閆月娟 王尊策 徐 艷 李 森 張井龍

(東北石油大學(xué)機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院)

當(dāng)油田進(jìn)入高含水期后，長期的注水開發(fā)造成地層膠結(jié)變差，同時(shí)隨著填砂壓裂、聚合物驅(qū)油以及三元復(fù)合驅(qū)油等新技術(shù)的應(yīng)用，使得采出液攜砂能力增強(qiáng)，部分油井出砂日益嚴(yán)重，經(jīng)常出現(xiàn)油層砂埋或抽油泵砂卡的現(xiàn)象[1]。筆者針對此現(xiàn)象設(shè)計(jì)了雙螺旋片導(dǎo)流的、集旋流分離與沉降分離為一體的井下旋流除砂器。

目前國內(nèi)外已有旋流器用于井下液砂分離的研究[2,3]，但多數(shù)均以清水作為數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究的對象，這與油田實(shí)際生產(chǎn)情況有很大不同。以大慶油田為例，水驅(qū)井采出液的粘度約為3.0～5.0mPa·s，聚驅(qū)和三元復(fù)合驅(qū)井采出液的粘度可超過20.0mPa·s。井下旋流除砂器為靜態(tài)水力旋流器，其分離性能受分離介質(zhì)粘度的影響很大，甚至?xí)鹦髌魇?。因此原有的研究具有很大的局限性，筆者借助Fluent計(jì)算流體軟件，開展采出液粘度對井下旋流除砂器內(nèi)流特性和分離性能影響的數(shù)值模擬研究，分析該井下旋流除砂器結(jié)構(gòu)的合理性和適用性。

1 除砂器工作原理

圖1 除砂裝置工藝管柱圖

井下旋流除砂裝置由旋流錐和沉砂尾管兩部分組成，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。除砂裝置通過封隔器固定于套管內(nèi)，混合液由旋流器側(cè)壁的圓孔進(jìn)入旋流腔，在螺旋葉片的導(dǎo)流作用下產(chǎn)生螺旋流，并在錐段保持強(qiáng)旋流動(dòng)，經(jīng)離心分離，較重的砂相隨外旋流運(yùn)動(dòng)到器壁處。由于旋流錐體的底流口沉浸在沉砂尾管內(nèi)，經(jīng)旋流分離出的砂，進(jìn)入沉砂尾管，繼續(xù)在重力沉降作用下逐漸沉入尾管底部，待檢泵作業(yè)時(shí)取出。較輕的油水混合液則經(jīng)內(nèi)旋流通過溢流管進(jìn)入泵的吸入口，從而實(shí)現(xiàn)液砂分離。井下旋流除砂器的應(yīng)用可減少砂對泵的沖蝕與磨損，提高泵效，延長泵的使用壽命。

2 數(shù)值模擬

2.1幾何模型和網(wǎng)格劃分

針對井下分離工況設(shè)計(jì)了雙螺旋導(dǎo)流、單出口的旋流除砂器。除砂器主要結(jié)構(gòu)參數(shù)為：旋流腔主直徑60mm，溢流管直徑20mm，溢流管插入深度30mm，螺旋導(dǎo)流截面9.3 mm×9.3mm，柱段長度60mm，錐段錐角10°，底流口直徑15mm。為了簡化計(jì)算，入口從螺旋導(dǎo)流段開始，取沉砂尾管長2m。采用六面體或楔形體單元分塊劃分了結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格單元數(shù)為666 800。網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 旋流器網(wǎng)格

2.2數(shù)學(xué)模型

采用Fluent軟件進(jìn)行流場的數(shù)值模擬，計(jì)算模型選擇混合模型(Mixture)，湍流模型選擇雷諾應(yīng)力RSM模型，入口設(shè)為速度入口，出口設(shè)為自由出流，壁面采用標(biāo)準(zhǔn)函數(shù)，壁面速度采用無滑移邊界條件。采用穩(wěn)態(tài)數(shù)值計(jì)算，基于控制體積法，將控制方程轉(zhuǎn)換為可以用數(shù)值方法求解的代數(shù)方程進(jìn)行了數(shù)值模擬計(jì)算[4]。

3 采出液粘度對井下旋流除砂器內(nèi)流特性的影響

數(shù)值模擬以砂相粒徑0.06mm[3]，砂相體積0.3%，入口速度8m/s為基礎(chǔ)，針對不同采出液粘度，進(jìn)行數(shù)值模擬，分析采出液粘度對除砂器內(nèi)流特性的影響規(guī)律。根據(jù)大慶油田水驅(qū)、聚驅(qū)和三元復(fù)合驅(qū)油井的實(shí)際情況，選取采出液粘度為1.5、5.0、10.0、20.0mPa·s 4種情況進(jìn)行研究。選取旋流段z=-200mm和沉降段z=-1500mm的橫截面分析數(shù)值模擬結(jié)果，截面分布如圖3所示。

圖3 除砂器軸截面簡圖

3.1采出液粘度對流體流動(dòng)跡線的影響

井下旋流除砂器由旋流錐段和沉砂尾管兩部分組成。在旋流錐段實(shí)現(xiàn)離心分離，在沉砂尾管內(nèi)完成沉降分離。通過數(shù)值模擬得到了不同粘度時(shí)，流體在除砂器內(nèi)流動(dòng)的跡線圖(圖4)。可以看出，流體從兩側(cè)螺旋入口進(jìn)入旋流器，形成內(nèi)外兩個(gè)旋渦，中心處的內(nèi)旋渦流體向上運(yùn)動(dòng)，從溢流流出；近壁處的外旋渦流體向下運(yùn)動(dòng)，通過底流口進(jìn)入沉砂尾管內(nèi)，并在一定距離內(nèi)保持螺旋流動(dòng)，其中部分流體通過底流口返回旋流腔。隨著采出液粘度的增加，流體的內(nèi)摩擦阻力增大，旋流強(qiáng)度減弱，螺旋流在沉砂尾管內(nèi)保持螺旋流動(dòng)的距離逐漸縮短。螺旋流消失后，流體進(jìn)入重力沉降階段。

圖4 不同粘度時(shí)流體的流動(dòng)跡線

3.2采出液粘度對切向速度的影響

切向速度是離心力產(chǎn)生的重要因素，決定旋流器的分離性能。由于旋流器的流場具有對稱性，因此只取一側(cè)半徑方向進(jìn)行研究。從圖5可以看出，當(dāng)粘度為1.5～20.0mPa·s時(shí)，切向速度分布符合普通水力旋流器的流場分布規(guī)律，形成了內(nèi)外旋流區(qū)。外旋流區(qū)符合自由渦的運(yùn)動(dòng)規(guī)律，切向速度隨半徑的減小而增大，大約在溢流口2/3半徑處達(dá)到極值；內(nèi)旋流區(qū)符合強(qiáng)制渦的運(yùn)動(dòng)規(guī)律，切向速度隨半徑的減小而減小，到中心處幾近降為零。在同一高度截面(z=-200mm)，流場切向速度值隨著采出液粘度的增加而急劇下降。在入口速度為8m/s的情況下，當(dāng)介質(zhì)粘度為1.5mPa·s時(shí)，切向速度的峰值為11.6m/s左右；當(dāng)介質(zhì)粘度為20.0mPa·s時(shí)，切向速度的峰值下降為7.5m/s左右。介質(zhì)粘度越大，切向速度曲線越平緩，說明粘度對外旋流準(zhǔn)自由渦的運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生了巨大影響。切向速度的大幅下降，將導(dǎo)致旋流器分離性能的下降。

圖5 不同粘度時(shí)切向速度分布曲線

3.3采出液粘度對軸向速度的影響

旋流器軸向速度的流動(dòng)方向決定著流體介質(zhì)在溢流和底流中的分配，也影響分級(jí)粒度的大小[5]。從圖6可以看出，在外旋流區(qū)軸向速度向下，在內(nèi)旋流區(qū)軸向速度折轉(zhuǎn)向上。采出液粘度對軸向速度的影響沒有改變軸向速度的分布規(guī)律，隨著采出液粘度的增加，軸向速度的變化并不大，說明在筆者研究的粘度范圍內(nèi)介質(zhì)粘度對軸向速度的影響較小。當(dāng)粘度為1.5mPa·s時(shí)，旋流器中心的軸向速度略有增大，這主要是因?yàn)榇藭r(shí)粘度較小，流體內(nèi)摩擦阻力小，因此能保持強(qiáng)旋流動(dòng)，切向速度較大，從使而上、下行的軸向速度都有所下降。該旋流器為單入口和單出口結(jié)構(gòu)，單位時(shí)間內(nèi)出口流量相同，因此中心部的軸向流速略有增大。

圖6 不同粘度時(shí)軸向速度分布曲線

3.4采出液粘度對徑向速度影響

在水力旋流器的三維流動(dòng)中，徑向速度相對較小，在分離過程中，固液顆粒所受到的徑向遷移阻力主要來源于流體的徑向運(yùn)動(dòng)帶來的摩擦阻力[6]?？梢钥闯稣扯仍?.5～20.0mPa·s范圍內(nèi)變化時(shí)，徑向速度分布曲線基本相同(圖7)，且隨著粘度的增加，徑向速度的波動(dòng)逐漸減小，表明分離能力逐漸下降。

圖7 不同粘度時(shí)徑向速度分布曲線

3.5粘度對沉降段軸向滑移速度的影響

在旋流分離段，粘度通過影響切向速度、軸向速度和徑向速度，來影響分離的性能。在重力沉降段，上述3個(gè)速度都幾近降為零。粘度主要是通過影響液固兩相間的軸向滑移速度來影響重力沉降。圖8為數(shù)值模擬得到的z=-1500mm處軸向滑移速度?？梢钥闯?，在粘度為1.5mPa·s時(shí)，液砂兩相間的滑移速度較大，為0.001 2m/s，中心部還有較大的速度波動(dòng)。隨著粘度增加，滑移速度迅速降低，粘度為20.0mPa·s時(shí)，滑移速度幾乎降為零。說明隨著粘度的增加，重力分離的效率迅速下降。

圖8 不同粘度時(shí)軸向滑移速度分布曲線

3.6采出液粘度對砂相分布的影響

旋流器內(nèi)砂相的分布將受到旋流分離和沉降分離的共同影響。旋流分離的效果為主要影響因素，旋流分離出的砂如不能及時(shí)沉降，將會(huì)再一次返混入旋流腔，從而降低除砂器的有效工作時(shí)間。圖9為z=-200mm處砂相的體積分?jǐn)?shù)分布云圖。入口砂相體積分?jǐn)?shù)為0.3%。

圖9 z=-200mm截面不同粘度砂相分布云圖

從圖9中可以看出，當(dāng)液砂混合流由入口進(jìn)入除砂器后，在離心力作用下在錐段實(shí)現(xiàn)了分離，分離后砂相主要分布在近外壁區(qū)，而水相則分布在管中心處。采出液粘度的增加將導(dǎo)致旋流錐段切向速度的快速下降，以及沉砂段軸向滑移速度的下降，因此必將導(dǎo)致分離效率的下降和砂相分布規(guī)律的變化。在粘度為1.5mPa·s時(shí)，砂相主要分布在近壁區(qū)，體積分?jǐn)?shù)為1.5%，中間區(qū)域?yàn)橐合?，砂的含量幾乎為零，分離效果最好；當(dāng)粘度為5.0mPa·s時(shí)，中間區(qū)域含砂量增多，砂相體積分?jǐn)?shù)為0.075%，底流口范圍內(nèi)出現(xiàn)少量返混的砂相，這部分砂在繼續(xù)上行的過程中，可能重新進(jìn)入外旋流，沉入沉砂尾管內(nèi)；粘度為10.0mPa·s時(shí)，分離效果已大幅下降，中間區(qū)域砂相濃度繼續(xù)增大，砂相體積分?jǐn)?shù)已達(dá)0.22%，底流口范圍內(nèi)返混較為嚴(yán)重，說明此時(shí)沉砂管內(nèi)砂的沉降效果也已不好；當(dāng)粘度增大到20.0mPa·s時(shí)，中間區(qū)域砂相體積分?jǐn)?shù)已達(dá)0.3%，說明旋流分離已失效，同時(shí)從底流口返混砂粒濃度和面積增大，旋流器已不能實(shí)現(xiàn)液砂的有效分離。

4 采出液粘度對井下旋流除砂器分離性能的影響

采出液粘度的變化將影響除砂器流場和固液兩相的分布規(guī)律，并最終影響除砂器的分離性能。旋流除砂器分離性能的兩個(gè)重要評價(jià)指標(biāo)是分離效率和壓力降。在獲得一定分離效率的前提下，壓力降越小，能耗越少，其綜合分離性能越高。井下旋流除砂器的分離性能也將受到入口流速的較大影響。從圖10可以看出，隨著采出液粘度增加，分離效率快速下降，且入口速度越高分離效果越好。這是因?yàn)樵谒俣认嗤瑮l件下，流體粘度大，內(nèi)摩擦阻力大，流體的動(dòng)能損失增加，導(dǎo)致流體的切向速度急劇降低，從而降低分離能力。在相同粘度條件下，提高入口速度，可提高旋流分離的切向速度，延長沉砂管段螺旋流的強(qiáng)度和保持時(shí)間，因此同時(shí)提高了旋流分離和沉降分離的效率，使得井下旋流除砂器的綜合分離效率得以提高。

圖10 采出液粘度對分離效率的影響

由圖11可知，隨著采出液粘度增加，出口壓力降略有減小。這主要是因?yàn)椋髌魇强繐p失壓力來提高旋轉(zhuǎn)速度的，由于粘度的增大，旋流速度下降，因此壓力降較小。但壓力降受入口速度的影響卻很大，隨速度提高，雖然分離效率提高，但壓力降卻很大。

圖11 采出液粘度對壓力降的影響

由此可知結(jié)構(gòu)固定后，在一定的入口流速下，靜態(tài)旋流器有適宜分離的粘度范圍。本例除砂器在入口速度為8m/s，分離0.06mm的目標(biāo)砂時(shí)，適用于粘度小于15.0mPa·s的采出液的液砂分離，分離效率大于70%?；究梢詽M足高含水油田水驅(qū)、聚驅(qū)和部分三元復(fù)合驅(qū)液砂分離的要求。

5 結(jié)論

5.1建立了雙入口、單出口的數(shù)值計(jì)算模型，采用混合多項(xiàng)流模型和RSM湍流模型進(jìn)行數(shù)值模擬，得到除砂器內(nèi)部流場分布規(guī)律。

5.2采出液粘度在1.5～20.0mPa·s范圍內(nèi)變化，將引起井下旋流除砂器旋流段切向速度和沉降段軸向滑移迅速下降，從而降低旋流分離和沉降分離的效率，而對軸向速度和徑向速度的影響并不大。

5.3井下旋流除砂器分離性能受采出液粘度和入口速度影響較大，采出液粘度增加、入口速度降低，分離效率快速下降，壓力降略有減小。

5.4本例除砂器在入口速度為8m/s，分離0.06mm的目標(biāo)砂時(shí)，適用于粘度為小于15.0mPa·s的采出液的液砂分離，分離效率大于70%，壓力降小于0.26MPa，基本可以滿足高含水油田水驅(qū)、聚驅(qū)和部分三元復(fù)合驅(qū)液砂分離的要求。

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