高溫預(yù)脫水器流場(chǎng)的數(shù)值模擬*

陶保林 莫小偉 戚亞明 楊海燕

1中油（新疆）石油工程有限公司設(shè)計(jì)分公司

2塔里木油田公司油氣工程研究院

3新疆天維無(wú)損檢測(cè)有限公司

SAGD（Steam Assisted Gravity Drainage）采油技術(shù)即蒸汽輔助重力泄油是開(kāi)發(fā)稠油的有效手段之一，是國(guó)內(nèi)外油田開(kāi)發(fā)油砂礦、超稠油、瀝青所使用的主要技術(shù)[1-3]。正常溫度條件下原油的密度小于水的密度，SAGD采出液反向分離技術(shù)是利用原油與水的密度隨著溫度的變化其變化速率不同的特點(diǎn)，將采出液加熱到油的密度比水的密度高的條件下，利用水相密度比油相密度小這一特種狀態(tài)來(lái)進(jìn)行原油脫水。高溫反向預(yù)脫水器是反向分離工藝流程中實(shí)現(xiàn)原油脫水的關(guān)鍵設(shè)備[4]，其內(nèi)部構(gòu)件及操作工況會(huì)改變預(yù)脫水器內(nèi)原油與采出水的流動(dòng)特征，進(jìn)而影響原油的脫水效果，因此研究高溫反向預(yù)脫水器內(nèi)部流場(chǎng)對(duì)提高SAGD采出液反向分離技術(shù)具有重要的意義。

在工程設(shè)計(jì)中采用理論方法對(duì)高溫反向預(yù)脫水器內(nèi)部復(fù)雜的流動(dòng)狀況進(jìn)行定量分析是很困難的，采用試驗(yàn)的方法，雖然研究結(jié)果與實(shí)際情況基本上能夠達(dá)到一致，但是試驗(yàn)成本較高，試驗(yàn)周期較長(zhǎng)，一般情況下也難以實(shí)現(xiàn)。計(jì)算流體力學(xué)（CFD）數(shù)值模擬作為一種經(jīng)濟(jì)、靈活的方法已在許多流體流場(chǎng)研究領(lǐng)域發(fā)揮了可靠的作用，目前，科研人員通過(guò)基于CFD 數(shù)值模擬技術(shù)對(duì)臥式油水兩相分離器進(jìn)行了數(shù)值模擬[5-7]，其模擬結(jié)果能夠滿足工程設(shè)計(jì)研究的需要。本文借助CFD 數(shù)值模擬軟件FLUENT對(duì)高溫反向預(yù)脫水器內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行模擬計(jì)算，重點(diǎn)研究了其出油口壓力和出水口壓力的變化對(duì)其內(nèi)部流場(chǎng)的影響，根據(jù)模擬結(jié)果對(duì)其操作工況及內(nèi)部構(gòu)件的設(shè)置提出合理化建議，以期為設(shè)備的設(shè)計(jì)提供一定的指導(dǎo)意見(jiàn)。

1 模型建立

1.1 幾何模型

高溫反向預(yù)脫水器結(jié)構(gòu)如圖1所示，其型式為臥式，主要構(gòu)件包括入口導(dǎo)流裝置、破泡裝置、波紋板組等，筒體長(zhǎng)度為20 000 mm，筒體直徑為3 000 mm，兩端為標(biāo)準(zhǔn)橢圓形封頭，進(jìn)液口尺寸為DN150，出油口尺寸為DN150，出水口尺寸為DN50。

圖1 高溫反向預(yù)脫水器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of high temperature reverse water knockout

1.2 數(shù)學(xué)模型

1.2.1 控制方程

高溫反向預(yù)脫水器的物理模型為多相流模型中液-液兩相流，流動(dòng)狀態(tài)遵循質(zhì)量守恒方程、動(dòng)量守恒方程、能量守恒方程[8]，由于本次模擬計(jì)算過(guò)程中不涉及流場(chǎng)的傳熱問(wèn)題，只研究采出液中油-水兩相分離問(wèn)題，因此計(jì)算過(guò)程中不涉及能量守恒問(wèn)題。

質(zhì)量守恒方程

式中：ρm為油水混合液的密度，kg/m3；t為時(shí)間，s；為混合液的質(zhì)量加權(quán)平均速度，m/s。

式中：K為湍動(dòng)能，m2/s2；ε為耗散率，m2/s3；Gb為浮力引起的湍動(dòng)能產(chǎn)生項(xiàng)，N/(m2·s)；σK為湍動(dòng)能K的湍流普朗特?cái)?shù)；YM為可壓縮湍流脈動(dòng)膨脹對(duì)總耗散率的影響，kg/(m·s3)；Gk為平均速度梯度引起的湍動(dòng)能產(chǎn)生項(xiàng)，N/(m2·s)；μt為湍流黏度，Pa·s；σε為耗散率ε的湍流普朗特?cái)?shù)；Xi為坐標(biāo)方向，其中i=1、i=2、i=3 分別代表坐標(biāo)軸的x、y、z軸。在FLUENT 軟件中，C1ε=1.44，C2ε=1.92，C3ε=0.99。

1.3 網(wǎng)格劃分

為了在較短時(shí)間內(nèi)獲得相應(yīng)的研究結(jié)果，在劃分網(wǎng)格前，先對(duì)影響流場(chǎng)流動(dòng)狀況較小的復(fù)雜結(jié)構(gòu)構(gòu)件進(jìn)行忽略及簡(jiǎn)化，從而提高網(wǎng)格質(zhì)量和計(jì)算速度。簡(jiǎn)化主要包括以下兩方面：①刪除入口導(dǎo)流裝置，將進(jìn)液口調(diào)整至設(shè)備的下方，在入口處增加布液管；②波紋板組的峰高、波長(zhǎng)及厚度擴(kuò)大為原尺寸的10 倍。模型簡(jiǎn)化后，采用四邊形結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格為主的混合網(wǎng)格劃分方式對(duì)高溫反向預(yù)脫水器二維模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，設(shè)定光滑度為1.05，共劃分153 593個(gè)網(wǎng)格。

1.4 求解條件設(shè)置

1.4.1 物性參數(shù)

采出液物理參數(shù)的選取參考文獻(xiàn)4，所選取的物性參數(shù)為采出液中油、水兩相密度差最大時(shí)的值，密度值為現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試所得，具體數(shù)值見(jiàn)表1。

1.4.2 邊界條件和求解策略

由于反向分離器工藝流程中高溫反向預(yù)脫水器的進(jìn)出口壓力可以通過(guò)儀表進(jìn)行控制，本次數(shù)值模擬研究中采用壓力進(jìn)出口邊界條件與實(shí)際情況更相符，具體設(shè)置為：①進(jìn)液口設(shè)為壓力入口邊界條件，湍流強(qiáng)度為4%；原油為主相，采出水為次相，次相的體積分?jǐn)?shù)為15%；②出水口、出油口設(shè)為壓力出口邊界條件，進(jìn)出口壓差為100 kPa；③內(nèi)件及筒體的壁面設(shè)為無(wú)滑移壁面條件，壁面靜止，且壁面上流體流速和湍流速度為零；④多相流模型選用VOF 模型，控制方程采用PISO 算法，差分格式采用二階迎風(fēng)格式，流體流動(dòng)為定常流，所有計(jì)算項(xiàng)的殘差設(shè)為10-4。

2 數(shù)值模擬與結(jié)果分析

2.1 油水兩相的分離過(guò)程

通過(guò)FLUENT軟件進(jìn)行模擬計(jì)算，得到進(jìn)出口壓差為100 kPa 時(shí)高溫反向預(yù)脫水器速度、流線、速度矢量、各相體積分?jǐn)?shù)等物理模量的云圖。

由于模擬時(shí)間在150 s 時(shí)，油相體積分?jǐn)?shù)已經(jīng)穩(wěn)定，因此選取此時(shí)的模擬數(shù)據(jù)作為分析對(duì)象。圖2 顯示的是進(jìn)出口壓差為100 kPa、模擬時(shí)間150 s時(shí)高溫預(yù)脫水器油相體積分?jǐn)?shù)云圖，從圖中可以看出，采出液在經(jīng)過(guò)入口布液管后整體向設(shè)備的右側(cè)流動(dòng)，油水混合物經(jīng)過(guò)整流板及兩組波紋填料后水相發(fā)生聚集而逐漸浮向油水界面，油相逐漸向設(shè)備的底部流動(dòng)，越靠近設(shè)備的右方油水界面距離設(shè)備底部的高度越高。最后上浮的污水翻過(guò)堰板從出水口流出設(shè)備，脫水后的原油從出油口流出設(shè)備，此時(shí)出油口處水相體積分?jǐn)?shù)為0.055 4，達(dá)到了工藝流程中原油脫水的要求。但是在出水口附近聚集了部分油相，排出的污水中含油量較高，說(shuō)明在實(shí)際操作過(guò)程中要嚴(yán)格控制堰板左側(cè)的油水界面高度，及時(shí)將脫水后原油導(dǎo)出設(shè)備，避免由于油水界面過(guò)高致使油相也翻過(guò)堰板，導(dǎo)致外排水的含油指標(biāo)超標(biāo)。

速度分布云圖如圖3 所示，從圖中可以看出，整個(gè)反向分離器內(nèi)部流場(chǎng)中的最大速度為2.354 m/s，布液管內(nèi)流速為1.882 m/s，波紋板組右側(cè)部分流體速度低于0.5 m/s，當(dāng)采出液進(jìn)入布液管后流體發(fā)生分流，流體流出布液管后速度明顯減緩，當(dāng)流體流過(guò)整流板及波紋板組后速度分布比較均勻，流經(jīng)后腔堰板時(shí)由于流通面積減少及水相出口壓力是固定不變的，因此流體在翻過(guò)堰板流入后腔時(shí)速度值沿著流體流動(dòng)方向逐漸變大。

表1 采出液物性參數(shù)Tab.1 Phyiscal propery parameter of produced liquid

圖2 進(jìn)出口壓差為100 kPa時(shí)油相體積分?jǐn)?shù)云圖Fig.2 Oil phase volume fraction cloud picture under the pressure difference between inlet and outlet is 100 kPa

進(jìn)出口壓差為100 kPa 時(shí)高溫反向預(yù)脫水器內(nèi)部流場(chǎng)的流線如圖4所示，由于進(jìn)液速度較快，來(lái)液在布液管附近的腔內(nèi)產(chǎn)生旋渦，當(dāng)流體流過(guò)整流板和波紋板組后，在整流板和波紋板組的作用下流線趨于平穩(wěn)，形成穩(wěn)定的油水分離區(qū)。流經(jīng)波紋填料后經(jīng)過(guò)脫水的原油在出油口流出、污水翻過(guò)堰板后由出水口流出設(shè)備，由于流通面積的減少，油和水兩相流出設(shè)備時(shí)速度都較快，附近形成渦旋，破壞了流場(chǎng)的層流狀態(tài)，影響油水分離效果，因此出油口處需要加設(shè)防渦擋板，以減輕對(duì)附近流場(chǎng)層流狀態(tài)的影響。

圖5 表示的是進(jìn)出口壓差為100 kPa 時(shí)流場(chǎng)的速度矢量圖，結(jié)合圖4流線圖可知，采出液進(jìn)入高溫反向分離器時(shí)流速較大，經(jīng)過(guò)布液管后速度明顯降低，初步形成油水分離的低速度環(huán)境要求，這是由于采出液經(jīng)過(guò)布液管后，流場(chǎng)在布液管的作用下進(jìn)行了重新均勻的分布，并且消耗了采出液部分能量，有效地抑制了渦流的產(chǎn)生。當(dāng)采出液流經(jīng)整流板和填料裝置后，在設(shè)備縱向平面內(nèi)，各高度的速度矢量方向幾乎平行，速度梯度趨于0，達(dá)到了整流作用，形成了油水分離的理想流場(chǎng)狀態(tài)。

2.2 優(yōu)化改進(jìn)計(jì)算結(jié)果分析

由于工藝流程中對(duì)高溫反向預(yù)脫水器進(jìn)出口的壓力是進(jìn)行定壓控制的，為了研究進(jìn)出口壓差對(duì)設(shè)備流場(chǎng)的影響，本次數(shù)值模擬試驗(yàn)中還計(jì)算了在進(jìn)液口的壓力保持不變的情況下進(jìn)出口壓差分別為80、60、40、20、5 kPa 時(shí)，高溫反向預(yù)脫水器內(nèi)油水兩相分離情況，計(jì)算結(jié)果如表2所示。

從表2中可以看出，當(dāng)進(jìn)出口壓差逐漸減少時(shí)出油口含水率逐漸降低，高溫反向預(yù)脫水器內(nèi)部流場(chǎng)中原油脫水的效果得到提升，當(dāng)壓差降低為5 kPa 時(shí)，出油口的含油率僅為4.92%，滿足原油集輸及進(jìn)一步加工的要求。

圖3 進(jìn)出口壓差為100 kPa時(shí)速度分布云圖Fig.3 Velocity distribution cloud picture under the pressure difference between inlet and outlet is 100 kPa

圖4 進(jìn)出口壓差為100 kPa時(shí)流線分布圖Fig.4 Flow line distribution diagram under the pressure difference between inlet and outlet is 100 kPa

圖5 進(jìn)出口壓差為100 kPa時(shí)速度矢量圖Fig.5 Velocity vector diagram under the pressure difference between inlet and outlet is 100 kPa

表2 高溫反向預(yù)脫水器不同進(jìn)出口壓差條件下流場(chǎng)分布情況Tab.2 Flow field distribution of the high temperature reverse water knockout under different pressure difference of in let and outlet

3 結(jié)論

采用計(jì)算流體力學(xué)軟件FLUENT中內(nèi)置的多相流VOF模型對(duì)簡(jiǎn)化后的高溫反向預(yù)脫水器內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，分析了其內(nèi)部的速度、流線、速度矢量、各相體積分?jǐn)?shù)等物理模量，得出了如下結(jié)論：

（1）高溫反向預(yù)脫水器油出口的含水率隨著進(jìn)液口與出水口和出油口之間的壓差減少而降低。當(dāng)壓差為5 kPa 時(shí)，出油口的含油率僅為4.92%，說(shuō)明設(shè)備設(shè)計(jì)比較合理，能夠有效脫除采出液中的水相組分。

（2）入口布液管對(duì)來(lái)液具有明顯的減速、消耗能量的效果，流體流過(guò)布液管后高溫反向預(yù)脫水器內(nèi)部流場(chǎng)得到初步整流，水相開(kāi)始聚集。

（3）整流板和波紋板組對(duì)流場(chǎng)的整流效果非常明顯，采出液經(jīng)過(guò)整流板和波紋板組進(jìn)入高溫反向預(yù)脫水器中腔后，此部位流場(chǎng)軸向速度較小且分布更加均勻，縱向平面各速度梯度趨于0，徑向流動(dòng)得到減少，形成了利于采出液中的油水兩相進(jìn)行分離的層流狀態(tài)。

由于本次研究過(guò)程中對(duì)設(shè)備中復(fù)雜的構(gòu)件進(jìn)行了優(yōu)化處理，沒(méi)有考慮流體流過(guò)這些構(gòu)件時(shí)所產(chǎn)生的壓降對(duì)流場(chǎng)的影響，因此本課題下一步研究的重點(diǎn)是通過(guò)分段試驗(yàn)的方法采集這些構(gòu)件對(duì)流場(chǎng)影響的參數(shù)，然后將其導(dǎo)入本模型中進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，爭(zhēng)取獲得更符合實(shí)際情況的流場(chǎng)分析數(shù)據(jù)及流場(chǎng)分布狀態(tài)。