第 1 章 引 言

 

1.1  课题研究背景

在石油开采过程中，地层砂会伴随地层流体进入油井，如果不进行合理防治，地层砂会加快管柱、井下工具及动力泵磨损。严重时还会出现卡泵和堵塞油管等现象。使动力泵效率降低，检泵周期缩短，造成修井作业频繁，成本上升。在原油集输过程中，由于产液含砂日益增多，经常出现管线积砂堵塞，输油泵泵壳磨穿，阀门损坏，仪表失灵，加热装置及油、气、水分离装置积砂过多等一系列问题，严重地影响原油的正常生产和集输。特别是当油田进入高含水期后，长期的注水开发造成地层胶结变差，同时填砂压裂、聚合物驱油和三元复合驱油等新技术的应用，使得产液携砂能力增强，随着注聚、压裂等增产增注措施的实施，虽然产液量不断加大，但是同时也导致地层出砂量上升。产液含砂对原油生产和集输的影响日益加重，并已成为影响油田稳产增产的重要问题之一。以胜坨油田为例，经过 40 多年的开发，油田综合含水质量分数已达 94%，含砂量是开发初期的 7～8 倍。很多油井不得不提前检修，大大增加作业费用并造成原油产量下降。胡庆油田随着投入注水开发时间的延长，出砂现象越来越严重，截止到2007 年已有 150 多口油井因出砂导致生产困难，检泵周期缩短，生产成本居高不下。2000 年，东河油田有 13 口电潜泵井因大量出砂造成检泵作业 37 井次。其中以东河 5-5井出砂最为严重，曾在40天内先后使用了国内外不同厂家生产的5套普通电潜泵机组，该井仍未能正常运行。大庆油田近年来地层出砂也越来越严重，特别是老区油田，含砂量已达开发初期的 3～4 倍，砂害造成的损失呈快速上升趋势。大庆油田采油六厂三元复合驱试验区块，管线结垢，地面系统出现大面积淤积堵塞现象，管线每2个月需进行清洗，三相分离器清淤周期由 525 天缩至 60 天，滤罐滤料板结跑料严重，各项处理指标严重超标。采油六厂2009 年共实施加热炉清淤除垢、维修10 台次，其中脱水加热炉6 台次，掺水、热洗加热炉4 台次。可见，地层出砂已成为影响油田开发的重要问题。抽油泵磨损及管线结垢情况如图1.1、1.2 所示。

为了解决油井出砂问题，各油田先后应用了绕丝筛管、割缝筛管、多孔陶瓷防砂管等多种机械防砂工具进行井下防砂，但防砂效果、效益、性能等均不理想，主要问题是这些防砂措施易使进油通道堵塞，有效期短，施工成本高  [7-9]。因此，迫切需要新的工艺方法解决出砂井的开采问题。

1.2  课题研究的目的和意义

近年来国内外发展了许多提高防砂效果的方法及配套措施。其中旋流除砂是发展得比较快的一种方法。旋流分离具有设备结构简单，无运动部件，投资少，分离效果好，能够适应油田连续生产等优点。特别是产液中含水量的增加，为旋流器在井下固液分离中的应用提供了前提条件。目前国内外已有旋流器用于井下液砂分离的研究。但多数没有考虑井下操作介质粘度大、底流口沉浸在油管内不易调节等特点，如果仅依靠地面液固分离的经验和理论来设计井下除砂结构很难实现高效分离的目的。因此设计新型、高效井下除砂器，研究井下除砂器内湍流流动规律及两相介质的分离机理，优化除砂器结构参数，合理确定运行参数，在产液进入采油泵之前将其中的砂高效地分离出来，对提高泵效、延长泵的寿命、提高原油开采和集输系统的稳定性，保证生产正常运行具有重要意义。

 

第 2 章 井下旋流除砂器结构初步设计

 

井下旋流除砂器的主分离部分为水力旋流器，水力旋流器的设计方法主要有三种[96]：第一种是根据几何尺寸，如进出口直径、溢流管长度、锥段长度和锥角等对压力降、生产能力和分离效率的影响情况，选择合适的各部分尺寸。这样设计的旋流器可能是从未应用过的各部分尺寸的组合，因此需要进行相关的试验确定其性能是否满足现有的工作情况。第二种是比例缩放法，它是先选择国内外已优化好的水力旋流器模型，按照此模型进行比例缩放的一种方法。这些模型常常是研究工作者在特定工况条件下试验和优化得到的，它在这种特定的条件下具有普适性。第三种设计方法是以上两种方法结合起来，在现有优化模型的基础上，针对应用的工况条件，合理的选择旋流器的几何尺寸，然后对研制的旋流器进行数值模拟或试验研究，对它进行设计优化。由于井下旋流除砂器安装在油管内，底流口沉浸在沉砂尾管内，改变了传统的工作条件，同时产液粘度变化较大，而静态旋流器的流场分布和分离性能受分离介质粘度的影响很大，甚至会引起旋流器完全失去分离能力，因此在此次设计中不宜直接选用原有的模型。另外井下旋流除砂还存在径向空间狭小、参数难以调节等特点，在设计时还要充分考虑这些因素。因此难以利用国内外已优化好的水力旋流器的模型进行比例缩放。在本次设计中采用第一种设计方法，按照水力旋流器各结构参数对分离性能的影响，初步确定各部分的基本尺寸，通过数值模拟优选出合理的结构参数，再进行试验研究验证数值模拟的正确性。

固液分离旋流除砂器各部分结构参数如图2.1 所示。

 

2.1  主直径的确定

水力旋流器的直径主要影响其处理能力和固相分离粒度大小。随着旋流器直径的增大，其处理能力和分离粒度都将有所增大。在要求溢流分离颗粒粒径较大，而处理能力较高的场合一般选用大直径水力旋流器；而要求分离粒径较小时，则应选用小直径的水力旋流器。根据设备处理量为5m3/h，利用庞学诗[98]导出的水力旋流器主直径的计算公式（2-1），计算井下旋流除砂器的主直径：

式中  D为主直径，cm；qm为处理量，m3/h；Δpm为出入口压差，MPa；ρ为固相密度，kg/m3；Cw为固相质量浓度，%。

本次试验采用的物料主要是石英砂（d50=60μm），处理量qm= 5m3/h；出入口压差Δ pm =0.2 MPa；固相（石英砂）密度ρ=2600kg/m3；固相的质量浓度Cw =0.78%。将上述参数代入式(2-1)计算得  D=65.8mm，初步选定旋流腔主直径为60mm。

 

2.2 入口结构的确定

水力旋流器分离所需的离心力是通过入口结构来实现的。旋流器的常见入口形式是切向入口，但由于井下空间有限，难以应用这种入口结构形式。目前常用井下旋流器入口形式有导流盘结构、轴向导叶式结构和螺旋片导流结构。中国石油大学研制的轴流导叶式入口结构，在空间布置上呈直线型，受空间布局的影响比切向入口小，但该入口结构加工制造的难度较大。螺旋片导流入口结构，流体由轴向进入螺旋流道，径向尺寸较小，相对于轴向导叶式入口结构，相同入口面积时压力损失更小。由于井下固液分离时，底流存在很大的背压，绝大部分流体通过溢流口流出，短路流较为严重，螺旋式入口结构不仅具有造旋功能，还可实现对流体的导流和整流，可减少短路流的影响。综合以上分析，本次设计采用螺旋片导流结构。为了使流场更为稳定、对称，选用双螺旋片导流结构。如图2.2 所示。

 

第3 章井下旋流除砂器内固液两相流的数值计算模型............. 21

3.1 井下旋流除砂器模型简化............... 21

3.2 井下旋流除砂器两相流模型............... 22

3.3 井下旋流除砂器内固液两相湍流模型 ............. 26

第4 章 井下旋流除砂器内流特性与分离性能的数值模拟研究 ............. 40

4.1 井下旋流除砂器流场分布规律研究 ....... 40

4.1.1 流体流动的迹线 ....... 40

4.1.2 速度场分布 ............ 41

第5 章 井下旋流除砂器内部流场的LDV 试验研究........... 74

5.1 LDV 测量原理与系统组成.................. 74

5.1.1 LDV 的测速原理.................. 74

 

第 6 章 井下旋流除砂器分离性能的试验研究

 

前面对井下旋流除砂器单相介质（水）流场进行了 LDV 测试，得出了流场的切向速度和轴向速度的分布规律，验证了单相流场数值模拟结果的正确性。但井下旋流除砂器在实际应用过程中为固液两相流动，因此在除砂器分离性能数值模拟时，采用了欧拉-欧拉的多相流模型，分析了产液粘度、砂相粒径分布、砂相体积百分含量对分离性能的影响，但数值模拟的结果还需进一步的验证。因此本章将继续开展除砂器分离性能的试验研究，分析操作参数和物性参数变化对旋流除砂器分离性能的影响规律，并验证数值模拟的正确性。

对除砂器分离性能产生影响的物性参数和操作参数较多，如果针对这些因素开展全面试验，将会带来大量的试验工作量，费时费力。因此本文的试验方案是利用正交试验方法，确定物性参数和操作参数中对分离性能影响的显著因素，再针对显著因素开展较为全面的试验研究，得出各因素对分离性能的影响规律，为旋流除砂器现场应用提供合理指导。

 

6.1  试验工装与试验流程

井下旋流除砂器分离性能的试验工装与 LDV 测速的试验工装基本相同，只是在水箱处增加一个循环泵，用以进行液砂和液液的充分混合。其试验流程如图6.1 所示。

 

 

结论与展望

结论

针对油田进入高含水期，产液含砂量逐年上升所带来的不利影响，提出了井下除砂新方法，完成了井下旋流除砂器结构设计，并运用数值模拟与试验相结合的方法，对井下旋流除砂器内固液两相流动特性进行研究，主要得出以下结论：    

（1）将旋流分离与沉降分离相结合，设计了双螺旋片导流的单出口井下旋流除砂器结构。根据水力旋流器几何尺寸对分离效率、压力降和生产能力的影响规律，初步确定井下旋流除砂器各部分结构参数。

（2）基于欧拉-欧拉方法，根据井下实际工况，引入颗粒动力学模型，考虑井下旋流除砂器内固液和固固相间的相互作用，结合 RSM 湍流模型建立了井下旋流除砂器数值计算模型。对控制方程的离散采用高精度离散格式，基于 SIMPLE算法的有限体积法对控制方程进行了计算。

（3）应用所建立的数值模型，针对井下旋流除砂器开展数值模拟研究，得到井下旋流除砂器内速度场、压力场及砂相在井下旋流除砂器内分布规律。旋流段流场符合水力旋流器的流场分布规律，形成了内外旋流区。在沉砂尾管内，距底流口一定距离内流体仍保持螺旋流动，随截面下移，流体失去螺旋流动的规律。砂相在旋流段实现了较好的分离，砂相主要分布在除砂器外壁附近，在沉砂尾管内，砂相先后经历自由沉降、絮凝沉降、干涉沉降和压缩沉降，分布在沉砂尾管内。

（4）采用单因素法，通过数值模拟分析了旋流器各部分结构参数变化对除砂器分离性能的影响，优选出导流截面、溢流管直径、锥角角度、柱段长度、底流管直径及长度的最佳结构参数。优选后分离效率由 88%增大到 96.4%，压力降变化不大，压力降为0.175MPa。 

（5）分析了入口流量、产液粘度、砂相粒径及砂相含量变化对分离性能的影响，得出了影响规律，优选出除砂器适宜的工作条件和操作参数。结果表明：流量增大，切向速度增大，分离效率也增大，其增加趋势呈非线性，压力降随入口速度增大呈线性增大趋势。随介质粘度增大，切向速度逐渐降低，液砂两相间的滑移速度也迅速降低，在粘度为20mPa·s时，滑移速度几乎为零；随粘度增加，分离效率呈下降趋势，且入口速度越小，分离效率越低；随着产液粘度增加，出口压力降略有减小。砂粒粒径增大，分离效率提高显著，砂粒粒径变化对压力降的影响较小。

（6）根据优化的井下旋流除砂器结构尺寸，按1：1的比例，设计、加工了便于LDV测试和分离性能研究的井下旋流除砂器试验装置；对不同流量下的单出口井下旋流除砂器和普通双出口旋流器单相流流场进行了速度测量。井下旋流除砂器底流封闭后，与普通双出口旋流器相比，切向速度变化不大，但轴向速度在方向和数值上均发生了较大变化。实测结果与数值模拟结果之间虽然存在一定偏差，但整体分布规律相似，说明可以用上述建立的数值模拟模型对井下旋流除砂器内部流动规律进行数值模拟研究。

参考文献（略）