抽油機采油井筒內氣液分離器數值模擬研究

陳福祿 李 楓 劉彩玉 王 旭

（東北石油大學a.機械科學與工程學院；b.黑龍江省石油石化多相介質處理及污染防治重點實驗室；c.石油工程學院）

油田開采中后期我國大部分油田含水率已經達到80%以上［1］，且采出液中有大量伴生氣。 當采出液中含氣量足夠大時，一方面會使抽油泵發生液擊、氣蝕及氣鎖現象，這會造成抽油泵泵效降低及壽命減少［2～4］；另一方面伴生氣會對抽油桿等相關零件設備造成損害，并對后續分離產生不利影響［5］。 因此，為解決伴生氣所產生的不利影響，提高抽油泵泵效、延長抽油泵壽命成為采油工藝的重要研究方向之一。 由于旋流式分離器的結構簡單、分離效率高且成本低廉，旋流技術被廣泛應用于原油脫氣和天然氣除水等方面［6］，故采用旋流分離技術來實現井下脫氣對改善抽油泵的工作條件具有重要意義。

眾多學者對旋流分離器實現氣液分離進行了大量研究［7］。 劉彩玉等提出了一種新型同向出流式氣液旋流分離裝置，在基本構型上完成了結構參數的優選［8］。 楊容等利用UDF函數使旋流器以脈動進液的方式進料，分析效率曲線得到脈動進料狀態下分離器的最優參數［9］。 王筱磊等采用氣泡動力學模型對氣液分離流場建模，利用數值模擬方法對氣液兩相流進行動態分析，得出分離效率與抽油泵沖程、沖次及泵徑有關［10］。 趙立新等通過數值模擬和實驗研究發現脈動流條件下氣體對旋流分離器的分離是有利的，同等分離條件下穩定流條件下含氣對旋流器分離效率的影響要大于脈動流條件下氣體對旋流器分離效率的影響。 隨著含氣量的增大，流量脈動幅值比逐漸升高，并且脈動幅值呈拋物線形增大［11，12］。倪玲英通過實驗手段研究了斷續流對井下旋流器分離效率的影響程度，認為斷續流對分離性能存在不利的影響，同等條件下導致分離效率降低5%左右，但提高分流比與入口含油濃度比值可以減小斷續流對分離效率的影響［13］。 楊蕊等利用模擬方法得出脈動流條件下分離效率下降的主要原因是 渦 流 區 旋 流 強 度 的 降 低［14］。 MOVAFAGHIAN S等設計了一種帶有兩個切向斜口的旋流設備，發現雙入口進液比單入口進液更有優勢，能夠提升分離效率［15］。 HUSVEG T等開展了旋流器分離性能在3種條件下的對比分析， 即入口流量呈線性增長、 線性減少和正弦變化3種狀態。 結果表明：壓降比隨流量的增加無明顯變化，但分離效率略有上升，上升幅度按線性下降、線性上升和正弦流的順序依次減小。 同時，對分離效率影響的幅值在10%以內［16］。 譚放等認為脈動流產生的速度和壓降的增量隨入口脈動幅值的變化而變化， 脈動流對分離器分離性能的影響程度較弱，油水分離器對脈動流的適應性較強，脈動條件下的油水分離是一個動態累積過程［17］。

因此筆者提出了井下壓力為8 MPa下， 抽油機井泵前脫氣方案，并采用數值模擬的研究方法對抽油機井氣液分離器在不同含氣體積分數下的流場特性及分離性能變化情況開展研究。

1 抽油機井脈動函數的構建

抽油泵的工作原理如圖1所示。 下沖程 （圖1a），活塞下行，泵筒內壓力升高，游動閥打開，固定閥關閉， 液體從泵內排出到活塞以上的油管中，使得液體被舉升到地面；上沖程（圖1b），活塞上行，游動閥關閉，泵筒內壓力下降，當泵筒內壓力低于泵入口壓力時，固定閥打開，液體進入泵內。

圖1 抽油泵柱塞的運動與排液的對應關系

現構建游梁式抽油機懸點速度，經簡化分析為正弦間歇流的函數形式［18］。 因游梁式抽油機懸點速度簡化分析后為正弦間歇流的函數形式，按照歸納分析，抽油機井氣液分離器的入口流量和入口速度也是正弦函數形式。 根據已知的沖次、沖程、抽油泵泵徑，得出氣液分離器入口流量函數和入口速度函數。 由于推導過程與文獻［18］內容較為類似，為縮減篇幅直接給出推導結果。 氣液分離器入口瞬時流量函數和入口瞬時速度函數表達式分別如下：

式中 L——沖程長度，m；

Qin——分離器進液流量，m3/d；

S——抽油泵柱塞面積，m2；

Sin——分離器入口截面積，m2；

t——入口速度瞬時時間，s；

T——抽油泵采油周期 （包括一次上沖程和一次下沖程），s；

Vin——分離器瞬時入口速度，m/s；

φ——分離器入口含氣體積分數，%；

ω——曲柄轉角，rad/s。

式（1）、（2）是根據抽油泵的采液量與入口進液流量等量關系，結合抽油機井氣液分離器的入口流量和入口瞬時速度，利用數學推導形式得出的入口瞬時流量函數和入口瞬時速度函數。 由于文中重點研究的是井下壓力為8 MPa時， 氣液分離器的分離性能，因此分離器入口及出口的邊界條件設定成為開展研究的關鍵問題。

根據油田提供的泵筒的沖次、沖程和抽油泵泵徑，利用有桿泵采液原理和工藝流程計算得出相應工況參數下的日采液量（表1）。

表1 日采液量和抽油機運行參數的對應關系

通過給定工況參數：n=12.0 次/min，L=2.4 m，D=38 mm，利用相關計算公式，代入各參數值，得出該種工況下抽油泵的運行周期T=5 s、曲柄轉角抽油泵柱塞面積S=1134.11×10-6m2。根據初步確定的氣液分離器結構參數，得出入口截面積Sin=300×10-6m2。

以入口含氣體積分數φ=86.2%為例， 并根據式（1）、（2），可得入口瞬時流量函數和入口瞬時速度函數如下：

根據式（3）、（4）繪制入口瞬時速度函數和入口瞬時流量函數的曲線，如圖2所示。

圖2 入口瞬時速度和入口瞬時流量函數曲線

2 結構及原理

抽油機井氣液分離器流體域模型如圖3所示。 該結構由切向入口、旋流腔、錐段、溢流環腔和底流環腔組成。 其工作原理為：氣液兩相由切向入口進入分離器內， 在旋流腔產生強旋流，使得氣液兩相介質分離， 氣相聚集在分離器內壁處，通過溢流環腔排出，液相在重力場作用下沿邊壁經過錐段進入液相沉積腔形成液柱，再通過底流環腔底部排出。

主要結構尺寸參數如下：

旋流腔直徑D195 mm

溢流環腔外徑D268 mm

底流環腔外徑D360 mm

溢流環腔長度L1234 mm

旋流腔長度L2200 mm

錐段長度L3200 mm

底流環腔長度L41 000 mm

切向入口面積（單個）A 150 mm2

錐段錐角θ110°

倒錐錐角θ25°

3 數值模擬方法

3.1 網格劃分

對分離器流體域進行網格劃分，為保證數值模擬的準確性， 通過減少網格類型的突變性，更好地刻畫出分離器隨脈動條件下的邊界流動特性，網格采用帶有邊界層在曲率增加處加密的四面體的結構，如圖4所示。 圖4同時給出了網格質量檢查報告，發現綜合質量指標值為153.01，整體網格質量較好。

圖4 分離器網格劃分結果及質量檢測報告

分離器入口壓力為8 MPa，入口流量為47.03 m3/d，入口含氣體積分數φ=86.2%，入口速度暫取恒定值13.15 m/s，其他的條件不變。 以溢流口含液濃度為目標開展了網格無關性檢驗，先將模型劃分為5個網格水平，分別為1 123 698、1 395 642、1 536 511、1 720 506和2 016 583。 再對不同劃分水平網格模型進行數值模擬，5種網格模型數值模擬的計算結果條形圖如圖5所示。結果顯示：網格數量較少時溢流口含液濃度與其他網格劃分水平相差較大，當網格數增加至1 720 506與2 016 583時溢流口的含液濃度基本不再變化。

圖5 5種網格模型數值模擬的計算結果條形圖

經分析可知：隨著網格數量增加，溢流口含液濃度逐漸降低； 計算結果的相對變化量由13.4%逐漸減小到3.6%， 但計算耗時逐漸增加。綜合分析， 選擇網格數量為1 720 506中的流體域模型。

3.2 邊界條件

分離器的出口邊界條件設置為pressure outlet類型，采用無滑移條件下處理實壁邊界［19］，壁面的表面粗糙度為0.5。采用標準壁面函數法處理邊界湍流，壓力差值采用PRESTO算法，壓力-速度求解采用SIMPLE算法。 在仿真過程中，連續方程的收斂精度為10-6。 液相為連續相， 氣相為離散相。 整個模擬采用瞬態模擬方法，便于獲得不同時刻分離器分離狀態。 因氣體體積隨壓力的增加而減小，當井下壓力為8 MPa時，此時井下壓力相當于地面壓力的80倍， 故井下氣體體積縮小為，其密度擴大80倍。 故8 MPa下，井下實際氣體和液體的物性參數以及分離器的操作參數如下：

氣體密度 98 kg/m3

液體密度 998.2 kg/m3

氣體黏度 1.006 Pa·s

水黏度 1.003 mPa·s

入口含氣體積分數 86.2%

平均處理量 47.03 m3/d

入口壓力 8 MPa

4 結果及討論

4.1 氣液兩相分布及出口含氣濃度的波動規律

分離器氣液兩相濃度分布云圖如圖6所示。從圖中可以看出，分離器內部流場穩定后可以形成較為穩定的氣核，且軸向氣核隨流量的變化呈現周期性的變化，表明內流場隨入口流量周期性變化而變化。

圖6 入口脈動流量進液下一周期內分離器氣液兩相分布云圖

當分離器內的流場達到穩定后，得到如圖7所示的溢流口和底流口含液濃度曲線圖。 從圖中可以看出，當流場穩定后，底流口含液濃度的變化呈現周期性。 在前半周期內，濃度表現為先快速降低后緩慢升高的趨勢， 整體變化較為平穩；在后半周期內，濃度呈現出先緩慢升高后快速增加達到峰值的趨勢。 但由于前半個周期內的入口速度處于快速增加的狀態， 對后半周期內的濃度產生一種“超前”的影響，即前半周期內高速流量下旋流腔內的氣液兩相分離， 而在后半周期內底流口濃度才呈現出升高的趨勢。溢流口含液濃度的變化同樣呈現周期性變化。前半周期內濃度在120 000 mg/L上下成不規則波動狀態，在時間段46.75～47.25 s內，溢流口含液濃度呈現出與入口速度相反的趨勢，表現為：雖然在46.75 s后分離器入口速度下降但溢流口濃度卻上升，這與底流口所產生的濃度“超前”現象如出一轍； 在后半周期內溢流口濃度先迅速升高達到峰值然后快速下降。

圖7 分離器溢流口和底流口液相濃度隨時間變化的曲線

4.2 不同含氣體積分數對速度場影響

旋流腔及錐段的切向速度隨入口含氣體積分數變化的曲線如圖8所示。 從圖中可以看出：不同含氣體積分數條件下， 旋流腔和錐段的切向速度變化規律基本類似， 但在外壁面處從零急劇增大， 在外壁面和內壁面之間切向速度在旋流腔和錐段處都逐漸減小， 在貼近內壁面處切向速度又急劇減小到零。 同時，隨著含氣體積分數的升高速度峰值得到提高，在這種情況下，選擇入口含氣體積分數時，盡量選擇切向速度較大的含氣體積分數，從而提高離心力，進而提高分離器的分離效率。 以旋流腔處入口含氣90.0%為例進行說明， 當徑向位置在0.020 0～0.027 5 m范圍內時，切向速度由0 m/s急劇增加至10.3 m/s；徑向位置在0.027 5～0.045 0 m范圍內時； 切向速度由10.3 m/s增加至24.4 m/s， 徑向位置在0.045 0～0.047 5 m范圍內時， 切向速度由24.4 m/s快速降低至0 m/s。

圖8 旋流腔及錐段的切向速度隨入口含氣體積分數變化的曲線

4.3 不同含氣體積分數對濃度場影響

當分離器內的流場達到穩定后，不同含氣體積分數的溢流口與底流口含液濃度曲線如圖9所示。 從圖中可以看出，當流場穩定后，一個周期內，溢流口含液濃度和底流口含液濃度均呈周期性波動，但溢流口含液濃度隨入口進液增加表現為先升高后降低再升高又降低的趨勢，含液濃度在前半周期波動峰值低于后半周期波動峰值，溢流口含液濃度隨著入口含氣體積分數升高其波動幅值變化范圍縮小。 分析其原因，是因為入口含氣體積分數升高和入口速度升高均有利于分離器的流場穩定， 導致溢流口含液濃度波動縮小。當入口含氣體積分數為φ=90.0%時，溢流口含液濃度在6 000～13 000 mg/L之間波動，相對于其他工況波動較為平緩；而底流口含液濃度則隨入口進液的增加， 呈現出先急劇降低后保持平穩，然后又快速上升的趨勢， 前半周期為濃度平穩期，后半周期表現為濃度急劇上升期，均符合濃度“超前”現象。 隨著含氣體積分數的增加底流口含液濃度略有下降的趨勢，但整體變化不大。 當入口含氣體積分數為φ=79.6%時， 隨著入口進液的增加， 底流口含液濃度呈現出先急劇降低至652 051.987～673 686.959 mg/L之間，然后又快速上升至953 567.841 mg/L。

圖9 不同含氣體積分數時溢流口與底流口含液濃度曲線

5 結論

5.1 在一個周期內， 當入口含氣體積分數為86.2%時，底流口含液濃度最高可達955 116.23 mg/L，最低可降至638 226.98 mg/L；溢流口含液濃度最高可達154 618.47 mg/L，最低可降至74 695.81 mg/L。

5.2 當含氣體積分數由79.6%增加至90.0%時，無論是分離器的旋流腔還是錐段位置，其切向速度都有所升高，且升高趨勢大同小異，說明升高含氣體積分數可以增加切向速度，從而提高分離器的分離效率。

5.3 入口含氣體積分數在79.6%與90.0%范圍內，增加含氣體積分數對底流口含液濃度影響不大，因此可以判定，井下分離器在進行氣體分離時，其最佳含氣體積分數為90.0%。