深海油水主动旋流分离器强制涡流前推段结构对分离性能影响数值模拟

金雪菲,陈家旺,李世伦,顾临怡

(1.浙江大学流体传动与控制国家重点实验室,浙江 杭州 310027;2.浙江大学海洋科学与工程学系,浙江 杭州 310028)

深海油水主动旋流分离器强制涡流前推段结构对分离性能影响数值模拟

金雪菲1,陈家旺2,李世伦1,顾临怡1

(1.浙江大学流体传动与控制国家重点实验室,浙江 杭州 310027;2.浙江大学海洋科学与工程学系,浙江 杭州 310028)

针对深水油气田主动旋流分离器强制涡流前推段锥度对分离性能的影响进行研究,应用RSM(reynolds stressmodel)湍流模型对主动旋流器内部强旋流场进行数值模拟计算,在强制涡流前推段锥角变化时,合理预测并对比其内部轴向速度、切向速度、离心力以及分离效率的变化。研究表明在一定范围内,前推段锥度的增加可以提高混合液在前推段内的轴向速度和切向速度,进而可以获得更高的分离效率。当锥角达到15°时,可以获得最为理想的分离效果。此外,在不同深水环境下对该主动旋流分离器进行仿真计算表明,不同的环境压力对旋流器分离效率影响很小。

主动旋流分离器;强制涡流;深水油气田;RSM模型

Abstract:Subsea production system of deep-seaoil-gas field isoneof the key technologies foroil companies to exploitoil reserves.In thispaper,RSM turbulencemodel isapplied to simulate the effectof the cone dimensionof forced vortexon hydrodynamic performanceof the dynamic hydrocyclone,and to study the separation efficiency in different deep-sea environment.Axial velocity,tangential velocity of the liquids and centrifugal force are predicted successfully by this numerical simulation.Comparisonsof flow field of hydrocycloneswith different cone dimensions show that a larger cone dimension leads to higher tangential and axial velocity,which can increase the separation efficiency.The uniform results between the simulation and the literature also show that RSM turbulencemodel is reliable in the flow field simulation study of cyclone.Furthermore,the results also show that this kind of hydrocyclone can be applied to deep sea.

Key words:dynamic hydrocyclone;forced vortex;deep-sea oil-gas field;RSM model

随着全球对石油需求量的不断增加,海洋石油工业得到迅猛发展,海洋石油勘探和开发技术有了很大地进步。世界海洋石油发展的趋势是走向深海[1-3],并随着井口水深增加,水下生产系统应用越来越广泛[4]。其原因:提高采收率的需要;解决油气高含水问题的需要;流动保障的需要。海洋油气资源是重要勘探开发领域,目前北美墨西哥湾和挪威海域的深海石油开采活动较为活跃,中国海洋油气开发集中在水深小于300米的海域内,深水油气开发技术和装备几乎为空白,亟需发展深水油气勘探开发核心技术装备。中国海域内的水下生产系统主要是中海油借助外国公司技术来完成[5]。旋流分离器是水下生产系统最后阶段——生产水分离过程的重要设备,按照其本身结构特点可以分为被动旋流分离器和主动水力旋流分离器[6]。二者的主要区别在于有无旋转部件,但其分离原理是相似的,都是利用混合液中密度有差异的互不相溶介质在高速旋转下离心力的不同,促使两相流分离。被动水力旋流器由于其结构简单无旋转部件,其内部流场理论、分析方法以及工艺等都发展得非常成熟。但是也由于自身结构的限制,其处理能力变化较小,需要足够的入口压力等缺点也使得它不能达到深度水处理的要求。近年来人们开始将目光转向主动旋流分离技术,采用液压马达拖动旋流分离筒进行油水主动旋流分离,生产水经主动旋流分离后再经高压泵回注地层,油与砂在高压气举作用下通过海底输送管道经立管一起输至依托设施。主动式旋流分离器与被动式旋流分离器相比,通过外加动力实现离心力可控调节,因此其分离的效率不受入口的压力、流量和浓度波动影响。

在被动水力旋流器中,旋流器前推段的锥度对旋流分离的影响多次得到论证和证实。Bryant et al发现如果涡流和锥形壁面接触,就会导致液滴破碎从而降低分离效率[7]。K.W.Lee证明锥形壁面能增大切向速度从而提高分离效率[8]。T.G.Chuah的研究也表明在被动水力旋流器的锥形壁面的锥度的改变会影响旋流器的轴向速度,切向速度以及压降等分离性能,从而对分离效果产生比较重要的影响[9]。在上述研究的基础上,研究主动式深海油水分离器强制涡流前推段对其内部旋流场的影响,包括对轴向速度和切向速度以及离心力的影响,并预测在不同前推段锥度下各旋流器的分离效率。

1 仿真模型建立

1.1 RSM模型控制方程

为了简化计算,假设液体为无压缩流体。其连续性方程:

式中:x1,x2,x3为笛卡尔坐标分量;u1,u2,u3为时均速度分量;p为时均压力;ρ为流体密度;μ为分子粘度;ui,uj是由湍流模型确定的未知雷诺分量。

雷诺应力运输方程:

式中:左端两项分别为应力随时间的变化率和对流项;右端pij为剪切力产生项,可以忽略;其余三项分别为分子粘性扩散项、压力应变项和粘性耗散项;xk为笛卡尔坐标分量;uk为速度时均分量。

式中:C1和C2为模型常数,k为湍动能。

图1 主动旋流分离器基本结构Fig.1 The basic structure of the dynamic hydrocyclone

粘性耗散项:

1.2 主动旋流分离器模型

如图1所示,主动旋流分离器由入口段、旋转栅、强制涡流前推段以及直管稳流段组成。其中旋转栅采用3流道螺旋栅,各部分尺寸如表1所示。

数值仿真中的网格模型如图2所示。计算采用的入口边界条件,入口流速vin和湍流参数分别为

其中,Cμ为经验常数,εin为入口处湍动能耗散率,Kin为入口湍动能,De为入口当量直径。出口按照充分发展处理,各流动参数的法相梯度为零,壁面为无滑移固壁边界。

表1 旋流器各部分尺寸Tab.1 Geometry of dynam ic hydrocyclone

图2 不同强制涡流前推段锥角的旋流筒尾段网格模型Fig.2 The gridmodel of final segmentof hydrocyclonewith different typesof forced vortex forward structures

2 结果和讨论

为了了解主动水力旋流器强制涡流前推段不同锥度对旋流筒内部流场及分离性能的影响,选取距离旋流器入口处Z=250mm和Z=450mm的截面对四个旋流筒的轴向速度、切向速度进行对比,如图3、4所示。

图3 强制涡流前推段不同锥度下轴向速度对比的仿真预测Fig.3 Axial velocity from CFD prediction for hydrocyclonewith different typesof forced vortex forward structures

仿真结果表明,旋流器的轴向速度分布比较复杂,主动水力旋流器在壁面附近有一个高速区,且随着锥度的增加旋流器轴线附近轴向速度也呈现增加趋势。总体看来随着强制涡流前推段锥度增加旋流器轴向速度峰值增加(如图3所示),且在2°到15°之间,这种增加的趋势非常明显,15°到25°之间,轴向速度变化不大。

图4表明,随着前推段锥度的增加,切向速度也随之呈增大的趋势。与轴向速度的变化一样,切向速度也是在2°到15°之间增加的趋势非常明显,15°到25°之间两种旋流筒切向速度几乎相同。

在旋流筒的速度矢量的三个分速度中,切向速度是其中数值最大的,它决定处理液所受离心力的大小。离心力的大小某种程度上决定了旋流器的分离性能。假设液滴颗粒绕半径为r的圆周运动,则它的角速度:

图4 强制涡流前推段不同锥度下切向速度对比Fig.4 Tangential velocity from CFD prediction for hydrocyclonewith different typesof forced vortex forward structures

图5显示了锥度对旋流筒的离心力大小的影响,从图中看出,锥角较大时旋流所产生的离心力更大。并且在2°到15°之间离心力增加的趋势非常明显,15°和25°时产生的离心力变化不大。图6则显示的是在各旋流筒的出口端含油体积分数随着半径的变化曲线。图7显示了强制涡流前推段锥角不同的旋流筒在中心线纵向剖面上的油水两相体积分布云图。由图中可以看出锥角从2°到15°之间变化时,分离后旋流筒中心高含油层含水量从39.3%减少到0.7%,分离效果非常明显,但是15°之后,分离能力并没有明显改善反而有所下降。这个结论也符合R.Xiang关于一定程度上旋流筒锥度增大会增大离心力从而提高分离效率的观点[10]。

图5 不同锥度旋流器的离心力与重力的比值对比Fig.5 Calculated centrifugal to gravity force ratio for hycrocyclone with different typesof forced vortex forward structures

图6 强制涡流强推断锥角不同时,在Z=600 mm截面处旋流筒的分离效率分布(用含油体积分数表征)Fig.6 Calculated hydrocyclone efficiency versusoil cut at sectionZ=600mm under different typesof forced vortex forward structures

图7 在环境压力20MPa不同前推段锥度旋流器入口含油量为40%时旋流筒中心对称剖面上水相体积分数分布云图Fig.7 Contoursof volume fraction of oil in dynamic hydrocyclone with different types of forced vortex forward structures(inlet oil-cut 40%,environment pressurep=20 MPa)

从图6和图7中也可以看到,前推段锥度为10°和15°的旋流器都有一个较长的圆柱段稳流区,也是主动旋流分离的主分流区,在这个区域内切向速度和轴向速度等几乎保持不变,从而保证流场的稳定,促使两相稳定分离。这种现象也符合褚良银等关于水力旋流器锥段为预分离区,柱段是利于两相分离的有效分离区的论断[11]。

此外,通过对不同涡流前推段锥度下的各个旋流器分别在环境压力为0(地面)、10、15、20MPa下进行仿真分析(见表2),发现各个旋流筒在不同环境压力下依然保持了如图7中所示的分离效果。图8显示了在涡流前推段锥角为15°时的旋流筒在不同环境压力下的出口含油体积分数分布曲线。由图中可以看出,在水深不断加深,环境压力不断增加时,该旋流分离器的分离效率几乎不变。

表2 不同水深对应压力值Tab.2 Different depths of corresponding pressure

图8 不同环境压力下,强制涡流前推段锥角为15°的旋流分离器在Z=600mm截面处的分离效率Fig.8 The prediction efficiency of hydrocyclone under different environment pressure at segmentZ=600mm,θ=15°

3 结 语

1)在一定范围内(2°到15°)增大旋流器强制涡流前推段锥度,混合液轴向速度及切向速度以及离心力的增加都非常明显,从而大大提高了旋流分离性能,分离后旋流筒中心高含油层含水量从39.3%减少到0.7%。且随着锥度的增加,旋流筒中出现稳定的油核,轴向速度的增大又有利用中心油核迅速流出,从而增加主动旋流分离器的处理量。当锥度为15°时旋流器各方面都具有较为优异的性能,仿真结果表明此时旋流器中心油核的含油体积分数达到0.7%,达到了非常理想的分离效果。同时,进一步增大旋流器强制涡流前推段锥度(15°到25°),待分离液滴的切向速度等很难进一步增加且分离效率有所下降。这个结论为主动旋流分离器的进一步结构设计提供了一定的理论指导。

2)在水深为0到2 000m(即环境压力为0～20MPa)的不同环境下对主动旋流分离器的分离性能进行仿真研究,结果表明不同的环境压力对旋流器分离效率几乎没有影响。

3)仿真结果与一系列参考文献及理论的一致性也表明RSM模型的准确性和仿真结果的可靠性。

[1] 曹惠芬.世界深海油气钻采装备发展趋势[J].船舶物资与市场,2005(1):17-20.

[2] Seungyong Chang.Comparing exploitation and transportation technologies formonetization of offshore stranded gas[C]∥The SPEAsia Pacific Oil and Gas Conference and Exhibition.2001:17-19.

[3] Michaelsen J.Innovative technology for ultra-deepwater gravity-based separators[C]∥Offshore Technology Conference.2003:5-8.

[4] 杨鼎源.海上油气生产系统展望[J].海洋石油,1998(3):32-37.

[5] 李长春,连 琏.水下生产系统在海洋石油中的开发应用[J].海洋工程,1995,13(4):25-30.

[6] Jones PS.A field comparison of static and dynamic hydrocyclones[J].SPE Production&Facilities,1993,8(2):84-90.

[7] H SBryant,RW Silverman,FA Zenz.How dust in gasaffects cyclone pressure drop[J].Hydrocarbon Processing,1983,62(6):87-90.

[8] Y Zhu,KW Lee.Experimental study on small cyclonesoperating at high flow rates[J].Journal of Aerosol Science,1999,30(10):1303-1315.

[9] T GChuah,Jolius Gimbun,Thomas S Y Choong.A CFD study of the effectof cone dimensionson sampling aerocyclones performance and hydrodynamics[J].Powder Technology,2006,162(2):126-132.

[10] R Xiang,SH Park,KW Lee.Effectsof cone dimension on cyclone performance[J].Journalof Aerosol Science,2001,32(4):549-561.

[11] Chu Liang-Yin,Chen Wen-Me.Research on the motion of solid particles in a hydrocyclone[J].Separation Science&Technology,1993,28(10):1875-1886.

Effect of cone dimensionsof forced vortex on performance of dynamic hydrocyclone

JIN Xue-fei1,CHEN Jia-wang2,LIShi-lun1,GU Lin-yi1
(1.The Key State Laboratory of Fluid Power and Transmission Control,Zhejiang University,Hangzhou 310027,China;2.Departmentof O-cean Science and Engineering,Zhejiang University,Hangzhou 310028,China)

P751

A

1005-9865(2011)01-0089-05

2010-08-09

国家“863”高技术研究发展计划资助项目(2006AA09Z319)

金雪菲(1987-),女,湖北仙桃人,硕士生,主要从事深海油气田技术装备开发。E-mail:jinxuefei@zju.edu.cn