固體顆粒密度對多相耦合油水旋流分離性能的影響

劉思嘉 趙立新 張 爽 盧夢媚 車中俊 高 波

（東北石油大學機械科學與工程學院 黑龍江省石油石化多相介質(zhì)處理及污染防治重點實驗室）

多相介質(zhì)分離方法中，目前最常用的是物理法［1］，該方法具有操作簡單、綠色環(huán)保等優(yōu)點。 對于油田采出液來說，主要的物理分離方法有重力沉降、過濾處理及旋流分離技術等［2］。重力沉降效果穩(wěn)定，但存在分離效率低、用時久及設備占用空間大等缺點，對聚驅(qū)污水的處理，功效顯著降低；過濾處理精度高，但存在濾網(wǎng)容易堵塞、安裝反沖洗裝置需要增加后期成本等缺點；旋流分離技術是一種非均相介質(zhì)分離技術，是通過不相溶的兩相或多相介質(zhì)的密度差進行離心分離的［3］。迄今為止，旋流分離技術已得到了廣泛應用。 但是，隨著油田生產(chǎn)進入中后期，油田采出液的含水量越來越多，通過加入驅(qū)油的聚合物，大幅改變了采出液和含油污水的物化特性［4］，使后續(xù)油水分離和集輸變得更困難［5，6］，而現(xiàn)有的旋流器僅靠離心力難以實現(xiàn)采出液的高效分離，針對以上現(xiàn)象，學者們提出了根據(jù)力的疊加原理，通過在水力旋流器中增加力系來改善水力旋流器的工作性能。 近年來，國內(nèi)外學者們先后提出了在旋流器外加磁場、電場的方式通過增加磁力、電力來促進混合介質(zhì)的分離。 Cottrell F G首先開始研究了靜電聚結(jié)原油脫水技術， 通過實驗研究發(fā)現(xiàn)，在電場作用下，原油乳化液中的水滴之間會形成聚結(jié)力，乳化液中的水滴在聚結(jié)力和電場力的共同作用下相互吸引靠近，發(fā)生形變，形成量變而聚結(jié)成較大的水滴。 徐進通過在脫水型旋流器的內(nèi)部插入電極棒，設計出一種直流電型水力旋流器，提高了油水分離的分離效率［7］?？琢顜浀葎t在旋流器入料口下方、溢流管入口、柱錐交界、錐中和底流口處施加軸向磁場，將磁力旋流器應用到磁鐵礦的脫泥工程上［8］。 黃自力等采用磁種絮凝-磁分離方法開展了廢水處理研究， 分析了不同條件對磁種-氫氧化鋅絮凝體沉降性能的影響。 在旋流場中增加疊加力的應用潛力非常大，但在技術上仍然有很多難題，如對于多相耦合場機理方面的研究還不夠深入，在旋流器的油水分離過程中加入電場、磁場操作難度也較大［9］。 因此，筆者在不增加新的物理場的前提下，基于水力旋流方法， 提出了一種多相耦合分離方法，通過固體顆粒與油相的耦合作用來促進油水分離，提高旋流器分離效率，為多相耦合分離技術提供借鑒和參考。

1 工作原理

多相耦合分離方法是通過向油水混合液中加入第3相介質(zhì)固體顆粒的方式，促進油水分離，提高旋流器分離性能。 多相耦合分離過程如圖1所示，具體工作原理為：使密度和粒徑與油相接近的固體顆粒與油水混合相一起進入旋流器內(nèi)，由于油相密度小，在離心力的作用下主要集中在旋流器的中心，而固體顆粒與油滴的粒徑、密度相近，其運移軌跡與油滴運移軌跡相似，因此固體顆粒會推動部分油滴，無形增加了油滴所受的徑向力與軸向力，使更多的油滴運移到旋流器中心處從溢流管排出，而密度較大的水相在離心力的作用下被甩到旋流器壁面附近， 由底流管排出，從而促進油水兩相介質(zhì)的分離。

圖1 多相耦合分離過程示意圖

2 離散相模型

離散相模型 （Discrete Phase Model，DPM）可以用于模擬并獲取流場中離散相顆粒 （固體顆粒） 在旋流器內(nèi)的運動軌跡和顆粒引起的熱量、質(zhì)量傳遞等。 該模型還考慮了相間耦合及其結(jié)果對離散相軌道、連續(xù)相流動的影響作用［10］。 在拉氏坐標系下，F(xiàn)luent通過對顆粒作用力微分方程進行積分來求解離散相顆粒的運動軌道。 在笛卡爾坐標系下，顆粒的作用力平衡方程如下［11，12］：

其中，F(xiàn)D（u-up）為顆粒的單位質(zhì)量曳力，F(xiàn)D的表達式為［13］：

式中 CD——曳力系數(shù)；

dp——顆粒直徑，m；

Fx——其他作用力，N；

Re——相對雷諾數(shù)；

u——流體速度，m/s；

up——顆粒速度，m/s；

μ——流體的動力粘度，Pa·s；

ρ——流體密度，kg/m3；

ρp——顆粒密度，kg/m3。

3 數(shù)值模擬

3.1 物理模型

筆者通過雙錐式液液旋流器為載體研究多相耦合分離，利用SolidWorks三維建模，流體域結(jié)構(gòu)和尺寸如圖2所示， 以旋流器頂部中心處為坐標系原點，軸向為z軸，徑向為x、y軸，H1、H2、H3截面分別為z=20mm、z=70mm、z=120mm。

圖2 雙錐式液液旋流器結(jié)構(gòu)尺寸

3.2 網(wǎng)格劃分

利用Gambit對旋流器的流體域進行網(wǎng)格劃分， 采用全六面體網(wǎng)格， 網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖3所示。 為保證數(shù)值模擬計算的準確性，進行網(wǎng)格無關性檢驗， 對不同劃分網(wǎng)格數(shù)（166 720，268 144，370 240，483 166） 旋流器進行數(shù)值模擬，以旋流器溢流口的壓力降（△pu）為檢驗標準，得出該旋流裝置隨著網(wǎng)格數(shù)的增加△pu呈現(xiàn)出先減小后平緩的趨勢， 且網(wǎng)格數(shù)從370 240增加到483 166時，△pu基本沒有變化，這說明此時網(wǎng)格數(shù)的增加對模擬結(jié)果的影響已經(jīng)變小，綜合考慮計算時間，選擇旋流器網(wǎng)格數(shù)為370 240。

圖3 流體域網(wǎng)格劃分

3.3 邊界條件

模擬計算采用多相流Mixture模型與離散相模型DPM相結(jié)合的方式，其中水相為主相（97%），油為次相（3%），油滴粒徑為300μm，入口速度為11.4m/s， 油 相 密 度 為852.7kg/m3， 水 相 密 度 為998.2kg/m3，入口為速度入口（velocity-inlet），出口為自由出口（outflow），選用壓力基準算法隱式求解器穩(wěn)態(tài)求解， 湍流計算模型選擇雷諾應力模型，壓力-速度耦合選用SIMPLE算法，壁面邊界條件為壁面不可滲漏，無滑移條件，選用一階迎風差分離散格式，殘差精度為1×10-6。

DPM邊界條件設置：固體顆粒從入口面（Surface）射入旋流器內(nèi)部，固體顆粒為直徑300μm的球形，粒子間的相互作用忽略不計，顆粒密度為770kg/m3， 固體顆粒的入射速度與混合相進入旋流器的速度相同，入口面射入量為2 000顆，顆粒湍流擴散模型選用隨機游走模型 （Discrete Random Walk），兩切向入口與底流口設置為逃逸，溢流口設置為捕獲，旋流器流體域的其余所有壁面均設置為反射。

4 結(jié)果分析

4.1 油相分布對比

多相耦合分離和常規(guī)離心分離兩種條件下旋流器縱剖面上油相分布如圖4所示。 對比圖4a、b可知， 當固體顆粒從入口面與油水混合物一起進入旋流器時， 溢流管中油相體積分數(shù)明顯增加，流向底流口的油相減少，說明固體顆粒與油滴耦合作用較好，基于力的疊加原理，向旋流器中添加固體顆粒促進油水分離的想法是可行的。

圖4 旋流器縱剖面上的油相分布對比

4.2 速度對比

分別在旋流器旋流段、大錐段、小錐段選取截面H1、H2、H3（圖2），旋流器在3個截面上的軸向速度對比如圖5所示，曲線對稱性較好，以零軸速包絡面為界，在包絡面外側(cè)軸向速度為正值時代表流體向下流動，負值則代表向上流動。 H1、H2、H3截面軸心處的軸向速度分別為-3.43、-0.42、2.25m/s，說明旋流器向上的軸向速度隨著軸向位置的增加逐漸減小，在大錐段末端時軸心處流體運動方向發(fā)生改變，軸向速度變?yōu)檎怠?對比軸向速度曲線發(fā)現(xiàn)H1截面上軸向速度基本沒有變化，H2截面上旋流器軸心處軸向速度變化較大，說明固體顆粒在大錐段處對油滴的推動作用較強， 軸向速度明顯增加，H3截面上多相耦合分離軸向速度較小，這是因為在小錐段處流體主要向下運動流向底流口，而加入固體顆粒時在小錐段軸心處仍有少量固體顆粒與油滴發(fā)生耦合作用，促使油滴向上運動，使流體整體向下的軸向速度減小。

圖5 旋流器在3個截面上的軸向速度對比

旋流器在H1、H2、H3截面上的徑向速度對比如圖6所示， 徑向速度的方向均是由分離器邊壁指向分離器中心，徑向速度的最大值隨著軸向位置的增加逐漸減小，在z=20mm時，徑向速度最大值達到1.08m/s。 由圖6可知，在靠近旋流器軸心區(qū)域內(nèi)，加入固體顆粒時徑向速度增大，說明固體顆粒在徑向位置上也對油滴有一定的推動作用，使油滴所受的徑向力增大。

4.3 分離效率對比

圖6 旋流器在3個截面上的徑向速度對比

旋流器作為一種分離設備，分離效率是評價旋流器分離性能的重要標準。 衡量旋流器性能的3個效率為：質(zhì)量效率Eo、簡化效率Ej和綜合效率Ez。其中質(zhì)量效率和簡化效率是從凈化角度出發(fā)，而綜合效率由簡化效率Ej、溢流分流比F和入口含油體積分數(shù)Co三者決定［14］：

式中 K——僅與入口含油體積分數(shù)Co有關的常數(shù)，K=1/（1－Co）；

Mio——入口中油的質(zhì)量；

Muo——溢流口中油的質(zhì)量。

利用上述公式， 得出旋流器3個主要效率的對比曲線（圖7）。 從圖7中可以發(fā)現(xiàn)，多相耦合分離可以提高旋流器的分離效率，其中質(zhì)量效率最大達到96.05%，簡化效率的增值最大達到2.88%，效率為94.73%，綜合效率為73.24%。 說明增加固體顆?？梢浴皵y帶”或“推動”部分油滴，增加油滴所受的徑向力和軸向力，加快油滴的徑向速度和軸向速度，使更多的油滴從溢流管中排出，進而提高分離效率。

圖7 分離效率對比

5 固體顆粒密度影響分析

5.1 固體顆粒分布及運移軌跡

不同固體顆粒密度下固體顆粒分布及其運移軌跡如圖8所示， 由圖8可知， 當固體密度從470～870kg/m3變化時， 固體顆粒主要集中在內(nèi)旋流和溢流管附近， 這是由于固體顆粒密度較小，受到的離心力小，因而集中在內(nèi)旋流和軸線接近溢流口處，而當密度大于870kg/m3時，固體顆粒受到的離心力增大，被甩到了器壁附近。 從圖8還可以發(fā)現(xiàn)，隨著固體顆粒密度的增加，固體顆粒的聚集位置逐漸下移， 而聚集位置過于往上或往下，都會減弱固體顆粒對油滴的推動作用，因此當固體顆粒密度小于且與油相密度相近時，它們之間的耦合作用較好。

5.2 油相分布及運移軌跡

不同固體顆粒密度下油相分布及其運移軌跡如圖9所示。 由圖9可見，隨著固體顆粒密度的增大，在溢流口附近油相分布呈先增大后減小的趨勢，且固體密度為770kg/m3時，在旋流器中心處油相分布最好，油相體積分數(shù)的最大值為0.68。當固體顆粒密度為770kg/m3時， 固體顆粒主要向中心移動，對油滴的攜帶和推動作用最大，有利于中心油核的形成，從而減少了油相從底流口逃離的幾率。 當固體顆粒密度較小時，固體顆粒過輕，主要分布在油滴上部， 大部分顆粒直接從溢流口排出，而未與油相耦合。 當固體顆粒密度較大時，固體顆粒受到的離心力增大， 固體顆粒隨水相被甩到旋流器外壁附近，也未與油滴發(fā)生耦合作用。

圖8 不同固體顆粒密度下固體顆粒分布及其運移軌跡

5.3 軸向速度

圖9 不同固體顆粒密度下油相分布及其運移軌跡

H2截面上不同固體顆粒密度下沿徑向方向上的軸向速度分布如圖10所示。 從圖10可以看出，軸向速度曲線具有良好的對稱性。 在以中心為圓心的5mm半徑以內(nèi)的軸向速度為負值，而這一部分油相含量較高，當半徑大于5mm時，整體的軸向速度從負值轉(zhuǎn)變?yōu)檎?，這部分區(qū)域集中大量水相，且軸向速度指向底流方向，這對分離油相是有利的。 從圖10還可以發(fā)現(xiàn)，指向底流方向的軸向速度受固體顆粒密度影響較小，而在旋流器中心處，軸向速度隨固體顆粒密度呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢， 并且在密度為770kg/m3時取得最大值0.42m/s。 通過上文分析不同固體顆粒密度下固體顆粒運移軌跡，得出當固體顆粒密度小于且與油相密度相近時，它們之間的耦合作用較好， 因此固體顆粒密度為770kg/m3時流體的軸向速度較大。 而當固體顆粒密度逐漸增大時，固體顆粒逐漸分布在旋流器的外壁并向下運移，使軸向速度減小。

圖10 H2截面上不同固體顆粒密度下軸向速度分布

5.4 分離效率

不同固體顆粒密度下旋流器的多相耦合分離效率如圖11所示。 由圖11可以發(fā)現(xiàn)，隨著固體顆粒密度的增加，分離效率呈先增加后降低的趨勢， 固體顆粒密度從470kg/m3變化到1 070kg/m3，分離效率在94.38%～96.05%之間變化， 且都大于常規(guī)離心分離效率93.89%， 在固體顆粒密度為770kg/m3時，分離效率達到最高值96.05%。通過對固體顆粒分布及其運移軌跡、油相分布及其運移軌跡、速度場以及油水分離效率等方面的綜合分析，得到固體顆粒密度為770kg/m3時，固體顆粒促進油水分離效果最好。

圖11 不同固體顆粒密度下旋流器多相耦合分離效率對比

6 結(jié)論

6.1 基于水力旋流分離方法，提出了一種多相耦合分離方法， 采用CFD數(shù)值模擬方法驗證了多相耦合分離方法的可行性。

6.2 對比分析多相耦合分離和常規(guī)離心分離條件下旋流器內(nèi)的速度場、固體顆粒分布、油相分布、運移特性和分離效率，結(jié)果表明加入固體顆?？梢酝苿硬糠钟偷危黾佑偷嗡艿膹较蛄洼S向力，加快油滴的徑向速度和軸向速度，進而提高旋流器的分離效率，使旋流器的分離效率最大提高2.88%。

6.3 研究了不同固體顆粒密度對旋流器分離性能的影響規(guī)律，研究結(jié)果表明，當固體顆粒密度在470～1 070kg/m3范圍內(nèi)變化時， 旋流器的分離效率隨固體顆粒密度的增加呈先增高后降低的趨勢， 并在固體顆粒密度為770kg/m3時分離效率達到最大值96.05%。