脫氣除油旋流系統(tǒng)流場分布及分離特性

張爽，趙立新，劉洋，宋民航，劉琳

（1 東北石油大學機械科學與工程學院，黑龍江 大慶 163318；2 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，黑龍江 大慶 163318；3 中國科學院過程工程研究所，北京 100190）

隨著油田的不斷開采，目前我國大部分油田已進入高含水階段，且采出液中常帶有大量伴生氣。氣體的存在增加了不同介質(zhì)間的混合和湍流程度，對油水分離的難度和井口計量的精確度等都產(chǎn)生了較大的影響，且伴生氣會對工藝中配接的一些元件造成不利影響，進一步惡化分離效果。因此，有效解決伴氣因素的不利影響，成為改善油水分離性能的重要研究方向之一。旋流分離法是一種高效離心分離法，相對于油田常用的沉降分離，具有設(shè)備體積小、處理時間短、分離效率高等突出優(yōu)點，采用旋流分離法實現(xiàn)采出液脫氣除油處理對于簡化陸上地面處理工藝及提升海上平臺環(huán)保經(jīng)濟的采出液處理技術(shù)具有重要的意義。

近年來，眾多學者對利用旋流分離實現(xiàn)三相分離進行了研究。1987 年Bendasiki 等提出了一種可以實現(xiàn)懸浮顆粒、油滴和水3種介質(zhì)分離的旋流器，并且在船舶污水處理中得到應(yīng)用，由此三相旋流器分離的研究得以展開。大連理工大學的鄭娟在柱狀旋流式氣?液分離器的基礎(chǔ)上加裝了除砂裝置，由此可以實現(xiàn)氣?水?砂三相的分離，進一步拓寬了以往三相分離只能從液液固入手的思路。趙立新等結(jié)合固?液分離機理和氣?液分離機理，提出了內(nèi)錐式氣?液?固三相分離器，有效解決了3種不同介質(zhì)的分離，研究表明脫氣效率在實驗數(shù)據(jù)區(qū)間內(nèi)大多處于90%以上，除砂效率區(qū)間為50%～80%，第三相固體的分離效率相對較低。周俊鵬在內(nèi)錐式氣?液?固三相分離器的基礎(chǔ)上，改進設(shè)計了油?氣?水三相分離旋流器，并進行了室內(nèi)試驗，試驗數(shù)據(jù)顯示同樣存在對氣相分離效率較高，而對第三相油相分離效率較低的問題，除油效率未超過90%。鄭小濤等在深入研究了氣?液旋流分離技術(shù)和液?液旋流分離技術(shù)后，設(shè)計了油?水?氣三相旋流分離器。其結(jié)構(gòu)特點為旋流器分為內(nèi)外兩層，分別為氣?液分離腔和液?液分離腔，兩個分離腔改善了油水分離效率，但是該結(jié)構(gòu)內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜導(dǎo)致分離空間有限，處理量相對較低。盧秋羽等提出了脫氣除油一體化旋流器，并對其結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作參數(shù)進行了研究分析，該結(jié)構(gòu)具有氣液分離腔、一級液液分離腔和二級液液分離腔，液液兩級分離也提高了油水分離效率，試驗結(jié)果顯示油相分離效率最高可達94%左右，但此時的溢流分流比已經(jīng)達到了50%，在溢流口損失了較多的液體，影響了分離器的性能。艾昕宇設(shè)計了一種串聯(lián)式一體化三相旋流分離裝置，將兩個旋流器串聯(lián)起來使用，并對兩個旋流器進行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化，該結(jié)構(gòu)可以減小氣體對油水分離的影響，但二級常規(guī)油水旋流器對后續(xù)油水分離效率的進一步提高存在局限性。在眾多研究學者的探索和研究下，針對油氣水三相分離的旋流分離技術(shù)已經(jīng)有了明顯的突破，但是在研究中還存在的明顯問題是，由于氣體的密度遠遠小于另外兩相，所以分離效果顯著，但是油相和水相密度差異較小，且常規(guī)旋流分離器由于自身結(jié)構(gòu)原因會出現(xiàn)對大油滴分離效果好而細小油滴分離效率較差的現(xiàn)象，制約了油水分離效率的提升，這使得三相分離結(jié)構(gòu)中的油水分離部分備受關(guān)注。因此本文提出了新型脫氣除油旋流系統(tǒng)，在保證脫氣效率的同時進一步提高對小油滴的去除效率，并采用數(shù)值模擬與室內(nèi)試驗相結(jié)合的研究方法對脫氣除油旋流系統(tǒng)的流場特性及分離性能開展研究。

1 結(jié)構(gòu)原理

脫氣除油旋流系統(tǒng)是將氣液分離器與油水分離器串聯(lián)起來使用，如圖1所示，其中氣液分離器采用帶有傾斜向下入口的柱狀氣液旋流分離器GLCC型結(jié)構(gòu)，油水分離器采用一種旋流分離器的新型結(jié)構(gòu)——油滴重構(gòu)旋流器。根據(jù)前人研究經(jīng)驗，GLCC 型氣液分離器分離效果相對較好，這可以減少氣體對后續(xù)油水分離的影響。但在旋流分離的過程中，由于氣體湍流程度較強仍然會加劇油滴的破碎，使油滴粒徑變小且大小不一，若要實現(xiàn)這部分小粒徑油滴的高效分離，則需要加大油滴所受的離心力，而油滴重構(gòu)旋流器的主要結(jié)構(gòu)特點是將旋流器的入口設(shè)計成180°彎管形式，并在彎管內(nèi)設(shè)置擋板，通過擋板將旋流器切向入口分為內(nèi)、外兩層，進而使油滴重構(gòu)旋流器形成內(nèi)外兩層分離空間。內(nèi)外兩層分離空間的主直徑不同，分別適用于小粒徑油滴和大粒徑油滴的離心分離，可以較好地改善含氣工況下油水分離效果差的現(xiàn)象。

圖1 脫氣除油旋流系統(tǒng)

脫氣除油旋流系統(tǒng)原理如圖2所示，其具體工作原理為：油氣水三相混合介質(zhì)通過傾斜向下的切向入口進入氣液分離器后形成旋流狀態(tài)，由于氣相密度與油相、水相密度相差較大，氣相和油相、水相沿徑向方向所受離心力不同，從而在氣液分離器中心部分產(chǎn)生低壓區(qū)，密度最小的氣相被擠向中間低壓區(qū)，從頂部中心處的氣相出口排出，而油水兩相邊旋轉(zhuǎn)邊向下運動沿切向出口進入油滴重構(gòu)旋流器，當不同粒徑的油滴經(jīng)過彎管時，受慣性分離作用，大粒徑油滴由于自身慣性大，在轉(zhuǎn)向過程中主要聚集于彎管的外側(cè)流動，而小粒徑油滴自身慣性小，主要聚集于彎管的內(nèi)側(cè)，從而實現(xiàn)通過彎管形式的入口結(jié)構(gòu)完成油滴的重構(gòu)，并且重構(gòu)后的大小油滴分別隨水相進入外層和內(nèi)層不同的分離空間。在內(nèi)層旋流器中，重質(zhì)水相受離心力作用被甩向內(nèi)層旋流器內(nèi)壁附近區(qū)域，并集中于內(nèi)層油相出口與內(nèi)層旋流器內(nèi)壁之間的環(huán)形空間向下流動，富含小油滴的輕質(zhì)油相則主要集中在內(nèi)層旋流器的軸心處，由內(nèi)層底部油相出口排出；同理，在外層旋流器中，重質(zhì)水相受離心力的作用被甩向外層旋流器內(nèi)壁附近，并沿著外層油相出口與外層旋流器內(nèi)壁之間的環(huán)形空間向下流動，與內(nèi)層旋流器中分離后的水相匯合由水相出口排出，富含大油滴的輕質(zhì)油相則集中于內(nèi)層旋流器外壁附近向下運移，最終由外層油相出口向下排出。脫氣除油旋流系統(tǒng)主要參數(shù)見表1。

表1 脫氣除油旋流系統(tǒng)參數(shù)

圖2 脫氣除油旋流系統(tǒng)原理及尺寸

2 研究方法

2.1 數(shù)值模擬

2.1.1 多相流模型

基于歐拉?歐拉方法，多相流模型采用Mixture模型，Mixture模型的連續(xù)性方程和動量方程分別如式(1)及式(2)所示。

式中，為密度，kg/m；?為哈密頓算子；為質(zhì)量平均速度，m/s；為混合黏性系數(shù)，Pa·s；為體積力，N；為相數(shù)；α為第相的體積分數(shù)；ρ為第相的密度，kg/m；為第相的漂移速度，m/s。

2.1.2 種群平衡模型

種群平衡模型（population balance model，PBM）可以用于計算油滴的破碎及聚集。在旋流分離過程中，油滴的分布隨著質(zhì)量傳遞和動量傳遞不斷演變，是不同過程（聚集、變形和破碎等）的聯(lián)合，油滴重構(gòu)旋流器的油滴重構(gòu)功能主要通過油滴粒徑的改變而體現(xiàn)，因此需要通過種群平衡方程來描述粒群變化，模擬油滴在流動過程中的破碎及聚集現(xiàn)象。種群平衡方程的一般形式如式(3)所示。

式中，為液滴體積，m；為時間，s；為數(shù)量密度函數(shù)；為液滴速度，m/s；和均為產(chǎn)生率；和均為損失率；下角標B和C分別表示破碎和聚并。

2.1.3 網(wǎng)格劃分及邊界條件

為了對脫氣除油旋流系統(tǒng)分離性能進行數(shù)值模擬研究，構(gòu)建脫氣除油旋流系統(tǒng)的流體域模型，利用Gambit 軟件對脫氣除油旋流系統(tǒng)流體域模型進行網(wǎng)格劃分，為了提高計算精度，模型采用全六面體網(wǎng)格結(jié)構(gòu)。網(wǎng)格獨立性檢驗可避免由于網(wǎng)格精度造成的計算偏差，對脫氣除油旋流系統(tǒng)流體域模型分別進行620962、710056、832575、933714 四種不同數(shù)量網(wǎng)格劃分，當網(wǎng)格數(shù)達到832575 以上時，分離效率不再隨著網(wǎng)格數(shù)量的變化而變化，因此綜合計算時間后選擇網(wǎng)格數(shù)832575。根據(jù)油田現(xiàn)場采出液性質(zhì)進行介質(zhì)物性參數(shù)設(shè)置，模擬介質(zhì)為油氣水三相，連續(xù)相水和離散相氣、油的密度分別為998.2kg/m和11.91kg/m、889kg/m，水、油、氣的動力黏度分別為1.003×10Pa·s、1.006Pa·s、1.087×10Pa·s，設(shè)置油滴粒徑為50～800μm，隨機分為5組，每組分別占比20%，入口含油體積分數(shù)為2%，含氣體積分數(shù)研究范圍為10%～30%。選用壓力基準算法隱式求解器穩(wěn)態(tài)求解，采用一階迎風格式作為對流?擴散項，采用Simplec 壓力?速度耦合算法，旋流器的入口采用速度入口（velocity inlet）邊界條件，出口均定義為自由出口（outflow），固壁邊界按照無滑移邊界條件處理。

2.2 試驗工藝

基于脫氣除油旋流系統(tǒng)數(shù)值模擬結(jié)果，分別以脫氣除油旋流系統(tǒng)的含氣體積分數(shù)、氣相出口分流比為研究對象，開展脫氣除油旋流系統(tǒng)分離性能試驗研究，對比分析不同含氣體積分數(shù)、氣相出口分流比對脫氣除油效果的影響。試驗工藝流程如圖3所示：油和水分別經(jīng)計量泵、離心泵泵出，經(jīng)流量單元計量流量；空氣由空氣壓縮機增壓、經(jīng)儲氣罐穩(wěn)壓后計量壓力、流量；計量后的油、氣、水三相在靜態(tài)混合器中充分混合后，進入脫氣除油旋流系統(tǒng)的一級氣液分離器；由氣液分離器氣相出口排出的大部分氣體和少部分油水混合液經(jīng)氣液緩沖罐穩(wěn)壓，計量壓力和流量后氣體排空，液體進入廢液罐；由氣液分離器底流排出的少部分氣體和大部分油水混合液進入下一級油水分離器，油水混合液在油水分離器中進行離心分離，大部分油相通過油水分離器中心處的油相出口排出，依次經(jīng)過溢流流量計和溢流排液閥進入廢液罐，大部分水相由油水分離器邊壁處的水相出口排出，依次經(jīng)過底流排液閥和底流流量計進入廢液罐中。待試驗流程運行穩(wěn)定后，分別在入口、水相出口取樣，利用馬爾文激光粒度儀和紅外分光測油儀對樣液進行化驗分析。室內(nèi)試驗平臺及入口、出口處的樣液如圖4所示。

圖3 試驗工藝流程

圖4 室內(nèi)試驗平臺及樣液照片

3 結(jié)果分析

3.1 油相分布

為了研究油滴重構(gòu)旋流器的分離性能及優(yōu)勢，分別將常規(guī)雙錐旋流器、油滴重構(gòu)旋流器與氣液分離器串聯(lián)進行數(shù)值模擬分析。其中，常規(guī)雙錐旋流器的主直徑根據(jù)油滴重構(gòu)旋流器主直徑的尺寸進行等效計算，其余部分的尺寸則基于主直徑尺寸采用相似原理方法換算，通過數(shù)值模擬得到兩種結(jié)構(gòu)縱剖面上油相分布如圖5 所示。對比圖5 可以發(fā)現(xiàn)，油滴重構(gòu)旋流器在縱剖面上最高含油體積分數(shù)值處于內(nèi)層旋流器的軸心線附近，達到了85%左右。這是因為通過入口擋板上側(cè)小空間的流體流入的是內(nèi)層旋流器，流體速度較大，油水兩相的離心力差更大，因此內(nèi)層的最高含油體積分數(shù)大于外層。而常規(guī)雙錐旋流器中，最高含油體積分數(shù)僅為55%左右，且有較多的油相從底部的水相出口流出，通過數(shù)值模擬計算得到：常規(guī)雙錐旋流器水相出口平均含油體積分數(shù)0.57%>外層旋流器水相出口平均含油體積分數(shù)0.3%>內(nèi)層旋流器水相出口平均含油體積分數(shù)0.26%。油滴重構(gòu)旋流器水相出口中平均含油體積分數(shù)較低，說明了油水混合相通過彎管形式的重構(gòu)入口后，離心分離的效果更明顯，驗證了油滴重構(gòu)旋流器的分離優(yōu)勢。

圖5 油相分布對比及運移軌跡

3.2 運移軌跡

為了解脫氣除油旋流系統(tǒng)內(nèi)的分離過程，通過數(shù)值模擬得出含氣10%時氣相和油滴運移軌跡如圖6所示?？梢?，氣相從傾斜切向入口進入氣液分離器內(nèi)，先產(chǎn)生向水相出口方向的運動，然后逐漸在徑向上產(chǎn)生運動，穿過零軸速包絡(luò)面，到達內(nèi)旋流且軸向運動發(fā)生變化，逐漸向頂部氣相出口方向運動。油相開始進入氣液分離器時與水相一起形成外旋流，油滴在向油相出口方向運移的過程中逐漸向內(nèi)錐靠近，而進入下一級油水分離器之后，油滴在徑向上的速度加快，逐漸運移到內(nèi)外層旋流器的中心處，由底部油相出口流出。通過氣相與油滴的運移軌跡可以看出：氣相、油相與水相分離效果明顯，脫氣除油旋流系統(tǒng)分離效果較好。由圖6(b)中還可以發(fā)現(xiàn)，內(nèi)層旋流器中油滴粒徑較小，而外層旋流器中油滴粒徑較大，通過彎管實現(xiàn)了油滴的分層重構(gòu)。

圖6 氣相及油滴運移軌跡

3.3 粒度分布

圖7為脫氣除油旋流系統(tǒng)油滴粒徑隨軸向位置變化曲線。由圖7可知，油滴在氣液分離器內(nèi)運動時，其粒徑受含氣體積分數(shù)影響不明顯，在氣液分離器出口處均保持0.7mm 左右。對于二級油水分離，內(nèi)層旋流器中油滴粒徑受氣體影響變化較大，這是因為氣相較輕，在經(jīng)過彎管時受慣性作用主要集中在彎管擋板上側(cè)，殘余氣體大部分進入了內(nèi)層旋流器。當油滴進入內(nèi)層旋流器內(nèi)，含氣體積分數(shù)大于10%時，油滴粒徑發(fā)生明顯的破碎現(xiàn)象，當油滴繼續(xù)運動到旋流段和錐段時，油滴開始旋轉(zhuǎn)聚結(jié)，油滴粒徑逐漸增大，直至進入內(nèi)層油相出口后，由于油相出口直徑過小使油滴粒徑再次驟減，在內(nèi)層油相出口中，含氣20%時油滴粒徑較含氣10%時大，其原因是微量氣泡可以攜帶推動油滴運移，加強油滴間的聚結(jié)作用。

圖7 脫氣除油旋流系統(tǒng)沿軸向位置粒度分布

本文選擇入口油滴粒徑中值作為衡量油滴粒徑大小的依據(jù)，數(shù)值模擬設(shè)置其入口油滴粒徑中值為0.3mm，因此在下文有關(guān)數(shù)值模擬的分析中當油滴粒徑小于0.3mm 時可以認為此時的油滴相對較小。圖8 表示的是圖7 中截線（位于彎管上）上油滴粒徑分布曲線，由圖8可知，混合液經(jīng)過彎管后大小油滴產(chǎn)生了明顯的分層重構(gòu)現(xiàn)象，含氣體積分數(shù)為30%時，擋板下側(cè)的油滴粒徑值均在0.30mm 以上，最大值接近0.43mm，隔板上側(cè)則基本在0.25mm 以下。從圖8 中還可以發(fā)現(xiàn)，含氣體積分數(shù)越大，油滴的分層重構(gòu)現(xiàn)象越明顯，進入內(nèi)層旋流器的油滴越小，這可以更好地實現(xiàn)內(nèi)層小旋流器對難分離混合液的離心作用，在一定程度上改善了含氣量大時油水分離困難的現(xiàn)象，驗證了相比于常規(guī)旋流器，油滴重構(gòu)旋流器更適合作為脫氣除油旋流系統(tǒng)的二級。

圖8 截線A上油滴粒度分布

利用馬爾文激光粒度儀對脫氣除油旋流系統(tǒng)的入口、油相出口以及水相出口樣液油滴粒徑進行測量，得到含氣體積分數(shù)20%和30%條件下油滴粒度分布如圖9 所示，得到油滴粒度分布見表2。由圖9(a)可知：油相出口油滴粒徑>水相出口油滴粒徑>入口油滴粒徑，可見脫氣除油旋流系統(tǒng)對油滴具有聚結(jié)作用；隨著含氣體積分數(shù)的增加，油滴粒徑呈現(xiàn)出減小的趨勢，油相出口油滴粒徑受含氣體積分數(shù)影響最大，含氣20%時油相出口油滴粒徑中值為0.175mm，而含氣30%時油相出口油滴粒徑中值僅為0.063mm，這是因為氣體含量增大，在油水分離器內(nèi)氣體的湍流作用增強，對油滴液膜剪切作用加劇，使油相出口粒徑明顯減小。由圖9(b)水相出口中油滴粒徑的試驗值與模擬值對比圖可以發(fā)現(xiàn)，試驗與模擬測得的油滴粒徑分布范圍相同，模擬值相對更集中，雖然油滴粒徑的試驗值和模擬值有一定的差異，但二者分布規(guī)律一致且具有一定的吻合度，驗證了數(shù)值模擬方法的可靠性。對比圖7和圖9 還可以發(fā)現(xiàn)，圖9 中油滴粒徑相對于圖7 整體偏小，這是因為圖7中分析的是脫氣除油旋流系統(tǒng)軸心處的油滴粒徑，軸心處油相含量較大，油滴不斷聚結(jié)變大，而圖9中測量的是入口和出口面的油滴粒徑。

圖9 油滴粒度分布

表2 油滴粒度分布

3.4 分離效率

由于氣相質(zhì)量難以計量，通過浮子流量計測得氣相出口氣體流量，利用其占入口氣體流量的百分比來計算脫氣效率，即氣相體積分離效率。利用紅外分光測油儀對入口和水相出口樣品中的油相質(zhì)量濃度進行測量，除油效率可由式(4)得到。

式中，為除油效率；為油相分流比；為水相出口中油的質(zhì)量濃度，mg/L；為入口中油的質(zhì)量濃度，mg/L。

分流比是表達旋流器分離性能的重要參數(shù)，氣相出口分流比表示的是氣相出口處的流體體積流量占入口流體體積流量的比值。對不同含氣體積分數(shù)和氣相出口分流比下脫氣除油旋流系統(tǒng)的分離性能進行數(shù)值模擬分析，得到含氣體積分數(shù)與氣相出口分流比對脫氣效率和除油效率的交互作用關(guān)系如圖10 所示。可見，含氣體積分數(shù)與分流比的交互作用較顯著，隨著含氣體積分數(shù)的增加，脫氣效率逐漸降低，然而氣相出口分流比由20%增加到35%過程中，脫氣效率逐漸升高，且隨著氣相出口分流比逐漸增加，升高趨勢逐漸由急劇變?yōu)榫徛?。這是因為當氣相出口分流比小于含氣體積分數(shù)時，氣相大多集中在氣液分離器頂部未排出，脫氣效率隨分流比的增加變化較快，隨著氣相出口分流比的增加，大部分氣相已從氣相出口排出，氣液分離器頂部氣體較少，當氣相出口分流比繼續(xù)增加至大于含氣體積分數(shù)后，分流比的改變對氣體的繼續(xù)排出影響變小，脫氣效率升高緩慢逐漸不再改變。對于除油效率，隨著含氣體積分數(shù)的增加，除油效率明顯降低，說明氣液分離器底流中氣體的殘余量越多，對下一級油水分離效率的不利影響越大，另一方面，除油效率隨氣相出口分流比的增大呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢，因此在研究范圍內(nèi)綜合脫氣效率和除油效率可以得到，含氣10%、20%、30%的最佳分流比分別為25%、30%、35%，對應(yīng)的脫氣/除油效率模擬值分別為99.24%/92.26%、97.9%/90.18%、84.68%/86.16%?，F(xiàn)階段海上采油平臺一般采用回注水的開發(fā)方式進行石油開采，但采用回注水的開發(fā)方式對回注水水質(zhì)有較高的要求，因此雖然通過較低的氣相出口分流比能夠使氣相出口的含水率保持較小的值，但上述研究中的最佳分流比可以更好地保證后續(xù)分離后的水符合注水水質(zhì)標準，減輕原油處理系統(tǒng)處理壓力，且氣相出口處的液體也會進入污油罐再處理。基于海上采油平臺的承重能力以及空間限制等因素，要求海上油田采出液處理工藝流程短、設(shè)備占地面積小、水處理停留時間短，因此采用脫氣除油旋流系統(tǒng)快速分離工藝，對于海上平臺采出液的分離具有較好的應(yīng)用前景。

為了進一步得到含氣體積分數(shù)對脫氣除油旋流系統(tǒng)脫氣除油效率的影響規(guī)律，從圖10 的交互作用面選取一維線上的數(shù)據(jù)點進行試驗分析，得到氣相出口分流比為35%時脫氣除油旋流系統(tǒng)的脫氣效率和除油效率試驗值與模擬值的關(guān)系如圖11所示，得到底流含油濃度對比見表3。由圖11 可知，脫氣除油旋流系統(tǒng)的脫氣效率和除油效率均隨含氣體積分數(shù)的增加而不斷降低，除油效率在含氣體積分數(shù)為10%時達到最大值94.86%，這是因為隨著含氣體積分數(shù)的增加，氣液分離器的脫氣效率降低，較多的氣相流入下一級油水分離器占據(jù)了油相出口，使油相出口中液體減少，降低了除油效率。但脫氣效率降低的趨勢逐漸增大，而除油效率降低的趨勢逐漸變得緩慢，在研究范圍內(nèi)，除氣效率與脫油效率均達到了80%以上，進一步證明了油滴重構(gòu)旋流器可以提高含氣情況下的油水分離效率，脫氣除油旋流系統(tǒng)對油氣水三相分離的適用性較好。通過對脫氣效率及除油效率試驗值進行多項式擬合，擬合得到二次方程如圖11 所示，脫氣效率試驗值與模擬值平均相對誤差約為1.60%，除油效率試驗值與模擬值平均相對誤差約為4.18%。

圖10 含氣體積分數(shù)與氣相出口分流比對脫氣效率和除油效率的交互作用

圖11 含氣體積分數(shù)對脫氣除油旋流系統(tǒng)分離效率的影響

表3 分流比為35%時底流含油濃度對比

對圖10中線上的試驗數(shù)據(jù)進行分析，得到其分離效率受氣相出口分流比影響變化規(guī)律如圖12所示，得到底流含油濃度對比見表4?？梢?，隨著氣相出口分流比的增加，脫氣除油旋流系統(tǒng)的除油效率呈現(xiàn)出先增高后降低的趨勢，在分流比變化范圍20%～35%內(nèi)，除油效率最高可達90.18%，對應(yīng)脫氣效率為97.1%，而當分流比大于30%時，除油效率開始降低。試驗值多項式擬合得到的脫氣效率、除油效率與氣相出口分流比的關(guān)系為二次曲線，擬合度分別為0.94003、0.92494，脫氣效率模擬值相對試驗值的誤差約為2.36%，除油效率模擬值相對試驗值的誤差約為2.79%。通過不同含氣體積分數(shù)和氣相出口分流比條件下脫氣除油旋流系統(tǒng)的試驗研究，結(jié)果表明：脫氣除油旋流系統(tǒng)試驗值與模擬值的變化規(guī)律及吻合度均較好，驗證了數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性。

圖12 氣相出口分流比對脫氣除油旋流系統(tǒng)分離效率的影響

表4 含氣20%時底流含油濃度對比

4 結(jié)論

針對油田采出液伴氣因素的不利影響及常規(guī)旋流器對小油滴分離效果差的問題，設(shè)計了脫氣除油旋流系統(tǒng)。基于計算流體動力學模擬以及室內(nèi)試驗的研究方法分析了脫氣除油旋流系統(tǒng)的油相分布、運移軌跡、粒度分布和分離效果受含氣體積分數(shù)及氣相出口分流比的影響規(guī)律，通過分析得出如下結(jié)論。

（1）油滴粒度測量結(jié)果表明，油相出口油滴粒徑>水相出口油滴粒徑>入口油滴粒徑，可見脫氣除油旋流系統(tǒng)對油滴具有聚結(jié)作用；隨著含氣體積分數(shù)的增加，脫氣除油旋流系統(tǒng)內(nèi)的油滴粒徑逐漸減小，在研究范圍內(nèi)，含氣體積分數(shù)為10%時，油相出口粒徑最大，其中值為0.175mm，且含氣體積分數(shù)越大，油滴重構(gòu)旋流器中的油滴分層重構(gòu)現(xiàn)象越明顯，進入內(nèi)層旋流器的油滴越小。

（2）含氣體積分數(shù)與氣相出口分流比對脫氣除油旋流系統(tǒng)脫氣除油效率的交互作用較顯著，在研究范圍內(nèi)綜合脫氣效率和除油效率可以得到，含氣10%、20%、30%的最佳分流比分別為25%、30%、35%；隨著含氣體積分數(shù)的增加，脫氣效率逐漸降低，然而隨著氣相出口分流比的增加，脫氣效率逐漸升高，且升高趨勢逐漸變緩慢，除油效率隨氣相出口分流比的增大呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢。

（3）含氣體積分數(shù)為20%、分流比變化范圍在20%～35%之間時，除油效率最高為90.18%，對應(yīng)脫氣效率為97.1%；分流比為35%、含氣體積分數(shù)變化范圍在10%～30%之間時，除油效率最大值達到94.86%，對應(yīng)脫氣效率為98.6%。脫氣除油旋流系統(tǒng)的脫氣效率和除油效率均隨含氣體積分數(shù)的增加而不斷降低，但脫氣效率降低的趨勢逐漸增大，而除油效率降低的趨勢逐漸變得緩慢，證明了油滴重構(gòu)旋流器可以在一定程度上改善含氣情況下油水分離效果差的現(xiàn)象，脫氣除油旋流系統(tǒng)對油氣水三相分離的適用性較好。