重力式油水分離器入口形式對其內(nèi)部流場影響的數(shù)值模擬研究

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(1.海洋石油工程股份有限公司， 天津 300451； 2.中海石油(中國)有限公司秦皇島32-6作業(yè)公司, 天津 300451； 3.中海油能源發(fā)展采油服務(wù)公司, 天津 300451)

重力式油水分離器入口形式對其內(nèi)部流場影響的數(shù)值模擬研究

李巍1，沈志恒1，劉超2，李勇3，韓旭1

(1.海洋石油工程股份有限公司，天津300451； 2.中海石油(中國)有限公司秦皇島32-6作業(yè)公司,天津300451； 3.中海油能源發(fā)展采油服務(wù)公司,天津300451)

該文通過對國內(nèi)某海洋平臺上的重力式生產(chǎn)分離器內(nèi)多相流體的流動進(jìn)行數(shù)值模擬分析，得出了采用不同的入口形式時,分離器內(nèi)部油相濃度的分布規(guī)律。結(jié)果表明，采用具有內(nèi)伸結(jié)構(gòu)的入口形式可以有效減小入口影響區(qū)的面積，但由于氣相的作用，反而影響了整體分離效果。研究結(jié)果為設(shè)計(jì)人員進(jìn)一步優(yōu)化入口形式提供了理論依據(jù)。

數(shù)值模擬；重力式分離器；多相流；RNG k-ε 模型；入口形式

0 前言

重力式油水分離器以其操作簡便及后期維護(hù)成本低而獲得使用方的青睞，海洋平臺上大都采用重力沉降形式的分離器。但影響重力式油水分離器分離效果的因素有很多，例如油氣水三相密度差，混合相的體積流量，分離器內(nèi)所采用的穩(wěn)流內(nèi)件形式，分離內(nèi)件形式及油水各相所占的體積濃度等。

分離器內(nèi)部結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)方法大致可以分為兩種：一種為實(shí)驗(yàn)研究，一種為數(shù)值模擬研究。實(shí)驗(yàn)研究主要是搭建實(shí)驗(yàn)臺，通過實(shí)驗(yàn)來對各種油水混合物的流態(tài)及內(nèi)件在分離過程中所起的作用進(jìn)行分析[1-5]，實(shí)驗(yàn)結(jié)果相對更接近實(shí)際情況，但由于其周期長，投資相對較高，并且對于不同結(jié)構(gòu)的分離器適應(yīng)性較差，因而探尋另一種方式來解決這類問題就變得更加緊迫。數(shù)值模擬計(jì)算方法近年來發(fā)展迅速，多種數(shù)值模擬軟件已在許多課題的研究中發(fā)揮了重要作用[6-10]。FLUENT作為國際上應(yīng)用最廣泛的流場模擬軟件而受到流體研究工作者的青睞，該文旨在通過應(yīng)用FLUENT軟件對采用內(nèi)伸式入口形式及半開管式入口形式的分離器內(nèi)部的油、氣、水三種組分的流動情況進(jìn)行模擬，通過對結(jié)果的分析，得出影響分離效果的因素，獲得改善分離效果的途徑。

1 模型描述

1.1幾何模型

該文以某海洋平臺上的一臺生產(chǎn)分離器為基礎(chǔ)進(jìn)行幾何模型的建立，圖1所示為采用具有內(nèi)伸結(jié)構(gòu)入口形式的分離器幾何模型，圖2所示為采用半開口圓管入口形式的分離器幾何模型。兩種模型中，分離器直徑均為2 600 mm，直段長度為8 900 mm,左側(cè)為DN250的油氣水入口，右上側(cè)為DN100的氣體出口。在實(shí)際的運(yùn)行中，下部的油水出口是關(guān)閉的，只有當(dāng)分離器內(nèi)的液面達(dá)到一定值后，才會對油水進(jìn)行泄放。為了簡化模型，忽略下部的油水出口，數(shù)值模擬計(jì)算中的相關(guān)工藝參數(shù)詳見表1。

圖1 內(nèi)伸結(jié)構(gòu)入口形式分離器幾何模型(模型1) 圖2 半開口圓管入口形式分離器幾何模型(模型2)

表1 分離器內(nèi)介質(zhì)工藝參數(shù)

1.2數(shù)學(xué)模型

1.2.1 連續(xù)性方程

(1)

1.2.2 動量守恒方程

(2)

1.2.3 湍流模型

由于油水兩相密度差較小，該文應(yīng)用混合k-ε湍流模型。定義如下：

(3)

(4)

湍流粘度以及湍動能生成由以下公式計(jì)算得出：

(5)

Gk,m=μt,m[um+(um)T]∶

(6)

1.3邊界條件

對于分離器混合相入口，選用質(zhì)量流量邊界條件，分別設(shè)定氣相質(zhì)量流量V氣=0.23kg/s，油相質(zhì)量流量Q油=5.91kg/s，水相質(zhì)量流量Q水=3.69kg/s，壁面選用定溫壁面邊界，氣體出口選用壓力出口邊界。

2 模擬結(jié)果及分析

圖3、圖4分別為模型1及模型2在400s時油相的濃度分布圖。從圖3、圖4中可以看出，對于模型1，在初始階段油水并沒有很好的分開，而是相互混合在一起，但受入口來流沖擊，影響區(qū)域比模型2要??；對于模型2，雖然油水也相互混合在一起，但油相的高濃度區(qū)主要位于油水混合空間的上部，而水相的高濃度區(qū)主要位于油水混合空間的下部，分離趨勢較模型1明顯。

圖3 模型1在400 s時油相體積分?jǐn)?shù)分布圖 圖4 模型2在400 s時油相體積分?jǐn)?shù)分布圖

圖5、圖6分別為模型1及模型2在800s時油相的濃度分布圖。從圖5、圖6中可以看出，隨著時間增加，分離器內(nèi)靠近入口一側(cè)的油水沒有被很好的分離。對于模型1而言，并未出現(xiàn)明顯的局部油相高濃度區(qū)或水相高濃度區(qū)，即油水并未明顯分離；而模型2的計(jì)算結(jié)果表明，沿分離器軸向方向，油水逐漸分離開，水相主要位于油水混合空間的下部，體積分?jǐn)?shù)主要集中在0.95 ～1.00范圍內(nèi)，且越靠近堰板區(qū)域濃度越高，而油相則主要位于油水混合空間的上部，體積分?jǐn)?shù)主要集中在0.85～0.95范圍內(nèi)，同樣是越靠近堰板一側(cè)濃度越高。

圖5 模型1在800 s時油相體積分?jǐn)?shù)分布圖 圖6 模型2在800 s時油相體積分?jǐn)?shù)分布圖

由以上結(jié)果可知，對于模型1，由于采用了內(nèi)伸式的入口形式，直接將入口液流引入分離器底部，因而減小了液流對液面的沖擊影響區(qū)域的范圍，但由于來流為油氣水三相的混合，該種形式在將油水引入分離器底部的同時，也將大量氣體引到了液面以下，氣體在液面以下上浮的過程中，對分離器底部的液體產(chǎn)生了擾動，反而影響了油水的分離；對于模型2，由于采用半開管式入口，液流順入口以拋物線形狀流入分離器，因而液面受入口來流沖擊影響區(qū)域較大，但在超過影響區(qū)范圍以外的區(qū)域，油水在密度差主導(dǎo)的浮升力的作用下逐漸平穩(wěn)地分離。

圖7、圖8分別為模型1及模型2在1 200s時油相的濃度分布圖。從圖7、圖8中可以看出，對于模型1，隨著時間增加，液相中間部分出現(xiàn)了一個油相的相對高濃度區(qū)，濃度約為0.75～0.85，但油水混合區(qū)域范圍較寬，且無明顯的油水界面。對于模型2，油相及水相濃度均沿分離器軸向方向逐漸增加，且越靠近堰板區(qū)域濃度越高，油相及水相濃度均接近1，且存在較為明顯的油水界面。

圖7 模型1在1 200 s時油相體積分?jǐn)?shù)分布圖 圖8 模型2在1 200 s時油相體積分?jǐn)?shù)分布圖

圖9、圖10分別為模型1和模型2在1 200s時水相及油相濃度在不同高度上沿分離器軸向分布圖。由圖9、圖10可知，沿分離器軸向方向，大致可以分為兩個區(qū)域：(1)入口影響區(qū)；(2)穩(wěn)定分離區(qū)。在入口影響區(qū)，由于液面不斷受到入口來流液體的沖擊而產(chǎn)生了較大的濃度波動，即很難形成穩(wěn)定的油水分離界面，因此，油水很難在該部分得到穩(wěn)定的分離。在穩(wěn)定分離區(qū)，由于距離入口對液面的沖擊區(qū)域較遠(yuǎn)，因而油水可以較好的分離，這部分區(qū)域也可以稱為有效分離區(qū)，是真正的油水開始可以穩(wěn)定分離的區(qū)域。同時，隨著距離入口影響區(qū)越來越遠(yuǎn)，沿分離器液面高度增加，油相濃度越來越大，而沿相反方向，水相濃度越來越大，即油水已達(dá)到分離。模型1與模型2在1 200s時油相濃度在不同高度沿分離器軸向分布對比見表2。

圖9 模型1在1 200 s時油相濃度在 不同高度沿分離器軸向分布 圖10 模型2在1 200 s時油相濃度在不同高度沿分離器軸向分布

表2 模型1與模型2在1 200 s時油相濃度在不同高度沿分離器軸向分布規(guī)律對比

3 結(jié)論

應(yīng)用Eulerian模型和混合k-ε湍流模型對在某一工況下，采用不同入口形式的重力式油水分離器內(nèi)多相流流場進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算。得到如下結(jié)論：

(1) 該分離器自身尺寸可以滿足油水重力分離的要求，不需要再填加分離內(nèi)件。但值得注意的是，對于模型1而言，雖然內(nèi)伸至液面以下的入口形式降低了來流對液面的沖擊，縮小了入口影響區(qū)的范圍，使得入口影響區(qū)后的油水濃度分布較為均勻，但由于氣相的存在，反而影響了分離器的整體分析離效果，因此，在將來流引入液面以下之前，應(yīng)該對來流中的氣相加以預(yù)分離。對于模型2而言，由于選用了開放式入口，因而擴(kuò)大了入口影響區(qū)域，即降低了分離器內(nèi)有效的分離長度。因而，在不增加成本的前提下，設(shè)計(jì)人員應(yīng)該不斷探尋優(yōu)化入口形式的可能性。

(2) 數(shù)值模擬的方法得出的結(jié)果與理論分析的結(jié)果基本一致，同時可以得到采用內(nèi)伸式入口和半開管式入口形式對不同時刻各相分布規(guī)律影響的定量結(jié)果，為后續(xù)改進(jìn)分離器內(nèi)部分離結(jié)構(gòu)提供了依據(jù)。

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NumericalSimulationAnalyseonMultiphaseFlowinGravityOil-gas-waterSeparatorwithDifferentInletType

LI Wei1, SHEN Zhi-heng1, LIU Chao2, LI Yong3, HAN Xu1

(1.Offshore Oil Engineering Co., Ltd, Tianjin 300451, China;2.QHD32-6 Operating Company CNOOC, Tianjin 300451, China;3.CNOOC Energy Technology & Services-Oil Production Services Co., Tianjin 300451, China)

Multiphase flow in a typical horizontal gravity separator on some offshore platform was simulated and RNG k-ε model was adopted. Distributions of oil phase at different time were obtained by numerical simulation. Results show that affected area could be reduced by using extension inlet. But it affects separate result because of the existence of gas phase. This result provides theoretic support for optimization of inlet type.

numerical simulation; gravity separator; multiphase flow; RNG k-ε turbulent model; inlet form

2014-02-29

李 巍(1980-)，女，高級工程師。

1001-4500(2015)01-0048-05

TQ051.8

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