劉恩斌, 唐浩, 李黨建, 趙萬(wàn)偉, 李文勝

(1.西南石油大學(xué)石油與天然氣工程學(xué)院, 成都 610500; 2.中聯(lián)煤層氣有限責(zé)任公司, 太原 030000;3.中國(guó)石油西南油氣田分公司天然氣研究院, 成都 610500; 4.中國(guó)石油集團(tuán)海洋工程(青島)有限公司, 青島 266000)

近年,中國(guó)的頁(yè)巖氣工業(yè)進(jìn)入高速發(fā)展的新時(shí)期,而非常規(guī)天然氣在中國(guó)未來(lái)能源發(fā)展中將發(fā)揮重要作用[1]。頁(yè)巖氣開采需要進(jìn)行水力壓裂,這將導(dǎo)致頁(yè)巖氣攜帶大量的固體雜質(zhì),由于除砂器濾筒孔徑(100 μm)限制及除砂器結(jié)構(gòu)等原因致使實(shí)際除砂效率有限,經(jīng)過(guò)除砂器除砂后仍有10%左右的砂粒,分離器則對(duì)氣液兩相及剩余的砂粒進(jìn)行分離[2]。長(zhǎng)寧地區(qū)排污池為露天池,導(dǎo)致分離器內(nèi)部與排污管線末端壓差過(guò)大,促使攜砂污水高速流動(dòng),對(duì)排污閥和排污管道造成沖蝕。為保障分離器排污系統(tǒng)的正常運(yùn)行、提高使用壽命,必須對(duì)現(xiàn)有的分離器排污系統(tǒng)進(jìn)行方案改進(jìn)。

隨著近代科學(xué)的發(fā)展,眾多的學(xué)者運(yùn)用計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamics,CFD)方法來(lái)研究沖蝕問(wèn)題。Parsi等[3]研究影響石油天然氣侵蝕的主要因素,并回顧現(xiàn)有的沖蝕方程,討論管道腐蝕預(yù)測(cè)的經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ秃蜋C(jī)理模型。林楠等[4]針對(duì)集輸站場(chǎng)內(nèi)管線彎頭沖刷腐蝕減薄案例,采用CFD方法分析不同角度下的彎頭內(nèi)壁沖蝕磨損規(guī)律得出,相較于常規(guī)圓弧彎頭,直角彎頭耐沖蝕性能更優(yōu)。Peng等[5]通過(guò)計(jì)算分析,研究顆粒的粒徑和形狀系數(shù)對(duì)沖蝕的影響,研究發(fā)現(xiàn),隨著顆粒直徑的增大,彎管的沖蝕痕形狀由橢圓逐漸變?yōu)閂形。彭濤等[6]根據(jù)動(dòng)力學(xué)相似原理,建立儲(chǔ)氣庫(kù)儲(chǔ)層出砂對(duì)井筒沖蝕模型,并以顆粒直徑為基礎(chǔ),研究砂粒形狀與沖蝕速率之間的關(guān)系。除砂粒外還有部分管道中會(huì)形成CO2固體水合物也會(huì)對(duì)管壁造成沖蝕,袁顯寶等[7]針對(duì)這一問(wèn)題,分析彎管段的固液兩相流場(chǎng),總結(jié)不同因素下的沖蝕規(guī)律發(fā)現(xiàn),直角彎管更易受到水合物粒子的沖蝕破壞。陶文杰等[8]運(yùn)用Fluent軟件,對(duì)油氣鉆采過(guò)程中的高壓四通管匯鏈接裝置沖蝕磨損特性進(jìn)行分析得出,在傳統(tǒng)直通流道的基礎(chǔ)上增加一定角度可以有效降低磨損程度。

目前對(duì)流場(chǎng)中顆粒沖蝕行為的研究對(duì)象大部分都是針對(duì)彎管、90°彎頭進(jìn)行研究,而作為天然氣工業(yè)中重要的設(shè)備,分離器排污系統(tǒng)的沖蝕問(wèn)題卻很少被關(guān)注。因此,現(xiàn)將采用計(jì)算流體力學(xué)方法,對(duì)分離器排污閥沖蝕問(wèn)題進(jìn)行研究,探究在不同影響因素對(duì)排污閥的沖蝕規(guī)律,并提出一種新型的排污系統(tǒng)改進(jìn)方案,這為集輸系統(tǒng)的抗沖蝕設(shè)計(jì)提供技術(shù)支持。

1 模型建立

1.1 數(shù)學(xué)模型

頁(yè)巖氣集輸過(guò)程中,排污閥內(nèi)部為固液兩相流動(dòng),系統(tǒng)中主相為分離器中的水,顆粒的來(lái)源是壓裂過(guò)程中所產(chǎn)生的砂粒和頁(yè)巖氣中的顆粒雜質(zhì),即連續(xù)相水?dāng)y帶離散相砂粒。

1.1.1 湍流方程

在利用Fluent進(jìn)行計(jì)算湍流時(shí),考慮湍動(dòng)能以及湍流耗散率。相較于系統(tǒng)默認(rèn)的標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型,Realizablek-ε湍流模型在復(fù)雜流動(dòng)方面有較好的計(jì)算精度[9],符合所研究排污閥內(nèi)流態(tài)復(fù)雜的情況[10],其中湍流方程如下。

(1)

式(1)中:Gk為平均速度梯度產(chǎn)生的湍動(dòng)能;μt為湍流黏度;σk與σε為k與ε的湍流普朗特?cái)?shù);在Fluent中,默認(rèn)項(xiàng)為:C1=1.44,C2=1.92;Sε為定義的源項(xiàng)。

1.1.2 離散相模型

由于模擬的固體顆粒體積分?jǐn)?shù)較小,則對(duì)其運(yùn)用離散相模型(dust production model,DPM)和Eulerian-Lagrangian方法來(lái)模擬流場(chǎng)以及監(jiān)測(cè)顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡。離散相顆粒運(yùn)動(dòng)方程表達(dá)式[11]為

(2)

式(2)中:FD(u-up)為單位質(zhì)量顆粒的拖曳力,N;u、up為氣流速度和顆粒速度,m/s;g為重力加速度,m/s2;ρp、ρ為顆粒密度和氣相密度,kg/m3;fp為單位質(zhì)量顆粒所受其他力,N。

1.1.3 沖蝕預(yù)測(cè)方程

由于排污閥內(nèi)顆粒撞擊角分布廣、排污閥內(nèi)流量大,Oka沖蝕模型考慮不同的沖擊參數(shù),如沖擊速度、顆粒特性等因素,就獨(dú)立參數(shù)而言,它是最常用的模型。在Messa等[12]的研究中,對(duì)不同沖蝕模型進(jìn)行比較,發(fā)現(xiàn)Oka模型能夠準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)沖蝕重點(diǎn)位置和沖蝕速率。因此采用Oka沖蝕預(yù)測(cè)方程,其表達(dá)式如下。

(3)

f(α)=(sinα)n1[1+HV(1-sinα)]n2

(4)

式中:E90為沖擊角度為90°時(shí)靶材的參考沖蝕量,kg/m3;V為顆粒沖擊時(shí)的速度,m/s;Vref為顆粒沖擊靶材時(shí)的相對(duì)速度,m/s;d為顆粒的直徑,m;dref為顆粒的相對(duì)直徑,m;k2、k3分別為速度、粒徑指數(shù);HV為受沖擊靶材材料的維氏硬度,GPa;n1、n2為沖擊角函數(shù)常數(shù)。

1.2 物理模型及驗(yàn)證

川南頁(yè)巖氣集輸系統(tǒng)沖蝕現(xiàn)象主要發(fā)生在排采期以及生產(chǎn)期,沖蝕現(xiàn)象會(huì)導(dǎo)致管道或其他設(shè)備被破壞,如圖1所示,可以看出閥芯被完全沖蝕損壞,導(dǎo)致閥門產(chǎn)生內(nèi)漏。

圖1 排污閥沖蝕圖Fig.1 Erosion of blowdown valve

取某井生產(chǎn)早期數(shù)據(jù),產(chǎn)液量約為12 m3/d,出砂量約為10 kg/d,分離器排液次數(shù)為6～38次/d,分離器每次排污量約為0.5 m3,模擬假設(shè)砂粒在污水中均勻分布,即每0.5 m3污水中含有0.046 kg砂粒,排污閥模擬數(shù)據(jù)如表1所示。

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)排污閥模型,如圖2所示,建立閥門內(nèi)流域模型,入口及出口直徑均為50 mm,如圖3所示。

圖3 排污閥三維模型Fig.3 Three-dimensional model of blowdown valve

由于主要沖蝕區(qū)域位于閥桿開啟時(shí)流體還未填充的區(qū)域,進(jìn)而對(duì)模型進(jìn)行簡(jiǎn)化,為考慮流體及顆粒在近壁面處的影響,劃分網(wǎng)格時(shí)添加3層邊界層網(wǎng)格以提高計(jì)算精度,其余部分進(jìn)行非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分,如圖4所示。

圖4 排污閥流體域網(wǎng)格劃分Fig.4 Fluid domain mesh generation

分離器排污閥進(jìn)口采用速度入口,出口設(shè)置為自然出流,排污閥壁面采用reflect(反彈)模式。對(duì)1.5 MPa工況時(shí),排污閥模型進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證,取

壁面最大沖蝕速率進(jìn)行驗(yàn)證。如圖5所示,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)從1.60×106變至3.80×106時(shí),隨著網(wǎng)格數(shù)的增加,排污閥最大沖蝕速率變化很小,僅有1×10-5,可以認(rèn)為1.60×106網(wǎng)格數(shù)已達(dá)到網(wǎng)格無(wú)關(guān)性要求。

圖5 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證Fig.5 Verification of grid independence

選取謝明等[13]的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)所選擇的算法進(jìn)行模型驗(yàn)證,在不同入口流速(5～18 m/s),顆粒沖擊角為90°,含砂量5%為定值條件下進(jìn)行多次模擬,結(jié)果如圖6所示,實(shí)驗(yàn)與模擬結(jié)果曲線吻合程度較好,最大相對(duì)誤差僅有3.63%,可以認(rèn)為,就流速與沖蝕速率之間的關(guān)系而言,流場(chǎng)的模擬是充分的。

圖6 不同流速下模擬和實(shí)驗(yàn)結(jié)果沖蝕速率比較Fig.6 Comparison of erosion rates between simulated and experimental results at different flow rates

1.3 求解方法

運(yùn)用Fluent軟件對(duì)排污閥流場(chǎng)和沖蝕特性進(jìn)行數(shù)值模擬,采用有限體積法離散N-S控制方程,運(yùn)用SIMPLE算法耦合壓力-速度,對(duì)于近壁面區(qū)域采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法(standard wall functions)處理,控制變量的殘差值低于10-5時(shí),則滿足收斂標(biāo)準(zhǔn)。

2 結(jié)果與討論

2.1 分離器運(yùn)行壓力對(duì)排污閥沖蝕影響

分離器運(yùn)行壓力是影響顆粒沖蝕的重要因素,本節(jié)對(duì)分離器排污閥不同壓力情況下的流場(chǎng)及沖蝕問(wèn)題進(jìn)行分析,分離器壓力范圍為1.5～5.5 MPa,溫度20 ℃,砂粒粒徑分布采用R-R分布(羅辛-蘭姆勒分布),最大粒徑取值100 μm,最小粒徑取值2 μm,平均值取20 μm,砂粒質(zhì)量流量等參數(shù)按表1取值。得到的沖蝕云圖如圖7所示。

圖7 不同壓力下排污閥沖蝕速率云圖Fig.7 Erosion rate of blowdown valve under different pressure

從圖7中可以看出,在不同壓力條件下,區(qū)域A(閥桿關(guān)閥終止處、靠近斜管區(qū)域)、區(qū)域C(斜管與直管相交上部區(qū)域)和區(qū)域B(閥桿相貫線下部區(qū)域)沖蝕現(xiàn)象較為嚴(yán)重,將不同分離器運(yùn)行壓力下的,模擬結(jié)果如圖8所示。

圖8 沖蝕速率、年沖蝕厚度及最大流速隨壓力變化的關(guān)系曲線Fig.8 Erosion rate, annual erosion thickness and maximum flow rate with pressure

由圖8可知,沖蝕速率、年沖蝕厚度及最大流速與壓力呈線性增長(zhǎng)趨勢(shì)。按日排液10 m3計(jì)算,運(yùn)行壓力為1.5 MPa時(shí),排污閥年沖蝕厚度為8.6 mm,最大流速為121.4 m/s;當(dāng)運(yùn)行壓力為5.5 MPa時(shí),排污閥年沖蝕厚度為76.1 mm,最大流速為274.2 m/s。即運(yùn)行壓力越大致使攜砂污水流速增大,致使沖蝕問(wèn)題越嚴(yán)重。排污管壁厚為7 mm,根據(jù)行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《鋼質(zhì)管道及儲(chǔ)罐腐蝕評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)埋地鋼質(zhì)管道內(nèi)腐蝕直接評(píng)價(jià)》(SY/T 0087.2—2012)判斷,排污閥沖蝕程度為穿孔。

2.2 污水含砂量對(duì)排污閥沖蝕的影響

產(chǎn)砂量及除砂器除砂效率會(huì)直接影響分離器污水中的含砂量,通過(guò)長(zhǎng)寧某氣田現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研,取分離器內(nèi)部分離后沉降至集液包內(nèi)的砂量0.5～10 kg/d,其余參數(shù)同2.1節(jié),分析不同含砂量污水的沖蝕行為,其中排污閥的最大沖蝕速率和年沖蝕厚度如圖9所示。

圖9 沖蝕速率、年沖蝕厚度隨砂量變化曲線Fig.9 Relationship between erosion rate and annual erosion thickness with sand volume

由圖9可知,隨著砂量的增大,砂粒與閥門壁面沖擊次數(shù)會(huì)不斷增多,沖蝕速率及年沖蝕厚度逐漸增大,并與之呈線性相關(guān)。分離器運(yùn)行壓力為4 MPa,當(dāng)砂量由0.5 kg/d增大至10 kg/d時(shí),沖蝕速率由7.594×10-4kg/(s·m2)增大至1.573×10-2kg/(s·m2),年沖蝕厚度由2.06 mm增大至42.68 mm。因此沖蝕情況還是相當(dāng)嚴(yán)重,為減小排污閥沖蝕速率,應(yīng)提高除砂器除砂效率,減少進(jìn)入分離器內(nèi)的砂量。

2.3 不同顆粒特性對(duì)排污閥沖蝕影響

顆粒特性往往涉及的因素較多,可以運(yùn)用Fluent中的DPM模型分析不同顆粒的尺寸、形狀、材料等因素對(duì)排污閥的沖蝕規(guī)律。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研數(shù)據(jù),集液包內(nèi)砂粒粒徑分布在5～100 μm,Fluent中定義顆粒形狀是通過(guò)形狀系數(shù)(shape factor)來(lái)描述顆粒的尖銳程度,其中形狀系數(shù)是指球形顆粒(與不規(guī)格顆粒具有相同體積)的表面積與實(shí)際不規(guī)則顆粒表面積之比,取值為0～1。

對(duì)分離器排污閥不同砂粒粒徑、形狀系數(shù)下的流場(chǎng)及沖蝕問(wèn)題進(jìn)行分析研究,溫度20 ℃,分離器運(yùn)行壓力為4 MPa,其余參數(shù)按表1 取值,不同顆粒粒徑下的最大沖蝕速率如圖10所示。

圖10 沖蝕速率、年沖蝕厚度與砂粒粒徑關(guān)系曲線Fig.10 Relationship between erosion rate, annual erosion thickness and grain size of sand

由圖10可知,砂粒粒徑與沖蝕速率及年沖蝕厚度呈現(xiàn)正相關(guān)關(guān)系,因此在實(shí)際生產(chǎn)作業(yè)中應(yīng)提高除砂器除砂效率尤其是脫除大粒徑顆粒效率,避免大粒徑顆粒進(jìn)入分離器,并對(duì)不同顆粒形狀系數(shù)的顆粒計(jì)算排污閥最大沖蝕速率,如圖11所示。

由圖11 可知,砂粒形狀系數(shù)與排污閥沖蝕速率及年沖蝕厚度呈現(xiàn)負(fù)相關(guān)關(guān)系,表明越鋒利的顆粒對(duì)排污閥造成的危害越大。當(dāng)砂粒形狀系數(shù)為0.3～1.0時(shí),沖蝕速率基本呈線性衰減,顆粒形狀系數(shù)越小,沖蝕速率越大。對(duì)于有尖銳菱角的砂粒應(yīng)減壓排污,避免排污閥形成高速射流攜帶砂粒造成嚴(yán)重的沖蝕問(wèn)題。

3 分離器排污系統(tǒng)改進(jìn)方案及模擬試驗(yàn)

3.1 分離器排污系統(tǒng)改進(jìn)方案

氣田在生產(chǎn)中期的立式分離器運(yùn)行壓力大,而排污系統(tǒng)中的污水池是露天的,高速流動(dòng)的攜砂污水對(duì)分離器排污系統(tǒng)會(huì)造嚴(yán)重破壞,因此為保障排污系統(tǒng)的正常運(yùn)行,必須對(duì)現(xiàn)有的分離器排污系統(tǒng)進(jìn)行相應(yīng)的改進(jìn)。提出一種新型排污系統(tǒng),該系統(tǒng)主要通過(guò)建立集液包,將氣液固噴射沖刷磨損變?yōu)榱鲃?dòng)沖刷、沖洗的方式來(lái)降低沖蝕速率,如圖12所示。

圖12 新型排污系統(tǒng)Fig.12 New sewage system

現(xiàn)有的分離器排污系統(tǒng)中頁(yè)巖氣分離器內(nèi)積液達(dá)到排液液面時(shí),排污閥開啟,分離器內(nèi)的高壓驅(qū)動(dòng)攜砂污水高速?zèng)_刷排污閥及排污管道。圖12所示的是針對(duì)目前頁(yè)巖氣氣田在正常生產(chǎn)中期的分離器排污系統(tǒng)進(jìn)行改進(jìn)的新型排污系統(tǒng)示意圖,污水池內(nèi)設(shè)擋砂板,可以有效保證離心泵一側(cè)抽取的污水不含砂,故所排污水不會(huì)對(duì)排污系統(tǒng)造成沖刷磨損,具體運(yùn)行方案如圖13所示。

圖13 新型排污系統(tǒng)運(yùn)行方案Fig.13 Operation process of new sewage system

當(dāng)頁(yè)巖氣分離器內(nèi)積液達(dá)到排液液面時(shí),A閥關(guān)閉,集液包中的攜砂污水只能在重力勢(shì)能的作用流動(dòng)。為利用污水池中不含砂粒的污水對(duì)集液包中的攜砂污水進(jìn)行驅(qū)動(dòng),將B、C閥開啟,對(duì)集液包和排污管進(jìn)行一定程度的清洗,將排污管內(nèi)的固體雜質(zhì)輸送至污水池。因?yàn)榧喊莘e為0.5 m3,離心泵提供的揚(yáng)程使管內(nèi)污水以5 m/s的速度流動(dòng),在該速度下集液包污水全部輸送至污水池需要51 s,因此離心泵運(yùn)行1 min為排污系統(tǒng)流動(dòng)提供足夠的動(dòng)能。C閥關(guān)閉離心泵停機(jī)后,集液包內(nèi)無(wú)固體雜質(zhì),之后開啟A閥,此時(shí)集液包內(nèi)液體在分離器內(nèi)高壓頁(yè)巖氣的驅(qū)動(dòng)下排入排污系統(tǒng),不含砂粒的污水高速流動(dòng)不會(huì)對(duì)排污閥及排污管道造成沖刷磨損,等到集液包內(nèi)積液到達(dá)警戒液位時(shí)迅速關(guān)閉B閥,結(jié)束排液。

分離器液位計(jì)采用磁浮子液位計(jì),排污閥(A、B、C)采用電動(dòng)閥門,當(dāng)流速為5 m/s時(shí)離心泵所需揚(yáng)程為35.3 m3/h,離心泵選用抗腐蝕性能強(qiáng)的IHF氟塑料離心泵,排污閥B前設(shè)智能閥門定位器保障高壓排污污水時(shí)閥門B的控制性能。

3.2 新型排污系統(tǒng)沖蝕模擬

改進(jìn)后的排污系統(tǒng)進(jìn)行排污時(shí),集液包中的攜砂污水流經(jīng)排污閥等排污管道時(shí)仍會(huì)對(duì)其造成沖刷磨損,當(dāng)離心泵提供的揚(yáng)程不同導(dǎo)致排污管內(nèi)污水流速不同時(shí),集液包含砂污水排液時(shí)間也隨之變化。如表2所示,對(duì)改進(jìn)后的分離器排污閥不同污水流速情況下的流場(chǎng)及沖蝕問(wèn)題進(jìn)行分析,砂粒粒徑平均值取20 μm,其他參數(shù)按表2取值。

表2 集液包含污水排液時(shí)間

將模擬所得改進(jìn)后排污閥最大沖蝕速率結(jié)果繪制如圖14所示。

圖14 改進(jìn)后沖蝕速率、年最大沖蝕厚度隨速度變化圖Fig.14 Relationship between erosion rate and annual maximum erosion thickness with velocity after improvement

由圖14可知,隨著速度的增大沖蝕速率呈指數(shù)增長(zhǎng),當(dāng)速度為2 m/s時(shí),年沖蝕厚度為0.01 mm,沖蝕程度輕;當(dāng)速度為12 m/s時(shí),年沖蝕厚度為0.9 mm,沖蝕厚度超過(guò)排污閥壁厚的10%,沖蝕嚴(yán)重程度達(dá)到中度。相較于未改進(jìn)前年沖蝕厚度26.53～61.24 mm,改進(jìn)后,排污系統(tǒng)緩蝕率可達(dá)99.78%～99.91%。

4 結(jié)論

針對(duì)現(xiàn)場(chǎng)排污系統(tǒng)沖蝕嚴(yán)重問(wèn)題,采用數(shù)值模擬的方法,分析不同因素影響下的排污閥沖蝕行為,并提出一種新型排污改進(jìn)方案,得到以下結(jié)論。

(1)排污閥主要沖蝕區(qū)域?yàn)榭拷隹谔幍拈y桿下止點(diǎn),其次為排污閥斜管與出口直管相交處上管壁,排污閥沖蝕速率與壓力、砂粒粒徑、砂質(zhì)量流量以及砂粒密度呈正相關(guān),與砂粒形狀系數(shù)呈負(fù)相關(guān)。

(2)為提高分離器排污閥使用壽命,提出一套新型排污改進(jìn)方案,通過(guò)在現(xiàn)有立式分離器底部增設(shè)集液包與擋砂板,去除污水中砂粒,并利用離心泵將處理后的污水對(duì)排污管進(jìn)行一定程度的清洗,降低排污系統(tǒng)沖蝕程度。

(3)通過(guò)對(duì)改進(jìn)后的方案模擬分析,排污閥沖蝕速率大大降低,當(dāng)管內(nèi)流速為12 m/s時(shí),年沖蝕厚度僅有0.9 mm,改進(jìn)前后的排污系統(tǒng)緩蝕率可達(dá)99.78%～99.91%,保障了設(shè)備運(yùn)行安全。