陳福祿 李 楓 劉彩玉 王 旭

（東北石油大學(xué)a.機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院；b.黑龍江省石油石化多相介質(zhì)處理及污染防治重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室；c.石油工程學(xué)院）

油田開采中后期我國大部分油田含水率已經(jīng)達(dá)到80%以上［1］，且采出液中有大量伴生氣。 當(dāng)采出液中含氣量足夠大時，一方面會使抽油泵發(fā)生液擊、氣蝕及氣鎖現(xiàn)象，這會造成抽油泵泵效降低及壽命減少［2～4］；另一方面伴生氣會對抽油桿等相關(guān)零件設(shè)備造成損害，并對后續(xù)分離產(chǎn)生不利影響［5］。 因此，為解決伴生氣所產(chǎn)生的不利影響，提高抽油泵泵效、延長抽油泵壽命成為采油工藝的重要研究方向之一。 由于旋流式分離器的結(jié)構(gòu)簡單、分離效率高且成本低廉，旋流技術(shù)被廣泛應(yīng)用于原油脫氣和天然氣除水等方面［6］，故采用旋流分離技術(shù)來實(shí)現(xiàn)井下脫氣對改善抽油泵的工作條件具有重要意義。

眾多學(xué)者對旋流分離器實(shí)現(xiàn)氣液分離進(jìn)行了大量研究［7］。 劉彩玉等提出了一種新型同向出流式氣液旋流分離裝置，在基本構(gòu)型上完成了結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)選［8］。 楊容等利用UDF函數(shù)使旋流器以脈動進(jìn)液的方式進(jìn)料，分析效率曲線得到脈動進(jìn)料狀態(tài)下分離器的最優(yōu)參數(shù)［9］。 王筱磊等采用氣泡動力學(xué)模型對氣液分離流場建模，利用數(shù)值模擬方法對氣液兩相流進(jìn)行動態(tài)分析，得出分離效率與抽油泵沖程、沖次及泵徑有關(guān)［10］。 趙立新等通過數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)脈動流條件下氣體對旋流分離器的分離是有利的，同等分離條件下穩(wěn)定流條件下含氣對旋流器分離效率的影響要大于脈動流條件下氣體對旋流器分離效率的影響。 隨著含氣量的增大，流量脈動幅值比逐漸升高，并且脈動幅值呈拋物線形增大［11，12］。倪玲英通過實(shí)驗(yàn)手段研究了斷續(xù)流對井下旋流器分離效率的影響程度，認(rèn)為斷續(xù)流對分離性能存在不利的影響，同等條件下導(dǎo)致分離效率降低5%左右，但提高分流比與入口含油濃度比值可以減小斷續(xù)流對分離效率的影響［13］。 楊蕊等利用模擬方法得出脈動流條件下分離效率下降的主要原因是 渦 流 區(qū) 旋 流 強(qiáng) 度 的 降 低［14］。 MOVAFAGHIAN S等設(shè)計了一種帶有兩個切向斜口的旋流設(shè)備，發(fā)現(xiàn)雙入口進(jìn)液比單入口進(jìn)液更有優(yōu)勢，能夠提升分離效率［15］。 HUSVEG T等開展了旋流器分離性能在3種條件下的對比分析， 即入口流量呈線性增長、 線性減少和正弦變化3種狀態(tài)。 結(jié)果表明：壓降比隨流量的增加無明顯變化，但分離效率略有上升，上升幅度按線性下降、線性上升和正弦流的順序依次減小。 同時，對分離效率影響的幅值在10%以內(nèi)［16］。 譚放等認(rèn)為脈動流產(chǎn)生的速度和壓降的增量隨入口脈動幅值的變化而變化， 脈動流對分離器分離性能的影響程度較弱，油水分離器對脈動流的適應(yīng)性較強(qiáng)，脈動條件下的油水分離是一個動態(tài)累積過程［17］。

因此筆者提出了井下壓力為8 MPa下， 抽油機(jī)井泵前脫氣方案，并采用數(shù)值模擬的研究方法對抽油機(jī)井氣液分離器在不同含氣體積分?jǐn)?shù)下的流場特性及分離性能變化情況開展研究。

1 抽油機(jī)井脈動函數(shù)的構(gòu)建

抽油泵的工作原理如圖1所示。 下沖程 （圖1a），活塞下行，泵筒內(nèi)壓力升高，游動閥打開，固定閥關(guān)閉， 液體從泵內(nèi)排出到活塞以上的油管中，使得液體被舉升到地面；上沖程（圖1b），活塞上行，游動閥關(guān)閉，泵筒內(nèi)壓力下降，當(dāng)泵筒內(nèi)壓力低于泵入口壓力時，固定閥打開，液體進(jìn)入泵內(nèi)。

圖1 抽油泵柱塞的運(yùn)動與排液的對應(yīng)關(guān)系

現(xiàn)構(gòu)建游梁式抽油機(jī)懸點(diǎn)速度，經(jīng)簡化分析為正弦間歇流的函數(shù)形式［18］。 因游梁式抽油機(jī)懸點(diǎn)速度簡化分析后為正弦間歇流的函數(shù)形式，按照歸納分析，抽油機(jī)井氣液分離器的入口流量和入口速度也是正弦函數(shù)形式。 根據(jù)已知的沖次、沖程、抽油泵泵徑，得出氣液分離器入口流量函數(shù)和入口速度函數(shù)。 由于推導(dǎo)過程與文獻(xiàn)［18］內(nèi)容較為類似，為縮減篇幅直接給出推導(dǎo)結(jié)果。 氣液分離器入口瞬時流量函數(shù)和入口瞬時速度函數(shù)表達(dá)式分別如下：

式中 L——沖程長度，m；

Qin——分離器進(jìn)液流量，m3/d；

S——抽油泵柱塞面積，m2；

Sin——分離器入口截面積，m2；

t——入口速度瞬時時間，s；

T——抽油泵采油周期 （包括一次上沖程和一次下沖程），s；

Vin——分離器瞬時入口速度，m/s；

φ——分離器入口含氣體積分?jǐn)?shù)，%；

ω——曲柄轉(zhuǎn)角，rad/s。

式（1）、（2）是根據(jù)抽油泵的采液量與入口進(jìn)液流量等量關(guān)系，結(jié)合抽油機(jī)井氣液分離器的入口流量和入口瞬時速度，利用數(shù)學(xué)推導(dǎo)形式得出的入口瞬時流量函數(shù)和入口瞬時速度函數(shù)。 由于文中重點(diǎn)研究的是井下壓力為8 MPa時， 氣液分離器的分離性能，因此分離器入口及出口的邊界條件設(shè)定成為開展研究的關(guān)鍵問題。

根據(jù)油田提供的泵筒的沖次、沖程和抽油泵泵徑，利用有桿泵采液原理和工藝流程計算得出相應(yīng)工況參數(shù)下的日采液量（表1）。

表1 日采液量和抽油機(jī)運(yùn)行參數(shù)的對應(yīng)關(guān)系

通過給定工況參數(shù)：n=12.0 次/min，L=2.4 m，D=38 mm，利用相關(guān)計算公式，代入各參數(shù)值，得出該種工況下抽油泵的運(yùn)行周期T=5 s、曲柄轉(zhuǎn)角抽油泵柱塞面積S=1134.11×10-6m2。根據(jù)初步確定的氣液分離器結(jié)構(gòu)參數(shù)，得出入口截面積Sin=300×10-6m2。

以入口含氣體積分?jǐn)?shù)φ=86.2%為例， 并根據(jù)式（1）、（2），可得入口瞬時流量函數(shù)和入口瞬時速度函數(shù)如下：

根據(jù)式（3）、（4）繪制入口瞬時速度函數(shù)和入口瞬時流量函數(shù)的曲線，如圖2所示。

圖2 入口瞬時速度和入口瞬時流量函數(shù)曲線

2 結(jié)構(gòu)及原理

抽油機(jī)井氣液分離器流體域模型如圖3所示。 該結(jié)構(gòu)由切向入口、旋流腔、錐段、溢流環(huán)腔和底流環(huán)腔組成。 其工作原理為：氣液兩相由切向入口進(jìn)入分離器內(nèi)， 在旋流腔產(chǎn)生強(qiáng)旋流，使得氣液兩相介質(zhì)分離， 氣相聚集在分離器內(nèi)壁處，通過溢流環(huán)腔排出，液相在重力場作用下沿邊壁經(jīng)過錐段進(jìn)入液相沉積腔形成液柱，再通過底流環(huán)腔底部排出。

主要結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)如下：

旋流腔直徑D195 mm

溢流環(huán)腔外徑D268 mm

底流環(huán)腔外徑D360 mm

溢流環(huán)腔長度L1234 mm

旋流腔長度L2200 mm

錐段長度L3200 mm

底流環(huán)腔長度L41 000 mm

切向入口面積（單個）A 150 mm2

錐段錐角θ110°

倒錐錐角θ25°

3 數(shù)值模擬方法

3.1 網(wǎng)格劃分

對分離器流體域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，為保證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性， 通過減少網(wǎng)格類型的突變性，更好地刻畫出分離器隨脈動條件下的邊界流動特性，網(wǎng)格采用帶有邊界層在曲率增加處加密的四面體的結(jié)構(gòu)，如圖4所示。 圖4同時給出了網(wǎng)格質(zhì)量檢查報告，發(fā)現(xiàn)綜合質(zhì)量指標(biāo)值為153.01，整體網(wǎng)格質(zhì)量較好。

圖4 分離器網(wǎng)格劃分結(jié)果及質(zhì)量檢測報告

分離器入口壓力為8 MPa，入口流量為47.03 m3/d，入口含氣體積分?jǐn)?shù)φ=86.2%，入口速度暫取恒定值13.15 m/s，其他的條件不變。 以溢流口含液濃度為目標(biāo)開展了網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)，先將模型劃分為5個網(wǎng)格水平，分別為1 123 698、1 395 642、1 536 511、1 720 506和2 016 583。 再對不同劃分水平網(wǎng)格模型進(jìn)行數(shù)值模擬，5種網(wǎng)格模型數(shù)值模擬的計算結(jié)果條形圖如圖5所示。結(jié)果顯示：網(wǎng)格數(shù)量較少時溢流口含液濃度與其他網(wǎng)格劃分水平相差較大，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)增加至1 720 506與2 016 583時溢流口的含液濃度基本不再變化。

圖5 5種網(wǎng)格模型數(shù)值模擬的計算結(jié)果條形圖

經(jīng)分析可知：隨著網(wǎng)格數(shù)量增加，溢流口含液濃度逐漸降低； 計算結(jié)果的相對變化量由13.4%逐漸減小到3.6%， 但計算耗時逐漸增加。綜合分析， 選擇網(wǎng)格數(shù)量為1 720 506中的流體域模型。

3.2 邊界條件

分離器的出口邊界條件設(shè)置為pressure outlet類型，采用無滑移條件下處理實(shí)壁邊界［19］，壁面的表面粗糙度為0.5。采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法處理邊界湍流，壓力差值采用PRESTO算法，壓力-速度求解采用SIMPLE算法。 在仿真過程中，連續(xù)方程的收斂精度為10-6。 液相為連續(xù)相， 氣相為離散相。 整個模擬采用瞬態(tài)模擬方法，便于獲得不同時刻分離器分離狀態(tài)。 因氣體體積隨壓力的增加而減小，當(dāng)井下壓力為8 MPa時，此時井下壓力相當(dāng)于地面壓力的80倍， 故井下氣體體積縮小為，其密度擴(kuò)大80倍。 故8 MPa下，井下實(shí)際氣體和液體的物性參數(shù)以及分離器的操作參數(shù)如下：

氣體密度 98 kg/m3

液體密度 998.2 kg/m3

氣體黏度 1.006 Pa·s

水黏度 1.003 mPa·s

入口含氣體積分?jǐn)?shù) 86.2%

平均處理量 47.03 m3/d

入口壓力 8 MPa

4 結(jié)果及討論

4.1 氣液兩相分布及出口含氣濃度的波動規(guī)律

分離器氣液兩相濃度分布云圖如圖6所示。從圖中可以看出，分離器內(nèi)部流場穩(wěn)定后可以形成較為穩(wěn)定的氣核，且軸向氣核隨流量的變化呈現(xiàn)周期性的變化，表明內(nèi)流場隨入口流量周期性變化而變化。

圖6 入口脈動流量進(jìn)液下一周期內(nèi)分離器氣液兩相分布云圖

當(dāng)分離器內(nèi)的流場達(dá)到穩(wěn)定后，得到如圖7所示的溢流口和底流口含液濃度曲線圖。 從圖中可以看出，當(dāng)流場穩(wěn)定后，底流口含液濃度的變化呈現(xiàn)周期性。 在前半周期內(nèi)，濃度表現(xiàn)為先快速降低后緩慢升高的趨勢， 整體變化較為平穩(wěn)；在后半周期內(nèi)，濃度呈現(xiàn)出先緩慢升高后快速增加達(dá)到峰值的趨勢。 但由于前半個周期內(nèi)的入口速度處于快速增加的狀態(tài)， 對后半周期內(nèi)的濃度產(chǎn)生一種“超前”的影響，即前半周期內(nèi)高速流量下旋流腔內(nèi)的氣液兩相分離， 而在后半周期內(nèi)底流口濃度才呈現(xiàn)出升高的趨勢。溢流口含液濃度的變化同樣呈現(xiàn)周期性變化。前半周期內(nèi)濃度在120 000 mg/L上下成不規(guī)則波動狀態(tài)，在時間段46.75～47.25 s內(nèi)，溢流口含液濃度呈現(xiàn)出與入口速度相反的趨勢，表現(xiàn)為：雖然在46.75 s后分離器入口速度下降但溢流口濃度卻上升，這與底流口所產(chǎn)生的濃度“超前”現(xiàn)象如出一轍； 在后半周期內(nèi)溢流口濃度先迅速升高達(dá)到峰值然后快速下降。

圖7 分離器溢流口和底流口液相濃度隨時間變化的曲線

4.2 不同含氣體積分?jǐn)?shù)對速度場影響

旋流腔及錐段的切向速度隨入口含氣體積分?jǐn)?shù)變化的曲線如圖8所示。 從圖中可以看出：不同含氣體積分?jǐn)?shù)條件下， 旋流腔和錐段的切向速度變化規(guī)律基本類似， 但在外壁面處從零急劇增大， 在外壁面和內(nèi)壁面之間切向速度在旋流腔和錐段處都逐漸減小， 在貼近內(nèi)壁面處切向速度又急劇減小到零。 同時，隨著含氣體積分?jǐn)?shù)的升高速度峰值得到提高，在這種情況下，選擇入口含氣體積分?jǐn)?shù)時，盡量選擇切向速度較大的含氣體積分?jǐn)?shù)，從而提高離心力，進(jìn)而提高分離器的分離效率。 以旋流腔處入口含氣90.0%為例進(jìn)行說明， 當(dāng)徑向位置在0.020 0～0.027 5 m范圍內(nèi)時，切向速度由0 m/s急劇增加至10.3 m/s；徑向位置在0.027 5～0.045 0 m范圍內(nèi)時； 切向速度由10.3 m/s增加至24.4 m/s， 徑向位置在0.045 0～0.047 5 m范圍內(nèi)時， 切向速度由24.4 m/s快速降低至0 m/s。

圖8 旋流腔及錐段的切向速度隨入口含氣體積分?jǐn)?shù)變化的曲線

4.3 不同含氣體積分?jǐn)?shù)對濃度場影響

當(dāng)分離器內(nèi)的流場達(dá)到穩(wěn)定后，不同含氣體積分?jǐn)?shù)的溢流口與底流口含液濃度曲線如圖9所示。 從圖中可以看出，當(dāng)流場穩(wěn)定后，一個周期內(nèi)，溢流口含液濃度和底流口含液濃度均呈周期性波動，但溢流口含液濃度隨入口進(jìn)液增加表現(xiàn)為先升高后降低再升高又降低的趨勢，含液濃度在前半周期波動峰值低于后半周期波動峰值，溢流口含液濃度隨著入口含氣體積分?jǐn)?shù)升高其波動幅值變化范圍縮小。 分析其原因，是因?yàn)槿肟诤瑲怏w積分?jǐn)?shù)升高和入口速度升高均有利于分離器的流場穩(wěn)定， 導(dǎo)致溢流口含液濃度波動縮小。當(dāng)入口含氣體積分?jǐn)?shù)為φ=90.0%時，溢流口含液濃度在6 000～13 000 mg/L之間波動，相對于其他工況波動較為平緩；而底流口含液濃度則隨入口進(jìn)液的增加， 呈現(xiàn)出先急劇降低后保持平穩(wěn)，然后又快速上升的趨勢， 前半周期為濃度平穩(wěn)期，后半周期表現(xiàn)為濃度急劇上升期，均符合濃度“超前”現(xiàn)象。 隨著含氣體積分?jǐn)?shù)的增加底流口含液濃度略有下降的趨勢，但整體變化不大。 當(dāng)入口含氣體積分?jǐn)?shù)為φ=79.6%時， 隨著入口進(jìn)液的增加， 底流口含液濃度呈現(xiàn)出先急劇降低至652 051.987～673 686.959 mg/L之間，然后又快速上升至953 567.841 mg/L。

圖9 不同含氣體積分?jǐn)?shù)時溢流口與底流口含液濃度曲線

5 結(jié)論

5.1 在一個周期內(nèi)， 當(dāng)入口含氣體積分?jǐn)?shù)為86.2%時，底流口含液濃度最高可達(dá)955 116.23 mg/L，最低可降至638 226.98 mg/L；溢流口含液濃度最高可達(dá)154 618.47 mg/L，最低可降至74 695.81 mg/L。

5.2 當(dāng)含氣體積分?jǐn)?shù)由79.6%增加至90.0%時，無論是分離器的旋流腔還是錐段位置，其切向速度都有所升高，且升高趨勢大同小異，說明升高含氣體積分?jǐn)?shù)可以增加切向速度，從而提高分離器的分離效率。

5.3 入口含氣體積分?jǐn)?shù)在79.6%與90.0%范圍內(nèi)，增加含氣體積分?jǐn)?shù)對底流口含液濃度影響不大，因此可以判定，井下分離器在進(jìn)行氣體分離時，其最佳含氣體積分?jǐn)?shù)為90.0%。