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海上井下油水分离旋流器结构设计及优化研究
丁文刚1, 刘琳2,3, 杜晓霞1, 章宝玲2,3, 杨国威1, 吴广1, 赵立新2,3     
1. 中海油田服务股份有限公司油田生产事业部;
2. 东北石油大学机械科学与工程学院;
3. 黑龙江省石油石化多相介质处理及污染防治重点实验室
摘要: 海上油田含水率持续增高,增加了采油平台的处理负担和井下的举升压力,因此有必要对海上特高含水油井开展井下油水分离研究。根据海上油田采出液物性参数,初步设计了6种适用的油水分离旋流器。考虑海洋平台井下油水分离工艺的限制、加工成本及精度与分离效果等因素,确定了BLXDL-D为最佳分离装置。针对变螺距螺旋导流式单锥旋流器BLXDL-D结构类型,采用数值模拟的方法对其主要结构参数进行了优化研究,对模拟的可靠性进行了室内试验验证。研究结果表明:BLXDL-D油水分离旋流器最佳的旋流腔长度为65 mm,溢流管直径为12 mm,底流管直径为25 mm,此时旋流器分离效率可达到97.23%,且压力损失相对较小;不同分流比下分离效率的试验值和模拟值最大误差为4.79%,验证了数值模拟的准确性。研究结果可以为海上高含水平台的井下油水分离旋流器的设计和应用提供参考。
关键词: 油水分离旋流器    变螺距螺旋    尺寸优化    分离效率    室内试验    
Structure Design and Optimization of Offshore Downhole Oil-Water Separation Hydrocyclone
Ding Wengang1, Liu Lin2,3, Du Xiaoxia1, Zhang Baoling2,3, Yang Guowei1, Wu Guang1, Zhao Lixin2,3     
1. Production Optimization Business Division, COSL;
2. Machinery Science and Engineering College, Northeast Petroleum University;
3. Heilongjiang Provincial Key Laboratory of Petroleum and Petrochemical Multiphase Treatment and Pollution Prevention
Abstract: The continue increase of water content of offshore oilfields increases the burden of the oil production platform processing and the downhole lifting. It is necessary to carry out downhole oil-water separation researches for offshore high-water-cut oil wells. Taking the structural types of BLXDL-D variable pitch spiral diversion hydrocyclone for study objects, the main structural parameters of the BLXDL-D variable pitch spiral diversion hydrocyclone are optimized by numerical simulation, and the reliability of the simulation is verified by laboratory tests. The research results show that: BLXDL-D is the best separation device. The main structural dimensions that affect the separation performance of BLXDL-D are optimized. The optimal hydrocyclone has a swirl chamber length of 65 mm, the overflow pipe diameter of 12 mm, and the underflow pipe diameter of 25 mm, presenting the separation efficiency of 97.23% with relatively lower pressure loss. The maximum error between the experimental value and the simulated value of the separation efficiency at different split ratios is 4.79%, verifying the accuracy of numerical simulation. The study can provide references for the design and application of the downhole oil-water separation hydrocyclone for the offshore high water cut wells.
Keywords: oil-water separation hydrocyclone    variable pitch screw    dimension optimization    separation efficiency    laboratory test    

0 引言

随着油田不断开采以及注水、注聚等驱油增产方式的广泛应用,油田采出液含水体积分数日趋增加,油田开采难度增大[1-2]。含水体积分数的增加使管线腐蚀率增大,因而产生较高的维护和防腐蚀成本,并导致开采成本的增加。海上油田与陆地油田相比,石油开采难度更大,这是因为海上油田不但要适应恶劣的海况和海洋环境,而且因平台要求布置紧凑,还受到占地面积的限制。由于海上平台使用年限较短[3-4],第一、二、三次石油开采界限模糊[5],在开采初期就采用了注水或注聚等增产方式,导致海上油田含水体积分数持续增高。含水体积分数的上升增加了采油平台的处理负担和井下的举升压力,当其超过一定值后,油田将会失去开采价值。因此有必要对海上特高含水油井开展井下油水分离研究。

油水分离的处理方式较多,但从海上油田占地面积有限、节能、低碳以及尽可能减少海洋污染等方面出发,适用于海上油水分离的处理方式较少。常用的分离方式有重力分离、聚结分离、气浮分离、加热法、电脱法以及旋流分离法[6-8]。其中重力分离主要利用多层板隔油池进行除油,其不足在于结构复杂,占地面积大;聚结分离主要利用石蜡、塑料和活性炭等材料进行亲油疏水处理,其不足在于必须满足一定的浮升分离空间且需要定期反冲洗;气浮分离主要用于溶气浮选,其不足在于流程长,设备维修难度大,费用高;加热法与电脱法的不足是耗能较大;旋流分离是物理分离,它利用旋流产生的强大离心力实现油水分离,不需要添加剂,也不会对环境构成二次污染,该方法设备占用空间小,操作维护方便。旋流分离器的结构及操作参数是决定其分离性能的主要因素[9]。因此,本文针对优选出的BLXDL-D结构类型,采用数值模拟的方法对其主要的结构尺寸进行了优化研究,并对模拟的可靠性进行了室内试验验证。

1 旋流器结构选择 1.1 结构类型的确定

根据海上空间有限及占地面积小等情况,设计了6种类型旋流器,如图 1所示。图 1a为单锥旋流器(DZ),图 1b为双锥旋流器(SZ),图 1c为叶片导流式水力旋流器(YPDL),图 1d为变螺距螺旋导流式单锥旋流器(BLXDL-D),图 1e为变螺距螺旋导流式双锥旋流器(BLXDL-S),图 1f为同向出流内锥式水力旋流器(TXNZ)。

图 1 海上油田油水分离旋流器 Fig.1 Structural schematic diagram of oil-water separation hydrocyclone for offshore oil field

对初选出的6种旋流器进行分析,考虑到井下油水分离设备在径向尺寸上有所限制,初步确定旋流器的来液方向为轴向流入,切向来液形式的旋流器(双锥旋流分离器、单锥旋流分离器和同向出流内锥式水力旋流器)不予考虑。轴流式包括螺旋流道及导流叶片两种入口形式,在相同条件下,导流叶片在加工难度、精度及加工成本上均较高,因此轴流式采用螺旋流道的形式。但螺旋流道螺距太小,会增加旋流器的整体压力损失,且流体对螺旋流道的冲蚀影响将会变大。虽然增大螺旋流道螺距可以避免上述问题,但是对混合介质的加速强度将减弱,即通过螺旋流道进入旋流器的流体速度会降低。

因此,本文设计了一种变螺距螺旋流道结构,在接近来液的位置处螺旋流道的螺距较大,而在靠近旋流腔位置处螺距减小,采用3D打印的方式对其进行加工,其3D打印结构如图 2所示。该结构有助于减缓来液对距离入口较近螺旋流道的冲击,且可在一定程度上降低速度的衰减。

图 2 变螺距螺旋流道3D打印结构 Fig.2 3D printing structure of variable pitch spiral flow channel

1.2 两种结构BLXDL-D和BLXDL-S模拟分析及优选

本文将对BLXDL-D与BLXDL-S两种结构的油水分离旋流器展开模拟分析并完成结构优选。模拟前需要对模拟过程中所采用的模型及边界条件进行确定和选择。

旋流场中的湍流模型对Fluent计算结果的影响位居首位,达到约15%[10]。针对旋流场中各种湍流模型的使用情况,WANG J.Y.等[11]已经做过比较全面的分析和探讨,目前雷诺应力模型(RSM)模拟连续相流场已经得到了广泛的认可和应用[12],并已经逐渐取代积分法成为工程湍流计算的基本工具[13]。基于国内外其他学者的研究经验[14-19],同时由于RSM模型完全放弃了涡黏性假设,符合旋流器内的强旋湍流运动,故本文模拟过程湍流计算模型采用RSM模型[20]

Fluent模拟计算中初始边界条件设置如下:①旋流器采用速度入口,混合介质入口速度为2.7 m/s;②待分离介质的物性参数依据渤海曹妃甸油田某区块井进行设置,其中油相密度为935 kg/m3;③入口油相体积分数为5%;④溢流出口和底流出口均设为自由出口;⑤壁面条件采用无滑移、不可渗漏条件。

两种结构旋流器流场压力损失分布云图如图 3所示。从图 3可以看出,两种旋流器在入口处压力损失最小,螺旋流道以下的部分压力损失明显增加,这是由于流体从上部分进入螺旋流道时方向发生突变,使旋流器压力损失增大,且两种旋流器由壁面到中心处压力损失逐渐增大。另外,由于溢流口流速最大,压力最小,所以溢流压力损失(入口压力与溢流口压力差值)最大。对比两种旋流器压力损失分布云图可以看出,BLXDL-D油水分离旋流器整体压力损失明显低于BLXDL-S油水分离旋流器,这由BLXDL-S的双锥结构使整个旋流器内部空间减少引起。

图 3 两种结构旋流器压力损失分布云图 Fig.3 Pressure loss distribution of hydrocyclones with two different structures

根据Fluent的模拟结果可计算出入口和溢流口流体质量流率。其中,质量流率的报告为Reported-Fluxes。旋流器分离效率为溢流口流出的油相质量流率除以入口流入的质量流率,残差值是模拟的误差。入口、溢流口及底流口的质量流率及分离效率的计算结果如表 1所示。

表 1 两种旋流器模拟分析计算结果 Table 1 Hydrocyclone efficiency
结构
类型
油相质量流率/(10-8 kg·s-1) 差值/(10-12
kg·s-1)
分离效
率/%
底流口 入口 溢流口
单锥 -188 582 20 458 995 -20 270 412 3 170.00 99.08
双锥 -1 164 553 20 458 995 -19 294 442 6.35 94.31

表 1可见,相同条件下,BLXDL-D油水分离旋流器分离效率为99.08%,BLXDL-S油水分离旋流器仅为94.31%,两者相差4.7%左右。表 1中“-”表示流出。

由以上分析可知,单锥结构比双锥结构压力损失小,分离效率高,因此针对海上油田实际情况选择BLXDL-D油水分离旋流器。

2 BLXDL-D油水分离旋流器结构优化 2.1 旋流腔长度

以下均选择曹妃甸11-1油田采出液进行结构参数部分数值模拟,油相密度为935 kg/m3。选取有代表性的截面进行流场对比分析,截面Ⅰ(Z=102 mm)位于螺旋流道位置,Z为截面距旋流器端面距离,截面位置选取如图 4所示。

图 4 截面位置选取示意图 Fig.4 Schematic diagram of section selection

针对旋流腔长度开展变结构参数对比模拟,根据课题组前期的研究经验,设定旋流腔长度L分别为60、65、70和75 mm。对不同旋流腔长度的旋流器分离性能进行对比分析。

2.1.1 压力损失分布

4种旋流腔长度下旋流器内部的最大压力损失柱状图如图 5所示。从图 5可以发现:当旋流腔长度为70 mm时压力损失最高,达到0.403 MPa,但总体压力损失不高;旋流腔长度为65和75 mm时,旋流器的压力损失也较小。因此增加旋流腔的长度对旋流器内的最大压力损失影响不大。

图 5 旋流腔长度与旋流器内最大压力损失的关系 Fig.5 The effect of the length of the swirl chamber on the maximum pressure loss in the hydrocyclone

2.1.2 油相分布

4种旋流腔长度的旋流器油相体积分数分布云图如图 6所示。由图 6可以看出:油相主要集中在旋流器的中心区域,在此形成油核;随着径向距离的不断减小,油相体积分数逐渐增加;在轴向位置由上到下的逐渐变化过程中,除中心油核区域外,油相体积分数逐渐减小,体现了旋流器除油的过程变化,说明大部分的油相从溢流口排出。旋流腔长度为65和70 mm时,溢流口附近的最高含油体积分数高于其他两种情况。

图 6 纵剖面油相体积分数分布云图 Fig.6 Distribution of oil phase volume fraction

图 7为4种旋流腔长度的旋流器在截面Ⅰ(见图 4)上的油相体积分数分布云图。

图 7 旋流器在截面Ⅰ上的油相体积分数分布云图 Fig.7 Oil phase volume distribution of hydrocyclone at section Ⅰ

图 7可以发现:在螺旋流道上,随着径向距离的减小,油相体积分数有逐渐增大的趋势,这说明当油水混合液在螺旋流道上流动时,油滴会向内运动,螺旋流道起到了聚结的作用,这对于混合液后期进入旋流腔后的分离具有促进作用;4种情况下旋流器在该截面上的油相分布基本一致,说明旋流腔长度变化对入口段截面Ⅰ的油相分布基本没有影响。

2.1.3 分离效率

根据Fluent的模拟结果,可计算出4种旋流腔长度的旋流器入口和各出口流体的质量流率,模拟计算结果如表 2所示。由表 2可以看出,随着旋流腔长度的增加,分离效率有逐渐提高的趋势,从96.76%增长到97.94%,但4种情况下的分离效率变化较小。

表 2 4种旋流腔计算结果 Table 2 Calculation results of hydrocyclones with four kinds of swirl chambers
旋流腔
长度/
mm
油相质量流率/(kg·s-1) 残差值/
(kg·s-1)
分离效
率/%
底流口 入口 溢流口
60 0.003 75 0.219 14 0.212 04 0.003 35 96.76
65 0.003 77 0.219 14 0.2130 6 0.002 31 97.23
70 0.003 76 0.219 14 0.213 95 0.001 43 97.63
75 0.003 76 0.219 14 0.214 63 0.000 76 97.94

由以上分析可得,旋流腔长度为65 mm的旋流器具有较小的压力损失,溢流附近的最高油相体积分数相对较高,因此优选旋流腔长度为65 mm。通过优化可发现,旋流腔长度对旋流器的分离效率影响较小。

2.2 溢流口直径

溢流口直径对旋流分离效果有重要影响。由于溢流管有一部分是伸入旋流腔内的,所以溢流口直径会影响旋流腔内流场分布。分别设定溢流口直径为8、10、12和14 mm进行模拟。

最大压力损失及油水分离效率随溢流口直径变化情况如图 8所示。从图 8可以看出,随着压力损失逐渐减小,油水分离效率呈现先增大后减小的趋势,总体分离效率均相对较高。综合对比压力损失和分离效率可以发现,当溢流口直径为12 mm时,该旋流分离器压力损失较低,分离效率较高。

图 8 压力损失及分离效率随溢流口直径的变化情况 Fig.8 The effect of the diameter of the overflow pipe on the pressure loss and separation efficiency

综合上述分析,溢流口直径为12 mm的旋流器具有压力损失小及分离效率高等特点,具有最佳的分离效果。

2.3 底流口直径

在旋流器总长度不变的情况下,底流口直径不仅决定底流口流体的速度,同时也决定锥段锥角的大小,对旋流器的分离效果有重要的影响。下面将针对底流口直径开展变结构尺寸对比模拟,设定底流口直径d分别为19、22、25和28 mm。不同底流口直径的旋流器分离结果对比分析如下。

2.3.1 油相分布

4种不同底流口直径下的旋流器纵剖面油相体积分数分布如图 9所示。由图 9可以看出,4种情况的旋流器中心均有油核存在,且大部分油相主要集中在靠近旋流腔中心的区域,这表明该结构形式的旋流器对油相具有较好的聚集效果。4种不同底流口直径下的油相分布均随着径向距离的不断减小,油相体积分数逐渐增加。在轴向位置由上到下逐渐变化过程中,除中心柱区域外,其余区域油相体积分数均逐渐减小,体现了旋流器除油的变化过程。随着底流口直径的增加,4种情况旋流器油相分布变化不大,主要变化在溢流口和底流口附近。溢流口附近的油相体积分数随着底流口直径的增加呈现出先增加后降低的趋势。

图 9 纵剖面油相体积分数分布云图 Fig.9 Distribution of oil phase volume fraction

2.3.2 分离效率

根据Fluent的模拟结果可计算出4种底流口直径旋流器入口和各出口流体的质量流率,计算结果如表 3所示。从表 3可以看出,随着底流口直径的增加,分离效率呈现出逐渐增加后降低的趋势,即从90.07%增长到97.23%,然后降低到94.67%,当底流口直径为25 mm时,分离效率最高,达到了97.23%。

表 3 4种底流口直径计算结果 Table 3 Calculation results of hydrocyclones with four types of underflow outlet diameters
底流口
直径/
mm
油相质量流率/(kg·s-1) 残差值/
(kg·s-1)
分离效
率/%
底流口 入口 溢流口
19 0.003 75 0.219 14 0.212 04 0.003 35 90.07
22 0.003 77 0.219 14 0.213 06 0.002 31 91.98
25 0.003 76 0.219 14 0.213 95 0.001 43 97.23
28 0.003 76 0.219 14 0.214 63 0.000 76 94.67

由以上分析可得,当底流口直径为25 mm时,旋流器压力损失小,分离效率和油相体积分数均较高,因此优选底流口直径为25 mm。

3 模拟可靠性验证

利用数值模拟方法获得了旋流器的最优结构,为了验证数值模拟的可靠性,对该结构样机进行了加工,并以分流比为研究对象开展了相关室内试验。试验的配套设施主要由动力单元、计量单元、化验分析单元及水力旋流器样机组成,试验工艺流程如图 10所示。采用螺杆泵及计量泵作为动力装置,通过改变变频器的频率来调节电机的转速,实现流量的控制,计量单元由流量计量单元和压力计量单元组成,流量计量单元包括入口流量计、溢流流量计和底流流量计,压力计量单元包括入口压力计、溢流压力计和底流压力计。试验油品根据渤海油田曹妃甸区块性质选择。室内试验场景如图 11所示。

1—油罐;2—计量泵;3—静态混合器;4、11、15—流量计;5—入口总阀;6、9、16—取样阀;7、10、17—压力表;8— BLXDL-D;12—排液阀;13—废液回收池;14—排液阀;18—变频控制柜;19—螺杆泵;20—水罐。 图 10 旋流分离室内试验工艺流程 Fig.10 Experimental process flow of hydrocyclone separation

图 11 室内试验场景 Fig.11 Photo of indoor test site

不同分流比下分离效率的变化曲线如图 12所示。为了尽可能避免试验过程中的人为误差,试验进行了3次,获得了不同分流比下3次试验分离效率的拟合值,如图 12a所示。由图 12a可看出,在一定范围内随着分流比的增加,分离效率逐渐增加:在分流比为15%~35%范围内,分离效率由76.07%增加至91.9%,随着分流比增大,油水分离效率呈现增加的趋势;当分流比为35%时,分离效率达到最大值91.9%,这是由于随着分流比的增加,溢流口流出的油相增多,进而使分离效率得到提高。

图 12 不同分流比下分离效率的试验值与模拟值对比曲线 Fig.12 Variation of experimental and simulated values of separation efficiency at different split ratios

但是分流比不能太高,因为分流比增大也会导致溢流流出的水相增多,从而降低溢流含油体积分数,不利于油水分离。

室内试验的目的是对前期数值模拟准确性的验证,因此有必要对室内试验测试值与模拟值进行对比分析,图 12b为分离效率试验值与模拟值对比曲线。由图 12b可以发现:随着分流比的增加,两种情况下的分离效率变化趋势基本相同;当分流比在15.0%~27.5%范围内时,试验值略高于模拟值;当分流比为27.5%时,两条曲线出现交叉点;当分流比在27.5%~35.0%范围内时,模拟值高于试验值,其中最小误差约为1.12%,最大误差约为4.79%,试验值与模拟值非常接近,验证了数值模拟的准确性。

4 结论

(1) 根据海上油田采出液物性参数,初步设计了6种适用的油水分离旋流器。考虑海洋平台井下油水分离工艺的限制、加工成本及精度与分离效果等因素,确定了BLXDL-D为最佳分离装置。

(2) 对影响BLXDL-D油水分离旋流器分离性能的主要结构尺寸进行了优化,具体包括旋流腔长度、溢流管直径及底流管直径。从旋流器分离效率、压力损失及油相分布等角度优选出了最佳的旋流腔长度为65 mm,溢流管直径为12 mm,底流管直径为25 mm,此时旋流器分离效果最好,效率可达到97.23%,且压力损失相对较小。

(3) 室内试验研究发现,不同分流比下分离效率的试验值和模拟值非常接近,两者之间的最大误差为4.79%,验证了数值模拟的准确性。

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文章信息

丁文刚, 刘琳, 杜晓霞, 章宝玲, 杨国威, 吴广, 赵立新
Ding Wengang, Liu Lin, Du Xiaoxia, Zhang Baoling, Yang Guowei, Wu Guang, Zhao Lixin.
海上井下油水分离旋流器结构设计及优化研究
Structure Design and Optimization of Offshore Downhole Oil-Water Separation Hydrocyclone
石油机械, 2020, 48(6): 69-76
China Petroleum Machinery, 2020, 48(6): 69-76.
http://dx.doi.org/10.16082/j.cnki.issn.1001-4578.2020.06.011

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收稿日期: 2019-12-10

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