2. 黑龙江省石油石化多相介质处理及污染防治重点试验室
2. Heilongjiang Provincial Key Laboratory of Petroleum and Petrochemical Multiphase Treatment and Pollution Prevention
0 引言
目前我国部分油田已经进入高含水开发期，随着采出液含水逐渐升高，原油开采与地面污水处理成本日益增加[1-3]。同井注采技术可实现井下油水分离并将分离后的水注回井下，大幅降低了污水举升和地面污水处理成本，提高了开采效率，延长了油田开采周期[4-7]。
井下油水分离是同井注采的核心技术之一，其中水力旋流器是旋流油水分离不可或缺的一部分。在国内，大量学者开展了对井下旋流器的结构参数、操作参数、流场特性和分离特性等方面的研究[8-15]。刘兴华等[16]对不同分流比条件下的油相体积分数分布以及入口含油体积分数对旋流器分离性能的影响进行了数值模拟研究；王尊策等[17]对井下旋流器大锥角参数进行了优化；蒋明虎等[18]开展了采出液黏度对旋流器性能的影响研究。但目前对于井下旋流器在含砂条件下的状态研究较少，而井下采出液含砂一定会对旋流器的分离效率有影响[19-23]。笔者以轴入倒锥式水力旋流器为研究对象，借助计算流体动力学软件(CFD)，采用数值模拟与试验相结合的方法，分析采出液含砂体积分数对旋流器分离性能的影响。研究结果可为油水分离水力旋流器的现场应用提供参考。
1 物理模型轴入倒锥式水力旋流器的结构见图 1，主要由入口段、螺旋增压流道、圆柱段、锥段、尾管段及倒锥等部分组成[24]。其分离原理为：油水混合液从轴向入口进入到螺旋流道，螺旋流道的作用是使沿轴向运动的液流变成高速旋转的液流，液流经过圆柱端在锥段实现分离，轻质油相从溢流口排出；重质水相顺着底流口排出，倒锥提供给了液流轴向向上的力，延长了液流在旋流器内的停留时间，提高了分离效率。该轴入倒锥式水力旋流器的主要结构尺寸为：旋流腔长度L1=59.0 mm，溢流管长度L4=12.0 mm，底流管长度L3=63.0 mm，锥段长度L2=98.0 mm，主直径D1=50.0 mm，溢流管直径Du1=11.0 mm，内锥底径Dz1=21.0 mm，底流管直径Dd1=21.0 mm。
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| 图 1 轴入倒锥式水力旋流器结构示意图 Fig.1 Structural schematic diagram of the axis-in inverted cone hydrocyclone |
2 数值模拟 2.1 网格划分
运用Gambit软件对轴入倒锥式旋流器进行网格划分，选择六面体和正四面体网格。同时进行网格独立性检验，以旋流器的分离效率为指标，在网格数分别为3.019 75×105、3.542 07×105、4.094 64×105、4.554 65×105和5.378 21×105条件下进行数值模拟。结果发现网格数增加到4.554 65×105后旋流器的效率不再随着网格数的增加而变化。网格数量直接影响计算耗时，因此选用网格数量为4.554 65×105的旋流器模型进行数值模拟。网格划分见图 2，网格检验结果显示网格有效率为100%。
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| 图 2 轴入倒锥式旋流器网格划分示意图 Fig.2 Schematic diagram of the meshing of the axis-in inverted cone hydrocyclone |
2.2 边界条件
根据大庆油田某采油站的采出液测出水、油、砂的物理性质作为模拟介质性质。连续相介质为水，密度为998.2 kg/m3，黏度为1.03×10-3 Pa·s；离散相介质为油和砂；油相密度为889.0 kg/m3，黏度为1.060 Pa·s；砂相密度为2 000.0 kg/m3，砂相粒径300 μm，含砂体积分数t分别为0、0.2%、0.4%、1.0%、5.0%和7.0%。入口边界条件为速度入口(Velocity)，根据井下旋流器处理量设计要求选为4.6 m3/h，溢流分流比为20%，采用多相流混合模型(Mixture)进行油水两相数值计算。选用压力基准算法隐式求解器稳态求解，湍流计算模型为Reynolds应力方程模型(RSM)，采用SIMPLEC算法进行速度压力耦合，墙壁为无滑移边界条件，动量、湍动能和湍流耗散率为二阶迎风离散格式，收敛精度设为10-7，壁面为不可渗漏，无滑移边界条件。
3 计算模型根据轴入倒锥式旋流器液流内会出现流线弯曲、漩涡和旋转等所带来的应力张量的急剧变化，选择雷诺应力模型进行湍流模拟，其核心方程如下：
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(1) |
式中：SK为用户自定义的源项，Di, j为扩散项，Pi, j为应力产生项，Gi, j为浮力产生项，φi, j为压力应变项，ξi,j为耗散项，Fi, j为旋转系统产生项，ρ为介质密度，μ为介质黏度。
4 数值模拟结果 4.1 含砂对速度场分布的影响规律 4.1.1 径向速度模拟得出S2截面上径向速度分布随含砂体积分数变化情况，如图 3所示。由图 3可知，旋流器内S2截面上径向速度沿旋流器轴心呈对称分布，且在半径方向上由旋流器壁到轴心位置径向速度呈现出先升高后降低而后又升高的趋势。首先在旋流器近壁处向轴心方向径向速度逐渐上升，这是因为器壁处对流体有黏滞作用，致使边壁处径向速度为0。在旋流器的轴心区域靠近轴心为油核所在位置，液相运移到此处后将停止径向运移趋势，致使径向速度急剧减小；而在旋流器器壁与轴心的中间区域，液流受到的离心力作用随着半径的减小而减小，致使径向速度增加。图 3中对比曲线显示含砂体积分数对旋流器内的径向速度变化无明显影响，仅在旋流器的近壁处呈现出随着含砂体积分数的增加径向速度略有上升，这是因为随着砂相体积分数的增加近壁区域砂相间相互作用增加而致使径向速度略有升高。
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| 图 3 不同含砂体积分数时S2截面径向速度分布 Fig.3 Radial velocity distribution of S2 cross section under different sand volume fractions |
4.1.2 轴向速度
模拟得出不同含砂体积分数条件下S2截面轴向速度分布，如图 4所示。由图 4可知，该截面上的轴向速度大致呈对称分布，在零轴向速度包络面外侧时，即边壁到零轴速包络面区域内，轴向速度呈先升高后降低的趋势。这是因为旋流器壁对流体的黏滞作用致使边壁处轴向速度值较小。同时在零轴速包络面内侧到轴心区域呈逐渐增加的对称趋势。以零轴速包络面为界液流的运动方向相反，零轴速包络面外侧液流向旋流器底流口方向运动，零轴速包络面内侧的液流向溢流口方向运动。从图 4还可以看出，含砂体积分数的变化对旋流器内轴向速度分布影响较小，轴向速度和零轴向速度包络面位置基本上不随含砂体积分数的变化而发生变化。
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| 图 4 不同含砂体积分数时S2截面轴向速度分布 Fig.4 Axial velocity distribution of S2 cross section under different sand content |
4.1.3 切向速度
液流的切向速度是导致旋流器内的多相介质分离的主要因素，在旋转流场的作用下轻质相介质向中心运移，致使介质分离。模拟得出在不同含砂体积分数条件下旋流器柱段旋流腔内切向速度分布，如图 5所示。由图 5可知，切向速度由边壁到轴心呈现出先升高后降低的趋势，并于径向位置20 mm附近达到最大值。通过对比可以发现，含砂体积分数对旋流器柱段旋流腔内的切向速度影响不大。
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| 图 5 不同含砂体积分数时S2截面切向速度分布 Fig.5 Tangential velocity distribution of S2 cross-section under different sand volume fractions |
4.2 含砂对压力场分布的影响规律
模拟得出不同含砂体积分数条件下旋流器内压力场的分布云图，如图 6所示。由图 6可知，在整个旋流器内压力较大区域主要有两部分，一个是在旋流器入口处的螺旋流道区域，另一个是旋流器底流管下端的出口位置。液流进入螺旋流道内部时因过流面积突然减小，致使在流道内液流压力突然增加，而且螺旋流道改变了液流方向、增加了流道与液流的摩擦，导致了螺旋流道区域的压力增加。同样的在旋流器底流管的出口处由于底流管径的突然减小，致使压力在该区域增大。
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| 图 6 不同含砂体积分数时旋流器壁面压力分布云图 Fig.6 Distribution of hydrocyclone wall pressure under different sand volume fractions |
旋流器的压力降表示分离过程所需要的能量，压力降是评价旋流器性能高低的重要因素。为了分析含砂体积分数对压力降的影响，得出不同含砂体积分数条件下旋流器内底流出口处压降值随含砂体积分数的变化曲线，如图 7所示。由图 7可知，随着含砂体积分数的逐渐增加，底流出口处的压力降逐渐升高。这是因为随着含砂体积分数的逐渐增加，旋流器内分离油水砂三相所需的动能越来越大，致使分离过程中所需的能量损失逐渐增加，导致旋流器底流出口处的压力愈来愈低，压力降增大。
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| 图 7 不同含砂体积分数时旋流器内底流口压降 Fig.7 Pressure drop of the inner bottom flow of the hydrocyclone under different sand volume fractions |
4.3 含砂对油相分布的影响规律
模拟得出不同含砂体积分数时旋流器内油相体积分数的分布云图，如图 8所示。含砂条件下旋流器内油相大致呈对称分布，油核在倒锥作用下聚集在轴心位置处且大部分油相由溢流口流出完成分离。通过对比可以发现，不同含砂体积分数时螺旋流道出口下方区域的油核形状及体积分数并不相同。为了更清楚地对比溢流口处的油相体积分数分布，绘制了不同含砂体积分数时溢流口处油相体积分数的分布曲线，如图 9所示。由图 9可知，随着含砂体积分数的逐渐增加，溢流口处油相体积分数呈现出先升高后降低的趋势。含砂体积分数小于1.0%时，油相体积分数随着含砂体积分数的增加逐渐增大，在含砂体积分数为1.0%时溢流口处油相体积分数达到最大值，含砂体积分数继续增大，溢流口处油相体积分数逐渐减小。
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| 图 8 不同含砂体积分数时旋流器内油相体积分数分布云图 Fig.8 Comparison of distribution of oil phase volume fraction in hydrocyclone under different sand contents |
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| 图 9 不同含砂体积分数时溢流口内油相体积分数分布曲线 Fig.9 Distribution of oil volume fraction at the overflow outlet under different sand volume fractions |
不同含砂体积分数时旋流器内砂相体积分数分布云图如图 10所示。由图 10可以看出，砂相在旋流器的螺旋流道处及旋流器尾管段出口处呈现出了体积分数较大值。一方面砂相受到离心力的作用逐渐向旋流器壁方向运移，呈现出沿壁面的旋转运动；另一方面砂相沿轴向向下运动致使其在螺旋流道下方壁面堆积，进而使在各螺旋流道内下边缘处的砂相体积分数较上边缘砂相体积分数更高。同样的在旋流器底流口处过流面积减小，导致砂相在壁面处的体积分数升高。
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| 图 10 不同含砂体积分数时旋流器内砂相体积分数分布云图 Fig.10 Distribution of sand phase volume fraction under different sand volume fractions |
4.4 含砂对分离效率的影响
模拟得出不同含砂体积分数对旋流器油水分离效率的影响，如图 11所示。由图 11可以看出，随着含砂体积分数的逐渐增加，旋流器的油水分离效率呈现出了先升高后降低的趋势。含砂体积分数在小于1.0%范围内增加时，旋流器的分离效率随着含砂体积分数的增加逐渐升高。含砂体积分数为1.0%时，旋流器分离效率达到了最大，为98.74%。随着含砂体积分数的继续升高，旋流器的分离效率逐渐降低，当含砂体积分数达到7.0%时，旋流器分离效率降低到97.01%。造成这种现象的原因在于砂相的密度比水和油的密度大，砂相在旋流器中向边壁运移速度更快，致使油相所受的阻力增加，更多的油相向轴心处汇聚，从而使分离效率提高；含砂体积分数的进一步增加会导致砂相在螺旋流道处沉淀而造成堵塞，因此旋流器的分离效率逐渐下降。
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| 图 11 含砂体积分数对旋流器分离效率的影响 Fig.11 The effect of sand volume fraction on hydrocyclone separation efficiency |
5 试验验证
为了验证数值模拟的准确性，笔者开展了室内试验。将油田的采出液作为介质，加入到水砂混合罐内，按照模拟砂相体积分数分别进行调配。经混合罐加热搅拌后通过螺杆泵增压进入管汇，调整螺杆泵转频并根据入口电磁流量计读数，将入口流量调至与数值模拟值相同，并通过调整溢流口及底流口处阀门控制分流比，待流场稳定后在入口、底流口及溢流口分别接样5组。配比不同含砂体积分数重复上述试验过程。
通过含油分析仪器，测量每个工况下的5组样品含油体积分数后取平均值，再根据公式(2)计算效率，得出不同含砂体积分数下的分离效率试验值，最后与模拟值进行对比，得出如图 12所示的结果。
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| 图 12 不同含砂体积分数对轴入倒锥式旋流器油水分离效率的影响 Fig.12 The effect of different sand volume fractions on the oil-water separation efficiency of the axis-in inverted cone hydrocyclone |
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(2) |
式中：EZ为分离效率，F为分流比，Cd、Ci分别为旋流器入口及底流含油体积分数。
由图 12可知，含砂体积分数不同时，数值模拟分离效率与试验分离效率变化趋势基本相同，呈现先增大后减小的趋势：在含砂体积分数达到1.0%时分离效率达到最大，试验分离效率值为98.54%，随着含砂体积分数的继续增大，分离效率呈现出明显的下降趋势。试验值与模拟值多项式拟合良好，拟合度R2=0.921，证明了模拟结果及所得规律的准确性。
6 结论(1) 含砂体积分数的变化对轴入倒锥式水力旋流器的径向、轴向、切向的速度影响较小；随着含砂体积分数的增加，螺旋流道和底流口区域的压力逐渐增加。
(2) 随着含砂体积分数的增加，溢流口处油相体积分数呈现先增大后降低的趋势。含砂体积分数小于1.0%时，油相体积分数随着含砂体积分数的增加而增大，在含砂体积分数为1.0%时，溢流口处油相体积分数达到最大值，含砂体积分数继续增加，溢流口处油相体积分数逐渐减少。
(3) 随着含砂体积分数的增加，旋流器的油水分离效率呈现出了先升高后降低的趋势。在含砂体积分数小于1.0%范围内增加时，旋流器的分离效率随着含砂体积分数的增加逐渐升高。含砂体积分数为1.0%时，旋流器分离效率达到了最大，为98.74%。随着含砂体积分数的继续升高，旋流器的分离效率逐渐降低，当含砂体积分数达到7.0%时，旋流器分离效率降低到97.01%。
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