李 堆，任廣欣，陳 卓，孔令捷，楊鵬舉

(1.中國石化西北油田分公司采油二廠，新疆烏魯木齊 830011；2.中國石化鎮(zhèn)海煉化分公司，浙江寧波 315207；3.中國石油長慶油田分公司第六采氣廠，陜西西安710018)

采用水力壓裂技術提高油品采收率時，從井口返排出的原油常常攜帶有大量的砂粒。油品攜砂不僅會對原油的地面管輸系統(tǒng)造成沖蝕堵塞，還會對下游的集輸系統(tǒng)造成安全危害[1-2]。若油品攜砂進入熱泵站，砂粒會撞擊高速運動中的離心泵葉片，縮短泵的使用壽命；油品攜砂進入原油儲罐，則會減小油罐容積，降低生產(chǎn)過程中的油罐吞吐能力。因此，分離油品中攜帶的砂粒對石油工業(yè)生產(chǎn)具有重要的現(xiàn)實意義。

目前，石油工業(yè)中常用的固液兩相分離裝置主要有旋流分離器、帶式壓濾機、臥螺離心機、碟式離心機等[3]。其中，臥螺離心機因處理量大、占地面積小、對高黏稠油的分離效果較好等優(yōu)點，被廣泛應用于高黏稠油攜砂的固液分離[4]。眾多學者采用實驗與數(shù)值模擬的方法，對臥螺離心機的內(nèi)部流場進行了探究，得出了一些建設性的結論[5-7]。Zhu 等人[8]使用ANSYS-Fluent 軟件模擬了臥螺離心鼓內(nèi)流體的流動情況，分析了進料口的固相濃度對臥螺離心機內(nèi)的固相分布和流動完整性的影響。Mailler 等人[9]建立了臥螺離心機內(nèi)沉積固體傳輸?shù)臄?shù)學模型，并將該模型以無量綱形式呈現(xiàn)，對臥螺離心機內(nèi)的沉積固相過程進行了解釋。Menesklou 等人[10]提出了以材料函數(shù)建立的物理預測模型，并用于對臥螺離心機動態(tài)特性的預測研究。通過現(xiàn)場應用，與臥螺離心機的實驗數(shù)據(jù)進行了驗證對照，并對液腔內(nèi)的特征粒徑分布進行了描述。董連東等人[11]選取ANSYS-Fluent 軟件中的7 種典型湍流模型，將模擬計算得到的不同湍流模型的離心液壓、滯后系數(shù)結果，與理論計算結果進行了比對，發(fā)現(xiàn)RNG k-ε模型、Realizable k-ε 模型與理論計算結果最為接近，RSM 模型不適用于低轉(zhuǎn)速下臥螺離心機的模擬。王紅霞[12]對臥螺離心機進料腔的進出口結構和加速葉輪進行了優(yōu)化設計，并根據(jù)進料腔出口參數(shù)與幾何形狀進行了對比選型。采用流固耦合方法，對臥螺離心機內(nèi)的螺旋推料器進行了強度驗證，并改變進料口的流量，驗證了不同操作工況下臥螺離心機的適應性。

但目前針對臥螺離心機的進料腔結構與螺距間相互作用的相關研究比較局限。本文采用有限元分析方法，對臥螺離心機的內(nèi)部流場進行探究，在特定的物料條件下，優(yōu)化進料腔結構和螺旋螺距尺寸，通過分析固液分布情況，確定最優(yōu)的臥螺離心機結構，并通過響應面分析法（RSM）進行實驗設計，分析得出最優(yōu)的螺距尺寸和進料腔結構，以期對臥螺離心機的工業(yè)化應用設計提供一些參考。

1 臥螺離心機的工作原理

臥螺離心機的結構簡單，操作簡便，分離效率高，可連續(xù)進行出渣與出流，轉(zhuǎn)速與轉(zhuǎn)鼓及螺旋推料器差速的調(diào)節(jié)靈活，對分離流體的適應性強。相較于傳統(tǒng)的旋流分離器與沉降池重力沉降，利用臥螺離心機進行固液分離時，沉淀速度快，分離效率高。與帶式壓濾機相比，臥螺離心機便于拆卸，易于清洗，現(xiàn)場維護支出和所需人員更少。相比普通離心機，臥螺離心機內(nèi)部增加了螺旋推料器，可在不停機情況下對分離所得的固相進行收集，且螺旋推進作用可在轉(zhuǎn)鼓內(nèi)壁面上，對分離所得的沉積固相進行進一步的濃縮，更有利于固液兩相分離。臥螺離心機的內(nèi)部結構示意圖見圖1，主要由高速旋轉(zhuǎn)機械構件帶動內(nèi)部流體進行旋流運動，通過高速旋轉(zhuǎn)，基于流體各相的密度差而實現(xiàn)各相的分離，再由螺旋推料器將分離后的各相進行分類并從對應的出口排出。

圖1 臥螺離心機內(nèi)部結構Fig.1 Internal structure of decanter centrifuge

2 臥螺離心機幾何模型建立、邊界條件設定與流場分析

2.1 臥螺離心機幾何模型的建立

在對臥螺離心機進行幾何建模時，為了方便分析研究，需對臥螺離心機結構進行簡化，忽略對流體域形狀無法產(chǎn)生影響的電機與差速器等部分。利用Solidworks 軟件，對進料口與進料腔、螺旋推料器、固相出口與液相出口進行建模，幾何模型形狀見圖2，具體尺寸見表1。

圖2 臥螺離心機的幾何模型Fig.2 Geometric model of decanter centrifuge

利用ANSYS-SpaceClaim 軟件進行流體域抽取，并對流體域進行部分前處理，以去掉無關部分。進料腔內(nèi)加入單圓弧形導流葉片，用導流葉片對進入旋轉(zhuǎn)液腔內(nèi)的流體進行預加速，使得臥螺離心機柱段液腔內(nèi)的流體具有更大的切向速度，進而提高臥螺離心機的分離效率。臥螺離心機的內(nèi)部螺旋具有高階NURBS表面，生成的六面體網(wǎng)格對臥螺離心機內(nèi)螺旋結構和多種高階曲線的適應性不足，因此選擇生成四面體非結構網(wǎng)格，以適應其內(nèi)部的復雜區(qū)域。流體域網(wǎng)格劃分見圖3。

圖3 臥螺離心機流體域網(wǎng)格劃分Fig.3 Grid division of fluid domain of decanter centrifuge

為確保臥螺離心機流體仿真復雜流場內(nèi)數(shù)值模擬的準確性，需對臥螺離心機流體域網(wǎng)格進行無關性驗證，以確保流體仿真在螺旋邊界與轉(zhuǎn)鼓內(nèi)壁附近狹小區(qū)域內(nèi)流體模擬的準確性。如圖4 所示，劃分了6 組網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)在190~205 萬時，網(wǎng)格數(shù)的增加對模擬結果的影響不大。考慮到網(wǎng)格數(shù)量過多會消耗計算資源，因此文中選取195萬網(wǎng)格，對臥螺離心機的幾何模型進行網(wǎng)格劃分。

圖4 網(wǎng)格無關性驗證Fig.4 Mesh independence verification

2.2 臥螺離心機邊界條件設定

進行數(shù)值模擬時，需對臥螺離心機內(nèi)部的多相流場進行簡化假設，忽略某些極端特殊工況對臥螺離心機運行情況的影響。選取某油田現(xiàn)場實際原油的物性進行數(shù)值模擬，提出以下假設：1）混合液中的固液兩相均勻混合，并以相同的速度從入料口進入；2）進行臥螺離心機固液兩相分離研究時，忽略流體中氣體等雜質(zhì)的影響；3）臥螺離心機的內(nèi)部溫度處于恒溫狀態(tài)；4）固液兩相都看作不可壓縮流體，并充滿整個流域；5）與臥螺離心機產(chǎn)生的離心力相比，重力忽略不計。

使用多重參考系（MRF）模型進行旋轉(zhuǎn)流體域設置，采用瞬態(tài)模擬方法進行計算，迭代時間步長設置為0.01s，每個時間步迭代10 次，監(jiān)測出料口的固相體積分數(shù)直到結果穩(wěn)定。出口均設定為自由出流，設定壁面與流體域無滑移。某油田原油物性與臥螺離心機的操作參數(shù)見表2。文中的模擬方法中湍流模型采用RNG k-ε 模型，壓力速度耦合選用瞬態(tài)問題的SIMPLE 算法，離散格式選用二階迎風格式進行計算，多相流模型選用歐拉模型。

表2 原油物料介質(zhì)與操作參數(shù)Table 2 Crude oil material medium and operating parameters

2.3 臥螺離心機內(nèi)流場的模擬結果

2.3.1 模擬方法的可行性驗證

Madsen 等人[13]采用實驗方法，檢測了臥螺離心機運動場中的切向速度，并對其滯后性進行了研究。因此本文對Madsen 研究的臥螺離心機尺寸進行物理建模，在轉(zhuǎn)鼓轉(zhuǎn)速2600 r·min-1下，采用數(shù)值模擬方法，對臥螺離心機內(nèi)液腔的切向速度進行模擬，并對比了模擬值與實驗數(shù)據(jù)，結果見圖5。由圖5 可以看出，模擬值與實驗數(shù)據(jù)之間的平均誤差小于15%，表明文中采用的數(shù)值模擬方法可以對臥螺離心機內(nèi)流場特性進行較為準確的描述，所采用的數(shù)值模擬方法可用于后續(xù)研究。

圖5 模擬值與實驗數(shù)據(jù)的切向速度對比Fig.5 Comparison of tangential velocity between simulated value and experimental data

2.3.2 臥螺離心機內(nèi)的固相分布

臥螺離心機內(nèi)流體在液腔內(nèi)經(jīng)壁面旋轉(zhuǎn)運動，在離心力的作用下，密度不同的固相與液相具有不同的沉積速度。相較于液相，固相具有較大的密度，首先沉積在轉(zhuǎn)鼓內(nèi)壁面，形成外壁面固相、內(nèi)層液相的環(huán)狀結構；再經(jīng)螺旋推料器推進，固相逐漸向轉(zhuǎn)鼓錐段沉積，其固相體積的分布見圖6、7、8。

圖6 臥螺離心機橫截面固相體積分布Fig.6 Volume distribution of solid phase in cross section of decanter centrifuge

圖7 臥螺離心機螺旋表面固相的體積分布Fig.7 Volume distribution of solid phase on screw surface of decanter centrifuge

圖8 臥螺離心機轉(zhuǎn)鼓內(nèi)壁面固相的體積分布Fig.8 Volume distribution of solid phase on the inner wall of decanter centrifuge drum

由圖6、7、8 可見，螺旋推料器推動轉(zhuǎn)鼓內(nèi)壁面沉積的固相運動，在轉(zhuǎn)鼓柱段固相的含量較低，錐段的含量較高。越靠近錐段出口，固相含量越高，說明在轉(zhuǎn)鼓柱段，流體主要進行固液旋流分離，在錐段則進行推擠，對固相進行脫水。

經(jīng)螺旋推料器推擠后，在轉(zhuǎn)鼓柱段位置，臥螺離心機內(nèi)固相的體積分數(shù)由柱段向錐段方向逐級提升，且兩螺旋位置間固相體積分數(shù)的變化規(guī)律相同。錐段的流體固相的體積分數(shù)明顯高于轉(zhuǎn)鼓柱段，可見螺旋推料器的旋轉(zhuǎn)作用可對固相體積分數(shù)產(chǎn)生顯著影響，因此，改變螺旋螺距，可使螺旋推料器對液相回流與固相的推擠發(fā)生變化，進而影響臥螺離心機的分離效率。

3 臥螺離心機結構的優(yōu)化設計

3.1 改變螺距尺寸對臥螺離心機固相沉積分布的影響

從前面的研究可知，臥螺離心機的分離效率受螺桿螺距的影響較大，螺距尺寸直接影響臥螺離心機對分離出的固相的推進作用以及臥螺離心機內(nèi)部流場的穩(wěn)定性。原因是在螺距較大的情況下，螺旋斜面與進行切向運動的流體運動角度，大于螺距較小時的情況，增大了對已沉積到轉(zhuǎn)鼓壁面的固相的推動作用，提高了推進分離能力。但螺距較大時，臥螺離心機的螺旋葉片對旋轉(zhuǎn)流體的擾動較大，使得臥螺離心機內(nèi)部流場的旋流不穩(wěn)定，會對已沉積到轉(zhuǎn)鼓壁面上的固相造成干擾，因此選取合適的螺距是臥螺離心機結構設計的重中之重[14]。

為了研究螺距對臥螺離心機固相沉積分布的影響，在保證其他參數(shù)不變的情況下，改變臥螺離心機的螺距，分析臥螺離心機的固相沉積分布的變化。根據(jù)臥螺離心機工業(yè)化設計選型推薦標準，螺距的取值應為轉(zhuǎn)鼓的0.2D~0.5D，基于此，選取了6種螺距尺寸（S=80、110、120、130、140、160mm）作為研究對象，分析其值的改變對臥螺離心機固相沉積的影響。數(shù)值模擬結果見圖9、圖10。

圖9 不同螺距尺寸下臥螺離心機轉(zhuǎn)鼓內(nèi)壁面固相體積分布Fig.9 Volume distribution of solid phase on the inner wall of decanter centrifuge drum with different pitch sizes

圖10 不同螺距尺寸下臥螺離心機橫截面固相體積分布Fig.10 Volume distribution of solid phase in cross section ofdecanter centrifuge with different pitch sizes

由圖9可見，不同的螺距尺寸下，隨著螺距尺寸增大，臥螺離心機轉(zhuǎn)鼓內(nèi)壁面沉積的固相體積分數(shù)也逐步上升。其中，S=130mm 尺寸下，固相在出口的堆積明顯；S=160mm 尺寸下，轉(zhuǎn)鼓柱段與錐段交接區(qū)域固相的體積分數(shù)明顯高于出口，原因是臥螺離心機固相進入此區(qū)域后，液相回流導致固相出現(xiàn)了返混現(xiàn)象，沉積在轉(zhuǎn)鼓壁面的固相無法在螺旋推料器的推動下穩(wěn)定向錐端運動，進而導致臥螺離心機的分離效果變差。S=130mm 尺寸下，固相在轉(zhuǎn)鼓內(nèi)壁面錐端的沉積尤為明顯，說明該螺距尺寸下，轉(zhuǎn)鼓錐端內(nèi)的流體具有較好的穩(wěn)定性，螺旋推料器可穩(wěn)定推動沉積的固相，有利于固液兩相的分離。

不同螺距尺寸下臥螺離心機橫截面的固相體積分布如圖10 所示。由圖10 可見，不同的螺距尺寸下，臥螺離心機橫截面的固相體積分布與轉(zhuǎn)鼓內(nèi)壁面固相的沉積規(guī)律相符。接近固相出口位置，隨著螺距尺寸增大，固相體積分數(shù)出現(xiàn)了不同程度的降低，原因是較大的螺距尺寸會破壞臥螺離心機內(nèi)部流場的穩(wěn)定性，造成部分固相擾動回流。因此S=130mm尺寸下，臥螺離心機的分離效率最優(yōu)。

3.2 改變進料腔結構對臥螺離心機固相沉積分布的影響

進料腔結構影響流體進入旋流分離區(qū)的切向速度與物料投放能力，因此研究進料腔結構變化對臥螺離心機的分離效率影響十分必要。通過改變進料腔出口寬度l2，對進料腔面積進行調(diào)整，分析進料腔結構對臥螺離心機固相沉積分布的影響。分別設置進料腔出口寬度尺寸l2=60、80、100、120、150mm，利用導流葉片對臥螺離心機中由進料腔進入液腔內(nèi)的流體進行沿導流葉片方向的加速，使進入液腔內(nèi)的流體具有斜向進入液腔內(nèi)層狀流體的速度，使得進入液腔內(nèi)的固相獲得更大的離心力，在離心力的作用下進行更好的分離。數(shù)值模擬結果如圖11、圖12所示。

圖11 不同進料腔出口寬度下臥螺離心機進料腔出口固相的體積分布Fig.11 Solid phase volume distribution at feed chamber outlet of decanter centrifuge with different feed chamber outlet width

圖12 不同進料腔出口寬度下臥螺離心機橫截面固相的體積分布Fig.12 Solid phase volume distribution in cross section of decanter centrifuge with different feed chamber outlet width

由圖11、12可見，流體進入進料腔后，受到了進料口底板的阻擋，在進料腔旋轉(zhuǎn)和導流葉片的引導下，受到離心力作用而向兩側(cè)運動，開始進行固液兩相的分離。離心力的作用使得流體旋轉(zhuǎn)運動的半徑慢慢增大，進入轉(zhuǎn)鼓柱段進行分離時，固相含量趨于平穩(wěn)，在截面處形成穩(wěn)定液環(huán)。

當進料腔出口寬度l2=60mm 時，因進料腔的寬度較小，導流葉片對進料腔內(nèi)流體的阻礙作用變大，轉(zhuǎn)鼓內(nèi)壁面固相的體積分數(shù)較??；進料腔出口寬度l2=150mm 時，因進料腔出口的寬度較大，導致內(nèi)流體出現(xiàn)了離心加速不充分的現(xiàn)象，臥螺離心機進料腔對流體切向速度的加速作用減弱，直接影響了固液兩相的分離。

為了探究最優(yōu)的進料腔出口寬度，對不同進料腔出口寬度下臥螺離心機的固相回收率進行了計算。不同進料腔出口寬度下，投放固相的總質(zhì)量相同，通過監(jiān)測固相出口的質(zhì)量分數(shù)，測量不同進料腔出口寬度下臥螺離心機的分離效率，結果見圖13。

圖13 不同進料腔出口寬度下臥螺離心機的分離效率Fig.13 Separation efficiency of decanter centrifuge with different feed chamber outlet width

由圖13可見，進料腔出口寬度的變化對臥螺離心機分離效率的影響與固相沉積規(guī)律相似，側(cè)面表明進料腔寬度的變化影響固相的沉積情況，進而影響臥螺離心機的分離效率。進料腔寬度l2=120mm時，臥螺離心機的分離效率最高，達到83.79%；l2=60mm時，臥螺離心機的分離效率最差，為79.23%。

3.3 螺距尺寸與進料腔結構的關系對臥螺離心機分離效率的影響

3.3.1 臥螺離心機結構優(yōu)化方法

響應面分析法（RSM）是將實驗設計與數(shù)學建模結合進行結果分析的優(yōu)化方法。選用中心組合設計（CCD），建立螺距尺寸與進料腔間相互關系的模型[15]，設計兩變量的單因素水平實驗，利用ANSYSDesign Mode 模塊建模，結合Fluent 數(shù)值模擬軟件，各方案的設計變量與模擬結果見表3。

表3 設計變量與模擬結果Table 3 Design variables and simulation results

對設計實驗得到的分離效率進行分析，模型回歸系數(shù)R2為0.9924，調(diào)整后的R2為0.9771，曲線擬合對實驗點的適應性較好，可進行響應面分析。響應面的3D 曲面圖可以很好地反映自變量之間的相互作用。通過響應曲面圖的坡度陡峭程度，可確定兩者對響應值的影響程度，響應面曲面圖越陡峭說明兩者的交互作用越明顯。螺距尺寸S、進料腔出口寬度l2對臥螺離心機分離效率的影響見圖14。由圖14 可見，螺距為112mm，進料腔寬度為102mm 時，臥螺離心機的分離效率達到最高。預測的離心機分離效率為90%左右，實際的分離效率需要通過模擬進行驗證。

圖14 螺距與進料腔出口寬度對分離效率的響應面曲面Fig.14 Response surface curved surface of pitch and feed cavity outlet width to separation efficiency

3.3.2 臥螺離心機結構的優(yōu)化驗證

利用ANSYS-Design Mode 模塊，對優(yōu)化后的螺距尺寸和進料腔寬度建模，利用Fluent 軟件對內(nèi)部流場進行模擬，邊界參數(shù)與物料介質(zhì)保持一致。結構尺寸優(yōu)化后，臥螺離心機固相體積的分布如圖15、16 所示。由圖15、16 可見，結構優(yōu)化后，臥螺離心機固相的沉積規(guī)律與優(yōu)化前相同，其在進料腔處可穩(wěn)定地將流體離心分離至轉(zhuǎn)鼓柱段，并通過螺旋推料器的作用推進至固相出口。此結構下臥螺離心機獲得了穩(wěn)定的分離環(huán)境，并具有較好的固相推進能力。對出口固相的體積分數(shù)進行計算，求得的分離效率為92.55%，與響應面分析得到的最優(yōu)分離效率基本相符，證明該結構下的臥螺離心機具有較高的分離效率，同時也佐證了采用RSM 方法分析變量間的相互作用關系，具有一定的可靠性。

圖15 優(yōu)化結構后臥螺離心機橫截面固相體積分布Fig.15 Solid phase volume distribution in cross section of decanter centrifuge with optimized structure

圖16 優(yōu)化結構后臥螺離心機轉(zhuǎn)鼓內(nèi)壁面固相體積分布Fig.16 Solid phase volume distribution on the inner wall of decanter centrifuge drum after optimized structure

4 結論

1）本文建立了臥螺離心機的幾何物理模型，選用歐拉多相流模型、RNG k-ε 湍流模型和瞬態(tài)計算方法，對臥螺離心機內(nèi)流場的固相沉積規(guī)律進行了分析。結果表明，轉(zhuǎn)鼓柱段的固相含量較低，錐段的含量較高，在螺旋推料器的推動作用下，錐段形成了擠壓推擠作用，對固相進行脫水。

2）分析了螺距尺寸和進料腔結構的變化對臥螺離心機固相體積分布的影響，得出結論：臥螺離心機內(nèi)固相的沉積規(guī)律直接影響其分離效率，臥螺離心機的分離效率隨螺距尺寸和進料口出口寬度的增大，均呈先增加后下降的趨勢。

3）采用響應面分析法（RSM），分析了改變進料腔出口寬度與螺距尺寸對臥螺離心機分離效率影響的相互關系，確定了最優(yōu)的臥螺離心機結構（螺距尺寸S=112mm，進料腔出口寬度為l2=102mm）。結構優(yōu)化后，臥螺離心機的分離效率達到最佳值92.55%。研究結果可為臥螺離心機的工業(yè)化設計制造提供一種新思路。