田洋陽 崔之健 孫明龍 徐士祺 黃茹陽

(1. 西安石油大學(xué)陜西省油氣田特種增產(chǎn)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 2.西安石油大學(xué)石油工程學(xué)院 3. 中國(guó)石油集團(tuán)西部鉆探工程有限公司試油公司)

0 引 言

傳統(tǒng)的油田集輸工藝是將采出的油水混合物混輸至油田集中處理站統(tǒng)一脫水、穩(wěn)定、計(jì)量。但隨著石油二次開采的加速，部分油田采出液含水體積分?jǐn)?shù)高達(dá)90%以上[1-2]，原油脫水規(guī)模大幅增大，部分集中處理站的處理規(guī)模較小，難以適應(yīng)不斷提高的含水體積分?jǐn)?shù)采出液的處理需求，且損耗能量大，運(yùn)行成本高。因此，一種高效低成本的預(yù)分水新流程“就地分水就地回注”受到廣泛關(guān)注。該流程在井場(chǎng)預(yù)分離出采出液中的游離水，簡(jiǎn)化了工藝流程，節(jié)省了油田地面工程成本。T形管分離器具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、無活動(dòng)部件、便于設(shè)計(jì)安裝、維護(hù)工作少、運(yùn)營(yíng)成本低、耗能小以及占地面積小等特點(diǎn)，在油水預(yù)分離領(lǐng)域有廣泛的應(yīng)用前景[3]。

T形管分離器的分離原理是油水混合物在足夠長(zhǎng)的管道中運(yùn)動(dòng)形成分層流，在重力作用下油滴上浮聚集在管頂部，油相從主管頂部排出，通過主管底部和分支管排出水相，從而實(shí)現(xiàn)T形管分離器油水分離的效果。近年來，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)T形管分離器的研究主要集中在系統(tǒng)關(guān)鍵部件的幾何結(jié)構(gòu)和操作參數(shù)方面，并在T形管分離器設(shè)計(jì)及應(yīng)用方面取得了大量研究成果。叢娟等[4]試驗(yàn)研究了入口位置、流速、入口含油體積分?jǐn)?shù)、流量配比、水平管徑以及垂直管數(shù)等對(duì)T形管油水分離效率的影響。于爽等[5]研究不同管徑比對(duì)T形管路內(nèi)局部阻力的影響，發(fā)現(xiàn)局部阻力在主管和支管交匯處出現(xiàn)峰值，隨著垂直支管管徑的增大，局部阻力損失會(huì)相應(yīng)增大。陳建磊[6]對(duì)T形多分支管中的流速及相分布進(jìn)行數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)混合流速較高不利于油水在分支管間穩(wěn)定沉降，分離效率隨著混合流速的增大而減小，推薦油水出口分流比要略大于理論分流比。胡坤等[7]通過試驗(yàn)和數(shù)值模擬進(jìn)行了研究，結(jié)果表明入口含油體積分?jǐn)?shù)越低，入口流速越慢，分離效率越高，當(dāng)分流比與入口含油體積分?jǐn)?shù)相同時(shí)，分離效率最高。WANG L Y.等[8]對(duì)兩種結(jié)構(gòu)的T形管路的油水流動(dòng)現(xiàn)象進(jìn)行數(shù)值模擬，將模擬的數(shù)據(jù)與YANG L.等[9]的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，對(duì)比結(jié)果發(fā)現(xiàn)：油水兩相分配的模擬數(shù)據(jù)和試驗(yàn)數(shù)據(jù)趨勢(shì)符合較好；當(dāng)分支管路方向水平布置時(shí)，兩種工況下油水相分配不均的現(xiàn)象并不明顯，而當(dāng)分支管方向垂直布置時(shí)，只有油相比例超出臨界值之后水相才會(huì)進(jìn)入分支管中。魏叢達(dá)等[10]對(duì)復(fù)合T形管的幾何結(jié)構(gòu)進(jìn)行了研究，研究結(jié)果表明：入口充分發(fā)展段長(zhǎng)度越長(zhǎng)、水平管管徑越大、分支管數(shù)目越多，分離效率越高。

目前對(duì)T形管內(nèi)流型及分離過程的研究較少。B.J.AZZOPARDI等[11]基于氣-液流在T形管連接處相不均勻分布的原理，研究連接處和周圍管道的幾何參數(shù)設(shè)計(jì)方法，獲得分離效率較高的幾何結(jié)構(gòu)。B.SAM等[12]利用OLGA研究了T形交界處油氣兩相分離過程，并且分析了操作壓力、油氣比、油流量和臂長(zhǎng)等因素對(duì)分離過程的影響。章光等[13]分析了T形管水平管內(nèi)流型對(duì)分離過程的影響，并采用Euler Euler多相流模型，研究了油水混合物流速0.55 m/s、不同含油體積分?jǐn)?shù)工況下，分流比對(duì)T形管油水分離效率的影響。楊利民等[14]用T形管分離器進(jìn)行了油水兩相的分離試驗(yàn)，提出了分離效果評(píng)價(jià)指標(biāo)，即分離效率。研究表明：對(duì)分離效果影響很大的因素為入口流型，入口為分層流時(shí)，分離效率可達(dá)95%左右，并且可通過增加含水量、減小混合物從而使促進(jìn)油水分離。安杉等[15]對(duì)T形管內(nèi)的油水兩相流動(dòng)情況和分離特性進(jìn)行了CFD-PBM數(shù)值模擬，并進(jìn)行了室內(nèi)試驗(yàn)以驗(yàn)證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。為了獲得較好的除油效果，需要掌握T形管分離器內(nèi)流場(chǎng)規(guī)律。本文利用數(shù)值模擬方法，研究了T形管分離器內(nèi)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)和油水分離規(guī)律，以期為高含水油水分離提供新思路，為高效分離器設(shè)計(jì)及優(yōu)化提供參考。

1 數(shù)值模型的建立

1.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

采用的T形管分離器結(jié)構(gòu)如圖1a所示。T形管分離器由3部分組成，分別為主管、分支管和匯管。其中主管直徑D=50 mm，匯管直徑Dm=50 mm，主管入口段長(zhǎng)度Lm=500 mm，匯管長(zhǎng)度Lb=500 mm，分支管高度h=250 mm，分支管直徑Db=24 mm。將建立的T形管分離器流體域三維模型導(dǎo)入ICEM中進(jìn)行網(wǎng)格劃分，利用Robust(Octree)方法劃分非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，如圖1b所示。

圖1 T形管分離器結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格示意圖Fig.1 Structural schematic and grid of the T-junction separator

為了保證數(shù)值結(jié)果與網(wǎng)格數(shù)量無關(guān)，劃分了3種不同數(shù)量的網(wǎng)格，分別為104萬、61萬和32萬，并以進(jìn)、出口油流量分布作為對(duì)比，結(jié)果如圖2所示。由圖2可知：隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加，進(jìn)、出口油流量分布略有差異，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量從32萬增加到61萬時(shí)，主管出口油流量顯著增加；當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)一步增加到104萬時(shí)，進(jìn)、出口油流量變化較小。這說明此時(shí)網(wǎng)格具有獨(dú)立性解，故本文采用的網(wǎng)格數(shù)量為61萬。

圖2 網(wǎng)格無關(guān)性分析Fig.2 Grid independence analysis

1.2 數(shù)學(xué)模型

湍流模型采用RNGk-ε模型，具體形式如式(1)和式(2)所示，近壁處采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。

(1)

(2)

式中：ρ為密度，kg/m3；k為湍動(dòng)能，m2/s2；ε為湍動(dòng)能耗散率，m2/s3；Gk為由層流速度梯度產(chǎn)生的湍流動(dòng)能，kg/(m·s3)；Gb為由浮力產(chǎn)生的湍流動(dòng)能，kg/(m·s3)；YM為可壓縮湍流中波動(dòng)膨脹對(duì)總耗散率的貢獻(xiàn)，kg/(m·s3)；αε和αk分別為ε方程和k方程的湍流普朗特?cái)?shù)；C1ε、C2ε、C3ε為k方程的模型系數(shù)。

多相流模型采用歐拉多相流模型，其表達(dá)式如下：

(3)

(4)

式中：αi為i相的體積分?jǐn)?shù)；ui為第i相的速度，m/s；p為壓力，Pa；g為重力加速度，m/s2；τi為應(yīng)力張量，Pa；F為相互作用力，N。

1.3 模型其他參數(shù)

模擬的介質(zhì)為水和油。連續(xù)相為水，密度為998.2 kg/m3，黏度為0.001 kg/(m·s)。分散相為油，密度為890 kg/m3，油滴直徑為500 μm。入口邊界設(shè)定為速度邊界，入口混合流速為0.1 m/s，入口油水混合物中油相體積分?jǐn)?shù)為 5%，主管和匯管的分流比設(shè)置為0.5。壁面采用無滑移邊界條件。壓力速度耦合采用SIMPLE算法。

2 流場(chǎng)分布特性

2.1 速度分布特性

速度是流場(chǎng)特征中關(guān)鍵參數(shù)，反映著流體在T形管分離器中的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，同時(shí)也揭示了兩相分離過程。圖3為不同截面上的合速度矢量分布。從圖3可知：兩相速度分布規(guī)律基本相同，在主管中速度沿Z方向(流動(dòng)方向)逐漸降低；分支管中速度最大，這是由于流動(dòng)截面積突然縮小以及重力加速度共同作用引起的；在油相聚集的主管頂部，水相并無速度；在水相聚集的主管和匯管底部，油相并無速度；揭示了T形管式分離器可以實(shí)現(xiàn)油水兩相的分離；沿著流動(dòng)方向，速度逐漸衰減。

圖3 不同截面上合速度矢量分布圖Fig.3 The vector distribution of the combined velocity on different sections

圖4為兩相合速度矢量局部放大圖。圖4中紅色虛線圓圈處為渦流，這是由于流動(dòng)方向發(fā)生改變，流動(dòng)方向雜亂，湍流程度增加，在匯管和分支管上游出現(xiàn)渦流，給兩相的分離帶來不利影響。此外，從圖4可以清楚看到，水相和油相的分布位置不同，在主管中油相位于頂部，而水相位于底部，在頂部和底部之間兩相均存在速度，說明頂部和底部之間存在摻混，是待分離的主要區(qū)域。

圖4 兩相合速度矢量局部放大圖Fig.4 A partial enlarged view of the two-phase combined velocity vector

2.2 湍流特征參數(shù)分布規(guī)律

圖5為湍動(dòng)能k分布圖。湍動(dòng)能是單位質(zhì)量脈動(dòng)運(yùn)動(dòng)動(dòng)能的平均值，代表湍流脈動(dòng)的動(dòng)能。由圖5可知，湍動(dòng)能在主管中油相和水相的交界面，分支管以及匯管上游處較大，其中在匯管上游處湍動(dòng)能達(dá)到了峰值。主要原因分析如下：①油相和水相界面由于存在相間摻混，脈動(dòng)速度較大，所以湍動(dòng)能較大；②分支管和主支管的截面面積差異比較大，但流速突增，使得脈動(dòng)速度較大；③匯管上游由于流動(dòng)方向的突然改變(見圖3)，存在二次渦流，所以脈動(dòng)速度也較大。

圖5 湍動(dòng)能k分布圖Fig.5 Distribution of turbulent kinetic energy k

圖6為湍動(dòng)能耗散率分布圖。湍動(dòng)能輸運(yùn)過程中，大尺度脈動(dòng)的動(dòng)能傳輸給小尺度脈動(dòng)，小尺度湍流脈動(dòng)耗散動(dòng)能，湍動(dòng)能耗散率可以衡量這種耗散的強(qiáng)弱。

圖6 湍動(dòng)能耗散率ε分布圖Fig.6 Distribution of turbulent energy dissipation rate ε

由圖6可以看出，在分支管和主管連接處、分支管和匯管交接處以及匯管上游湍動(dòng)能耗散率較高，這些位置流動(dòng)都發(fā)生轉(zhuǎn)向，有些位置還存在二次渦，因此湍動(dòng)能以分子黏性的方式耗散了，故產(chǎn)生較大的湍動(dòng)能耗散率。

2.3 分離過程分析

2.3.1 入口流速的影響

為了研究T形管在不同入口流速下的分離過程，改變?nèi)肟谒俣冗M(jìn)行了模擬，分別為v=0.10、0.30、0.50和0.70 m/s。圖7為入口流速下油相體積分?jǐn)?shù)云圖。由圖7可知，隨著入口流速增加，匯管出口油相體積分?jǐn)?shù)也遞增，主管內(nèi)高含油區(qū)域前端先增大后減小，且高含油區(qū)前端位置向下游移動(dòng)。

圖7 入口流速對(duì)油相體積分?jǐn)?shù)分布規(guī)律的影響Fig.7 The influence of inlet flow velocity on the distribution of oil concentration

圖8為入口流速對(duì)分離效率的影響，分離效率為兩相在支管中采出率差的絕對(duì)值，表達(dá)式如下：

(5)

式中：Qoil,mainfold和Qwater,mainfold分別是分離器匯管出口油和水質(zhì)量流量，kg/s；Qoil,main和Qwater,main分別是分離器主管出口油和水質(zhì)量流量，kg/s。

由圖8可知，隨著入口流速增加，分離效率先略有上升后迅速下降隨后保持不變，其主要原因是，流速變化導(dǎo)致油層和混合層的高度發(fā)生了變化。入口流速v=0.10～0.30 m/s時(shí)，油水兩相沉降時(shí)間充足，在入口充分發(fā)展段分層良好，經(jīng)過分支管擾動(dòng)后能快速恢復(fù)。隨著入口流速繼續(xù)增加，油水兩相之間的剪切作用增強(qiáng)，兩相混合更加充分，部分混合層在水層的攜帶作用下流動(dòng)至匯管出口，且擾動(dòng)使流體沉降時(shí)間縮短，油水分層效果差，匯管出口油流增大。

入口流速對(duì)分離過程的影響主要體現(xiàn)在兩方面：一方面影響流體在分離器中的停留時(shí)間，流速越大，停留時(shí)間越短，且在分流的擾動(dòng)后恢復(fù)分層流更困難；另一方面影響界面附近油相的分散程度，通常流速越大，油相以油滴的形式分散在水相中更均勻，混合層攜帶油相更多。綜上所述，入口流速選擇v=0.10～0.30 m/s為最佳。

圖8 入口流速對(duì)分離效率的影響Fig.8 The influence of inlet flow rate on separation efficiency

2.3.2 入口含油體積分?jǐn)?shù)的影響

圖9 入口含油體積分?jǐn)?shù)對(duì)分離效率的影響Fig.9 The influence of inlet oil volume fraction on separation efficiency

2.3.3 分流比的影響

為了研究T形管在不同分流比下的分離過程，改變分流比進(jìn)行了模擬，分流比分別為0.3、0.5、0.7和0.9，其他參數(shù)不變。圖10為分流比對(duì)分離效率的影響。

圖10 分流比對(duì)分離效率的影響Fig.10 The effect of split ratio on separation efficiency

由圖10可知，隨著分流比增大，混合層開始流入?yún)R管，分離效率呈先增后減規(guī)律?；旌狭黧w經(jīng)過入口充分發(fā)展形成分層流，分層流頂層為油層，中間為油水混合層，底層為水層。分流比低時(shí)，匯管主要流出底層水，此時(shí)匯管出口含油體積分?jǐn)?shù)很低。隨著分流比增加，匯管的流量增大，油水間擾動(dòng)增強(qiáng)，流體流經(jīng)匯管攜帶了部分混合層流體，導(dǎo)致匯管出口含油體積分?jǐn)?shù)增加。分流比繼續(xù)增大，混合層全部流入?yún)R管后，油層開始流入?yún)R管，此時(shí)分離效率呈線性減小。

綜合考慮油相體積分?jǐn)?shù)分布規(guī)律和分離效率，在本文T形管結(jié)構(gòu)和工況下，存在最佳操作參數(shù)，具體如下：入口流速在0.30～0.50 m/s之間，入口含油體積分?jǐn)?shù)為5%～9%，分流比在0.5～0.7之間，此時(shí)分離效率最高可以達(dá)到87%。

3 結(jié) 論

(1)油水兩相速度分布規(guī)律基本相同，在主管中沿流動(dòng)方向速度逐漸降低，分支管中速度最大，水相在主管頂部區(qū)域速度較??；相反，油相在主管頂部區(qū)域流速明顯高于水速。在匯管中上述分布趨勢(shì)更加明顯；湍動(dòng)能耗散率局部峰值出現(xiàn)在分支管和主管連接處、分支管和匯管連接處以及匯管上游。

(2)當(dāng)入口流速?gòu)?.10 m/s增加至0.30 m/s時(shí)，油水兩相沉降時(shí)間充足，經(jīng)分流擾動(dòng)后能快速恢復(fù)，分離效率逐漸提高；進(jìn)一步增加流速，油水兩相的剪切作用增強(qiáng)，兩相混合更充分，部分混合層從匯管出口流出，且擾動(dòng)后流體沉降時(shí)間縮短，油水分層效果差，分離效率降低。綜合考慮，T形管最優(yōu)流速為0.10～0.30 m/s。

(3)隨著含油體積分?jǐn)?shù)增加，油水混合層的厚度增加，流入?yún)R管的混合層逐漸增加，分離效率緩慢增大；繼續(xù)增加含油體積分?jǐn)?shù)，絕大部分混合層流入?yún)R管，混合層頂層也有部分流入?yún)R管，T形管的分離效率下降。綜合考慮入口含油體積分?jǐn)?shù)在5%～9%之間為最佳。

(4)分流比較低時(shí)，分支管主要流出底層水，此時(shí)匯管出口含油體積分?jǐn)?shù)很低，分離效率較低；隨著分流比增大，匯管的流量增大，油水間擾動(dòng)增強(qiáng)，流體流經(jīng)匯管攜帶了部分混合層流體，導(dǎo)致匯管出口含油體積分?jǐn)?shù)增加。分流比為0.7時(shí)，T形管分離器的分離效果明顯提升，但分流比繼續(xù)增大，混合層全部流入?yún)R管后，油層開始流入?yún)R管，此時(shí)分離效率隨著分流比的增加呈線性減小。綜合考慮最優(yōu)分流比在0.5～0.7之間。