布狀態(tài)。