采出液溫度對(duì)油水旋流分離器內(nèi)流場(chǎng)及分離性能的影響

劉 冰，吳 震，高 群，謝 超，趙振江，李 棟，薛建良

(1.山東科技大學(xué)機(jī)械電子工程學(xué)院，山東 青島 266590；2.山東科技大學(xué)安全與環(huán)境工程學(xué)院)

在原油開采、集輸、煉制、加工等過程[1-2]中會(huì)產(chǎn)生大量含油廢水，其成分復(fù)雜、可降解性差、有毒有害，因而處理難度較大[3]。對(duì)于油田采出廢水，常用的處理方法有重力沉降分離、氣浮處理、離心處理、膜分離處理，以及多種技術(shù)組合處理等[4-5]。其中，離心處理方法具有高效且簡(jiǎn)便的特點(diǎn)，是一種較為理想的選擇[6]。油水旋流分離器(簡(jiǎn)稱旋流器)是離心處理工藝的典型設(shè)備，被廣泛用于含油廢水的油水分離，其分離性能主要取決于其幾何參數(shù)和操作參數(shù)[7-8]。

操作參數(shù)對(duì)旋流器分離性能的影響是不容忽視的[9]。Liu Bing等[10-11]討論了旋流器入口流體速率與氣液比(GRL，旋流器入口流體中空氣所占體積分?jǐn)?shù)，下同)之間的耦合關(guān)系，發(fā)現(xiàn)當(dāng)入口流體速率為4～10 m/s、氣液比為30%～40%時(shí)，旋流器的分離性能最佳。而Li Fing等[12]研究了旋流器入口流體速率與入口流體中油相體積分?jǐn)?shù)對(duì)其分離性能的影響，發(fā)現(xiàn)入口流體速率為5～8 m/s、入口流體中油相體積分?jǐn)?shù)為1%～9%時(shí)，旋流器的分離效率最高。王華健等[13]發(fā)現(xiàn)破膠程度降低會(huì)減少旋流器能量損耗，但同時(shí)也會(huì)降低其分離效率；馬猛等[14]研究高含水稠油采出液黏度變化對(duì)旋流器分離性能的影響，發(fā)現(xiàn)導(dǎo)葉型軸向入口分離器對(duì)采出液黏度敏感度更小，適用范圍更廣；徐保蕊等[15]發(fā)現(xiàn)采出液黏度對(duì)三相旋流器的速度場(chǎng)影響較小，而對(duì)壓力場(chǎng)影響較大，而合適的采出液黏度會(huì)使分離效率達(dá)90%以上。

受環(huán)境因素影響，含油廢水的溫度會(huì)有所變化，其物理性質(zhì)也會(huì)隨之不斷變化，進(jìn)而影響到旋流器分離性能。然而，目前有關(guān)含油廢水溫度對(duì)旋流器分離性能影響的研究很少。鑒于此，本課題以油水分離旋流器為研究對(duì)象，借助雷諾應(yīng)力模型與混合模型相結(jié)合的數(shù)值模擬方法，并結(jié)合試驗(yàn)，在10～80 ℃溫度范圍內(nèi)考察油水溫度對(duì)旋流器分離流場(chǎng)、油相分布及分離效率的影響，通過分析旋流器內(nèi)部流場(chǎng)參數(shù)及其分離性能指標(biāo)，確定油水旋流分離性能最佳的溫度范圍。

1 數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)

1.1 數(shù)值模擬模型

1.1.1 幾何模型用于數(shù)值模擬和試驗(yàn)研究的旋流器為雙入口雙錐旋流器，其結(jié)構(gòu)示意見圖1(a)。其中，x，y，z為坐標(biāo)方向；O為坐標(biāo)原點(diǎn)，因旋流器柱段區(qū)域?yàn)橛退蛛x的主要發(fā)生區(qū)域，故選取旋流器內(nèi)流場(chǎng)中z=15 mm處橫截面S1作為特征截面。綜合考慮油水分離旋流器的幾何特點(diǎn)、內(nèi)部流場(chǎng)特性，采用六面體結(jié)構(gòu)劃分網(wǎng)格[16]，具體劃分情況如圖1(b)所示。

圖1 雙入口旋流器的幾何模型與網(wǎng)格劃分示意

1.1.2 數(shù)學(xué)模型考慮到旋流器內(nèi)部流場(chǎng)是一個(gè)復(fù)雜的強(qiáng)各向異性旋轉(zhuǎn)湍流多相系統(tǒng)，數(shù)值模擬選用雷諾應(yīng)力模型(RSM)和混合模型(Mixture model)。RSM可以高精度求解各輸運(yùn)方程，適用于旋流器內(nèi)各向異性的湍流流動(dòng)模擬，其控制方程如式(1)所示[10-12]。

(1)

Mixture模型通過求解混合相的連續(xù)性、動(dòng)量、能量以及第二相體積分?jǐn)?shù)方程，模擬有較強(qiáng)耦合的兩相流及相間流動(dòng)，其連續(xù)性方程如式(2)所示[17-18]。

(2)

(3)

(4)

式中：Ek指k相所含有的能量，J；p表示k相壓力，Pa；keff代表有效熱傳導(dǎo)系數(shù)；SE指所有含有的體積熱源，J；T為溫度，℃。由Mixture模型的連續(xù)性方程推得的第二相體積分?jǐn)?shù)方程見式(5)。

(5)

1.2 模擬參數(shù)設(shè)置

混合模型中設(shè)水相為主相，油相為次相，次相以球形粒子的形式分散于主相中，其直徑為1×10-5m。考慮到相間相互作用，采用Shciller-Naumann曳力模型，其中曳力因子采用Brucato模型；主次相碰撞恢復(fù)系數(shù)為0.9；滑移速度模型選用Manninen-at-al模型；主/次相表面張力系數(shù)設(shè)為0.041 6 N/m。設(shè)置入口邊界條件為“速度入口”，主、次相均沿入口截面法線方向以10 m/s的初始速度進(jìn)入旋流器，溢流和底流出口均設(shè)置為自由出口。離散相方程采用QUICK差分格式，壓力-速度的耦合采用SIMPLE算法，設(shè)置壁面為絕熱和無滑移條件。模擬介質(zhì)為特定溫度下油相體積分?jǐn)?shù)為3%的油水混合物。

將旋流器按不同網(wǎng)格數(shù)(4.8×105，5.4×105，6.5×105，7.8×105)進(jìn)行劃分，并以旋流器S1截面上分離流場(chǎng)中油水混合物的切向速度(vt)為檢驗(yàn)指標(biāo)進(jìn)行模擬對(duì)比，結(jié)果如圖2所示。由圖2可知，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)目超過6.5×105后，網(wǎng)格數(shù)目再增加，vt數(shù)值較接近、變化幅值不超過0.1%，表明數(shù)值模擬結(jié)果并不依賴于網(wǎng)格數(shù)量而存在[18-19]。因此，數(shù)值模擬選用的網(wǎng)格數(shù)為6.5×105。

圖2 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證■—4.8×105； ●—5.4×105； ▲—6.5×105；

1.3 模擬可靠性驗(yàn)證試驗(yàn)

模擬結(jié)果可靠性驗(yàn)證試驗(yàn)系統(tǒng)如圖3所示。試驗(yàn)系統(tǒng)主要由油田采出液存儲(chǔ)罐、凈化水存儲(chǔ)罐、分離油存儲(chǔ)罐、油水混合攪拌器、旋流器、液體泵，溫度計(jì)、流量計(jì)、壓力計(jì)、開關(guān)等組成，均由耐壓管路連接。

圖3 油水分離試驗(yàn)系統(tǒng)示意

試驗(yàn)用油水混合物為油田采出液，由勝利油田提供；經(jīng)預(yù)處理后，采出液經(jīng)1號(hào)泵進(jìn)入混合攪拌器混合、加熱；達(dá)到預(yù)設(shè)溫度后，經(jīng)2號(hào)泵進(jìn)入旋流器進(jìn)行分離凈化。分離后的油相從溢流口排至分離油存儲(chǔ)罐，水相從底流口排至凈化水存儲(chǔ)罐。試驗(yàn)時(shí)，調(diào)整2號(hào)泵的功率，使旋流器入口采出液流速恰好達(dá)到10 m/s。由采樣點(diǎn)A取樣，測(cè)定旋流器入口的采出液中油相體積分?jǐn)?shù)，同時(shí)讀出入口壓力(pi)和油水混合物入口流量(Qi)；待旋流器正常工作且處于穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)，分別從取樣點(diǎn)B、C取樣，測(cè)定流經(jīng)旋流器溢流口和底流口的油水混合物流體中油相體積分?jǐn)?shù)，同時(shí)分別讀取溢流口處的壓力(po)和油水混合物流量(Qo)和底流口處的壓力(pu)和油水混合物流量(Qu)。

對(duì)旋流器溢流分流比和壓降比的模擬值和試驗(yàn)值進(jìn)行分析，結(jié)果見圖4。其中，溢流分流比(簡(jiǎn)稱溢流比)為Qo/Qi；而壓降比(PDR)[18-19]的計(jì)算如式(6)所示。

圖4 試驗(yàn)驗(yàn)證結(jié)果溢流比，%：▲—模擬值； ■—試驗(yàn)值。PDR：模擬值； ●—試驗(yàn)值

(6)

式中，Δp1、Δp2分別指溢流壓降和底流壓降，MPa。

由圖4比較旋流器溢流比的模擬值與試驗(yàn)值可知，在研究溫度范圍內(nèi)其模擬值與試驗(yàn)值均隨溫度升高而增大，二者最大誤差為2.54%，因而可認(rèn)為在誤差允許范圍內(nèi)旋流器溢流比的模擬值與試驗(yàn)值吻合。比較旋流器壓降比的模擬值與試驗(yàn)值發(fā)現(xiàn)，PDR的模擬值與試驗(yàn)值相近，二者最大誤差為2.13%，因而可以認(rèn)為PDR的模擬與試驗(yàn)結(jié)果相一致。上述研究結(jié)果說明在研究溫度范圍內(nèi)，數(shù)值模擬模型具有較好的適用性，模擬結(jié)果可靠。

2 結(jié)果與討論

2.1 速度分析

2.1.1 油水混合物切向速度分離流場(chǎng)中油水混合物的切向速度決定了油水分離離心力的大小，因而比其徑向速度、軸向速度更為重要[20]。因此，選取S1截面上的切向速度(vt)，繪制其在不同溫度下隨徑向位置變化規(guī)律，如圖5所示。由圖5可知：vt成對(duì)稱分布，且服從Rankine渦分布，為半自由渦區(qū)和強(qiáng)制渦區(qū)的組合[20-22]；溫度對(duì)S1截面上vt的影響主要體現(xiàn)在半自由渦區(qū)域，而在強(qiáng)制渦區(qū)域溫度對(duì)vt的影響較小，具體地說，vt與溫度呈現(xiàn)正相關(guān)關(guān)系，半自由渦區(qū)域的vt受溫度影響變化增幅最大，而在強(qiáng)制渦區(qū)，vt受溫度影響變化幅度較小。

圖5 不同溫度下S1截面切向速度分布溫度，℃： —10； —20； —30； —40； —50； —60； —70； —80。圖9同

出現(xiàn)上述現(xiàn)象的原因是在半自由渦區(qū)域，油水兩相的動(dòng)力黏度隨溫度的升高而降低，所受黏性阻力減小，切向速度受溫度影響而變化幅度增大；而在強(qiáng)制渦區(qū)域，因溫度升高而使油水混合物的湍流加劇，擾亂因溫度升高而產(chǎn)生的切向速度變化，使此區(qū)域內(nèi)油水混合物的切向速度變化較小。

2.1.2 油滴粒子徑向沉降速度油水旋流分離過程中，根據(jù)旋流器內(nèi)部組合渦流場(chǎng)規(guī)律[20-22]，油滴粒子向軸心處遷移的過程中會(huì)受到向心浮力(Fp，N)、離心力(Fc，N)、黏滯阻力(Fs，N)和Magnus力(FM，N)的作用[23]，

其計(jì)算式分別如式(7)～式(10)所示。

(7)

(8)

Fs=3πμwdvr

(9)

FM=αρwd3ω×vr

(10)

式中：dp/dr為徑向壓力梯度，Pa/m；d為油滴粒子直徑，m；r為徑向位移，m；μw為連續(xù)相的動(dòng)力黏度，Pa·s；vr為油滴粒子的徑向沉降速度，m/s；α為比例系數(shù)；ω為油滴旋轉(zhuǎn)的角速度，rad/s。

其中，F(xiàn)p是油滴粒子遷移的主要?jiǎng)恿?，而Fc和Fs是阻力，F(xiàn)M的方向隨著油滴粒子旋轉(zhuǎn)方向的變化而變化[23]。由于FM數(shù)值較小而通常略去[23]，故對(duì)油滴粒子徑向受力分析如圖6所示。

圖6 油滴粒子徑向受力分析

油滴粒子受力平衡方程如式(11)所示。

(11)

當(dāng)旋流器內(nèi)流場(chǎng)處于相對(duì)穩(wěn)定時(shí)，油滴粒子沿徑向作等速運(yùn)動(dòng)(即dvr/dt=0)，其所受力Fp，F(xiàn)c，F(xiàn)s達(dá)到平衡，油滴粒子的vr可用式(12)計(jì)算。

(12)

油滴粒子的徑向沉降速度分布如圖7所示。由圖7可知：油滴粒子的徑向沉降速度成對(duì)稱分布；隨著溫度升高，油滴粒子沉降速度從旋流器的柱段向錐段沿中心軸線遞增，其徑向沉降速度零值區(qū)域(圖中藍(lán)色區(qū)域)逐漸增大；隨著溫度升高，中心軸線處油滴粒子徑向沉降速度由最初的1.2 m/s增加至1.8 m/s，表明油滴粒子在流場(chǎng)中運(yùn)動(dòng)趨于穩(wěn)定時(shí)，隨溫度的升高會(huì)增加其在軸心處的聚集率，從而提高油水分離性能。

圖7 油滴粒子徑向沉降速度分布

由式(12)可知：油滴粒子徑向沉降速度與油水混合物切向速度的平方成正比關(guān)系；隨著溫度升高，vr的增幅遠(yuǎn)大于vt的增幅；正是在逐漸增大的徑向沉降速度的作用下，油相粒子的體積分布更加集中。

2.2 壓力分布

分離流場(chǎng)中油水混合物的壓力分布不僅影響其分離性能，而且決定了分離系統(tǒng)的運(yùn)行成本[22]。圖8為不同溫度下的分離流場(chǎng)中油水混合物壓力分布云圖；圖9為不同溫度下分離流場(chǎng)中S1截面上油水混合物的壓力分布。由圖8可以發(fā)現(xiàn)，隨著溫度升高，軸心兩側(cè)油水混合物的壓力呈現(xiàn)明顯增大趨勢(shì)，而軸心區(qū)域因強(qiáng)旋流而形成負(fù)壓，其數(shù)值隨溫度升高有減小的趨勢(shì)，且油水混合物的最低負(fù)壓位置隨溫度的升高而沿其軸向升高(圖中藍(lán)色線所示)，這為聚集在軸心處的油滴自溢流口排出提供了動(dòng)力，從而使得油水分離效率提升。

圖8 分離流場(chǎng)中油水混合物壓力分布

從圖9可以看出：在半自由渦區(qū)，隨著溫度升高，油水混合物內(nèi)能增大、動(dòng)力黏度減小，因黏性阻力等損耗的能量減少，同時(shí)油水混合物的機(jī)械能相對(duì)增加，壓力和流速隨著溫度升高而升高；而在強(qiáng)制渦區(qū)，由于溫度升高導(dǎo)致徑向壓降增大，流體在沿徑向向軸心運(yùn)動(dòng)過程中，因湍流加劇而使其能量損耗增加，導(dǎo)致其動(dòng)能和壓力能相對(duì)降低，壓力降低，因而油水混合物的最低負(fù)壓位置隨著溫度升高而略有升高。

圖9 不同溫度下旋流器S1截面上油水混合物壓力分布

2.3 湍動(dòng)能分析

呂鳳霞等[24]和邢雷等[25]先后對(duì)旋流器內(nèi)部油滴破碎聚集現(xiàn)象進(jìn)行了細(xì)致研究，他們發(fā)現(xiàn)湍流加劇會(huì)導(dǎo)致旋流器中油滴破碎，甚至乳化。因此有必要研究采出液溫度對(duì)旋流器內(nèi)油水混合物湍動(dòng)能的影響規(guī)律。圖10為不同溫度下S1截面上油水混合物的湍動(dòng)能分布的八分之一截圖的組圖。由圖10可以看出：由旋流器邊界沿徑向至中心區(qū)域，油水混合物的湍動(dòng)能由10 m2/s2逐漸增加至40 m2/s2；隨著溫度升高，旋流器軸心處流體高湍動(dòng)能(紅色區(qū)域)面積逐漸擴(kuò)大，表明油水混合物的湍動(dòng)能與溫度呈現(xiàn)近正相關(guān)關(guān)系。

圖10 旋流器S1截面上油水混合物湍動(dòng)能分布

產(chǎn)生此規(guī)律的原因在于：S1截面軸心處存在較強(qiáng)的渦旋，油水混合物的速度、壓力降低，其動(dòng)能及壓力能也減小，速度脈動(dòng)量增大，流體湍動(dòng)能增加；溫度越高，油水混合物的速度脈動(dòng)量越大，軸心處流體的湍動(dòng)能越大；旋流器內(nèi)部流場(chǎng)的速度、壓力、湍動(dòng)能等因此呈現(xiàn)較強(qiáng)的各向異性。

2.4 油相體積分布

不同溫度下旋流器內(nèi)油相體積分布的數(shù)值模擬結(jié)果如圖11所示。從圖11可以看出，油相主要集中于軸心區(qū)域，隨著溫度升高，油相在軸心處的富集程度提高(紅色區(qū)域)，油相含油體積分?jǐn)?shù)從85.21%上升到99.18%，提高13.97百分點(diǎn)，而旋流器中軸線上油相最低體積分?jǐn)?shù)的位置也隨著溫度的升高而升高(圖中紅色虛線)。油、水的動(dòng)力黏度均隨著溫度的升高而降低，油滴粒子受到的黏滯阻力降低，油滴粒子相對(duì)于連續(xù)相徑向沉降速度升高，致使油滴粒子可以容易地穿過連續(xù)相而向軸心遷移，隨著遷移到軸心附近的油滴粒子數(shù)目增多而使得油相富集程度升高。

圖11 不同溫度下旋流器內(nèi)油相體積分布

以油相體積分?jǐn)?shù)不低于10%的油芯為研究對(duì)象，采用油相體積分布非均勻度來量化其體積分布的非均勻性，其計(jì)算式如式(13)所示。

(13)

式中：σ為油相體積分布非均勻度，%；domax和domin分別為油芯的最大直徑和最小直徑，mm。

圖12為油相體積分布非均勻度和油芯平均直徑隨溫度升高的變化曲線。由圖12可知：σ與溫度成負(fù)相關(guān)，隨著溫度的升高，σ從94.36%降至72.58%；隨著溫度升高，油芯的平均直徑(da)減小，從2.94 mm減至2.78 mm，表明隨著溫度升高油芯分布逐漸均勻，油相逐漸聚集在軸心區(qū)域，并在軸向浮力的作用下經(jīng)溢流口排出。

圖12 不同溫度下油相體積分布非均勻性及油芯平均直徑■—σ； ▲—da

2.5 分離效率

旋流器的分離效率是評(píng)價(jià)旋流器分離性能的重要指標(biāo)之一，通常以旋流器的實(shí)際分離效率來衡量旋流器的分離能力[16-17]，計(jì)算式如式(14)所示。

(14)

式中：E是旋流器的分離效率，%；wu和wi分別為旋流器底流口和入口油水混合物中油相體積分?jǐn)?shù)，%。

旋流器分離效率的模擬值與試驗(yàn)值的對(duì)比如圖13所示。由圖13可知：旋流器分離效率與溫度成非線性正相關(guān)；隨著溫度由10 ℃升至80 ℃，旋流器的分離效率由89.13%增至99.06%，增長(zhǎng)9.93百分點(diǎn)；試驗(yàn)測(cè)得的分離效率與模擬結(jié)果基本一致。

圖13 不同溫度下旋流器分離效率的模擬值與試驗(yàn)值▲—模擬值； ■—試驗(yàn)值

綜合分析圖10～圖13可知：當(dāng)溫度低于70 ℃時(shí)，旋流器的分離效率較低，小于99%，且油相分布不集中；當(dāng)溫度高于70 ℃時(shí)，油相分布更集中，旋流器的分離效率達(dá)99%以上。

3 結(jié) 論

基于RSM和Mixture模型，數(shù)值模擬了采出液溫度對(duì)旋流器的分離流場(chǎng)、油相分布和分離效率的影響規(guī)律，并進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，發(fā)現(xiàn)：

(1) 旋流器流場(chǎng)中油水混合物的切向速度、壓力、湍動(dòng)能以及油滴粒子的徑向沉降速度與溫度均成正相關(guān)，隨著溫度升高，油滴粒子的徑向沉降速度增大，油滴加速向軸心聚集；軸心處油水混合物的湍動(dòng)能逐漸增大，最低負(fù)壓位置升高，油相可順利由溢流口排出。

(2) 隨著溫度升高，軸心處流體中油相體積分?jǐn)?shù)提高13.97百分點(diǎn)，油相富集程度增加；油芯直徑下降，油相分布更加均勻，有利于油和水的分離。

(3) 旋流器的分離效率與溫度成非線性正相關(guān)。溫度升高，油相分布更集中且分離效率提高；當(dāng)溫度高于70 ℃時(shí)，旋流器的分離效率達(dá)99%以上。