任高飛，何利民，李清平，蘇建鵬，韓鳳杰

（1. 中國石油大學（華東）儲運與建筑工程學院，山東 青島266580；2. 中海油研究總院有限責任公司，北京100028）

隨著陸上油氣資源的減少，海洋石油與天然氣已經(jīng)成為石油工業(yè)的重要組成部分。目前已開采的海上天然氣凝析液氣田受到所處地層、開采方法、增產(chǎn)方式、管理措施等方面的影響，生產(chǎn)過程中有砂礫不斷被攜帶出氣井，氣體攜砂已成為影響氣田正常生產(chǎn)的常見問題之一[1?2]。該問題若不及時得到解決，會對下游地面集輸系統(tǒng)和工藝系統(tǒng)造成多種危害，如管輸過程中摩阻增大、能耗增加、管線腐蝕加快、井口閥門損壞等，導致設備使用效率降低，甚至氣井減產(chǎn)或停產(chǎn)[3]，管道泄漏會對周邊環(huán)境、安全造成極大影響[4]。常規(guī)海上井口平臺屬于固定平臺的一種，受到空間及運行成本的限制，平臺上僅設簡單的采油樹、計量系統(tǒng)等設施，不建設油氣分離、處理設備及生活區(qū)等模塊。對于井數(shù)較少的井口平臺，從減少投資的方面考慮，無人井口平臺是最優(yōu)的選擇[5]。受上述特點限制，常規(guī)重力除砂器[6?7]因體積原因很難被直接應用于海上井口平臺，離心除砂器[8?11]分離效率高，但壓力損失相對較大，過濾除砂器[12?14]需要頻繁更換濾網(wǎng)、濾料，防止堵塞，在海上平臺運行與維護成本較高。綜合考慮海上井口平臺遠離陸地、空間有限、無油氣處理工藝等特點，本文提出了分段除砂的控砂思路，將井口平臺除砂器定位為預分離設備，即僅分離天然氣凝析液中的大粒徑砂礫，保證井口設備與海底集輸管道運行安全，小粒徑砂礫在生產(chǎn)處理平臺進行分離。針對這種情況，設計了一種結(jié)構(gòu)緊湊、小體積的管式除砂設備，并對管式除砂器進行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化與分離性能評價；結(jié)合調(diào)研與數(shù)值計算，給出了天然氣凝析液井口除砂器適用性判斷方法，為該技術應用于生產(chǎn)提供了理論指導。

1 管式除砂器結(jié)構(gòu)設計

當天然氣凝析液攜砂在管道內(nèi)運動時，遇到局部管道結(jié)構(gòu)變化，如三通、彎頭等，氣液兩相可迅速改變自身的運動狀態(tài)，而固相因具有相對較大的慣性，會在一段時間內(nèi)保持之前的運動軌跡。利用這一特征，提出如圖1 所示的管式除砂器。

圖1 除砂器示意Fig.1 Diagram of desander

除砂器由入口管路、分離室、出口管路、儲砂筒、分叉口五個單元組成。其中，入口管路長度L1為1 000 mm，管路直徑D1為50 mm，分離室長度L2為150 mm，出口管路長度L3為500 mm，封頭段長度L4為50 mm，筒體長度L6為300 mm，筒體直徑D2為100 mm。工作期間，多相流體進入到除砂器后，在出、入口管路分叉口完成分離過程，氣液兩相及大部分小粒徑顆粒改變運動狀態(tài)進入到下游管路，部分大粒徑砂礫經(jīng)過分離室進入到儲砂筒內(nèi)，完成砂礫的捕集。

2 管式除砂器性能評價

2.1 實驗系統(tǒng)設計

天然氣凝析液除砂實驗系統(tǒng)包括動力系統(tǒng)、計量系統(tǒng)、液固混合系統(tǒng)、輸送管路系統(tǒng)、分離系統(tǒng)及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)六個模塊。實驗流程如圖2 所示。

圖2 實驗流程Fig.2 The flow chart of experimental system

2.2 實驗介質(zhì)與操作參數(shù)

根據(jù)某海上氣田現(xiàn)場采集樣本分析，實驗介質(zhì)選擇石英砂、水和空氣。在標準狀況下，水的密度為998.2 kg/m3、運動黏度為1.007 mPa?s；空氣的密度為1.21 kg/m3、運動黏度為0.0184 mPa?s；石英砂密度為2 650 kg∕m3。

除砂器基本結(jié)構(gòu)與圖1 結(jié)構(gòu)一致，在此基礎上改變分離室直徑（D3=D1、1.5D1、2D1、2.5D1、3D1）與分離器級數(shù)（L=1、2）。操作參數(shù)在某海上氣田生產(chǎn)參數(shù)基礎上進行擴展，分離器入口氣相表觀流速（Vsg）12~18 m/s；表觀液速（Vsl）0.004~0.008 m/s；液相中砂礫體積分數(shù)為0.2%。共取7 種不同中位粒徑的砂礫群，砂礫粒徑特征分布如圖3 所示。

圖3 砂粒樣品粒徑分布Fig.3 Particle size distribution of sand sample

2.3 評價指標

2.3.1 壓降 壓降是除砂器運行過程中內(nèi)部能量損失的直接反映。若流體經(jīng)過除砂器產(chǎn)生的壓降過大，會加大增壓設備的工作負擔，并引起冰堵等極端工況。除砂器壓降表達式為：

2.3.2 質(zhì)量分離效率 宏觀上評價除砂器設備，質(zhì)量分離效率是重要指標之一。除砂器出口攜帶出的砂礫質(zhì)量記作mout，將除砂器儲砂筒內(nèi)補集砂礫質(zhì)量記作min，則除砂器質(zhì)量分離效率（ηs）表達式為：

2.3.3 粒級分離效率 相同中位粒徑的兩組砂礫，其粒徑分布可能有較大差別，粒級分離效率反映的是除砂器對同一砂礫群中不同粒徑段砂礫的捕集能力，可以從微觀角度更詳細地描述除砂器性能，其表達式為：

式中，G(di)為粒級分離效率；min(di)為儲砂筒內(nèi)粒徑di砂礫質(zhì)量，g；mout(di)為除砂器出口粒徑di砂礫質(zhì)量，g。

2.4 結(jié)果與分析

2.4.1 分離室擴徑對除砂器性能的影響 實驗中，砂礫群中位粒徑為96.35 μm。分別以表觀液速0.006 m/s，表觀氣速12~18 m/s；表觀氣速14 m/s，表觀液速0.004~0.008 m/s 為基礎測量不同分離室直徑下除砂器的分離效率。結(jié)果如圖4 所示。

圖4 不同結(jié)構(gòu)與實驗工況下質(zhì)量分離效率變化Fig.4 Change of mass separation efficiency in different structure and experimental conditions

在分離室直徑從50 mm 擴大到150 mm 的過程中，砂礫分離效率呈現(xiàn)上升的趨勢。分離室擴徑強化分離作用體現(xiàn)在兩個方面：①分離室內(nèi)，氣液相運動軌跡由直接沖擊底部氣液交界面逐漸變?yōu)樵诜蛛x室內(nèi)做離心運動，從而給予所攜帶的砂礫一個離心力。氣速越大，攜帶能力越強的同時，也為砂礫提供了更大的離心力，一定程度上抑制了氣速改變對分離效率的影響。②分離室直徑擴大，氣液相界面高度逐漸降低，分離室內(nèi)，軸向與徑向兩個方面砂礫運動距離均增加，砂礫的運動時間相對變長，更有利于完成砂礫的沉降過程。當分離室直徑擴至100 mm（2D1）后，繼續(xù)擴徑，分離效率增長趨勢減緩。

除砂器壓降主要受分離室直徑與表觀氣速兩個方面的影響，三者之間的關系如圖5 所示。圖5數(shù)據(jù)表明，分離室直徑對壓降的影響超過了氣速對壓降的影響，考慮到除砂器能耗限制，后續(xù)實驗分離室直徑取上限為2D1。

2.4.2 兩級分離結(jié)構(gòu)對除砂器性能的影響 根據(jù)2.4.1 節(jié)對單級除砂器結(jié)構(gòu)分離性能的分析，通過單一增加分離室直徑提升分離效率的方式并不可取。因此，在本節(jié)中將兩個除砂器串聯(lián)（見圖6）。通過研究發(fā)現(xiàn)，砂礫在分離室入口的空間分布對砂礫的分離效果有較大的影響，同種屬性砂礫在相同工況條件下能否被成功捕集取決于其在入口的運動狀態(tài)。砂礫在經(jīng)過首級分離室后，進入二級分離室入口，其在入口界面上的空間分布得到重置，砂礫在分離室內(nèi)的運動軌跡發(fā)生變化，部分逃逸砂礫在二級結(jié)構(gòu)中被成功捕集。兩級分離結(jié)構(gòu)在提升分離效率的同時也增加了除砂器的能耗，能否與分離室擴徑相配合，在較低的能耗下取得較高的分離效率，是本節(jié)所研究的重點內(nèi)容。經(jīng)過對2.4.1 節(jié)研究內(nèi)容的分析，分離室直徑（D3）初選為D1、2D1，分離室級數(shù)（L）初選為1、2 級。

圖5 不同直徑與氣速下壓降變化Fig.5 Change of pressure drop in different diameter and gas velocity conditions

圖6 兩級管式除砂器結(jié)構(gòu)Fig.6 The structure of two stage tubular desander

實驗共分為兩組，第一組以表觀液速0.006 m/s，表觀氣速12~18 m/s，砂礫群中位粒徑96.35 μm為基礎測量不同氣速下不同結(jié)構(gòu)除砂器的分離性能；第二組以表觀氣速14 m/s，表觀液速0.002~0.006 m/s，砂礫群中位粒徑96.35 μm 為基礎測量不同氣速下不同結(jié)構(gòu)除砂器的分離性能（見圖7）。

比較單級結(jié)構(gòu)與兩級結(jié)構(gòu)在不同水力條件下的分離效率可以發(fā)現(xiàn)，結(jié)構(gòu)改變后除砂器對砂礫的捕集能力明顯提升，提升幅度約20%。砂礫在不同工況下的分離趨勢受單雙級結(jié)構(gòu)的影響不大，兩級結(jié)構(gòu)分離效率與一級結(jié)構(gòu)分離效率有明顯的關聯(lián)性。實驗中，分離室直徑為100 mm 時，液固兩相在首級分離室內(nèi)經(jīng)過旋流后，出口實際流速較首級分離室入口有顯著的提升，因兩個分離室之間的連接管路較短，氣液固三相流動難以達到穩(wěn)定，液相攜砂以較高的流速進入到次級分離室，砂礫獲得更大的離心力，部分在首級除砂器內(nèi)未達到分離條件的小粒徑砂礫在此處成功分離。

除砂器在不同氣速下的壓降特性如圖8 所示。單級結(jié)構(gòu)與兩級結(jié)構(gòu)在不同氣速下的壓力差約為1 kPa，且隨著氣速的升高兩種結(jié)構(gòu)壓降比值逐漸增大，該現(xiàn)象的產(chǎn)生與除砂器二級結(jié)構(gòu)封頭前產(chǎn)生的旋渦有一定關系，氣速增加的過程中，旋渦逐步發(fā)展，能量消耗遞增，導致壓降差被拉大。與分離室擴徑相比較，提升相同的分離效率，增加分離室級數(shù)產(chǎn)生的壓降僅為前者的40% 左右。

圖7 不同結(jié)構(gòu)與實驗工況下質(zhì)量分離效率變化Fig.7 Change of mass separation efficiency in different structure and experimental conditions

2.4.3 工況參數(shù)對除砂器性能的影響 綜合2.4.1、2.4.2 節(jié)研究內(nèi)容，將兩級分離結(jié)構(gòu)、分離室直徑2D1定為天然氣凝析液井口管式除砂器樣機結(jié)構(gòu)。該結(jié)構(gòu)優(yōu)點：占地面積少，能耗低，分離效率相對較高。在此結(jié)構(gòu)基礎上，展開工況參數(shù)對除砂器分離性能影響的分析。

圖8 不同結(jié)構(gòu)與氣速下壓降變化Fig.8 Change of pressure drop in different structure and gas velocity conditions

選取7 種不同中位粒徑的砂礫群進行實驗，表觀液速分別為0.004、0.006、0.008 m/s，研究表觀氣速為12、14、16、18 m/s 時，除砂器的分離效率變化規(guī)律，結(jié)果如圖9 所示。由圖9 中可以看出，在低表觀液速（0.004 m/s）下，除砂器分離效率隨著表觀氣速的升高而降低，且中位粒徑低于80 μm 的砂礫受氣速影響較大，在表觀氣速由14 m/s 升至16 m/s時，除砂器分離能力有一段較快的變化，繼續(xù)提高表觀氣速，分離效率下降趨勢變緩。表觀液速增大至0.006 m/s，隨著表觀氣速的增加，小粒徑砂礫（d=41.61 μm）出現(xiàn)分離效率先降低再升高的現(xiàn)象，大粒徑砂礫保持分離效率持續(xù)降低的趨勢。當表觀液 速 增 至0.008 m/s 時，中 位 粒 徑 為41.61 μm 的砂礫表現(xiàn)出分離效率隨著氣速升高而升高的趨勢。綜合分析圖9 中的數(shù)據(jù)，小粒徑砂礫的分離性能更容易受到表觀氣速變化的影響，砂礫中位粒徑大于96.35 μm 時，在各個表觀氣速下，分離效率基本可以達到80% 以上。

每一組進入到除砂器的砂礫群具有較寬的粒徑分布，本節(jié)采用粒級分離效率從微觀的角度對除砂器分離性能作進一步的研究。 選用中位粒徑41.61 μm 的砂礫群作為小粒徑砂礫群；中位粒徑79.19 μm 的砂礫群作為中粒徑砂礫群，中位粒徑132.61 μm 的砂礫群作為大粒徑砂礫群，比較相同粒徑砂礫在不同中位粒徑砂礫群內(nèi)的分離效率的變化。

圖10 為表觀氣速14 m/s，表觀液速0.004 m/s的工況下，不同中位粒徑砂礫群的粒級分離效率。觀察圖10 發(fā)現(xiàn)，砂礫群中位粒徑的差異對除砂器粒級分離效率幾乎不產(chǎn)生影響。出現(xiàn)該結(jié)果的原因為，天然氣凝析液所攜帶的砂礫在三相中屬于稀疏相，進入到除砂器后，砂礫與砂礫之間發(fā)生密集碰撞的幾率較低，通過砂礫間碰撞改變運動軌跡的能力相較于氣液相對砂礫的攜帶能力可以忽略不計，故砂礫群的粒徑分布并不會對單個砂礫的捕集結(jié)果產(chǎn)生顯著影響。

圖9 不同工況下除砂器分離效率Fig.9 The separation efficiency of desander in different working conditions

3 井口除砂設備評價方法

根據(jù)現(xiàn)場實際生產(chǎn)需求，管式除砂器作為預分離設備，對于大粒徑砂礫分離效率應高于80%。為保障井口平臺到生產(chǎn)平臺的流動安全，經(jīng)過分離后的砂礫必須滿足兩個條件：（1）不會對井口平臺設備產(chǎn)生明顯磨損。（2）在天然氣凝析液輸送過程中不會有砂礫在管道中沉積，造成砂堵。

3.1 天然氣凝析液攜砂對井口設備的影響

目前已有多位學者通過數(shù)值模擬和試驗研究[15?21]分析了砂礫對管道、油嘴等設備的腐蝕特性。高勝等[22]指出，點磨蝕和線磨蝕易發(fā)生在油嘴體及其前端直接受到氣流和固體顆粒沖擊的部位，固體顆粒經(jīng)過油嘴后噴出速度變大，重力對腐蝕發(fā)生位置的影響較小，后續(xù)管匯壁面腐蝕較之前兩點更加均衡。王思邈等[23]借助ANSYS CFX 分析了管道內(nèi)的顆粒侵蝕過程，并比較了E/CRC、Oka、DNV、Tabakoff 四種侵蝕公式的精度與適用范圍。結(jié)合現(xiàn)場實際生產(chǎn)數(shù)據(jù)，經(jīng)過除砂器分離后的氣流攜帶砂礫直徑小于200 μm 時，對設備的損害較小[24]，滿足井口平臺設備正常、持續(xù)生產(chǎn)需求。綜上所述，本文所研究的井口除砂器已達到了保護井口設備的要求，圖11 為粒徑200 μm 砂礫在不同氣液速下的分離效率。

圖10 除砂器粒級分離效率Fig.10 The gradation separation efficiency of desander

圖11 不同氣速與液速下分離效率Fig.11 Separation efficiency in different gas and liquid velocity conditions

3.2 天然氣凝析液管道流動攜砂能力研究

砂礫在海底管道中的沉積現(xiàn)象難以直接觀察，可以通過數(shù)值計算的方法進行研究。許拓拓[25]通過實驗驗證在相同工況下豎直管道的攜砂能力遠高于水平管道，為保障整個集輸過程中的流動安全，本文以水平管道為基礎展開天然氣凝析液管道攜砂臨界粒徑研究。

天然氣凝析液水平管道攜砂臨界粒徑模型對多個氣田集輸管道工況進行分析，參考認可度較高的Taitel?Dukler 流型圖，目前水平集輸管道中天然氣凝析液流型通常為分層流，石凱月等[26]通過研究指出，管道砂沉積現(xiàn)象在分層流中最可能發(fā)生，故本文對水平管道天然氣凝析液攜砂臨界粒徑的研究采用氣液兩相分層流模型。在該工況下，砂礫幾乎全部分布在液相中，可以對單液相攜砂模型進行拓展，使其適用于氣液兩相攜砂工況。石凱月通過總結(jié)文獻對多種攜砂模型進行了比較，將Hill 模型[27]與Fan 持液率模型[28]進行結(jié)合，推導出了適用于高氣液比工況的氣液兩相攜砂臨界速度模型。本文在文獻[26]研究的基礎上對Hill 模型進行形式上的改變，得到已知水平管內(nèi)氣液速時，求解可攜帶固體顆粒的臨界粒徑的公式。

首先用Fan 持液率模型計算液相持液率：

式中，Hl為持液率；Frl為液相弗勞德數(shù)；σw為水的表面張力，N/m；σl為管道中液體的表面張力，N/m；usg為 氣 相 表 觀 流 速，m/s；usg，c為 氣 相 臨 界 表 觀 流 速，m/s。

將得到的持液率代入變形后的Hill 模型，即可得到在該氣液速工況下可攜帶的砂礫臨界粒徑：

式中，d為顆粒粒徑，m；CV為顆粒體積分數(shù)，%；μl為流體黏度，Pa?s；D為管道直徑；s為砂礫與流體的密度比值；Vl為液相實際流速。

以表 觀 氣速12 m/s，表觀液速0.004、0.008、0.008 m/s 為例，對天然氣凝析液井口除砂器可行性進行驗證，圖12 展示了天然氣凝析液管道攜砂能力與除砂器分離效率的對比。圖12 中三條實線表示該工況下除砂器的粒級分離效率；虛線與x軸的交點表示通過數(shù)值計算得到的該氣液流速下天然氣凝析液攜砂管道內(nèi)砂礫不沉積的理論粒徑最大值，虛線與y軸的交點表示該粒徑砂礫在對應工況下的分離效率。圖12 可知，井口管式除砂器達到控砂的基本要求，且表觀液速越大，相對分離效果越好。

圖12 除砂器可行性分析Fig.12 Feasibility analysis chart of desander

4 結(jié) 論

為解決天然氣凝析液海洋井口平臺大粒徑砂礫預分離問題，本文提出了一種小體積、結(jié)構(gòu)緊湊的管式除砂器。通過分離性能評價，管式除砂器分離效率隨著分離室直徑增大、分離室級數(shù)增多而提升。相同的壓降范圍內(nèi)，分離室擴徑所得到的質(zhì)量分離效率提升幅度僅為采用兩級結(jié)構(gòu)所得到提升幅度的20% 左右。砂礫群粒徑分布對粒級分離效率幾乎無影響。將經(jīng)過分離后的砂礫粒徑與同種工況下管道攜砂臨界粒徑、井口安全運行臨界粒徑進行比較，大粒徑砂礫分離效率達到80% 以上，改進后的管式除砂器表現(xiàn)出良好的適應性。